P 100-1/2013 – Cod de proiectare seismică pentru clădiri (Ord. MDRAP 2465/2013)

COD DE PROIECTARE SEISMIC /g258 – PARTEA I – PREVEDERI DE PROIECTARE PENTRU CL/g258DIRI INDICATIV P 100-1/2013 3 CUPRI NS 1. GENERALIT/g258/g287I 1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 1.2. Defini/g288ii generale 1.3. Unit/g259/g288i de m/g259sur/g259 1.4. Simboluri 1.4.1. Simboluri folosite în capitolul 3 1.4.2. Simboluri folosite în capitolul 4 1.4.3. Simboluri folosite în capitolul 5 1.4.4. Simboluri folosite în capitolul 6 1.4.5. Simboluri folosite în capitolul 7 1.4.6. Simboluri folosite în capitolul 8 1.4.7. Simboluri folosite în capitolul 9 1.4.8. Simboluri folosite în capitolul 10 1.4.9. Simboluri folosite în capitolul 11 1.5. Documente de referin/g288/g259 1.6. Figuri /g1800i tabele 2. CERIN/g287E DE PERFORM AN/g287/g258 /g249I CONDI/g287II DE ÎNDEPLINI RE 2.1. Cerin/g288e fundamentale 2.2. Condi/g288ii pentru controlul îndeplinirii cerin/g288elor 2.2.1. Generalit/g259/g288i 2.2.2. Starea limit/g259 ultim/g259 2.2.3. Starea limit/g259 de serviciu (de limitare a degrad/g259rilor) 2.2.4. M/g259suri suplimentare 3. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258 3.1. Reprezentarea ac/g288iunii seismice pentru proiectare 3.1.2. Descrieri alternative ale ac/g288iunii seismice 3.1.3. Accelerograme artificiale 3.1.4. Accelerograme înregistrate 3.1.5. Variabilitatea în spa/g288iu a ac/g288iunii seismice 3.2. Spectrul de proiectare 3.3. Combinarea ac/g288iunii seismice cu alte tipuri de ac/g288iuni 4 4. PROIECTAREA CL/g258DIRILOR 4.1. Generalit/g259/g288i 4.2. Condi/g288ii de planificare a construc/g288iilor 4.3. Condi/g288ii privind amplasarea construc/g288iilor 4.4. Alc/g259tuirea de ansamblu a construc/g288iilor 4.4.1. Aspecte de baz/g259 ale concep/g288iei de proiectare 4.4.2. Elemente structurale principale /g250i secundare în preluarea for/g288elor seismice 4.4.3. Condi/g288ii pentru evaluarea regularit/g259/g288ii structurale 4.4.4. Condi/g288ii pentru alc/g259tuirea plan/g250eelor 4.4.5. Clase de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur /g250i factori de importan/g288/g259 4.5. Calculul structurilor la ac/g288iunea seismic/g259 4.5.1. Generalit/g259/g288i 4.5.2. Modelarea comport/g259rii structurale 4.5.3. Metode de calcul structural 4.5.4. Calculul deforma/g288iilor 4.6. Verificarea siguran/g288ei 4.6.1. Generalit/g259/g288i 4.6.2. Starea limit/g259 ultim/g259 4.6.3. Starea limit/g259 de serviciu 4.7. Sinteza metodelor de proiectare 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE BETON 5.1. Generalit/g259/g288i 5.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 5.1.2. Defini/g288ii 5.2. Principii de proiectare 5.2.1. Capacitatea de disipare de energie. Clase de ductilitate 5.2.2. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 5.2.3. Cerin/g288e de proiectare 5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înalt/g259 5.3.1. Condi/g288ii referitoare la materiale 5.3.2. Condi/g288ii geometrice 5.3.3. Eforturi de proiectare 5.3.4. Verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 /g250i prevederi de alc/g259tuire 5 5.4. 5.4.1. 5.4.2. 5.4.3. 5.4.4. 5.5. 5.5.1. 5.5.2. 5.5.3. 5.6. 5.6.1. 5.6.2. 5.7. 5.7.1. 5.7.2. 5.7.3. 5.8. 5.8.1. 5.8.2. 5.9. 5.10. 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN O/g287EL 6.1. Generalit/g259/g288i 6.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 6.1.2. Principii de proiectare 6.1.3. Verificarea siguran/g288ei 6.2. Condi/g288ii privind materialele 6.3. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 6.3.1. Tipuri de structuri 6.3.2. Factori de comportare 6.4. Calculul structurii 6.5. Reguli pentru comportarea disipativ/g259 a structurilor 6.5.1. Generalit/g259/g288i 6.5.2. Criterii de proiectare pentru structuri disipative 6 Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie Condi/g288ii referitoare la materiale Condi/g288ii g eometrice Eforturi de proiectare Verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 /g250i prevederi de alc/g259tuire Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate joas/g259 Eforturi de proiectare Rezisten/g288a la încovoiere /g250i la for/g288a t/g259ietoare Alc/g259tuire /g250i armare Elementele structurilor duale Structuri duale cu cadre predominante Structuri duale cu pere/g288i predominan/g288i Ancoraje /g250i înn/g259diri Generalit/g259/g288i Ancorarea arm/g259turii Înn/g259direa arm/g259turilor Funda/g288ii /g250i infrastructuri Prevederi generale M/g259suri de proiectare Efecte locale datorate interac/g288iunii cu pere/g288ii de umplutur/g259 Proiectarea plan/g250eelor de beton 6.5.3. Reguli de proiectare pentru elemente disipative supuse la compresiune /g250i/sau încovoiere 6.5.4. Reguli de proiectare pentru elemente întinse 6.5.5. Reguli de proiectare pentru îmbin/g259ri în zone disipative 6.5.6. Reguli de proiectare pentru /g250uruburile de ancoraj 6.6. Cadre necontravântuite 6.6.1. Criterii de proiectare 6.6.2. Grinzi 6.6.3. Stâlpi 6.6.4. Îmbin/g259rile grind/g259-stâlp 6.6.5. Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor 6.7. Cadre contravântuite centric 6.7.1. Criterii de proiectare 6.7.2. Particularit/g259/g288i de calcul 6.7.3. Calculul diagonalelor 6.7.4. Calculul grinzilor /g250i stâlpilor 6.8. Cadre contravântuite excentric 6.8.1. Criterii de proiectare 6.8.2. Calculul barelor disipative 6.8.3. Elementele nedisipative 6.8.4. Îmbin/g259rile barelor disipative 6.9. Reguli de proiectare pentru structuri de tip pendul inversat 6.10. Reguli de proiectare pentru structurile din o/g288el cu nuclee sau pere/g288i din beton armat /g250i pentru structuri duale 6.10.1. Structuri cu nuclee sau pere/g288i din beton armat 6.10.2. Structuri duale 6.11. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat 6.11.1. Criterii de proiectare 6.11.2. Rezisten/g288a contravântuirii 6.11.3. Particularit/g259/g288i de calcul 6.11.4. Calculul contravântuirilor 6.11.5. Grinzile /g250i stâlpii 6.11.6. Îmbin/g259rile contravântuirilor 6.11.7. Îmbin/g259rile grind/g259-stâlp 6.12. Controlul execu/g288iei 7 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR COMPOZITE 7.1. Generalit/g259/g288i 7.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 7.1.2. Principii de proiectare 7.2. Materiale 7.2.1. Beton 7.2.2. Arm/g259tura din o/g288el 7.2.3. O/g288elul structural ( rigid) 7.3. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 7.3.1. Tipuri de structuri 7.3.2. Factori de comportare 7.4. Ac/g288iunea de diafragm/g259 a plan/g250eelor compozite 7.5. Proiectarea structurilor disipative compozite 7.5.1. Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite 7.6. Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite 7.6.1. Prevederi generale 7.6.2. Calculul structural al cadrelor compozite 7.6.3. Suple/g288ea pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el care alc/g259tuiesc elementele compozite 7.6.4. Transferul de eforturi /g250i deforma/g288ii între o/g288el /g250i beton 7.6.5. Grinzi compozite 7.6.6. Stâlpi compozi/g288i din beton armat cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 (cu sec/g288iunea din o/g288el total înglobat/g259 în beton) 7.6.7. Stâlpi compozi/g288i din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton 7.6.8. Elemente compozite cu sec/g288iunea din o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton armat 7.6.9. Nodurile cadrelor compozite disipative 7.7. Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice 7.8. Proiectarea cadrelor compozite cu contravantuiri excentrice 7.9. Proiectarea structurilor cu pere/g288i compozi/g288i 7.9.1. Calculul structurilor cu pere/g288i compozi/g288i 7.10. Proiectarea funda/g288iilor structurilor compozite 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE ZID/g258RIE 8.1. Generalit/g259/g288i 8.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 8 8.1.2. 8.1.3. 8.1.4. 8.2. 8.2.1. 8.2.2. 8.2.3. 8.2.4. compresiune, forfecare /g250i încovoiere 8.2.5. Betoane 8.2.6. Arm/g259turi 8.2.7. Alte materiale pentru armarea zid/g259riei 8.3. Construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie 8.3.1. Tipuri de pere/g288i structura li din zid/g259rie 8.3.2. Condi/g288ii de utilizare 8.3.3. Regularitate /g250i neregularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 8.3.4. Factori de comportare 8.4. Calculul seismic al cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie 8.4.1. Condi/g288ii generale 8.4.2. Modele /g250i metode de calcul pentru stabilirea for/g288elor seismice de proiectare 8.4.3. Determinarea for/g288elor seismice de proiectare pentru pere/g288ii structurali 8.5. Principii /g250i reguli generale de alc/g259tuire specifice construc/g288iilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie 8.5.1. Condi/g288ii generale 8.5.2. Proiectarea suprastructurii 8.5.3. Proiectarea infrastructurii 8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie 8.6. Verificarea siguran/g288ei 8.6.1. Cerin/g288a de rezisten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) 8.6.2. Cerin/g288a de rigiditate 8.6.3. Cerin/g288a de stabilitate 8.6.4. Cerin/g288a de ductilitate 8.6.5. Cerin/g288e de rezisten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 de serviciu (SLS) Documente normative de referin/g288/g259 Defini/g288ii Simboluri Materiale componente Cerin/g288e speciale pentru elemente pentru zid/g259rie. Cerin/g288e speciale pentru mortare /g287eserea zid/g259riei Cerin/g288e privind rezisten/g288ele caracteristice minime ale zid/g259riei la 9 8.7. Calculul valorilor de proiectare ale rezisten/g288elor pere/g288ilor structurali din zid/g259rie 8.7.1. Prevederi generale de calcul. 8.7.2. Prevederi suplimentare pentru calculul pere/g288ilor structurali la for/g288/g259 axial/g259 /g250i încovoiere în planul peretelui 8.7.3. Prevederi suplimentare privind rezisten/g288a de proiectare a pere/g288ilor structurali cupla/g288i 8.8. Calculul deforma/g288iilor /g250i deplas/g259rilor laterale în planul peretelui 8.8.1. Condi/g288ii generale 8.8.2. Deforma/g288iile laterale ale pere/g288ilor structurali din zid/g259rie 8.9. Proiectarea cl/g259dirilor simple din zid/g259rie 8.9.1. Generalit/g259/g288i 8.9.2. Materiale pentru zid/g259rie 8.9.3. Condi/g288ii de regularitate g eometric/g259 /g250i structural/g259 8.9.4. Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cl/g259diri simple din zid/g259rie 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN LEMN 9.1. Generalit/g259/g288i 9.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 9.1.2. Defini/g288ii 9.1.3. Concep/g288ia de proiectare 9.2. Condi/g288ii privind comportarea structural/g259 disipativ/g259 9.3. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare (conectori) 9.4.2. Reguli pentru îmbin/g259ri 9.4.3. Reguli pentru diafragmele orizontale 9.5. Verific/g259ri de siguran/g288/g259 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR 10.1. Generalit/g259/g288i 10.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 10.1.2. Subsistemul componentelor nestructurale (CNS) 10.2. Cerin/g288e generale de performan/g288/g259 seismic/g259 specifice CNS 10.3. Bazele calculului seismic al componentelor nestructurale 10 10.3.1. Principii /g250i metode de evaluare a for/g288ei seismice de proiectare 10.3.2. Determinarea deplas/g259rilor laterale pentru calculul CNS 10.4. Condi/g288ii generale pentru proiectarea seismic/g259 a componentelor nestructurale 10.4.1. Leg/g259turile CNS 10.4.2. Interac/g288iunile CNS 10.5. Proiectarea seismic/g259 a componentelor arhitecturale nestructurale (A) 10.5.1. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 10.5.2. Proiectarea seismic/g259 a elementelor de construc/g288ie ata/g250ate anvelopei 10.5.3. Proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor nestructurali de închidere (A2) /g250i de compartimentare (A3) 10.5.4. Proiectarea seismic/g259 a tavanelor suspendate (A4) 10.5.5. Proiectarea seismic/g259 a pardoselilor în/g259l/g288ate (A5) 10.5.6. Proiectarea seismic/g259 a gardurilor de incint/g259 (A6) 10.5.7. Condi/g288ii de proiectare specifice pentru asigurarea c/g259ilor de evacuare din cl/g259dire 10.6. Proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor (B) 10.6.1. Gruparea instala/g288iilor în categorii seismice 10.6.2. Condi/g288ii generale de proiectare pentru sistemele de instala/g288ii 10.6.3. Condi/g288ii de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente /g250i/sau subansambluri de instala/g288ii 10.7. Proiectarea seismic/g259 a echipamentelor electromecanice (C) 10.7.1. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 10.8. M/g259suri specifice pentru protec/g288ia seismic/g259 a mobilierului din cl/g259diri (D) 244 10.8.1. Categorii de cl/g259diri /g250i de mobilier/aparatur/g259 care necesit/g259 protec/g288ia la efectele ac/g288iunii seismice 10.8.2. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 10.8.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a rafturilor de depozitare din spa/g288ii accesibile publicului 10.9. Verificarea siguran/g288ei CNS la efectele ac/g288iunii seismice 10.9.1. Generalit/g259/g288i 10.9.2. Înc/g259rc/g259ri de proiectare 10.9.3. Deplas/g259ri de calcul 10.9.4. Rezisten/g288a de proiectare a panourilor din zid/g259rie înr/g259mate în cadre 11 10.9.5. seismic/g259 10.9.6. 10.9.7. 10.10. 11. IZOLAREA BAZEI 11.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare 11.2. Defini/g288ii 11.3. Cerin/g288e fundamentale 11.4. Criterii de îndeplinire a cerin/g288elor 11.5. Prevederi generale de proiectare 11.5.1. Prevederi generale referitoare la dispozitivele de izolare 11.5.2. Controlul mi/g250c/g259rilor nedorite 11.5.3. Controlul mi/g250c/g259rilor diferen/g288iale ale terenului 11.5.4. Controlul deplas/g259rilor relative fa/g288/g259 de terenul /g250i construc/g288iile înconjur/g259toare 11.6. Ac/g288iunea seismic/g259 11.7. Factorul de comportare 11.8. Propriet/g259/g288ile sistemului de izolare 11.9. Calculul structural 11.9.1. Generalit/g259/g288i 11.9.2. Calculul linear echivalent 11.9.3. Calculul liniar simplificat 11.9.4. Calculul liniar modal simplificat 11.9.5. Calculul dinamic 11.9.6. Elemente nestructurale 11.10. Verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 ANEXE ANEXA A. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258: DEFINI/g287II /g249I PREVEDERI SUPLIMENTARE A.1. Defini/g288iile perioadelor de control (col/g288) ale spectrelor de r/g259spuns A.2. Perioada (frecven/g288a) predominant/g259 a vibra/g288iilor terenului A.3. Caracterizarea seismic/g259 a condi/g288iilor de teren A.4. Instrumentarea seismic/g259 a cl/g259dirilor 12 Reguli generale pentru verificarea siguran/g288ei CNS la ac/g288iunea Modele de calcul Verificarea condi/g288iilor de stabilitate, de rezisten/g288/g259 /g250i de rigiditate Asigurarea calit/g259/g288ii la proiectare /g250i la execu/g288ie A.5. A.6. ANEXA B. METODE SIMPLIFICATE DE DETERMINARE A PERIOADELOR /g249I FORMELOR PROPRII DE VIBRA/g287IE B.1. Metoda aproximativ/g259 Rayleigh B.2. Formule simplificate pentru estimarea perioadei fundamentale B.3. Observa/g288ii generale ANEXA C. CALCULUL MODAL CU CONSIDERAREA COMPORT/g258RII SPA/g287IALE A STRUCTURILOR C.1. Generalit/g259/g288i C.2. Determinarea fortelor seismice, eforturilor /g250i deplas/g259rilor modale C.3. Calculul eforturilor /g250i deplas/g259rilor din ac/g288iunea seismic/g259 ANEXA D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR D.1. Concep/g288ia procedeului D.2. Evaluarea propriet/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 /g250i de deforma/g288ie ale elementelor structurale D.3. Construirea curbei for/g288/g259 lateral/g259 – deplasarea la vârful construc/g288iei D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF D.5. Evaluarea cerin/g288elor de deplasare D.6. Controlul deplas/g259rilor structurale ANEXA E. VERIFICAREA DEPLAS/g258RILOR LATERALE ALE STRUCTURILOR E.1. Verificarea deplas/g259rilor laterale la starea limit/g259 de serviciu E.2. Verificarea deforma/g288iilor laterale la starea limit/g259 ultim/g259 E.3. Verificarea ductilit/g259/g288ii elementelor de beton armat la starea limit/g259 ultim/g259 E.4. Verificarea ductilit/g259/g288ii elementelor din o/g288el la starea limit/g259 ultim/g259 ANEXA F. ASPECTE SPECIFICE ALE ALC/g258TUIRII ELEMENTELOR DIN O/g287EL F.1. Valori ale suprarezisten/g288ei sistemului structural pentru calculul simplificat Spectrul de r/g259spuns elastic pentru diferite frac/g288iuni din amortizarea critic/g259 Accelera/g288ia seismic/g259 a terenului în România 13 F.2. F.3. F.4. ANEXA G. PROIECTAREA PL/g258CII GRINZILOR ÎN ZONA STÂLPILOR CADRELOR COMPOZITE G.1. Generalit/g259/g288i G.2. Reguli pentru prevenirea zdrobirii premature a betonului pl/g259cii grinzii compozite G.2.1. Grinda compozit/g259 transmite un moment negativ stâlpului marginal (exterior) G.2.2. Grinda compozit/g259 transmite un moment pozitiv stâlpului marginal (exterior) G.2.3. Grinzi compozite transmit momente de ambele semne stâlpului central (interior) ANEXA H (informativ/g259) - COMENTARII C 2. CERIN/g287E DE PERFORMAN/g287/g258 /g249I CONDI/g287II DE ÎNDEPLINIRE C 3. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258 C 4. PROIECTAREA CL/g258DIRILOR C 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE BETON C 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN O/g287EL C 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR COMPOZITE C 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE ZID/g258RIE C 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN LEMN C 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR C D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR C E. PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLAS/g258RII LATERALE A STRUCTURILOR ANEXA I (informativ/g259) - EXEMPLE DE PROIECTARE /g249I CALCUL E.4 PROIECTAREA CL/g258DIRILOR E 4.1 Structur/g259 metalic/g259 etajat/g259 cu dou/g259 planuri de simetrie E 4.2 Structur/g259 dual/g259 din beton armat neregulat/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie. E.5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g1801IILOR DE BETON 14 Lungimi de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate Rigidiz/g259rile barelor disipative Îmbin/g259ri grind/g259-stâlp cu sec/g288iune redus/g259 E.5.1. E.5.2. E.6. E.6.1. E.6.2. E.6.3. E.7. E.7.1. E.8. E.8.1. E.8.2 E.8.3 E.8.4. E.9. E.9.1. E.10. E.10.1 E.10.2 E.10.3 E.10.4 E.10.5 E.10.6 E.10.7 E.10.8 ANEXA J. RECOMAND/g258RI DE PROIECTARE Structura în cadre de beton armat Structura cu pere/g1802i de beton armat PREVEDERI SPECIFICE CONTRUC/g1801IILOR DE O/g1801EL Structur/g259 în cadre necontravântuite Structur/g259 în cadre contravântuite centric în V inversat Structur/g259 în cadre contravântuite excentric PREVEDERI SPECIFICE CONTRUC/g287IILOR COMPOZITE Calculul elementelor unei structuri compozite PREVEDERI SPECIFICE PENTRU CONSTRUC/g287II DE ZID/g258RIE Cl/g259dire de locuit cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente ceramice Cl/g259dire tip « vil/g259 » P+2E cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente de BCA Cl/g259dire de locuit P+3E cu pere/g288i structurali din zid/g259rie cu elemente ceramice Cl/g259dire tip « vil/g259 » P+2E cu pere/g288i structurali din zid/g259rie confinat/g259 (ZC) cu elemente BCA PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE LEMN Proiectarea unei structuri de tip hal/g259 de lemn PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR Verificarea unui perete desp/g259r/g288itor din zid/g259rie cu elemente ceramice Verificarea unui panou de zid/g259rie înr/g259mat/g259 într-un cadru de beton armat pentru ac/g1802iunea seismic/g259 în planul peretelui Verificarea unui perete de fa/g1802ad/g259 din zid/g259rie de BCA înr/g259mat în cadru de beton pentru ac/g1802iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul peretelui Verificarea unui perete de fa/g1802ad/g259 cu goluri de ferestre realizat din zid/g259rie cu elemente ceramice Determinarea cerin/g1802elor de deplasare pentru un panou publicitar Calculul prinderilor cu buloane pentru un echipament (prinderi fixe) Calculul prinderilor pentru un echipament montat pe izolatori de vibra/g288ii Calculul unei conducte de ap/g259 fierbinte 15 1 1. GENERALIT/g258/g287I 1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Codul de proiectare seismic/g259 - Partea I - P revederi de proiectare pe ntru cl/g259diri, indicativ P 100-1/2013 (denumit în continuare P 100-1) se aplic/g259 la proiectarea seism ic/g259 a cl/g259dirilor /g250i construc/g288iilor cu structuri similare acestora (de exemplu, tribun e, estacade /g250i alte asemenea) amplasate pe teritoriul României. (2) Prevederile codului P 100-1 sunt armonizate cu prevederile standardului na/g288ional SR EN 1998-1. (3) Proiectarea construc /g288iilor cu func/g288iuni speciale (de exemplu, centrale nucleare, platforme maritime, poduri, baraje, diguri, co/g250uri de fum, turnuri de r/g259cire /g250i altele asemenea) nu face obiectul codului P 100-1. (4) Codul cuprinde nu mai acele prevederi care, împreun /g259 cu prevederile codurilor destin ate proiect/g259rii la alte tipuri de ac/g288iuni a structurilor din diferite materiale (beton arm at, o/g288el, zid/g259rie, lemn), trebuie respectate în vederea asigur/g259rii protec/g288iei seismice a cl/g259dirilor /g250i construc /g288iilor cu structuri similare acestora. (5) Preved erile codului au în vedere, în cazul ac/g288iunii cutremurului: - protec /g288ia vie/g288ii /g250i integrit/g259/g288ii fizice a persoanelor, - m en/g288inerea f/g259r/g259 întrerupere a desf/g259/g250ur/g259rii de activit/g259/g288i /g250i servicii esen/g288iale pentru via/g288a social/g259 /g250i economic/g259, - evitarea producerii de explozii sau degaj/g259ri de substan/g288e periculoase; - lim itarea pagubelor materiale. (6) Dato rit/g259 caracterului imprevizibil, pronun/g288at aleator al cutremurelor, eficien/g288a m /g259surilor de protec/g288ie seismic/g259 prezint/g259 un anumit grad de incertitudine. Astfel, calitatea pro iectelor /g250i performan/g288elor structurilor trebuie evaluat/g259 prin m/g259sura în care se respect/g259 prevederile codului /g250i n u prin prisma apari/g288iei, în cazul unei construc/g288ii individuale, a unor urm/g259ri m ai deosebite. (7) Condi/g288iile stab ilite prin prezentul cod au caracter minimal /g250i nu sunt limitative. (8) Prezenta reg lementare tehnic/g259 este supus/g259 actualiz/g259rii periodice pe m/g259sura evolu/g288iei progresului tehnic în dom eniul proiectarii cl/g259dirilor /g250i construc/g288iilor cu structuri similare acestora la ac/g288iunea seismic/g259. (9) Preved erile codului reflect/g259 nivelul de cunoa/g250tere la data elabor/g259rii acestuia în ceea ce priv e/g250te ac/g288iunea seismic/g259, principiile /g250i regulile de calcul /g250i alc/g259tuire ale construc/g288iilo r, precum /g250i performan/g288ele /g250i cerin/g288ele privind construc/g288iile /g250i produsele pentru construc/g288ii utilizate. (10) Pe m /g259sur/g259 ce prin cercet/g259ri teoretice /g250i programe experimentale efectuate în laboratoare acred itate / autorizate se vor ob/g288ine noi date / informa/g288ii suplimentare privind perform an/g288ele /g250i ipotezele / modelele / metodele / valorile de calcul utilizate, acestea vor constui baza funda ment/g259rii unor amendamente tehnice la prezentul cod cu respectarea, în condi/g288ile legii, a pro cedurii de actualizare/revizuire a reglement/g259rilor tehnice. 16 (11) Prev ederile codului se adreseaz/g259 investitorilor, proiectan/g288ilor, executan/g288ilor de lucr/g259ri, speciali/g250tilor cu activitate în domeniul construc/g288iilor atesta/g288i /autoriza/g288i în condi/g288iile legii, precum /g250i organismelor de verificare /g250i control (verificarea /g250i/sau expertizarea proiectelor, verificarea, controlul /g250i/sau expertizarea lucr/g259rilor). (12) Structura codului P 100-1 este urm/g259toarea: 1. Generalit/g259/g288i 2. Cerin/g288e de performan/g288/g259 3. Ac/g288iunea seismic/g259 4. Proiectarea cl/g259dirilor 5. Prevederi specifice co nstruc/g288iilor de beton 6. Prevederi specifice co nstruc/g288iilor din o/g288el 7. Prevederi specifice co nstruc/g288iilor compozite 8. Prevederi specifice co nstruc/g288iilor de zid/g259rie 9. Prevederi specifice co nstruc/g288iilor din lemn 10. Prevederi specifice com ponentelor nestructurale ale construc/g288iilor 11. Izolarea bazei Anexa A - Ac/g288iunea s eismic/g259. Defini/g288ii /g250i prevederi suplimentare. Anexa B - Metode simplificate de determinare a perioadelor /g250i formelor proprii de vibra/g288ie Anexa C - Calculu l modal cu considerarea comport/g259rii spa/g288iale a structurii Anexa D - Procedeu de calcul static n eliniar (biografic) al structurilor Anexa E - Procedeu de v erificare a deplas/g259rii laterale a structurilor Anexa F - Aspecte sp ecifice alc/g259tuirii elementelor din o/g288el Anexa G - Proiectarea pl /g259cii grinzilor la rezemarea pe stâlpii cadrelor compozite Anexa H - Comentarii Anexa I - E xemple de proiectare /g250i calcul Anexa J - Recomand/g259ri de proiectare 1.2. Defini/g288ii generale Defini/g288iile n o/g288iunilor de baz/g259 utilizate în cuprinsul codului P 100-1 sunt prezentate în continuare. Aceste defini/g288ii se completeaz/g259, atunci când este cazul, cu explica/g288iile termenilor specifici capitolelor 2 – 11. Termenii de utilizare general/g259 se definesc astfel: Factor de comportare: Factor utilizat pentru a reduce for/g288ele corespunz/g259toare r/g259spunsului elastic /g288inând cont de r/g259spunsul neliniar al structurii. Depinde de natura materialului structural, tipul de sistem structural /g250i concep/g288ia de proiectare. 17 1.3. Unit/g259/g288i de m/g259sur/g259 (1) Se utilizeaz/g259 unit/g259/g288ile din Sistemul Interna/g288ional. (2) Pentru calcule sunt recomandate urm/g259toarele unit/g259/g288i(0) - Eforturi /g250i înc/g259rc/g259ri: kN, kN/m, kN/m2 - Masa: kg, t - Masa specific/g259 (densitate): kg/m3, t/m3 - Greutate specific/g259: kN/m3 - Eforturi unitare /g250i rezisten/g288e: N/mm2 (MPa), kN/m2 (kPa) - Momente (încovoietoare, de torsiune, etc.): kNm - Accelera/g288ii: m/s2 - Accelera/g288ia gravita/g1802ional/g259: g (9.81 m/s2) 18 Metoda ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 (Metoda de proiectare la capacitate): Metod/g259 de proiectare în care unele componente ale sistemului structural sunt proiectate /g250i detaliate pentru a permite disiparea energiei seismice prin deforma/g288ii inelastice, în timp ce toate celelalte elemente structurale sunt proiectate pentru a avea suficient/g259 capacitate de rezisten/g288/g259 pentru a nu dep/g259/g250i limitele comport/g259rii elastice /g250i a permite dezvoltarea mecanismului de disipare de energie ales. Zon/g259 disipativ/g259 (zon/g259 critic/g259 sau zon/g259 poten/g288ial plastic/g259): Parte a unei structuri, unde se a/g250teapt/g259 s/g259 se dezvolte deforma/g288ii inelastice, înzestrat/g259 cu o capacitate ridicat/g259 de disipare a energiei. Structur/g259 cu r/g259spuns inelastic (disipativ/g259): Structura sau parte a unei structuri, la care se a/g250teapt/g259 s/g259 se dezvolte deforma/g288ii inelastice, înzestrat/g259 cu o capacitate ridicat/g259 de disipare a energiei. Factor de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur: Factor evaluat pe baza consecin/g288elor ced/g259rii structurale. Structur/g259 cu r/g259spuns elastic (nedisipativ/g259): Structur/g259 proiectat/g259 s/g259 reziste la ac/g288iuni seismice f/g259r/g259 considerarea comport/g259rii inelastice (neliniare). Componente nestructurale: Elemente de construc/g288ie, instala/g288ii /g250i echipamente care nu sunt luate în considerare la proiectarea seismic/g259 a ansamblului structurii din cauza rezisten/g288ei insuficiente sau a modului de leg/g259tur/g259 cu structura. Elemente principale pentru preluarea for/g288ei seismice: Elemente componente ale sistemului structural supus la ac/g288iuni seismice care sunt considerate în calculul structural /g250i sunt proiectate /g250i detaliate în concordan/g288/g259 cu reglement/g259rile tehnice de proiectare seismic/g259. Elemente secundare: Elemente care nu intr/g259 în componen/g288a sistemului structural de rezisten/g288/g259 la ac/g288iuni seismice /g250i nu sunt proiectate /g250i detaliate conform reglement/g259rilor tehnice de proiectare seismic/g259, dar care trebuie astfel alc/g259tuite încât s/g259 permit/g259 transmiterea înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale, atunci când structura este supus/g259 la deplas/g259rile laterale impuse de cutremur. Combina/g288ia seismic/g259 de proiectare: Com bina/g288ie factorizat/g259 a efectelor ac/g288iunilor care include ac/g288iunea seismic/g259 cu valoarea de proiectare 1.4. Simboluri 1.4.1. Simboluri folosite în ca pitolul 3 ag accelera/g288ia terenului pentru proiectare (pentru componenta orizontal/g259 a mi/g250c/g259rii terenului) avg accelera/g288ia terenului pentru proiectare (pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului) IMR intervalul mediu de recuren/g288/g259 de referin/g288/g259 al ac/g288iunii seismice g accelera/g288ia gravita/g288ional/g259 TB, TC, TD perioadele de control (col/g288) ale spectrului de r/g259spuns elastic pentru componentele orizontale ale accelera/g288iei terenului /g69(T) spectrul normalizat de r/g259spuns elastic pentru componentele orizontale ale accelera/g288iei terenului /g690 factorul de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 a accelera/g288iei orizontale T perioada de vibra/g288ie a unui sistem cu un grad de libertate dinamic/g259 /g250i cu r/g259spuns elastic Se(T) spectrul de r/g259spuns elastic de accelera/g288ii pentru componentele orizontale ale accelera/g288iei terenului SDe(T) spectrul de r/g259spuns elastic pentru deplas/g259ri /g69v(T) spectru l normalizat de r/g259spuns elastic pentru com ponenta vertical/g259 a accelera /g288iei terenului TBv, TCv, TDv perioadele de control (col/g288) ale spectrului de r/g259spuns elastic pentru componenta vertical/g259 a accelera/g288iei terenului /g690v factorul de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 a accelera/g288iei verticale SVe(T) spectrul de r/g259spuns elastic de accelera/g288ii pentru componenta vertical/g259 a accelera/g288iei terenului Tp perioada predominant/g259 de vibra/g288ie a terenului în amplasament M magnitudinea Gutenberg-Richter Mw magnitudinea moment Sd(T) spectrul de proiectare pentru accelera/g288ii q factorul de comportare kEA valoarea caracteristic/g259 a ac/g288iunii seismice EdA valoarea de proiectare a ac/g288iunii seismice /g534I,e factorul de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur EPA accelera/g288ia efectiv/g259 de vârf a mi/g250c/g259rii terenului EPV viteza efectiv/g259 de vârf a mi/g250c/g259rii terenului EPD deplasarea efectiv/g259 de vârf a mi/g250c/g259rii terenului SA spectrul de r/g259spuns pentru accelera/g288ii absolute 19 SV spectrul de r/g259spuns pentru viteze relative SD spectrul de r/g259spuns pentru deplas/g259ri relative VS viteza undelor de forfecare VP viteza undelor de compresiune SV viteza medie a undelor de forfecare ponderat/g259 cu grosimea stratelor profilului hi grosimea stratului de teren i VSi viteza undelor de forfecare pentru stratul de teren i Ts,30 perioada de vibra/g288ie a pachetului de strate de teren de grosime h=30m de la suprafa/g288a terenului h grosimea total/g259 a pachetului de strate de teren din amplasament 1.4.2. Simboluri folosite în capitolul 4 xe0 , oye distan/g288a între centrul de rigiditate /g250i centrul maselor m/g259surat/g259 în direc/g288iile de calcul selectate xr , yr r/g259d/g259cina p/g259trat/g259 a raportului între rigiditatea la torsiune a stru cturii /g250i rigid itatea lateral/g259 în direc/g288iile de calcul eI ,/g74 factorul de impor/g288ant/g259 /g250i expunere la cutremur sd deplasarea lateral/g259 ca efect al accelera/g288iei seismice ed deplasarea elastic/g259 sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare /g81 factorul de reducere a valorii deplas/g259rii aplicat la starea limit/g259 de serviciu q factorul de comportare c factor de amplificare al deplas/g259rii elastice în calculul deplas/g259rilor la starea lim it/g259 ultim/g259 dE valoarea de proiectare a efectului ac/g288iunii seismice (a efortului sau deforma/g288iei) dR valoarea de proiectare a efortului capabil /g84 coeficientul de sensibilitate al deplas/g259rii relative de nivel totP înc/g259rcarea vertical/g259 total/g259 la nivelul considerat /g1800i de la cele de deasupra, în ipoteza de calcul seism ic totV for/g288a t/g259ietoare de nivel h în/g259l/g288imea de nivel fdE valoarea de calcul a efectului ac/g288iunii seism ice (efortului, deplas/g259rii) G , FE efectul (efortul) înc/g259rc/g259rilor neseismice asupra funda/g288iei 20 Rd/g74 factorul de suprarezisten/g288/g259 /g39 l/g259/g288imea necesar/g259 a rostului între cl/g259diri e1i excentricitatea accidental/g259 a masei de la nivelul i fa/g288/g259 de pozi/g288ia calculat/g259 a centrului maselor Li dimensiunea plan/g250eului perpendicular/g259 pe direc/g288ia ac/g288iunii seismice /g11/g121T Sd ordonata spectrului de r/g259spuns de proiectare corespunz/g259toare perioadei fundamentale T1 T1 perioada proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii în planul care con/g288ine direc/g288ia orizontal/g259 considerat/g259 m masa total/g259 a cl/g259dirii calculat/g259 ca suma a maselor de nivel im /g79 factorul de corec/g288ie care /g288ine seama de contribu/g288ia modului propriu fundamental prin masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 acestuia Fi for/g288a seismic/g259 orizontal/g259 static echivalent/g259 de la nivelul i Fb for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare modului fundamental si componenta formei fundamentale pe direc/g288ia gradului de libertate dinamic/g259 de transla/g288ie la nivelul i n num/g259rul de niveluri al cl/g259dirii mi masa de nivel zi în/g259l/g288imea nivelului i fa/g288/g259 de baza construc/g288iei considerat/g259 în model j ixF , j iyF for/g288ele seismice la nivelul i în direc/g288ia x, respectiv y, pentru subsistemul plan j ixF , iyF for/g288ele seismice la nivelul i în direc/g288ia x, respectiv y, pentru modelul plan general j ixK , j iyK rigidit/g259/g288ile relative de nivel ale elementelor verticale care intr/g259 în componen/g288a subsistemului plan j asociate direc/g288iei x, respectiv y, calculate considerând numai deplas/g259rile de transla/g288ie ale plan/g250eului indeformabil jx , jy distan/g288e în direc/g288ia x, respectiv y, care definesc pozi/g288ia subsistemului plan în raport cu centrul de rigiditate de la nivelul i ixe , iye distan/g288e în direc/g288ia x, respectiv y, care definesc pozi/g288iile deplasate ale for/g288elor seismice fa/g288/g259 de centrul de rigiditate ixe0 , iye0 distan/g288e în direc/g288ia x, respectiv y, dintre centrele de mas/g259 /g250i de rigiditate la nivelul i ixe1 , iye1 excentricit/g259/g288ile accidentale în direc/g288ia x, respectiv y, la nivelul i km masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 modului propriu de vibra/g288ie k kT perioada proprie în modul propriu de vibra/g288ie k 21 k is , componenta vectorului propriu în modul de vibra/g288ie k pe direc/g288ia gradului de libertate dinamica i EE efectul ac/g288iunii seismice (efort , deplasare) EE,k efectul ac/g288iunii seismice în modul k de vibra/g288ie EdxE , EdyE valoarea de proiectare a efectului aplic/g259rii mi/g250c/g259rii seismice pe direc/g288ia axelor orizontale x /g250i y, alese pentru structur/g259, EdzE valoarea de proiectare a efectului aplic/g259rii mi/g250c/g259rii seismice pe direc/g288ia axei verticale z iM1 momentul de torsiune aplicat la nivelul i al structurii în jurul axei sale verticale 1.4.3. Simboluri folosite în ca pitolul 5 Ac aria sec/g288iunii transversale a unui element de beton AS1 arm/g259turile de la partea inferioar/g259 a unei grinzi AS2 arm/g259turile de la partea superioar/g259 a unei grinzi Ash aria total/g259 de etrieri orizontali într-un nod grind/g259-stâlp Asv aria total/g259 de arm/g259tur/g259 vertical/g259 într-un nod grind/g259-stâlp Awh aria total/g259 a sec/g288iunii orizontale printr-un perete Hw în/g259l/g288imea unui perete MEd valoarea de proiectare a momentului încovoietor /g520MRb suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale grinzilor care intr /g259 intr-un nod, în sec/g1802iunile învecinate nodurilor, corespunz/g259toare direc/g1802iei /g1800i sensului considerat al ac/g1802iunii s eismice /g520MRc suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intr /g259 intr-un nod, în sec/g1802iunile învecinate nodurilor, corespunz/g259toare direc/g1802iei /g1800i sensului considerat al ac/g1802iunii s eismice Mi,d valoarea momentelor la capetele grinzilor sau stâlpilor utilizate pentru calculul for/g288ei t/g259ietoare asociate plastific/g259rii MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil în grinzi la cap/g259tul i MRc,i valoarea de proiectare a momentului capabil în stâlpi la cap/g259tul i NEd valoarea de proiectare a for/g288ei axiale Vc valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în stâlp V'Ed for/g288a t/g259ietoare rezultat/g259 din calculul structurii în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare VEd valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în perete VEd,max for/g288a t/g259ietoare maxim/g259 asociat/g259 plastific/g259rii, ce ac/g288ioneaz/g259 la cap/g259tul unei grinzi VEd,min for/g288a t/g259ietoare minim/g259 asociat/g259 plastific/g259rii ce ac/g288ioneaz/g259 la cap/g259tul unei grinzi Vjhd valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în nod 22 b l/g259/g288imea unei grinzi m/g259surat/g259 la partea inferioar/g259 beff l/g259/g288imea de plac/g259 a unei grinzi cu sec/g1802iunea în form/g259 de „T” la fa/g288a stâlpului bc dimensiunea sec/g288iunii transversale a unui stâlp bj l/g259/g288imea de proiectare a nodului bo l/g259/g288imea miezului de beton confinat într-un stâlp sau în elementele marginale ale unui perete bw l/g259/g288imea inimii unei grinzi bwo grosimea inimii unui perete d în/g259l/g288imea efectiv/g259 (util/g259) a sec/g288iunii elementului dbL diametrul barelor longitudinale dbw diametrul unui etrier fcd valoarea de proiectare a rezisten/g288ei la compresiune a betonului fcm valoarea medie a rezisten/g288ei la compresiune a betonului fctm valoarea medie a rezisten/g288ei la întindere a betonului fyk valoarea caracteristic/g259 a limitei de curgere a o/g288elului fyd valoarea de proiectare a rezisten/g288ei la curgere a o/g288elului fywd valoarea de proiectare a rezisten/g288ei la curgere a arm/g259turii transversale hf grosimea pl/g259cii la grinzi cu sec/g288iune „T” hjc distan/g288a dintre planurile extreme de arm/g259turi din stâlp într-un nod grind/g259-stâlp hjw distan/g288a dintre arm/g259turile de jos /g250i cele de sus hs în/g259l/g288imea de etaj hw în/g259l/g288imea sec/g288iunii transversale a unei grinzi lcl în/g259l/g288imea liber/g259 a unui stâlp lcr lungimea zonei critice lw lungimea sec/g288iunii transversale a unui perete q factor de comportare s distan/g288a dintre arm/g259turile transversale xu în/g259l/g288imea zonei comprimate /g3021 factorul de multiplicare a for/g288ei seismice orizontale corespunz/g259tor form/g259rii primei articula/g288ii plastice în sistem /g302u factorul de multiplicare a for/g288ei seismice orizontale corespunz/g259tor form/g259rii mecanismului cinematic global /g534Rd factor ce /g288ine seama de efectul incertitudin ilor legate de model în ceea ce prive/g250te valorile de proiectare ale eforturilor capabile utilizate la estimarea eforturilor de calcul, în acord cu principiul proiect/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259; /g288ine seama de diferitele surse de suprarezisten/g288/g259 /g542d efortul axial mediu normalizat reprezentând raportul dintre valoarea de proiectare a for/g288ei axiale, NEd, /g1800i Acfcd 23 /g545 procentul de armare cu arm/g259tur/g259 întins/g259 1.4.4. Simboluri folosite în capitolul 6 L deschiderea grinzii MEd momentul încovoietor de proiectare din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259 MEd,E momentul încovoietor din ac/g288iunea seismic/g259 MEd,G momentul încovoietor din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259 Mpl,Rd rezisten/g1802a plastic/g259 de proiectare a sec/g1802iunii la moment încovoietor NEd efortul axial de proiectare din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259 NEd,E efortul axial din ac/g288iunea seismic/g259 NEd,G efortul axial din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259 Npl,Rd rezisten/g1802a plastic/g259 de proiectare a sec/g1802iunii la efort axial Rd rezisten/g288a îmbin/g259ri, corespunz/g259toare modului de solicitare la care este supus/g259 Rfy rezisten/g288a plastic/g259 a elementului disipativ corespunz/g259toare modului de solicitare la care acesta este supus VEd for/g288a t/g259ietoare de proiectare rezultat/g259 din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259 VEd,E for/g288a t/g259ietoare din ac/g288iunea seismic/g259 VEd,G for/g288a t/g259ietoare din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259 VEd,M valoarea for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 plasticiz/g259rii unei grinzi la ambele capete Vpl,Rd rezisten/g1802a plastic/g259 de proiectare a sec/g288iunii la for/g1802/g259 t/g259ietoare Vwp,Ed for/g288a t/g259ietoare în panoul de inim/g259 al stâlpului Vwp,Rd rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a panoului inimii stâlpului e lungimea unei bare disipative fy valoarea nominal/g259 a limitei de curgere a o/g288elului fy,max valoarea maxim/g259 a limitei de curgere a o/g288elului fu valoarea nominal/g259 a rezisten/g288ei la rupere a o/g288elului q factorul de comportare tw grosimea inimii sec/g288iunii tf grosimea t/g259lpii sec/g288iunii /g58T valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural 24 /g3021 factorul de multiplicare al for/g288elor seismice de proiectare corespunz/g259tor apari/g288iei primei articula/g288ii plastice în sistem /g302u factorul de multiplicare al for/g288elor seismice de proiectare corespunz/g259tor form/g259rii unui num/g259r de articula/g288ii plastice suficient de mare pentru a aduce structura în situa/g288ia de mecanism cinematic /g534M factorul par/g288ial de siguran/g288/g259 pentru material /g534ov raportul dintre limita de curgere real/g259, fy,max /g250i limita de curgere nominal/g259, fy (suprarezisten/g288a de material) /g537 capacitatea de rotire total/g259 a nodului grind/g259-stâlp /g79 valoarea adimensional/g259 a zvelte/g288ei unui element TEd temperatura minim/g259 de referin/g288/g259 μ coeficientul de frecare E modulul de elasticitate al o/g1802elului Ncr efortul critic de flambaj elastic Lcr lungimea de flambaj I momentul de iner/g1802ie al sec/g1802iunii G , dE solicitarea produs/g259 de înc/g259rc/g259rile neseismice din gruparea care include ac/g288iunea seism ic/g259; E , dE solicitarea produs/g259 de înc/g259rc/g259rile seismice; Pmax capacitatea corectat/g259 la compresiune a contravântuirii cu flambaj împiedicat Tmax capacitatea corectat/g259 la întindere a contravântuirii cu flambaj împiedicat /g69 factorul de corec/g288ie a capacita/g288ii la compresiune /g90 factorul de corec/g288ie datorat consolid/g259rii 1.4.5. Simboluri folosite în ca pitolul 7 Aa, Ac, As aria de arm/g259tur/g259 , beton /g250i respectiv o/g288el rigid AS /g250i AT arm/g259turi suplimentare amplasate în plac/g259 în zona stâlpului (AS arm/g259tura longitudinal/g259 /g250i AT arm/g259tura transversal/g259) bc l/g259/g288imea sec/g288iunii stâlpului perpendicular/g259 pe axa grinzii beff l/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii din beton a grinzii din o/g288el compozit/g259 cu placa beff + l/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii din beton a grinzii din o/g288el compozit/g259 cu placa în zona de moment pozitiv beff - l/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii din beton a grinzii din o/g288el compozit/g259 cu placa în zona de moment negativ be1 /g250i be2 l/g259/g288imile efective par/g288iale ale pl/g259cii situate deoparte /g250i de alta a axei grinzii bf l/g259/g288imea t/g259lpii elementului din o/g288el 25 bo dimensiunea minim/g259 a miezului din beton m/g259surat/g259 între axele etrierilor c l/g259/g288imea aripii t/g259lpii elementului din o/g288el d în/g259l/g288imea sec/g288iunii din o/g288el, dimensiunea exterioar/g259 (maxim/g259) a sec/g288iunii /g288evii din o/g288el dbL diametrul barelor longitudinale dbw diametrul etrierilor de confinare E modulul de elasticitate ale o/g288elului Ecm modulul de elasticitate al betonului pentru înc/g259rc/g259ri de scurt/g259 durat/g259 EI1 rigiditatea la încovoiere a grinzii din o/g288el compozite cu placa pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a l/g259/g288imii efective de placa EI2 rigiditatea la încovoiere a grinzii din o/g288el compozite cu placa pentru zona de moment negativ cu considerarea arm/g259turii din l/g259/g288imea efectiv/g259 de plac/g259 fcd rezisten/g288a de calcul a betonului fy rezisten/g288a caracteristic/g259 a o/g288elului fyd rezisten/g288a de proiectare a o/g288elului fydf rezisten/g288a de proiectare a o/g288elului t/g259lpii fydL rezisten/g288a de proiectare a o/g288elului arm/g259turilor longitudinale fydw rezisten/g288a de proiectare a o/g288elului arm/g259turilor transversale h în/g259l/g288imea sec/g288iunii elementului compozit hb în/g259l/g288imea sec/g288iunii grinzii compozite hc în/g259l/g288imea sec/g288iunii stâlpului compozit Ia , momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii de arm/g259tur/g259 Ic momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii brute din beton Ieq momentul de iner/g288ie echivalent al grinzii compozite Is momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii brute din o/g288el l deschiderea grinzii lcl în/g259l/g288imea liber/g259 a stâlpului. lcr lungimea zonei critice a unui element compozit le lungimea de înglobare a riglei de cuplare din o/g288el în perete MEd momentul de proiectare Mpl,Rd momentul capabil NEd for/g288a axial/g259 de proiectare Npl,Rd for/g288a axial/g259 capabil/g259 la compresiune centric/g259 q factorul de comportare s distan/g288a între etrieri t grosimea peretelui /g288evii, 26 tf grosimea t/g259lpii elementului din o/g288el tw grosimea inimii elementului din o/g288el VEd for/g288a t/g259ietoare de proiectare VRd for/g288a t/g259ietoare capabil/g259 a elementului compozit Vwp,Sd for/g288a t/g259ietoare de proiectare a nodului Vwp,Rd for/g288a t/g259ietoare capabil/g259 a nodului compozit x/h în/g259l/g288imea relativ/g259 a zonei comprimate din betonul grinzii compozite cu placa /g302l factorul de multiplicare al înc/g259rc/g259rilor seismice de cod (în condi/g288iile p/g259str/g259rii constante a celorlalte înc/g259rc/g259ri de calcul) corespunz/g259tor form/g259rii primei articula/g288ii plastice în sistemul structural compozit. /g302u factorul de multiplicare al înc/g259rc/g259rilor seismice de cod (în condi/g288iile p/g259str/g259rii constante a celorlalte înc/g259rc/g259ri de calcul) corespunz/g259tor form/g259rii mecanismului complet de disipare în structura compozit/g259. /g542d for/g288a axial/g259 normalizat/g259 de proiectare a unui stâlp compozit 1.4.6. Simboluri folosite în capitolul 8 Aasc aria arm/g259turii din stâlpi/g250orul comprimat Asw aria armaturilor din rosturil e orizontale pentru preluarea for/g288ei t/g259ietoare C*** marca blocului de zid/g259rie D lungimea diagonalei panoului de cadru Eb modulul de elasticitate al betonului Ez modulul de elasticitate secant de scurt/g259 durat/g259 al zid/g259riei Ezc modulul de elasticitate longitudinal al zid/g259riei confinate FEd(zu) for/g288a axial/g259 din diagonala comprimat/g259 a panoului de umplutur/g259 corespunz/g259toare ac/g288iunii seismice de proiectare; FRd(zu) rezisten/g288a de proiectarea a panoului de umplutur/g259 FRd1(zu) rezisten/g288a de rupere prin lunecare din for/g288/g259 t/g259ietoare în rosturile orizontale apanoului de zid/g259rie de umplutur/g259 FRd2 (zu) rezisten/g288a de rupere la strivire a diagonalei comprimate a panoului de zid/g259rie de umplutur/g259 FRd3(zu) rezisten/g288a de rupere prin fisurare în lungul diagonalei comprimate Gz modulul de elasticitate transversal al zid/g259riei simple Gzc modulul de elasticitate transversal al zid/g259riei confinate Ib momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii de beton a elementelor de confinare Ist valoarea medie a momentelor de iner/g288ie ale stâlpilor care m/g259rginesc panoul Iz momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii de zid/g259rie confinat/g259 HW în/g259l/g288imea peretelui 27 M** marca mortarului Mcap(sus), Mcap(jos) valorile rezisten/g288elor de proiectare la încovoiere la extremit/g259/g288ile grinzii de cuplare, sus /g250i jos MEd valoarea de proiectare a momentului încovoietor în planul peretelui MExd1 valoarea de proiectare a momentului încovoietor în plan paralel cu rosturile orizontale MExd2 valoarea de proiectare a momentului încovoietor în plan perpendicular pe rosturile orizontale MRd rezisten/g288a de proiectare la încovoiere în planul peretelui MRxd1 rezisten/g288a de proiectare la încovoiere a peretelui în plan paralel cu rosturile orizontale MRxd2 rezisten/g288a de proiectare la încovoiere a peretelui în plan perpendicular pe rosturile orizontale NEd valoarea de proiectare a for/g288ei axiale NRd rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 axial/g259 VEdu valoarea for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 rezisten/g288ei la încovoiere a sec/g288iunii de zid/g259rie simpl/g259, confinat/g259 sau cu inim/g259 armat/g259, determinat/g259 /g288inând seama de suprarezisten/g288a arm/g259turilor VEd valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare determinat/g259 prin calculul structurii în domeniul elastic liniar Vg for/g288a t/g259ietoare maxim/g259 în grinda de cuplare din înc/g259rc/g259rile verticale Vgc rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a grinzilor de cuplare din pere/g288ii cu goluri VRd rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare VRda rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a arm/g259turilor orizontale din stratul median al peretelui cu inim/g259 armat/g259 VRdb rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a stratului median de beton sau mortar-beton al peretelui cu inim/g259 armat/g259 VRdz rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a zid/g259riei peretelui cu inim/g259 armat/g259 VRd1 rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a panoului de zid/g259rie confinat/g259 VRd2 rezisten/g288a de proiectare la forfecare a arm/g259turii din stâlpi/g250orul comprimat VRd3 rezisten/g288a de proiectare a arm/g259turilor din rosturile orizontale ale zid/g259riei ag valoarea de proiectare a accelera/g288iei terenului g accelera/g288ia gravita/g288ional/g259 bz grosimea total/g259 a celor dou/g259 straturi de c/g259r/g259mid/g259 ale peretelui cu inima armat/g259 d diametrul barelor din elementele de beton armat fb rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune a corpurilor de zid/g259rie normal pe fa/g288a rostului orizontal 28 fbh rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune a corpurilor de zid/g259rie paralel cu fa/g288a rostului orizontal, în planul peretelui fd rezisten/g288a de proiectare la compresiune a zid/g259riei fk rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune a zid/g259riei fkd1 rezisten/g288a caracteristic/g259 a zid/g259riei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale fkd2 rezisten/g288a caracteristic/g259 a zid/g259riei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale fkh rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 la compresiune a zid/g259riei paralel cu fa/g288a rostului orizontal în planul peretelui fm rezisten/g288a medie la compresiune a mortar-betonului din stratul median al pere/g288ilo r din zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 fvd rezisten/g288a de proiectare la forfecare a zid/g259riei fvd0 rezisten/g288a de proiectare la forfecare sub efort de compresiune nul a zid/g259riei fvk rezisten/g288a caracteristic/g259 la forfecare a zid/g259riei fvk0 rezisten/g288a caracteristic/g259 la forfecare sub efort de compresiune nul a zid/g259riei fxd1 rezisten/g288a de proiectare a zid/g259riei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale fxd2 rezisten/g288a de proiectare a zid/g259riei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale fyd rezisten/g288a de proiectare a arm/g259turii din stâlpi/g250orul comprimat h în/g259l/g288imea liber/g259 a peretelui hef în/g259l/g288imea efectiv/g259 a peretelui hetaj în/g259l/g288imea nivelului cl/g259dirii hgol în/g259l/g288imea golului din zid/g259rie hp în/g259l/g288imea panoului de zid/g259rie de umplutur/g259 l deschiderea grinzii lo lungimea de calcul a grinzii de cuplare (între fe/g288ele montan/g288ilor) lw lungimea peretelui lc lungimea zonei comprimate a peretelui lmin l/g259timea minim/g259 a spaletului de zid/g259rie la o sec/g288iune compus/g259 lp lungimea panoului de zid/g259rie de umplutur/g259 n num/g259rul de niveluri al cl/g259dirii p% densitatea pere/g288ilor structurali raportat/g259 la aria plan/g250eului q factorul de comportare s distan/g288a între arm/g259turile Asw t grosimea peretelui de zid/g259rie tef grosimea efectiv/g259 a peretelui 29 tm grosimea stratului median al peretelui din zid/g259rie armat/g259 tp grosimea panoului de zid/g259rie de umplutur/g259 x adâncimea zonei comprimate rezultat/g259 din ipoteza sec/g288iunilor plane xconv adâncimea conven/g288ional/g259 a blocului eforturilor de compresiune xechiv adâncimea echivalent/g259 a zonei comprimate xmax adâncimea maxim/g259 a zonei comprimate /g74M coeficientul par/g288ial de siguran/g288/g259 pentru material /g72m deforma/g288ia specific/g259 liniar/g259 maxim/g259 /g72 deforma/g288ie specific/g259 liniar/g259 /g72uz deforma/g288ia specific/g259 ultim/g259 a zid/g259riei /g72ub deforma/g288ia specific/g259 ultim/g259 a betonului /g86 efort unitar normal d efortul unitar de compresiune determinat considerând înc/g259rcarea vertical/g259 uniform distribuit/g259 pe lungimea peretelui /g84 unghiul cu orizontala al diagonalei panoului de zid/g259rie de umplutur/g259 1.4.7. Simboluri folosite în capitolul 9 d diametrul tijelor, dornurilor sau buloanelor, dup/g259 caz q factor de comportare M/g79 coeficientul par/g288ial de siguran/g288/g259 pentru material 1.4.8. Simboluri folosite în ca pitolul 10 Eanc valoarea de proiectare a eforturilor sec/g288ionale din elementele de ancoraj EEd,CNS valoarea de proiectare a eforturilor sec/g288ionale în componentele nestructrale (CNS) ERd,CNS rezisten/g288a de proiectare la eforturile sec/g288ionale în CNS FCNS for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 pentru CNS H în/g259l/g288imea medie a acoperi/g250ului în raport cu baza construc/g288iei Kz coeficientul care reprezint/g259 amplificarea accelera/g288iei seismice a terenului pe în/g259l/g288imea construc/g288iei La lungimea de ancoraj a elementului de prindere MEd,CNS momentul încovoietor de proiectare pentru CNS /g250i prinderi MRd,CNS rezisten/g288a de proiectare la încovoiere pentru CNS /g250i prinderi NEd,CNS for/g288a axial/g259 de proiectare pentru CNS /g250i prinderi NRd,CNS rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 axial/g259 pentru CNS /g250i prinderi 30 Ranc rezisten/g288a de proiectare la eforturile sec/g288ionale din elementele de ancoraj VEd,CNS for/g288a t/g259ietoare de proiectare pentru CNS /g250i prinderi VRd,CNS rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare pentru CNS /g250i prinderi X cota punctului superior de prindere al CNS de la nivelul x Y cota punctului inferior de prindere al CNS de la nivelul y ag valoarea de proiectare a accelera/g288iei terenului bst l/g259/g288imea panoului de sticl/g259 cliber spa/g288iul dintre sticl/g259 /g250i cadrul metalic c1 spa/g288iul liber între marginile verticale ale sticlei /g250i cadru c2 spa/g288iul liber între marginile orizontale ale sticlei /g250i cadru D diametrul barei de prindere daA, daB deplas/g259rile relative de nivel admisibile pentru construc/g288iile A /g250i B dra (sticl/g259) deplasarea relativ/g259 de nivel care produce spargerea/c/g259derea sticlei din peretele cortin/g259 sau din vitrin/g259 dr,CNS deplasarea relativ/g259 de nivel de proiectare pentru CNS dsxA deplasarea construc/g288iei A, la nivelul x dsyA deplasarea construc/g288iei A, la nivelul y dsyB deplasarea construc/g288iei B, la nivelul y fxd1 rezisten/g288a de proiectare a zid/g259riei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale fxd2 rezisten/g288a de proiectare a zid/g259riei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale g accelera/g288ia gravita/g288ional/g259 hetA, hetB în/g259l/g288imile de etaj la construc/g288iile A /g250i B hst în/g259l/g288imea panoului de sticl/g259 mCNS masa maxim/g259 a CNS în exploatare qCNS factor de comportare al CNS z cota punctului de prindere de structur/g259 a CNS /g69S coeficientul de amplificare dinamic/g259 al CNS /g74CNS factorul de importan/g288/g259 /g250i expunere la cutremur al CNS /g74I ,e factorul de importan/g288/g259 /g250i expunere la cutremur al construc/g288iei. 1.4.9. Simboluri folosite în ca pitolul 11 Keff rigiditatea efectiv/g259 a sistemului izolator în direc/g288ia principal/g259 considerat/g259, la o deplasare egal/g259 cu deplasarea de proiectare ddc KV rigiditatea total/g259 a sistemului izolator în direc/g288ie vertical/g259 Kxi rigiditatea efectiv/g259 pentru un element dat în direc/g288ia x 31 Kyi rigiditatea efectiv/g259 pentru un element dat în direc/g288ia z Teff perioada fundamental/g259 efectiv/g259 a suprastructurii corespunz/g259toare transla/g288iei orizontale, suprastructura fiind considerat/g259 un corp rigid Tf perioada fundamental/g259 a suprastructurii considerat/g259 încastrat/g259 la baz/g259 TV perioada fundamental/g259 a suprastructurii în direc/g288ie vertical/g259, suprastructura fiind considerat/g259 un corp rigid M masa suprastructurii Ms magnitudinea ddc deplasarea de proiectare a centrului rigidit/g259/g288ii efective în direc/g288ia considerat/g259 ddb deplasarea total/g259 de proiectare a unei unit/g259/g288i izolatoare etot,y excentricitatea total/g259 în direc/g288ia y fj for/g288ele orizontale la fiecare nivel j ry raza de torsiune a sistemului izolator (xi,yi) coordonatele unei unit/g259/g288i izolatoare în raport cu centrul rigit/g259/g288ii efective /g543eff valoarea amortiz/g259rii efective 1.5. Documente de referin/g288/g259 Reglement/g259ri tehnice: Nr. crt. Acte legislative Act normativ prin care se aprob/g259 reglementarea tehnic/g259/publica/g288ia 1. Cod de proiectare. Bazele proiect/g259rii construc/g288iilor, indicativ CR 0 – 2012 Ordinul ministrului dezvolt/g259rii regionale /g250i turismului nr. 1530/2012, publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I bis, nr.647/11 septembrie 2012, cu complet/g259rile ulterioare 2. Normativ pentru producerea betonului /g250i executarea lucr/g259rilor din beton, beton armat /g250i beton precomprimat - Partea 1: Producerea betonului, indicativ NE 012/1-2007 Ordinul ministrului dezvolt/g259rii lucr/g259rilor publice /g250i locuin/g288ei nr.577/2008 din 29 aprilie 2008, publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I nr. 374 din 16 mai 2008 3. Normativ pentru producerea /g250i executarea lucr/g259rilor din beton, beton armat /g250i beton precomprimat-Partea 2: Executarea lucr/g259rilor din beton, indicativ NE 012/2-2010 Ordinul ministrului dezvolt/g259rii regionale /g250i turismului nr. 853/2010 din 22 noiembrie 2010, publicat în Monitorul Oficial, Partea I nr.853 din 20 decembrie 2010 4. Specifica/g288ie tehnic/g259 privind produse din o/g288el utilizate ca arm/g259turi: cerin/g288e /g250i criterii de performan/g288/g259, indicativ ST 009-2011 Ordinul ministrului dezvolt/g259rii regionale /g250i turismului nr. 683/2012, publicat în Monitorul Oficial, Partea I, nr. 337 din 18 mai 2012 32 5. Cod de proiectare seismic/g259. Partea a III-a. Prevederi pentru evaluarea seismic/g259 a cl/g259dirilor existente, indicativ P 100-3/2008 Ordinul m inistrului dezvolt/g259rii regionale /g250i locuin/g288ei nr.704/2009 publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I nr.674 /g250i nr.674 bis din 1 octombrie 2009, cu complet/g259rile ulterioare 6. Cod de proiectare a construc/g288iilor cu pere/g288i structurali de beton armat, indicativ CR 2-1- 1.1/2013 Ordinul ministrului dezvolt/g259rii regionale /g250i administra/g288iei publice nr. 2361/2013, publicat în Monitorul Oficial al României 7. Cod de proiectare pentru structuri din zid/g259rie, indicativ CR 6 – 2013 Ordinul ministrului dezvolt/g259rii regionale /g250i administra/g288iei publice nr.2464/2013, publicat în Monitorul Oficial al României Standarde d e referin/g288/g259: Nr. crt. Standarde Denumire 1 SR EN 1992-1-1:2004 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri 2 SR EN 1992-1-1:2004/AC:2012 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri 3 SR EN 1992-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri. Anexa na/g288ional/g259 4 SR EN 1992-1-1:2004/NB/A91:2009 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri. Anexa na/g288ional/g259 5 SR EN 1998-5:2004 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 5: Funda/g288ii, structuri de sus/g288inere /g250i aspecte geotehnice 6 SR EN 1998-5:2004/NA:2007 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 5: Funda/g288ii, structuri de sus/g288inere /g250i aspecte geotehnice. Anexa na/g288ional/g259 7 SR EN 1993-1-1:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri 8 SR EN 1993-1-1:2006/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor din o/g288el. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri. Anexa na/g288ional/g259 33 9 SR EN 1993-1-1:2006/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri 10 SR EN 1993-1-3:2007 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale /g250i table formate la rece 11 SR EN 1993-1-3:2007/NB:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale /g250i table formate la rece. Anexa Na/g288ional/g259 12 SR EN 1993-1-3:2007/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale /g250i table formate la rece 13 SR EN 1993-1-5:2007 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-5: Elemente structurale din pl/g259ci plane solicitate în planul lor 14 SR EN 1993-1-5:2007/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-5: Elemente structurale din pl/g259ci plane solicitate în planul lor. Anexa Na/g288ional/g259 15 SR EN 1993-1-5:2007/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-5: Elemente structurale din pl/g259ci plane solicitate în planul lor 16 SR EN 1993-1-8:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-8: Proiectarea îmbin/g259rilor 17 SR EN 1993-1-8:2006/NB:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-8: Proiectarea îmbin/g259rilor. Anex/g259 Na/g288ional/g259 18 SR EN 1993-1-8:2006/AC:2010 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-8: Proiectarea îmbin/g259rilor 19 SR EN 1993-1-10:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a o/g288elului 20 SR EN 1993-1-10:2006/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a o/g288elului. Anexa na/g288ional/g259 21 SR EN 1993-1-10:2006/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a o/g288elului 22 SR EN 10025-1:2005 Produse laminate la cald din o/g288eluri pentru construc/g288ii. Partea 1: Condi/g288ii tehnice generale de livrare 34 23 SR EN 10025-2:2004 Produse laminate la cald din o/g288eluri de construc/g288ii. Partea 2: Condi/g288ii tehnice de livrare pentru o/g288eluri de construc/g288ii nealiate 24 SR EN 10025-2:2004/AC:2005 Produse laminate la cald din o/g288eluri de construc/g288ii. Partea 2: Condi/g288ii tehnice de livrare pentru o/g288eluri de construc/g288ii nealiate 25 SR EN 10210-1:2006 Profile cave finisate la cald pentru construc/g288ii, din o/g288eluri de construc/g288ie nealiate /g250i cu granula/g288ie fin/g259. Partea 1: Condi/g288ii tehnice de livrare 26 SR EN 1090-2+A1:2012 Executarea structurilor de o/g288el /g250i structurilor de aluminiu. Partea 2: Cerin/g288e tehnice pentru structurile de o/g288el 27 SR EN 15129:2010 Dispozitive antiseismice 28 SR EN ISO 6892-1:2010 Materiale metalice. Încercarea la trac/g288iune.Partea 1: Metoda de încercare la temperatura ambiant/g259 29 SR EN 1994-1-1:2004 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de o/g288el /g250i beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri 30 SR EN 1994-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de o/g288el /g250i beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri. Anexa na/g288ional/g259 31 SR EN 1994-1-1:2004/AC:2009 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de o/g288el /g250i beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri 32 SR EN 1995-1-1:2004 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generalit/g259/g288i - Reguli comune /g250i reguli pentru cl/g259diri 33 SR EN 1995-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generalit/g259/g288i - Reguli comune /g250i reguli pentru cl/g259diri. Anexa na/g288ional/g259 34 SR EN 1995-1-1:2004/AC:2006 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generalit/g259/g288i - Reguli comune /g250i reguli pentru cl/g259diri 35 SR EN 1995-1-1:2004/A1:2008 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generalit/g259/g288i - Reguli comune /g250i reguli pentru cl/g259diri 36 STAS 256-79 Lemn pentru min/g259 37 STAS 3416-75 Lemn rotund pentru pilo/g288i 38 STAS 4342-85 Lemn rotund de foioase pentru construc/g288ii 35 39 STAS 1040-85 Lemn rotund de r/g259/g250inoase pentru construc/g288ii. Manele /g250i pr/g259jini 40 STAS 3363-86 Cherestea de cire/g250, frasin, paltin, p/g259r /g250i ulm. Clase de calitate 41 STAS 6709-86 Cherestea de ar/g288ar, carpen, jugastru, mesteac/g259n /g250i salcâm. Clase de calitate 42 SR EN 844-1:1998 Lemn rotund /g250i cherestea. Terminologie. Partea 1: Termeni generali comuni pentru lemn rotund /g250i cherestea 43 SR EN 1313-1:2010 Lemn rotund /g250i cherestea. Abateri admisibile /g250i dimensiuni preferen/g288iale. Partea 1: Cherestea de r/g259/g250inoase 44 SR EN 1611-1:2001 Cherestea. Clasificare dup/g259 aspect a lemnului de r/g259/g250inoase. Partea 1: Molid, brad, pin /g250i Duglas European 45 SR EN 1611-1:2001/A1:2003 Cherestea. Clasificare dup/g259 aspect a lemnului de r/g259/g250inoase. Partea 1: Molid, brad, pin /g250i Duglas European 46 SR EN 338:2010 Lemn pentru construc/g288ii. Clase de rezisten/g288/g259 47 SR EN 336:2004 Lemn pentru construc/g288ii. Dimensiuni, abateri admisibile 48 SR EN 335-2:2007 Durabilitatea lemnului /g250i a materialelor derivate din lemn. Defini/g288ia claselor de utilizare. Partea 2: Aplica/g288ie la lemnul masiv 49 SR EN 1194:2002 Structuri de lemn. Lemn lamelat încleiat. Clase de rezisten/g288/g259 /g250i determinarea valorilor caracteristice 50 SR EN 1380:2009 Structuri de lemn. Metode de încercare. Cuie pentru îmbin/g259ri de rezisten/g288/g259, /g250uruburi, buloane /g250i dornuri 51 SR EN 1381:2002 Structuri de lemn. Metode de încercare. Îmbin/g259ri de rezisten/g288/g259 cu scoabe 52 SR EN 26891:2002 Structuri de lemn. Îmbin/g259ri cu elemente mecanice de fixare. Principii generale pentru determinarea caracteristicilor de rezisten/g288/g259 /g250i deformare 53 SR EN 1438:2001 Simboluri pentru lemn /g250i pentru produsele pe baz/g259 de lemn 54 SR EN 14279+A1:2009 Lemn stratificat (LVL). Defini/g288ii, clasificare /g250i specifica/g288ii 55 SR EN 14545:2009 Structuri de lemn. Piese de fixare. Cerin/g288e 36 56 SR EN 1996-1-1:2006 Eurocod 6: Proiectarea structurilor de zid/g259rie. Partea 1-1: Reguli generale pentru construc/g288ii de zid/g259rie armat/g259 /g250i nearmat/g259 57 SR EN 1996-1-1:2006/NB:2008 Eurocod 6: Proiectarea structurilor de zid/g259rie. Partea 1-1: Reguli generale pentru construc/g288ii de zid/g259rie armat/g259 /g250i nearmat/g259. Anexa na/g288ional/g259 58 SR EN 1996-1-1:2006/AC:2010 Eurocod 6: Proiectarea structurilor de zid/g259rie. Partea 1-1: Reguli generale pentru construc/g288ii de zid/g259rie armat/g259 /g250i nearmat/g259 59 SR EN 771-1:2011 Specifica/g288ii ale elementelor pentru zid/g259rie. Partea 1: Elemente pentru zid/g259rie de argil/g259 ars/g259 60 SR EN 771-4:2011 Specifica/g288ii ale elementelor pentru zid/g259rie. Partea 4: Elemente pentru zid/g259rie de beton celular autoclavizat 61 SR EN 1052-1:2001 Metode de încercare a zid/g259riei. Partea 1: Determinarea rezisten/g288ei la compresiune 62 SR EN 845-1+A1:2008 Specifica/g288ie a componentelor auxiliare pentru zid/g259rie. Partea 1: Agrafe, bride de fixare, etriere suport /g250i console 63 SR EN 998-2:2011 Specifica/g288ie a mortarelor pentru zid/g259rie. Partea 2: Mortare pentru zid/g259rie 64 SR EN 1998-1:2004 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 1: Reguli generale, ac/g288iuni seismice /g250i reguli pentru cl/g259diri 65 SR EN 1998-1:2004/NA:2008 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 1: Reguli generale, ac/g288iuni seismice /g250i reguli pentru cl/g259diri. Anexa na/g288ional/g259 66 SR EN 1998-1:2004/AC:2010 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 1: Reguli generale, ac/g288iuni seismice /g250i reguli pentru cl/g259diri 1.6. Figuri /g1800i ta bele Figura 3.1. România - Zonarea valorilor de vârf ale accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag cu IMR = 225 ani /g250i 20% probabilitate de dep/g259/g250ire în 50 de ani Figura 3.2. Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (col/g288), TC a spectrului de r/g259spuns 37 Figura 3.3. Spectre normalizate de r/g259spuns elastic ale accelera/g288iilor absolute pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii terenului, în zonele caracterizate prin perioada de control (col/g288) TC=0,7s 1,0s /g250i 1,6s Figura 5.1. Diagrama înf/g259/g1800ur/g259toare de momente de proiectare pentru pere/g1802i structurali Figura 5.2. Diagrama înf/g259/g1800ur/g259toare a for/g1802elor t/g259ietoare de proiectare pentru pere/g1802i structurali Figura 5.3. Semnifica/g1802ia VEd,max /g1800i VEd,min /g1800i modul de dispunere a arm/g259turii înclinate Figura 5.4. Lungimea minim/g259 pe care trebuie s/g259 se prevad/g259 m/g259suri de confinare, lc, stabilit/g259 prin calcul Figura 5.5. Valori limit/g259 inferioare ale lungimii minime pe care trebuie s/g259 se prevad/g259 m/g259suri de confinare Figura 5.6. Ancorarea arm/g259turilor din zonele critice ale grinzilor /g1800i stâlpilor (clasa DCH) Figura 5.7. Ancorarea arm/g259turilor de la partea inferioar/g259 în situa/g1802ia în care zona critic/g259 se formeaz/g259 la fa/g1802a nodului sub ac/g1802iunea momentelor pozitive Figura 5.8. Ac/g288iunea de diagonal/g259 comprimat/g259 exercitat/g259 de panoul de zid/g259rie Figura 5.9. Condi/g288ii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grind/g259 scurt/g259 Figura 6.1. Cadru cu contravântuiri în K Figura 6.2. Îmbinare grind/g259 – stâlp. Panoul de inim/g259 a stâlpului. Figura 6.3. S/g259geta /g303 la mijlocul grinzii luat/g259 în considerare pentru calculul rotirii /g537 Figura 6.4. Exemple de aplicare a prevederilor de la 6.7.1.(2) Figura 6.5. Nota/g288ii pentru bara disipativ/g259 cu sec/g288iune dublu T Figura 6.6. Configura/g288ii de cadre contravântuite excentric cu (a) momente egale la capetele barei disipative sau (b) momente inegale la capetele barei disipative. Figura 6.7. Alc/g259tuirea de principiu a unei contravântuiri cu flambaj împiedicat. Figura 6.8. Diagrama for/g288/g259 - deforma/g288ie pentru contravântuire. Figura 6.9. Schema subansamblului pentru încercarea experimental/g259 Figura 7.1. Defini/g288ia l/g259/g288imilor efective be /g250i beff Figura 7.2. Dispunerea barelor suplimentare As, AT /g250i situa/g288ii de calcul ale l/g259/g288imii efective de plac/g259 Figura 7.3. Arm/g259tura transversal/g259 a elementelor compozite par/g288ial înglobate în beton Figura 7.4. Sisteme structurale pentru pere/g288ii compozi/g288i Figura 7.5. Detalii pentru zonele de cap/g259t ale pere/g288ilor compozi/g288i Figura 7.6. Grinzi de cuplare de o/g288el ale pere/g288ilor de beton armat /g250i detalii de înglobare pentru clasa de ductilitate DCH Figura 8.1. Dispunerea în plan a golurilor din pere/g288ii de zid/g259rie 38 Figura 8.2. Pozi/g288ionarea golurilor de mari dimensiuni în plan/g250ee Figura 8.3. Modularea zid/g259riilor în raport cu dimensiunile elementelor pentru zid/g259rie Figura 8.4. Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor din beton armat la structuri din zid/g259rie confinat/g259 Figura 8.5. Întreruperea centurilor la casa sc/g259rii Figura 8.6. Înn/g259direa barelor din centuri Figura 8.7. Armarea centurilor sl/g259bite prin /g250li/g288uri Figura 8.8. Armarea zid/g259riei la intersec/g288ii de pere/g288i Figura 10.1. Asigurarea stabilit/g259/g288ii co/g250urilor din zid/g259rie Figura 10.2. Asigurarea stabilit/g259/g288ii elementelor majore din zid/g259rie de la fa/g288ade Figura 10.3. Detalii de realizare a corni/g250elor din zid/g259rie Figura 10.4. Exemple de corni/g250e cu deschidere mare Figura 10.5. Zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre. Sisteme de diagonale comprimate Figura 10.6. M/g259suri constructive pentru parape/g288i din zid/g259rie Figura 10.7. Centuri /g250i stâlpi/g250ori intermediari la pere/g288i nestructurali Figura 10.8. Asigurarea stabilit/g259/g288ii pere/g288ilor nestructurali cu în/g259l/g288imea mai mic/g259 decât cea a etajului Figura 10.9. Alc/g259tuirea general/g259 a pardoselilor în/g259l/g288ate Figura 10.10. Înc/g259rc/g259ri pe pardoseli în/g259l/g288ate Figura 10.11. Scheme pentru calculul rezisten/g288ei panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 Figura A.1. Densitatea spectral/g259 de putere normalizat/g259 pentru componenta NS a înregistr/g259rilor cutremurelor vrâncene din 1977 /g250i 1986 la sta/g288ia INCERC (Estul municipiului Bucure/g250ti) Figura C.1. Grade de libertate dinamic/g259 la nivelul “ i” în ipoteza plan/g250eului indeformabil în planul s/g259u Figura C.2. Reducerea maselor în CM Figura C.3. For/g288e seismice de nivel static echivalente în modul k de vibra/g288ie Figura D.1. Curba for/g288/g259 – deplasare ob/g1802inut/g259 prin calcul static neliniar al structurii Figura E.1. Rotirea corzii Figura F.1. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj /g250i lungimea teoretic/g259 a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe Figura F.2. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj /g250i lungimea teoretic/g259 a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile Figura F.3. Factori de distribu/g288ie pentru stâlpii continui Figura F.4. Amplasarea rigidiz/g259rilor la bara disipativ/g259 scurt/g259 Figura F.5. Amplasarea rigidiz/g259rilor la bara disipativ/g259 lung/g259 39 Figura F.6. Amplasarea rigidiz/g259rilor la bara disipativ/g259 intermediar/g259 Figura F.7. Îmbinarea unei grinzi cu sec/g288iune redus/g259 Tabelul 3.1 Perioadel e de control (col/g288) TB, TC , TD ale spectrului de r/g259spuns pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii seismice Tabelul 4.1 Modul de considerare a regularit/g259/g288ii structurale asupra proiect/g259rii seismice Tabelul 4.2 Valorile factorului de importan/g288/g259-expunere pentru ac/g288iunea seismic/g259 /g74I,e Tabelul 5.1 Valorile maxime ale factorului de comportare q pentru ac/g288iuni seismice orizontale Tabelul 6.1 Concepte de proiectare, clase de ductilitate ale structurii /g250i limita superioar/g259 a valorii de referin/g288/g259 a factorilor de comportare Tabelul 6.2 Grosimea maxim/g259 a pere/g288ilor elementelor (în mm) Tabelul 6.3 Limitele superioare ale valor ilor factorilor de comportare q pentru structuri regulate în eleva/g288ie Tabelul 6.4 Cerin/g288ele clasei de sec/g288iune a elementelor disipative în func/g288ie de clasa de ductilitate a structurii /g250i valoarea de referin/g288/g259 a factorului de comportare q. Tabelul 7.1 Clase de ductilitate /g1800i valori maxime ale factorilor de comportare corespunz/g259tori Tabelul 7.2 Valori maxime ale factorilor de comportare pentru structuri compozite Tabelul 7.3 Rela/g288ia intre factorul de comportare /g250i limitele suple/g288ei pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el ale elementelor compozite Tabelul 7.4 Valori maxime ale în/g259l/g288imii relative a zonei comprimate de beton x/hb pentru asigurarea ductilit/g259/g288ii grinzilor din o/g288el compozite cu plac/g259 de beton armat Tabelul 7.5 L/g259/g288imea efectiv/g259 par/g288ial/g259 a pl/g259cii grinzilor compozite în zona nodurilor be Tabelul 8.1 Propriet/g259/g288ile geometrice ale elementelor pentru zid/g259rie Tabelul 8.2 Valori minime necesare ale rezisten/g288ei caracteristice la compresiune fk (N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III - IV Tabelul 8.4 Valori minime ale rezisten/g288ei caracteristice ini/g288iale la forfecare fvk0 (N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III – IV Tabelul 8.5 Valori minime necesare ale rezisten/g288elor caracteristice la încovoiere fxk1 /g250i fxk2 (în N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III – IV Tabelul 8.6 Valorile de proiectare ale propriet/g259/g288ile mecanice ale betoanelor pentru elemente de confinare pentru toate clasele de importan/g288/g259 Tabelul 8.7 Propriet/g259/g288ile mecanice minime ale o/g288elurilor pentru armarea elementelor de confinare /g250i a ZIA Tabelul 8.8.Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali ( p%) pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din ZNA. 40 Tabelul 8.9 Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali (p%) pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie armat/g259 Tabelul 8.10 Factori de comportare " q" pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie Tabelul 8.11 Raportul /g85 între ariile în plan ale golurilor de u/g250i /g250i ferestre /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie Tabelul 8.12 Procente de armare minime pentru pere/g288i din ZIA Tabelul 8.13 Coeficien/g288i par/g288iali de siguran/g288/g259 /g534M pentru calculul pere/g288ilor structurali din zid/g259rie la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) pentru gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri Tabelul 8.14 Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cl/g259diri simple din zid/g259rie cu elemente din argil/g259 ars/g259 din grupele 1 /g250i 2 Tabelul 8.15 Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cl/g259diri simple din zid/g259rie cu elemente din argil/g259 ars/g259 din grupa 2S /g250i din BCA Tabelul 9.1 Tipuri de structuri /g250i valori ale factorului de comportare q în func/g288ie de clasa de ductilitate cerut/g259 Tabelul 9.2 Factori de comportare q pentru structuri de lemn Tabelul 9.3 Factori de comportare modifica/g288i q pentru structuri Tabelul 10.1 Valorile factorilor /g533CNS /g250i qCNS pentru p/g259r/g288i/elemente de construc/g288ie Tabelul 10.3 Valorile factorilor k1,pan ÷ k4,pan Tabelul 10.4. Valorile factorului k5,pan Tabelul A1 Valorile accelera/g288iei terenului pentru proiectare, ag /g250i valorile perioadei de control (col/g288), TC, pentru localit/g259/g288ile urbane din România Tabelul E.1 Valori de proiectare ale modulelor de rigiditate pentru structuri de beton Tabelul E.2 Valori admisibile ale deplas/g259rii relative de nivel Tabelul E.3 Valori admisibile ale rotirilor, ULS u/g581 Tabelul F.1 Valori ale suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T Tabelul F.2 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe Tabelul F.3 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile Tabelul F.4 Rigiditatea unei grinzi dintr-o structur/g259 cu plan/g1800ee de beton armat Tabelul F.5 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe Tabelul F.6 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile 41 2 2. CERI N/g287E DE PERFORMAN/g287/g258 /g249I CONDI/g287II DE ÎNDEPLINIRE 2.1. Cerin/g288e fun damentale (1) Proiectarea la cutremur urm/g259re/g250te satisfacerea, cu un grad adecvat de siguran/g288/g259, a urm /g259toarelor cerin/g288e fundamentale (niveluri de performan/g288/g259): (0) (i) cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii Structura va fi proiectat/g259 pentru a r/g259spunde ac /g288iunii seismice cu valoarea de proiectare, stabilit/g259 conform capitolului 3, cu o marj/g259 suficient/g259 de siguran/g288/g259 fa/g288/g259 de nivelul de deformare la care intervine pr/g259bu/g250irea local/g259 sau general/g259, astfel încât vie/g288ile oamenilor s/g259 fie protejate. Valoarea de proiectare a ac/g288iunii seismice, considerat/g259 pentru cerin/g288a de siguran/g288a vie/g288ii /g250i stabilit/g259 pe baza prevederilor capitolului 3, corespunde unui interval mediu de recuren/g288/g259 de 225 ani (probabilitate de dep/g259/g250ire de 20% în 50 de ani). Nota: Construc/g288iile cu alc/g259tuire regulat/g259 /g250i corect detaliate care satisfac criteriile prezentului cod pot prelua, f/g259r/g259 rupere, deplas/g259ri cu cca. 50% mai mari decât cele corespunz/g259toare accelera/g288iei de proiectare a terenului pentru cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii. (ii) cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor. ( ) Structura va fi proiectat /g259 pentru a r/g259spunde ac/g288iunilor seismice cu probabilitate mai mare de apari/g288ie decât ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare, f/g259r/g259 degrad/g259ri sau scoateri din func/g288iune, ale c/g259ror costuri s/g259 fie exagerat de mari în compara/g288ie cu costul structurii. Ac/g288iunea seismic/g259 considerat/g259 pentru cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor corespunde unui interval mediu de recuren/g288/g259 de 40 ani (probabilitate de dep/g259/g250ire de 20% în 10 de ani). 2.2. Condi/g288ii pentru controlul îndeplinirii cerin /g288elor 2.2.1. Generalit/g259/g288i (1) Proiectarea structurilor corespunz/g259toare nivelului de protec/g288ie seismic/g259 oferit de aplicarea prezen tului cod, pentru construc/g288iile care fac obiectul capitolelor 5 – 8, cu excep/g288ia cazurilo r men/g288ionate explicit, are în vedere un r/g259spuns seismic cu incursiuni în dom eniul postelastic de deformare, cu degrad/g259ri specifice. (2) Îndeplinirea cerin/g288elor fundamentale stabilite la pct. 2.1 se controleaz/g259 prin verific/g259rile a dou/g259 catego rii de st/g259ri limit/g259: (i) Starea limit/g259 ultim/g259, ULS, asociat/g259 cu ruperea elementelor structurale /g250i alte forme de cedare care pot pune în pericol siguran/g288a vie/g288ii oamenilor (ii) Starea limit/g259 de serviciu, SLS, care are în vedere dezvoltarea degrad/g259rilor pân/g259 la un nivel, dincol o de care cerin/g288ele specifice de exploatare nu mai sunt îndeplinite. ( ) (3) Pe lâng/g259 verific/g259rile explicite ale st/g259rilo r limit /g259 se vor lua /g250i alte m/g259suri specifice pentru a reduce ince rtitudinile referitoare la buna comportare la cutrem ur a construc/g288iilor (pct. 2.2.4). (0) 42 2.2.2. Starea limit/g259 ultim/g259 (1) Sistemul structural va fi înzestrat cu capacitatea de rezisten/g288/g259 specificat/g259 în p/g259r/g288ile relevante ale codului. Acest nivel de rezisten/g288/g259 implic/g259 respectarea tuturor condi/g288iilo r date în cod pentru ob/g288inerea capacit/g259/g288ii necesare de disipare de energie (ductilitate) în zonele p roiectate special pentru a disipa energia seismic/g259, numite zone disipative sau zone critice. (2) În proiectare se pot avea în vedere /g250i m /g259suri de ductilizare structural/g259 mai reduse, cu sporirea corespunz/g259toare a valorilor de proiectare ale for/g288elor seismice, în confor mitate cu prevederile codului. (3) Structura cl/g259dirii va fi verificat/g259 la stabilitatea de ansamblu sub ac/g288iunea seism ic/g259 de proiectare. Se vor avea în vedere atât stabilitatea la r/g259sturnare, cât /g250i stabilitatea la lunecare. (4) Calculul structural va lua în considerare, atu nci când sunt semnificative, efectele de ordinul 2. (5) Se vor lim ita deplas/g259rile laterale sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 st/g259rii limit/g259 ultime astfel încât: (0) (i) s/g259 se asigure o m arj/g259 de siguran/g288/g259 suficient/g259 a deforma/g288iei laterale a structurii fa/g288/g259 de cea corespun z/g259toare pr/g259bu/g250irii; în felul acesta condi/g288ia de limitare a defor ma/g288iilor structurale exprim/g259 o condi/g288ie de limitare a cerin/g288elor de ductilitate (ii) s/g259 se evite riscul pe care-l poate prezenta pentru persoane pr/g259b u/g250irea com ponentelor nestructurale; în acest scop prinderile com ponentelor nestructurale de structur/g259 trebuie s/g259 asig ure stabilitatea acestora sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare. ( ) 2.2.3. Starea limit/g259 de serviciu (de limitare a degrad /g259rilor) (1) Se va verifica dac/g259 deplas/g259rile relative de nivel sub ac/g288iuni seismice asociate st/g259rii lim it/g259 de serviciu sunt mai mici decât cele care asigur/g259 protec/g288ia elementelor nestructurale, echipam entelor, obiectelor de valoare, etc. (0) 2.2.4. M/g259suri sup limentare (1) Se vor alege, pe cât posibil, amplasamente favorabile în mediul natural /g250i în mediul construit, cu riscuri seismice minime. Se vor evita, ca regul/g259 general/g259, am plasamente cu propriet/g259/g288i geologice /g250i geotehnice care pot avea influen/g288e negative majore asupra cerin/g288elor /g250i r/g259spunsului seismic structural (2) Proiectarea va urm/g259ri realizarea unei conform/g259ri generale favorabile pentru com portarea seismic/g259 a construc/g288iei. Aceasta implic/g259: - alegerea un or forme favorabile în plan /g250i pe vertical/g259 pentru construc/g288ie /g250i pentru structura ei de rezisten/g288/g259 (vezi 4.4.3) - dispunerea /g250i conform area corect/g259 a elementelor structurale /g250i a structurii în ansam blul ei, a com ponentelor de construc/g288ie nestructurale, precum /g250i a echipam entelor /g250i instala/g288iilor montate/ad/g259postite în construc/g288ie - evitarea interac /g288iunilor necontrolate, cu eventuale efecte defavorabile, între cl/g259dirile al/g259turate, între elem entele structurale /g250i nestructurale (de exemplu, 43 între elem entele structurilor de tip cadru /g250i pere/g288ii de umplutur/g259, între construc/g288ie /g250i materialul depozitat etc). (3) Construc/g288ia va fi înzestrat/g259 cu rigiditate lateral/g259 suficient/g259 pentru limitarea cerin /g288elor seismice de deplasare. (4) Proiectarea va avea ca obiectiv esen/g288ial, impunerea unui mecanism structural favorabil d e disipare de energie (mecanism de plastificare) la ac/g288iunea cutremurului de proiectare. Acest deziderat presupune urm /g259toarele: - dirijarea zonelor susceptibile de a fi solicitate în dom eniul postelastic (a zonelor “critice” sau “d isipative”) cu prio ritate în elem entele care prin natura com port/g259rii posed/g259 o capacitate de deformare postelastic/g259 substan/g288ial/g259, elemente a c/g259ror rupere nu pune în pericol stabilitatea general/g259 a construc/g288iei; - dirijarea zon elor disipative astfel încât capacitatea de deformare postelastic /g259 s/g259 fie cât m ai mare, iar cerin/g288ele de ductilitate s/g259 fie cât mai mici; se va urm/g259ri evitarea co ncentr/g259rii deforma/g288iilor plastice în pu/g288ine zone, situa/g288ie care antren eaz/g259 cerin/g288e ridicate de ductilitate; - alc/g259tuirea zo nelor disipative astfel încât s/g259 fie înzestrate cu capacit/g259/g288i suficiente de deform are postelastic/g259 /g250i o comportare histeretic/g259 cât mai stabil/g259; - evitarea ruperilor prem ature cu caracter neductil, prin modul de dime nsionare /g250i prin alc /g259tuirea constructiv/g259 adecvat/g259 a elementelor. (5) Funda/g288iile /g250i terenul de fundare vor prelua, de regul/g259, eforturile transmise de suprastructur/g259, f/g259r/g259 deform a/g288ii permanente substan/g288iale. La evaluarea reac/g288iunilor se vor considera valorile efective ale rezisten/g288elor dezvoltate în elementele structurale (asociate m ecanismului structural de disipare de energie). Rigiditatea funda/g288iilor va fi suficient/g259 pentru a transmite la teren, cât mai uniform, eforturile primite la baza suprastructurii. (6) Calculul structural va fi bazat pe un model adecvat al structurii care, atunci când este n ecesar, va lua în considerare interac/g288iunea cu terenul de fundare, cu elementele nestructurale sau cu cl/g259dirile învecinate. Metodele de calcul vor fi diferen /g288iate din punct de vedere al complexit/g259/g288ii /g250i instrumentelor folosite, în func/g288ie de importan/g288a construc/g288iei, caracteristicile structurii, regimul de în/g259l/g288ime, zona seismic/g259 de calcul /g250i de incertitudinile, mai mari sau mai mici, legate de caracteristicile ac/g288iunii /g250i r/g259spunsului seismic. (7) La execu/g288ia construc/g288iilor se vor pune în oper/g259 materiale cu propriet/g259/g288ile celor prev/g259zu te în proiect având calitate atestat/g259 conform prevederilor legale. Se vor aplica tehnologii de execu/g288ie în m /g259sur/g259 s/g259 asigure realizarea în siguran/g288/g259 a parametrilor structurali prev/g259zu/g288i prin proiect. (8) La proiectarea construc/g288iilor care pun probleme tehnice /g250i/sau economice deosebite (construc /g288ii de importan/g288/g259 major/g259, construc/g288ii cu grad mare de repetabilitate, construc/g288ii cu dim ensiuni /g250i/sau cu caracteristici deosebite etc.) se vor elabora studii teoretice /g250i experim entale vizând, dup/g259 necesit/g259/g288i, aprofundarea unor aspecte cum sunt: - influen/g288a co ndi/g288iilor locale ale amplasamentului asupra cerin/g288elor seismice /g250i asupra r/g259spunsului structural; 44 - stabilirea caracteristicilo r de rezisten/g288/g259 /g250i de deformabilitate, în diferite stadii de com portare, ale elementelor structurale /g250i ale structurii în ansamblu prin cercet/g259ri experimentale pe modele de scar/g259 redus/g259 sau pe prototipuri în m/g259rime natural/g259; - dezvoltarea /g250i aplicarea unor m etode avansate de calcul în m/g259sur/g259 s/g259 reflecte cât m ai fidel comportarea structurii, eviden/g288iind evolu/g288ia st/g259rilor de solicitare pe durata cutremurului. Totodat/g259, pentru identificarea condi/g288iilor de teren la ac/g288iunea cutremurelor se vor efectua studii specifice la amplasament iar pentru urm/g259rirea comport/g259rii în timp a construc/g288iilor se vor instrumenta construc/g288iile cu aparatur/g259 de înregistrare a parametrilor ac/g288iunii seismice /g250i a r/g259spunsului seismic al acestora (vezi Anexa A). (9) În exploatarea construc/g288iilor se vor adopta m/g259 suri de func/g288ionare /g250i de între/g288in ere, care s/g259 asigure p/g259strarea nediminuat/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a structurii. Starea construc/g288iei va fi urm /g259rit/g259 continuu în timp pentru a detecta prompt eventualele degrad/g259ri /g250i a elimina cauzele acestora. (0) 45 3 3. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258 3.1. Reprez entarea ac/g288iunii seismice pentru proiectare (1) Pentru proiectarea construc/g288iilor noi la ac/g288iunea seismic/g259, teritoriul României este îm p/g259r/g288it în zone de hazard seismic. Nivelul de hazard seismic în fiecare zon/g259 se consider/g259, simplificat, a fi constant. Nivelul de hazard seismic indicat în prezentul cod este un nivel m inim pentru proiectare. (2 ) Hazardul seismic pentru proiectare este descris de valoarea de vârf a accelera/g288iei seism ice orizontale a terenului, ag determinat/g259 pentru un interval mediu de recuren/g288/g259 (IMR) de referin /g288/g259, valoare numit/g259 în continuare “accelera/g288ia terenului pentru proiectare”. M/g259rim ea ag astfel definit/g259 este valoarea caracteristic/g259 a accelera/g288iei seismice orizontale a terenului pentru determinarea valorii caracteristice a ac/g288iunii seismice, AEk. Conven/g288ional, în prezentul cod, valoarea de proiectare a ac/g288iunii seismice A Ed este egal/g259 cu valoarea caracteristic/g259 a ac/g288iunii seismice A Ek înmul/g288it/g259 cu factorul de importan/g288/g259 /g250i expunere a construc/g288iei /g534I,e: EdA= /g534I,e · EkA (3.1) Observa/g288ie: EdA = Fb (vezi 4.5.3.2.2). (3) Valorile accelera/g288iei terenului pentru proiectare, ag sunt indicate în Figura 3.1 /g250i Tabelul A1. Valorile ag corespund unui interval mediu de recuren/g288/g259 IMR=225 ani (probabilitate de dep /g259/g250ire de 20% în 50 de ani). M/g259rirea nivelului de hazard seismic fa/g288/g259 de versiunea anterioar/g259 a codu lui este justificat/g259 de urm/g259toarele considerente: (i) m /g259rirea nivelului de siguran/g288/g259 al utilizatorilor cl/g259dirilor /g250i a valorilor ad/g259postite, (ii) reducerea pierderilor seism ice a/g250teptate pe durata de via/g288/g259 proiectat/g259 a cl/g259dirilor (iii) p rocesul de aliniere la nivelul de hazard seismic recomandat de SR EN 1998-1. Not/g259: În reprezentarea din Figura 3.1 /g250i în Tabelul A.1 valoarea accelera/g288iei gravita/g288ionale, g, se consider/g259 9,81 m/s2. (4) În prezentul cod, mi/g250carea seismic/g259 într-un punct pe suprafa/g288a terenului este reprezentat/g259 prin spectre de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii absolute. (5) Ac/g288iunea seismic/g259 orizontal/g259 pentru proiectarea cl/g259dirilor este descris/g259 prin dou/g259 com ponente ortogonale ale mi/g250c/g259rii seismice considerate independente între ele; în proiectare, spectrul de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute se consider/g259 acela/g250i pentru cele 2 componente. (6) Spectrul de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute pentru componentele orizon tale ale mi/g250c/g259rii terenului în amplasament, Se(T) (în m/s2), este definit astfel: /g11/g12T a ) T ( Sg e/g69/g32 (3.2) unde valoarea ag este în m/s 2, iar /g11/g12T/g69 este spectrul normalizat de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute. 46 Figura 3.1. România - Zonarea valorilor de vârf ale accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag cu IMR = 225 ani /g250i 20% probabilitate de dep/g259/g250ire în 50 de ani 47 0 /g100 T /g100 TB /g11/g12T T 11 (T) B 0 /g16/g14 /g32/g69/g69 (3.3) TB < T /g100 TC /g69 /g11/g55/g12/g3/g32/g3/g690 (3.4) TC < T /g100 TD T T(T) C0/g69 /g69/g32 (3.5) TD < T /g100 5s 20 T T T(T) D C/g69 /g69/g32 (3.6) unde: T perioada de vibra/g288ie a unui sistem cu un grad de libertate dinamic/g259 /g250i cu r/g259spuns elastic /g690 factorul de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 a accelera/g288iei orizontale a terenului de c/g259tre un sistem cu un grad de libertate dinamic/g259, a c/g259rui valoare este /g690 =2,5; TB /g250i TC sunt limitele domeniului de perioade în care accele ra/g288ia spectral/g259 are valorile maxime /g250i este modelat/g259 simplificat printr-un palier de valoare constant/g259. Perioada de control (col/g288) TC a spectrului de r/g259spuns reprezint/g259 grani/g288a dintre zona (palierul) de valori maxime în spectrul de accelera/g288ii absolute /g250i zona (palierul) de valori maxime în spectrul de viteze relative (vezi Anexa A). TC se exprim/g259 în secunde. Perioada de control (col/g288) TB este exprimat/g259 simplificat în func/g288ie de TC astfel: TB = 0,2TC. Perioada de control (col/g288) TD a spectrului de r/g259spuns reprezint/g259 grani/g288a dintre zona (palierul) de valori maxime în spectrul de viteze relative /g250i zona (palierul) de valori maxime în spectrul de deplas/g259ri relative (vezi Anexa A). Valorile perioadelor de control (col/g288), TB, TC /g250i TD sunt indicate, în Tabelul 3.1 /g250i Figura 3.2 (numai perioada de control TC). Tabelul 3.1 Perioadele de control (col/g288) TB, TC , TD ale spectrului de r/g259spuns pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii seismice TC 0,70s 1,00s 1,60s TB 0,14s 0,20s 0,32s TD 3,00s 3,00s 2,00s Valorile TB /g250i TC sunt acelea/g250i pentru spectrele de r/g259spuns elastic /g250i pentru spectrele normalizate de r/g259spuns elastic. Spectrul de r/g259spuns elastic al accelera/g1802iilor absolute pentru o valoare a frac/g1802iunii din amortizarea critic/g259 /g543/g1430,05 se determin/g259 cu rela/g1802ia (A.5.1). (8) Condi/g288iile locale de teren sunt descrise simplificat prin valorile perioadei de control (col/g288) TC a spectrului de r/g259spuns pentru zona amplasa mentului considerat. Aceste valori caracterizeaz/g259 sintetic compozi/g288ia de frecven/g288e a mi/g250c/g259rilor seismice. În condi/g288iile seismice /g250i de teren din România, pe baza datelor instrumentale existente, zonarea pentru proiectare a teritoriului în termeni de perioad/g259 de control (col/g288), TC, a spectrului de r/g259spuns este prezentat/g259 în Figura 3.2. 48 (7) Spectrele normalizate de r/g259spuns elastic ale accelera/g288iilor absolute pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii terenului, /g69(T), pentru valoarea conven/g288ional/g259 a frac/g288iunii din amortizarea critic/g259 /g91=0,05 /g250i în func/g288ie de perioadele de control (col/g288) TB, TC /g250i TD sunt date de urm/g259toarele rela/g288ii: Figura 3.2. Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (col/g288), TC a spectrului de r/g259spuns 49 (9) Spectrele normalizate de r/g259spuns elastic ale accelera/g288iilor absolute pentru frac/g288iunea din am ortizarea critic/g259 /g91=5% în condi/g288iile seismice /g250i de teren din România, /g69(T) sunt reprezentate în Figura 3.3 pe baza valorilor TB, TC /g250i TD din Tabelul 3.1. 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 00 . 511 . 522 . 533 . 54 Perioada T , s T D =3 5.25/T 2 1.75/T /g69/g19= 2.5 T B =0.14 T C =0.7s /g91=0,05 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 00 . 511 . 522 . 533 . 54 Perioada T , s T D =3T C =1.0s 7.5/T 2 2.5/T /g69/g19=2.5 T B =0.2 /g91=0,05 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 00 . 511 . 522 . 533 . 54 Perioada T , s T D =2 8/T 2 4/T /g69/g19=2.5 T B =0.32 T C =1.6s /g91=0,05 Figura 3.3. Spectre normalizate de r/g259spuns elastic ale accelera/g288iilor absolute pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii terenului, în zonele caracterizate prin perioada de control (col/g288) TC=0,7s 1,0s /g250i 1,6s /g69/g3(T) /g69/g3(T) /g69/g3(T) 50 (10) Spectrul de r/g259spuns elastic al deplas/g259rilor relative pentru componentele orizontale ale m i/g250c/g259rii terenului, SDe(T) (în metri), se ob/g288ine prin transformarea direct/g259 a spectrului de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii absolute, Se(T) cu urm/g259toarea rela/g288ie: 2 2 /g187/g188 /g186 /g171/g172 /g170/g32 /g83 T) T ( S ) T ( SeDe (3.7) (11) Ac/g288iunea seismic/g259 vertical/g259 pentru proiectarea cl/g259dirilor este reprezentat/g259 prin spectrul de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilo r absolute pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului în am plasament Sve (în m/s2) dat de urm/g259toarea rela/g288ie: /g11/g12T a ) T ( Sv vgve /g69/g32 . (3.8) unde avg este valoarea de vârf a accelera/g288iei pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului, în m/s 2 /g250i /g69v(T) este spectrul normalizat de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului. (12) Valoarea de vârf a accelera/g288iei pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului avg se evalueaz/g259 ca fiind: avg = 0,7 ag (3.9) (13) Spectrul normalizat de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului, /g69v(T) este dat de urm/g259toarele rela/g288ii: 0/g100T/g100 TBv /g11/g12T T(T) Bv 0v v 11 /g16/g14 /g32/g69/g69 (3.10) TBv<T/g100 TCv /g69v/g11/g55/g12/g3/g32/g3/g690v (3.11) TCv<T/g100 TDv T T(T) Cv vv 0/g69 /g69/g32 (3.12) TDv <T /g100 5s 20 T T T(T) Dv Cv vv /g69 /g69/g32 (3.13) unde /g69ov = 2,75 este factorul de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 a accelera/g288iei verticale a mi/g250c/g259rii terenului pentru valoarea conven/g288ional/g259 a frac/g288iunii din amortizarea critic/g259 /g91=0,05 iar TBv, TCv, TDv sunt perioadele de control (col/g288) ale spectrului de r/g259spuns al componentei verticale. Perioadele de control (col/g288) ale spectrului normalizat de r/g259spuns pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii seismice se evalueaz/g259 simplificat astfel: TBv = 0,1 TCv (3.14) TCv = 0,45 TC (3 . 1 5 ) TDv = TD (3.16) (14) Prezentul cod nu recomand/g259 proiectarea de structuri poten/g288ial înalte cvasirezonante cu perioada predom inant/g259 a vibra/g288iei terenului din amplasament Tp. Defini/g288ia perioadei predom inante a vibra/g288iilor terenului este dat/g259 în Anexa A. (15) Pentru construc/g288iile /g250i structurile din clasa I de importan/g288/g259-expunere /g250i pentru cl/g259dirile încadrate în clasa II de importan/g288/g259-expunere care au în/g259l/g288imea total/g259 suprateran/g259 cuprins/g259 m ai mare de 45m a c/g259ror perioad/g259 proprie de vibra/g288ie în modul fundamental este T1/g148TC /g250i se situeaz/g259 în intervalul (0,9Tp/g1211,1Tp), centrat pe perioada predom inant/g259 de vibra/g288ie 51 o o o o a) Num/g259rul minim de accelerograme s/g259 fie 3 (trei); b) Media aritmetic/g259 a valorilor accelera/g288iilor de vârf ale accelerogramelor generate s/g259 nu fie mai mic/g259 decât valoarea ag pentru amplasamentul respectiv; c) Valorile spectrului mediu calculat prin medierea aritmetica a ordonatelor spectrelor elastice de r/g259spuns ale accelera/g288iilor absolute corespunzând tuturor accelerogramelor artificiale generate trebuie s/g259 nu fie mai mici cu mai mult de 10% din valoarea corespunzatoare a spectrului elastic de r/g259spuns în amplasament Se(T), pentru domeniul de perioade cuprins între 0,2 T1 /g250i 2T1, unde T1 este perioada fundamental/g259 de vibra/g288ie a structurii definit/g259 la capitolul 4. 3.1.4. Accelerograme înregistrate Accelerogramele înregistrate pot fi utilizate dac/g259 au valori de vârf ale accelera/g288iei asem/g259n/g259toare valorilor ag pentru proiectarea în amplasament /g250i dac/g259 au un con/g288inut de frecven/g288e compatibil cu condi/g288iile locale de teren /g250i magnitudinea cutremurului. Vor fi utilizate cel pu/g288in 3 (trei) accelerograme distincte. 52 a terenului în amplasament Tp, se vor efectua studii specifice pentru caracterizarea seismic/g259 a condi/g288iilor de teren în amplasament (vezi A.3) iar valoarea factorului de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 /g69 se va majo ra pentru acest interval de perioade pe baza rezultatelor o b/g288inute d in investiga/g288iile analitice /g250i instrumentale. Orientativ, valoarea factorului de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 /g69 se recomand/g259 a fi majorat/g259 cu 20%. Valoarea factorului /g69 rezultat/g259 din aceste studii nu va fi inferioar/g259 valorilor minime prescrise de codul P100-1. (16) Pentru municipiul Bucure/g250ti, în cazul utiliz/g259rii pentru calculul structural a metodei for/g288elor laterale statice echivalente, pentru construc/g288iile /g250i structurile a c/g259ror perioad/g259 proprie de vibra/g288ie în modul fundamental T1 se situeaz/g259 în intervalul 1,4s /g121 1,6s, valoarea factorului de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 /g69 se înmul/g288e/g250te cu 1,2. 3.1.2. Descrieri alternative ale ac/g288iunii seismice În calculul dinamic al stru cturilor mi/g250carea seismic/g259 a terenului este descris/g259 prin varia/g288ia în timp a accelera/g288iei. Atunci când este necesar un model de calcul spa/g288ial, mi/g250carea seismic/g259 este reprezentat/g259 prin trei accelerograme corespunz/g259toare celor trei direc/g288ii ortogonale (dou/g259 orizontale /g250i una vertical/g259), ac/g288ionând simultan. Pe cele dou/g259 direc /g288ii orizontale se folosesc simultan accelerograme diferite. 3.1.3. Accelerograme artificiale Accelerogramele artificiale sunt accelerograme le generate pe baza unui spectru de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute în amplasament, Se(T). Spectrul de r/g259spuns elastic al accelerogramelor artificiale trebuie s/g259 fie apropiat de spectrul /g288int/g259 de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute în amplasament. Astfel, pe baza spectrului de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute în amplasament Se(T) trebuie generat un set de accelerograme artificiale care s/g259 respecte urm/g259toarele condi/g288ii: 0 < T /g100 TB /g187 /g187 /g187 /g187 /g188 /g186 /g171 /g171 /g171 /g171 /g172 /g170 /g16 /g14 /g32TT qa ) T ( S B gd 1 1 0/g69 (3.17) T > TB Sd (T) gg a ,q ) T (a /g152 /g116/g32 2 0/g69 ( 3 . 1 8 ) unde: q este factorul de comportare al structurii denumit /g250i factorul de modificare a r/g259spunsului elastic în r/g259spuns inelastic. Valorile factorului q se definesc în capitole specifice din cod, în func/g288ie de materialul /g250i tipul structurii /g250i de capacitatea acesteia de disipare a energiei induse de mi/g250carea seismic/g259. (2) Spectrul de proiectare pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii seismice se ob/g288ine în mod asem/g259n/g259tor celui pentru componentele orizontale. Valoarea factorului de comportare în acest caz se consider/g259 simplificat q=1,5 pentru toate materialele /g250i sistemele structurale, cu excep/g288ia cazurilor în care valori mai mari pot fi justificate prin analize speciale. 3.3. Combinarea ac/g288iunii seismice cu alte tipuri de ac/g288iuni Pentru proiectarea la starea limit/g259 ultim/g259 a construc/g288iilor amplasate în zone seismice, valoarea pentru proiectare a efectelor combinate ale ac/g288iunilor se determin/g259 din grup/g259rile de efecte ale înc/g259rc/g259rilor conform codului CR 0. /g287inând seama de mobilitatea cu magnitudinea a compozi/g288iei spectrale a mi/g250c/g259rilor seismice înregistrate în România se recomand/g259, în general, factori d e scalare a accelera/g288iilor cu valori sub 2,0. Valorile spectrului mediu calculat prin medierea aritmetica a ordonatelor spectrelor elastice de r/g259spuns al accelera/g288iilor absolute corespunzând accelerogramelor înregistrate trebuie s/g259 nu difere cu mai mult de 10% d in valoarea corespunz/g259toare a spectrului elastic de r/g259spuns în amplasament Se(T), p entru domeniul de perioade cuprins între 0,2 T1 /g250i 2T1, und e T1 este perioada fundamental/g259 a vibra/g288iilor structurii în direc/g288ia pe care este aplicat/g259 accelerograma. 3.1.5. Variabilitatea în spa/g288iu a ac/g288iunii seismice Pentru structurile cu caracteristici speciale, cum ar fi cele în cazu l c/g259rora nu se poate aplica ipoteza mi/g250c/g259rii seismice sincrone a reazemelor structurii, se recomand/g259 utilizarea de modele spa/g288iale ale ac/g288iunii seismice care s/g259 ia în considerare variabilitatea mi/g250c/g259rii terenului de la un punct la altul. 3.2. Spectrul de proiectare (1) Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii terenului Sd(T) (ordonata în m/s 2) este spectrul de r/g259spuns inelastic al accelera/g288iilor absolute definit cu rela/g288iile (3.17) /g250i (3.18): 53 (1) Încadrarea noilor construc/g288ii în mediul natural /g250i în mediul construit se va face în a/g250a fel încât s/g259 se evite sporirea riscurilor implicate de efectele poten/g288iale, directe sau indirecte, ale unor viitoare cutremure puternice. În acest scop se recomand/g259 s/g259 se limiteze densitatea de construire, precum /g250i num/g259rul de persoane care pot ocupa pe perioade lungi de timp construc/g288iile de tip curent, cum sunt cl/g259dirile de locuit. Aceasta înseamn/g259, de regul/g259, limitarea în/g259l/g288imii acestor construc/g288ii, m/g259sur/g259 care poate avea /g250i efecte economice favorabile. De asemenea, se vor asigura c/g259i multiple de acces /g250i de comunicare pentru eventuala necesitate a evacu/g259rii de urgen/g288/g259 în scopul limit/g259rii efectelor unor cutremure puternice. (2) Se va limita durata situa/g288iilor provizorii care pot ap/g259rea în timpul execut/g259rii construc/g288iilor, interval de timp în care gradul de protec/g288ie structural/g259 este mai redus /g250i riscul apari/g288iei unor efecte grave spore/g250te în eventualitatea unor ac/g288iuni seismice de intensitate ridicat/g259. (3) Activitatea de realizare a construc/g288iilor noi se va corela cu activitatea de înlocuire sau de consolidare în timp util a fondului construit, vulnerabil seismic. (0) 4.3. Condi/g288ii privind amplasarea construc/g288iilor (1) Amplasamentele construc/g288iilor se vor alege, de regul/g259, în zone în care structura geologic/g259 /g250i alc/g259tuirea straturilor superficiale de teren pe rmite realizarea protec/g288iei seismice în condi/g288ii economice, f/g259r/g259 m/g259suri costisitoare. (2) Se va evita, ca regul/g259 general/g259, amplasarea construc/g288iilor pe maluri, râpe sau alte terenuri care prezint/g259 risc de alunecare sau surpare. În cazul în care amplasamentele de acest fel nu se pot evita, se vor lua m/g259surile necesare pentru stabilizarea terenurilor. (3) În cazurile în care amplasarea construc/g288iilor pe terenuri cu propriet/g259/g288i mecanice inferioare (nisipuri cu grad mare de afânare, refulante sau lichefiabile, mâluri, umpluturi neconsolidate, etc.) nu poate fi evitat/g259, se vor lua m/g259surile necesare pentru consolidarea terenurilor, astfel încât aceastea s/g259 poat/g259 asigura o bun/g259 comportare seismic/g259 a construc/g288iilor. (4) Pentru construc/g288iile a c/g259ror eventual/g259 avariere poate avea urm/g259ri de o gravitate deosebit/g259, se vor preciza, în func/g288ie de specificul construc/g288iilor /g250i al proceselor tehnologice, criterii specifice de excludere a anumitor categorii de amplasamente. (0) 54 4 4. PROIECTAREA CL/g258DIRILOR 4.1. Generalit/g259/g288i (1) Acest capitol con/g288ine reguli generale pentru alegerea amplasamentelor /g250i alc/g259tuirea de ansamblu a cl/g259dirilor. De asemenea, sunt date indica/g288ii generale pentru alegerea modelelor /g250i metodelor de calcul structural la ac/g288iuni seismice, /g250i pentru verificarea îndeplinirii cerin/g288elor seismice pentru structuri /g250i elemente structurale. (0) Prevederile capitolului 4 sunt corelate cu cele din capitolele 5–10 în care sunt detaliate aspectele de proiectare specifice construc/g288iilor din diferite materiale /g250i componente nestructurale. 4.2. Condi/g288ii de planificare a construc/g288iilor 4.4. Alc/g259tuirea de ansamblu a construc/g288iilor 4.4.1. Aspecte de baz/g259 ale concep/g288iei de proiectare (1) Proiectarea seismic/g259 urm/g259re/g250te realizarea unei construc/g288ii sigure în raport cu hazardu l seismic asociat amplasamentului, care s/g259 îndeplineasc/g259, în condi /g288ii acceptabile de cost, cerin/g288ele fundam entale enun/g288ate la 2.1. (2) Aspectele conceptuale de baz/g259 se refer/g259 la: (0) - simplitatea structurii - redundan/g288a structurii - geometria structurii /g250i a cl/g259dirii, în întregul ei, cu considerarea modului de distribuire a elem entelor structurale, nestructurale /g250i a maselor - rezisten/g288a /g250i rigiditatea lateral/g259, în orice direc/g288ie - realizarea plan/g250eelor ca diafragme orizontale - realizarea unor funda/g288ii adecvate Realizarea unei s tructuri simple, compacte, pe cât posibil, simetrice, reprezint/g259 obiectivul cel mai important al proiect/g259rii, deoarece modelarea, calculul, dimensionarea, detalierea /g250i execu/g288ia structurilor simple sunt supuse la incertitudini mult mai mici /g250i, ca urmare, se poate impune construc/g288iei, cu un grad înalt de încredere, comportarea seismic/g259 dorit/g259. 4.4.1.1. Simplitate structural/g259 (1) Simplitatea structural/g259 presupune existen/g288a unui sistem structural continuu /g250i suficient de putern ic care s/g259 asigure un traseu clar, cât mai direct /g250i neîntrerupt al for/g288elor seism ice, indiferent de direc/g288ia acestora, pân/g259 la terenul de fundare. For/g288ele seismice care iau na/g250tere în toate elementele cl/g259dirii sunt preluate de plan/g250eele - diafragme orizontale /g250i transmise structurii verticale, iar de la aceasta sunt transferate la funda/g288ii /g250i teren. Proiectarea treb uie s/g259 asigure c/g259 nu exist/g259 discontinuit/g259/g288i în acest drum de transmitere a for/g288elor seismice. (0) Not/g259: De exemplu, nu este permis/g259 introducerea unui gol mare în plan/g250eu sau absen/g288a în plan/g250eu a arm/g259turilor de colectare a for/g288elor de iner/g288ie, pentru a le transmite la structura vertical/g259. 4.4.1.2. Redundan/g288a structural/g259 (1) Proiectarea seismic/g259 va urm/g259ri s/g259 înzestreze structura cl/g259dirii cu redundan/g288a adecvat/g259. Prin aceasta s e asigur/g259 c/g259: (0) - ruperea unui singur element, sau a unei singure leg/g259turi structurale, nu expune structura la pierderea stabilit/g259/g288ii - se realizeaz/g259 un mecanism de plastificare cu suficiente zone plastice, care s/g259 perm it/g259 exploatarea rezervelor de rezisten/g288/g259 ale structurii /g250i o disipare avantajoas/g259 a energ iei seismice. Not/g259: Pentru a fi redundant/g259, o structur/g259 cu multiple leg/g259turi interioare (multiplu static nedeterminat/g259) trebuie s/g259 aib/g259 toate leg/g259turile dimensionate adecvat. Astfel, de exemplu, o structur/g259 etajat/g259 de beton armat nu poate fi considerat/g259 redundant/g259 dac/g259 lungimile de înn/g259dire pri n suprapunere ale arm/g259turilor din stâlpi /g250i grinzi sunt mai mici decât este necesar sau dac/g259 nodurile sunt slabe. 55 4.4.1.3. Geometria (configura/g288ia) structurii (1) Proiectarea seismic/g259 va urm/g259ri realizarea unei structuri cât mai regulate, distribuite cât m ai uniform în plan, permi/g288ând o transmitere direct/g259 /g250i pe un drum scurt a for/g288elo r de iner/g288ie aferente maselor distribuite în cl/g259dire (2) Structura trebuie s/g259 prezinte, pe cât posibil, /g250i uniformitate pe verticala construc/g288iei, urm /g259rindu-se s/g259 se elimine apari/g288ia unor zone sensibile, în care concentrarea unor eforturi sau deform a/g288ii plastice excesive ar putea produce ruperi premature (3) Prin alegerea unei forme avantajoase a construc/g288iei, printr-o distribu /g288ie adecvat/g259 a m aselor, a rigidit/g259/g288ii /g250i a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 laterale a structurii se va urm /g259ri reducerea în cât mai mare m/g259sur/g259 a excentricit/g259/g288ilor care pot favoriza torsiunea de ansam blu. (0) 4.4.1.4. Rigiditate /g250i rezisten/g288/g259 la transla/g288ie pe dou/g259 direc/g288ii (1) Întrucât ac/g288iunea orizontal/g259 a cutremurelor se manifest/g259 bidirec/g288ional, elem entele structurale vor fi dispuse în plan într-un sistem ortogonal, în m/g259sur/g259 s/g259 ofere caracteristici de rezisten /g288/g259 /g250i de rigiditate suficiente în dou/g259 direc/g288ii. Sistemele structurale pot fi diferite în cele dou/g259 direc/g288ii. (2) Rigiditatea lateral/g259 va fi suficient/g259 pentru limitarea deplas/g259rilor orizontale, astfel în cât efectele de ordinul 2 /g250i degrad/g259rile construc/g288iei s/g259 poat/g259 fi controlate. (3) La cl/g259dirile etajate se recomand/g259 utilizarea solu/g288iilor cu rigiditate lateral/g259 sporit/g259, prin prevederea unor pere /g288i structurali pe toat/g259 în/g259l/g288imea cl/g259dirilor, în toate cazurile în care necesitatea func/g288ional/g259 a unor spa/g288ii libere sau for ma construc/g288iei nu îm piedic/g259 introducerea lor. De asemenea, la alegerea sistemului structural pe criterii de rigiditate, se vor avea în vedere /g250i modul de realizare a pere/g288ilo r de com partimentare /g250i de închidere, modul de realizare a leg/g259turii între componentele nestructurale /g250i elem entele structurii de rezisten/g288/g259, precum /g250i m/g259sura în care primele îm piedic/g259 deforma/g288iile libere ale ultimelor. (0) 4.4.1.5. Rigiditate /g250i rezisten/g288/g259 la torsiune (1) Structura trebuie s/g259 fie înzestrat/g259 cu suficient/g259 rigiditate /g250i rezisten/g288/g259 la torsiune pentru a lim ita manifestarea unor mi/g250c/g259ri de r/g259sucire în ansamblu a construc/g288iei, care ar putea spo ri periculos eforturile /g250i deplas/g259rile orizontale ale cl/g259dirilor. Solu/g288ia cea m ai eficient/g259 pentru aceasta este dispunerea adecvat/g259 a unor elemente suficient de rigid e /g250i rezistente pe perimetrul construc/g288iei (cel pu/g288in dou/g259 în fiecare direc/g288ie ). (0) 4.4.1.6. Ac/g288iunea de diafragm/g259 a plan/g250eelor (1) Într-o construc/g288ie corect alc/g259tuit/g259 pentru preluarea înc/g259rc/g259rilor seismice, plan/g250eele jo ac/g259 un rol esen/g288ial prin: - colectarea for/g288elor de iner/g288ie /g250i transmiterea lor la elementele verticale ale structurii - ac/g288iunea de diafragm/g259 orizontal/g259, care asigur/g259 angajarea solidar/g259, coordonat/g259, a elem entelor verticale în preluarea for/g288elor seismice orizontale Alc/g259tuirea diafragm elor, indiferent de materialul din care sunt realizate, trebuie s/g259 asigure într-un grad înalt îndeplinirea rolurilor de mai sus. 56 (2) Proiectarea plan/g250eelor cu alc/g259tuiri neregulate (cu forme neregulate /g250i cu goluri relativ m ari, etc.) /g250i proiectarea plan/g250eelor în structuri neregulate (cu lips/g259 de uniform itate în plan /g250i pe vertical/g259) se va baza pe modelele de calcul în m/g259sur/g259 s/g259 eviden/g288ieze suficient d e fidel comportarea acestor elemente la cutremur. (3) Comportarea plan/g250eelor de la fiecare nivel ca diafragme practic infinit rigide /g250i rezisten te pentru for/g1802e aplicate în planul lor permite adoptarea unor modele de calcul structural simplificate, caracterizate de manifestarea a numai 3 deplas /g259ri la fiecare nivel (2 transla/g288ii în plan orizontal /g250i o rota/g288ie fa/g288a de axa vertical/g259) (0) 4.4.1.7. Realizarea unei funda/g288ii (infrastructuri) adecvate (1) Alc/g259tuirea funda/g288iilor construc/g288iei /g250i a leg/g259tu rii acesteia cu supras tructura trebu ie s/g259 asigure condi/g288ia ca întreaga cl/g259dire s/g259 fie supus/g259 unei excita/g288ii seismice cât m ai uniforme (2) În cazul structurilor alc/g259tuite dintr-un num/g259r de pere/g288i structurali cu rigiditate /g250i capacit/g259/g288i de rezisten/g288/g259 diferite, infrastructurile d e tip cutie rigid/g259 /g250i rezistent/g259 /g250i cele de tip radier cu grosim e mare, plin sau casetat, sunt, în general, recomandabile. (3) În cazul adopt/g259rii unor elemente de fundare individuale (fundare direct/g259 sau la adâncim e, prin pilo/g288i), este recomandabil/g259 utilizarea unei pl/g259ci de funda/g288ie (radier) sau prevederea unor grinzi de leg/g259tur/g259 între aceste elem ente, în ambele direc/g288ii. (4) Se recomand/g259 s/g259 se evite construc/g288iile la care, pentru anumite direc/g288ii de ac/g288iun e seismic/g259, pot ap/g259rea suprasolicit/g259ri ale unor elemente verticale /g250i solicitarea dezavantajoas/g259 a infrastructurilor. (5) La proiectarea funda/g288iilor, for/g288ele transmise de suprastructur/g259 sunt cele care corespund m ecanismului structural de disipare de energie, dac /g259 proiectarea construc/g288iei se bazeaz/g259 conceptual pe r/g259spunsul structural în domeniul neliniar. (6) Alte condi/g288ii /g250i criterii pentru realizarea sistemului de fundare sunt date în reglem ent/g259rile tehnice privind proiectarea structurilor de fundare direct/g259. (0) 4.4.1.8. Condi/g288ii referitoare la masele construc/g288iilor (1) În vederea reducerii efectelor nefavorabile datorate pozi/g288ion/g259rii neregulate a m aselor, se va urm/g259ri dispunerea cât mai uniform/g259 a înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale pe plan/g250ee, atât în plan, cât /g250i pe vertical/g259. (2) În vederea reducerii for/g288elor de iner/g288ie seismice care ac/g288ioneaz/g259 asupra construc/g288iilor se va urm /g259ri realizarea de construc/g288ii cu mase cât mai mici. În acest scop: (0) - la realizarea componentelor nestructurale (învelitori, termoizola /g288ii, /g250ape, pere/g288i de com partimentare /g250i de închidere, parapete de balcoane, etc.) se vor utiliza cu prioritate materiale u/g250oare. De asemenea, se va c/g259uta s/g259 se reduc/g259 grosimea tencuielilor /g250i a /g250apelor de egalizare, a straturilor pentru realizarea pantelor /g250i s/g259 se mic/g250oreze greutatea elementelor ornamentale la cl/g259dirile la care acestea sunt necesare - la construc/g288iile cu regim ridicat de în/g259l/g288ime /g250i/sau cu mase mari se recomand/g259 utilizarea betoanelo r de înalt/g259 rezisten/g288/g259 în elementele structurale, în special în stâlpi /g250i în pere/g288ii structurali - la acoperi/g250urile halelor parter cu deschideri mari (inclusiv elem entele lum inatoarelor /g250i ale deflectoarelor) se vor aplica cu prioritate solu/g288ii din materiale u/g250oare 57 (2) Elementele secundare vor satisface condi/g288iile din reglement/g259rile tehnice pentru structuri realizate din diferite materiale. (3) Rigiditatea lateral/g259 a elementelor secundare, a c/g259ror contribu/g288ie la preluarea for/g288elor seismice este neglijat/g259, nu va fi mai mare de 15% din rigiditatea lateral/g259 a structurii. (4) Elementele care nu sunt considerate secundare se proiecteaz/g259 ca elemente seismice principale, f/g259când parte din sistemul care preia for/g288ele laterale. Modelarea lor pentru calcul trebuie s/g259 satisfac/g259 prevederile capitolului 4, iar dimensionarea /g250i detalierea acestora vor respecta prevederile specifice din capitolele 5 – 9. (0) 4.4.3. Condi/g288ii pentru evaluarea regularit/g259/g288ii structurale 4.4.3.1. Aspecte generale (1) În vederea proiect/g259rii seismice construc/g288iile se clasific/g259 în construc/g288ii cu structuri regulate sau neregulate. (2) Condi/g288iile pentru caracterizarea construc/g288iilor ca regulate sunt date în 4.4.3.2 /g250i 4.4.3.3. Aceste criterii trebuie considerate drept condi/g288ii necesare care trebuie respectate. (3) În func/g288ie de tipul construc/g288iei, regulate sau neregulate, se aleg diferen/g288iat: - modelul structural, care poate fi plan sau spa/g288ial - metoda de calcul structural, care poate fi procedeul simplificat al for/g288ei laterale echivalente (evaluate direct pe baza spectrului de r/g259spuns) sau procedeul de calcul modal - valoarea factorului de comportare, q, care are valori mai mici în cazul structurilor neregulate, care se alege în conformitate cu indica/g288iile din tabelul 4.1 /g250i 4.4.3.1(5). (4) Valorile de referin/g288/g259 ale factorilor de comportare sunt date în capitolele 5–9. (5) Reducerea valorilor factorilor de comportare pentru a lua în considerare incertitudinile privind comportarea seismic/g259 a structurilor neregulate se va stabili în func/g288ie de tipul acestei neregularit/g259/g288i, conform tabelului 4.1. În cazul construc/g288iilor cu neregularitate în eleva/g288ie factorul de comportare, q, se reduce cu 20%. Construc/g288iile cu neregularitate în plan, care nu satisfac condi/g288iile de la 4.4.3.2, se încadreaz/g259 în categoria sistemelor flexibile la torsiune. (0) 58 - în cazul cl/g259dirilor cu func/g288iuni diferite pe în/g259l/g288ime, se recomand/g259 ca activit/g259/g288ile (func/g288iunile) care implic/g259 înc/g259rc/g259ri utile mari s/g259 fie plasate la nivelurile inferioare. 4.4.2. Elemente structurale principale /g250i secundare în preluarea for/g288elor seismice (1) Unele elemente structurale pot s/g259 nu fie considerate ca f/g259când parte din sistemul structural care preia fo r/g288ele seismice /g250i s/g259 fie proiectate ca elemente seismice secundare. Rezisten/g288a /g250i rigiditatea acestor elemente la for/g1802e laterale va fi neglijat/g259 /g250i nu este necesar ca ele s/g259 satisfac/g259 prevederile speciale date în capitolele 5 – 9. În schimb, aceste elemente /g250i leg/g259turile lor cu stru ctura seismic/g259 de baz/g259 vor fi alc/g259tuite astfel încât s/g259 preia înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale aferente /g250i în situa/g288ia deform/g259rii laterale produs/g259 de ac/g288iunea seismic/g259 cea mai nefavorabil/g259. Tabelul 4.1 Modul de considerare a regularit/g259/g288ii structurale asupra proiect/g259rii seismice Caz Regularitate Simplificare de calcul admis/g259 Factor de comportare În plan În eleva/g288ie Model Calcul elastic - liniar Calcul elastic liniar 1 Da Da Plan * For/g288a lateral/g259 echivalent/g259 Valoa rea de referin/g288/g259 2 Da Nu Plan Modal Valoare redus/g259 3 Nu Da Spa/g288ial Modal Valoarea de referin/g288/g259 4 Nu Nu Spa/g288ial Modal Valoare redus/g259 * Numai dac/g259 construc/g288ia are o în/g259l/g288ime pân/g259 la 30 m /g250i o perioad/g259 a oscila/g288iilor proprii T < 1,50 s. Not/g259: Indica/g288iile din tabelul 4.1 referitoare la alegerea modelului /g250i a metodei de calcul structural corespund nivelului de calcul minimal admis 4.4.3.2. Criterii pentru regularitatea structural/g259 în plan (1) Construc/g288ia trebuie s/g259 fie aproximativ simetric/g259 în plan în raport cu 2 direc/g288ii ortogonale, din punct de vedere al distribu/g288iei rigidit/g259/g288ii laterale, al capacit/g259/g288ilor de rezis ten/g288/g259 /g250i al maselor. (2) Construc/g288ia are form/g259 compact/g259, cu contururi regulate. Dac/g259 construc/g288ia prezin t/g259 retrageri în plan la un anumit nivel (margini retrase sau col /g1802uri intrânde), cl/g259direa se consider/g259 c/g259 prezint/g259 suficient/g259 regularitate dac/g259 aceste retrageri nu afecteaz/g259 rigiditatea în plan a plan /g250eului /g250i dac/g259 pentru fiecare retragere, aria cuprins/g259 între conturul plan/g250eului /g250i înf/g259/g250ur/g259toarea poligonal/g259 convex/g259 (circumscris/g259) a plan/g250eu lui nu dep/g259/g250e/g250te 10% din aria plan/g250eului. Dac/g259 forma în plan este neregulat/g259, cu discontinuit/g259/g288i care pot produce eforturi suplimentare semnificative, se re comand/g259 tronsonarea construc/g288iei prin rosturi seismice, astfel ca pentru fiecare tronson în parte s/g259 se ajung/g259 la o form/g259 regulat/g259 cu distribu/g288ii avantajoase ale volumelor, maselor /g250i rigidit/g259/g288ilor. (3) La cl/g259dirile etajate, la nivelurile unde se realizeaz/g259 reduceri de gabarit, acestea se vor realiza pe verticala elementelo r portante (stâlpi, pere/g288i). Se vor evita, de regul/g259, rezem/g259rile stâlpi pe grinzi, acestea fiind acceptate numai în cazul stâlpilor cu înc/g259rc/g259ri mici de la ultimele 1 – 2 niveluri ale cl/g259dirilor etajate. (4) Rigiditatea plan/g250eelor în planul lor s/g259 fie suficient de mare în com para/g288ie cu rigid itatea lateral/g259 a elementelor structurale vertica le, astfel încât deforma /g288ia plan/g250eelor s/g259 aib /g259 un efect neglijabil asupra distribu/g288iei for/g288elor orizontale între elementele structurale verticale. (5) O construc/g288ie poate fi considerat/g259 regulat/g259, cu o sensibilitate m oderat/g259 la torsiun e de ansamblu, dac/g259 deplasarea maxim/g259 înregistrat/g259 pe perimetrul construc/g288iei în com bina/g288ia seismic/g259 de proiectare, în direc/g288ia for/g288ei, nu dep/g259/g250e/g250te cu mai mult de 35% m edia deplas/g259rilor maxime /g250i minime. Se recom and/g259 ca prin alc/g259tuirea structurii de rezisten/g288/g259 /g250i prin modul de distribuire a maselor s/g259 se evite cuplarea modurilor de vibra/g288ie torsiune cu cele de transla/g288ie, prin reducerea sensibil/g259 a vibra/g288iilor la torsiune fa/g288/g259 de cele de transla/g288ie.(0) 59 4.4.3.3. Criterii pentru regularitatea pe vertical/g259 (1) Sistemul structural se dezvolt/g259 monoton pe vertical/g259, f/g259r/g259 varia/g288ii semnificative de la nivelul funda/g288iei pân/g259 la vârful cl/g259dirii. Se accept/g259 retrageri graduale pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii dac/g259 acestea nu dep/g259/g1800esc, la oricare niv el, 20% din dimensiunea de la nivelul imediat inferior. (2) Structura nu prezint/g259, la nici un nivel, reduceri de rigiditate lateral/g259 mai mari de 30% din rigid itatea nivelului imediat superior sau imediat inferior (structura nu are nivelu ri flexibile). (3) Structura nu prezint/g259, la nici un nivel, o rezisten/g288/g259 lateral/g259 mai mic/g259 cu mai mult de 20 % decât cea a nivelului situa t imediat deasupra sau dedesubt (s tructura nu are niv eluri slabe din punct de vedere al rezisten/g288ei laterale). (4) Dac/g259 dimensiunile elementelor structurale se reduc de la baz/g259 c/g259tre vârful structurii, v aria/g288ia rigidit/g259/g288ii /g250i a rezisten/g288ei laterale trebuie s/g259 fie uniform/g259, f/g259r/g259 reduceri bru/g250te de la un nivel inferior la un nivel superior. (5) Masele aplicate pe construc/g288ie sunt distribuite uniform. Aceasta înseamn/g259 c/g259 la nici un nivel m asa aferent/g259 nu este mai mare cu mai mult de 50% decât ma sele aplicate la nivelu rile adiacente. Se excepteaz/g259 de la aceast/g259 regul/g259 situa/g1802ia în care m asele suplimentare sunt concentrate la baza structurii. (6) Structura nu prezint/g259 discontinuit/g259/g288i pe vertical/g259 care s/g259 devieze traseul for/g288elor c/g259tre funda/g288ii. Prevederea se refer/g259 atât la d evierile în acela/g250i plan al structurii, cât /g250i la devierile dintr-un plan în alt p lan vertical al construc/g288iei. (0) 4.4.4. Condi/g288ii pentru alc/g259tuirea plan/g250eelor 4.4.4.1. Generalit/g259/g288i (1) Diafragmele orizontale ac/g288ioneaz/g259 ca grinzi orizontale, cu propor/g288ii de grinzi pere/g288i, rezem ate în planurile unde se dezvolt/g259 subsistemele structurale verticale (cadre, pere/g288i). Înc/g259rc/g259rile lor sunt constituite din for/g288ele de iner/g288ie orizontale asociate greut/g259/g288ii tuturo r elementelor structurale /g250i componentelor nestructurale, echipamentelor /g250i, respectiv, frac/g288iunii cvasipermanente a ac/g1802iunilor variabile,, conform prevederilor de la capito lul 3. (2) Diafragmele se modeleaz/g259 în calcul ca grinzi pere/g288i sau ca grinzi cu z/g259brele. (3) Diafragmele trebuie s/g259 fie capabile s/g259 posede suficient/g259 capacitate de rezisten/g288/g259, astfel în cât s/g259 transmit/g259 efectele ac/g288iunii seismice la elementele structu rii laterale la care sunt conectate, lucrând preponderent în domeniul elastic. (4) Aspectele specifice ale proiect/g259rii plan/g250eelor se refer/g259 la (0) - preluarea eforturilor de întindere din încovoiere - transmiterea reac/g288iunilor la reazeme, pere/g288i sau grinzi de cadru, prin leg/g259tu ra dintre aceste elemente /g250i placa plan/g250eului - colectarea înc/g259rc/g259rilor aplicate în masa plan/g250eului, în vederea transmiterii lor la elem entele verticale - preluarea for/g288elor aplicate în planul planseelor prin mecanismele specifice grinzilor pere/g288i (p rin ac/g288iune de arc sau grind/g259 cu z/g259brele), inclusiv cu arm/g259turi transversale de suspen dare de zona comprimat/g259 a înc/g259rc/g259rilor seismice distribuite în m asa plan/g250eului. 60 4.4.4.2. Proiectarea la încovoiere (1) Întinderile din încovoiere vor fi preluate de elem entele de bordare ale plan/g250eu lui (/g1800i ale panourilor de plac/g259). Aceste elemente, constituite de centurile de la nivelul pere/g1802ilor, grinzile (de beton armat, o/g288el, lemn, dup/g259 caz) sau arm/g259turile de o/g1802el montate în rosturile zid/g259riei, vor îndeplini 2 condi/g288ii: - s/g259 fie continue - s/g259 fie conectate adecvat la placa (elementele) plan/g250eului. Dac/g259 sunt continue, elem entele de o/g288el din plac/g259 paralele cu marginea plan/g250eului pot îndeplini, de asemenea, acest rol. (2) La evaluarea eforturilor din plan/g250eu se va /g288ine seama de efectele flexibilit/g259/g288ii (rig idit/g259/g288ii) relative a elementelor verticale. Astfel, atunci când plan/g250eele nu pot fi considerate practic infinit rigide, în raport cu componentele structurii laterale, precum /g250i atun ci când rigiditatea plan/g250eelor are valori diferite la diferitele niveluri ale cl /g259dirii, se va /g288ine seama de efectul deformabilit/g259/g288ii lor asupra distribu/g288iei for/g288elor laterale pe orizon tala /g250i verticala cl/g259dirii. (3) La col/g288urile intrânde ale plan/g250eelor de beton armat cu form/g259 neregulat/g259 se vor prevedea arm /g259turi adecvate în vederea limit/g259rii dezvolt/g259rii, ca lungime /g250i deschidere, a fisurilo r periculoase care pot ap/g259rea în aceste zone. (0) În aceste zone, ca /g250i la reducerea local/g259 a d imensiunilor în plan ale plan/g250eului, arm/g259tura de bordare trebuie continuat/g259 suficient de departe de col/g288, pentru a asigura angajarea arm/g259turilor curente ale plan/g250eului. M/g259suri cu rol similar vor fi luate /g250i la plan/g250ee realizate din alte materiale. 4.4.4.3. Conectarea plan/g250eelor la elementele structurii laterale (1) Conectarea plan/g250eelor cu elementele structurii laterale se va dim ensiona /g250i alc/g259tui as tfel încât s/g259 fie în m/g259sur/g259 s/g259 transmit/g259 reac/g288iunile (for/g288ele de forfecare) rezultate din ac/g288iunea de diafragm/g259 orizontal/g259. Atunci când aceste for/g1802e sunt excesive, se poate recurge la îngro/g250area local/g259 a plan/g250eu lui. (2) Aceast/g259 leg/g259tur/g259 se realizeaz/g259 func/g288ie de modul concret de alc/g259tuire al plan/g250eu lui, în corelare cu sistemele de cofrare /g250i tehnologia de execu/g288ie, prin: - arm/g259turi perpendiculare pe interfa/g288a plac/g259-perete (grind/g259), adecvat ancorate, la plan/g250eele de beton armat - leg/g259turi sudate, buloane, la plan/g250eele metalice - scoabe, solidarizare prin cuie, buloane, la plan/g250eele din lemn (3) Elementele de conectare pot servi /g250i pentru ancorarea (rezemarea) unor pere/g288i de zid/g259rie sau beton, la f or/g1802e normale pe planul acestora. (0) 4.4.4.4. Colectarea for/g288elor orizontale (1) Comportarea plan/g250eelor ca grinzi pere/g288i impune prevederea unor arm/g259turi de suspendare necesare pentru preluarea ef orturilor de întindere din planul pl/g259cii, rezultate din aplicarea distribuit/g259 a for/g288elor seismice orizontale în plan/g250eu. (2) În vederea reducerii eforturilor tangen/g288iale la interfa/g288a dintre plan/g250eu /g250i elem entele structurii laterale, se recomand/g259 prevederea unor “colectori”, elemente 61 4.4.4.5. M/g259suri specifice în plan/g250ee cu goluri mari (1) Se va evita prevederea golurilor de circula/g288ie pe vertical/g259, a golurilor mari pentru instalatii, în zonele în care dimensiunile (l/g259/g288imea) diafragmei sunt reduse semnificativ, pentru a evita fracturarea plan/g250eelor astfel sl/g259bite. (2) În jurul golurilor de dimensiuni mari se vor prevedea elemente de bordare similare cu cele dispuse la marginea plan/g250eului. În asemenea cazuri, armarea plan/g250eului pentru for/g1802e din planul acestuia trebuie determinat/g259 pe scheme de calcul care s/g259 ia în considerare sl/g259birile produse de goluri. (3) La dispunerea golurilor în plan/g250eu (func/g288ionale, de instala/g288ii etc) se vor analiza eventualele efecte ale discontinuit/g259/g288ilor astfel create asupra modului în care sunt transmise for/g288ele orizontale de la plan/g250eu la elementele structurii laterale /g250i, implicit, asupra modelului de calcul structural. (0) Prezen/g288a golurilor suprapuse pe mai multe niveluri poate expune elementele verticale riscului de pierdere a stabilit/g259/g288ii sau la ruperi sub for/g288e normale pe planul lor. 4.4.5. Clase de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur /g250i factori de importan/g288/g259 (1) Nivelul de asigurare al construc/g288iilor se diferen/g288iaz/g259 func/g288ie de clasa de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur din care acestea fac parte. Importan/g288a construc/g288iilor depinde de consecin/g288ele pr/g259bu/g250irii asupra vie/g288ii oamenilor, de importan/g288a lor pentru siguran/g288a public/g259 /g250i protec/g288ia civil/g259 în perioada imediat/g259 de dup/g259 cutremur /g250i de consecin/g288ele sociale /g250i economice ale pr/g259bu/g250irii sau avarierii grave. (2) Clasa de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur este caracterizat/g259 de valoarea factorului de importan/g288/g259 /g250i de expunere, /g74I,e, conform 2.1(2), denumit în continuare „factor de importan/g288/g259”. (3) În conformitate cu prevederile din codul CR 0 , Anexa A1, Tabelul A1.1, construc/g288iile sunt împ/g259r/g288ite în clase de importan/g288/g259-expunere în func/g288ie de consecin/g288ele umane /g250i consecin/g288ele economice ce pot fi provocate de un hazard natural sau//g250i antropic major, precum /g250i de rolul acestora în activit/g259/g288ile de r/g259spuns post-hazard ale societ/g259/g288ii. (4) Valorile factorului de importan/g288/g259 pentru ac/g288iunea seismic/g259 /g74Ie, asociat fiec/g259rei clase de importan/g288/g259-expunere, sunt indicate în Tabelul 4.2. (5) Factorul de importan/g288/g259 /g74I,e=1,0 este asociat cu evenimente seismice având interval de recuren/g288/g259 de referin/g288/g259 conform 2.1. 62 situate în grosimea plan/g250eului care transmit prin suspendare direct/g259 înc/g259rc/g259rile masice. Asemenea elemente de colectare/ suspendare sunt de regul/g259 necesare în situa/g288iile în care co ntactul între plac/g259 /g250i structura vertical/g259 este întrerupt pe zo ne ex tinse, la marginea cl/g259dirii sau în vecin/g259tatea unor goluri mari. (0) Tabelul 4.2. Valorile factorului de importan/g288/g259 – expunere pentru ac/g288iunea seismic/g259 /g74I,e Clasa de importan/g288/g259- expunere Tipuri de cl/g259diri /g74I,e Clasa I Cl/g259diri având func/g288iuni esen/g288iale, pentru care p/g259strarea integrit/g259/g288ii pe durata cutremurelor este vital/g259 pentru protec/g288ia civil/g259, cum sunt: (a) Spitale /g250i alte cl/g259diri din sistemul de s/g259n/g259tate, care sunt dotate cu servicii de urgen/g288/g259/ambulan/g288/g259 /g250i sec/g288ii de chirurgie (b) Sta/g288ii de pompieri, sedii ale poli/g288iei /g250i jandarmeriei, parcaje supraterane multietajate /g250i garaje pentru vehicule ale serviciilor de urgen/g288/g259 de diferite tipuri (c) Sta/g288ii de producere /g250i distribu/g288ie a energiei /g250i/sau care asigur/g259 servicii esen /g288iale pentru celelalte categorii de cl/g259diri men/g288ionate aici (d) Cl/g259d iri care con/g288in gaze toxice, explozivi /g250i/sau alte substan/g288e periculoase (e) Centre de comunica/g288ii /g250i/sau de coordonare a situa/g288iilor de urgen/g288/g259 (f) Ad/g259posturi pentru situa/g288ii de urgen/g288/g259 (g) Cl/g259diri cu func/g288iuni esen/g288iale pentru administra/g288ia public/g259 (h) Cl/g259diri cu func/g288iuni esen/g288iale pentru ordinea public/g259, gestion area situa/g288iilor de urgen/g288/g259, ap/g259rarea /g250i securitatea na/g288ional/g259 (i) Cl/g259diri care ad/g259postesc rezervoare de ap/g259 /g250i/sau sta/g288ii de pom pare esen/g288iale pentru situa/g288ii de urgen/g288/g259 (j) Cl/g259diri având în/g259l/g288im ea total/g259 suprateran/g259 mai mare de 45m /g250i alte cl/g259diri de aceea/g250i natur/g259 1,4 Clasa II Cl/g259diri care prezint/g259 un pericol major pentru siguran/g288a public/g259 în cazul pr/g259bu/g250irii sau avarierii grave, cum sunt: (a) Spitale /g250i alte cl/g259diri din sistemul de s/g259n/g259tate, altele decât cele din clasa I, cu o capacitate de peste 100 persoane în aria total/g259 expus/g259 (b) /g249coli, licee, universit/g259/g288i sau alte cl/g259diri din sistemul de educa/g288ie, cu o capacitate de peste 250 persoane în aria total/g259 expus/g259 (c) Aziluri de b/g259trâni, cre/g250e, gr/g259dini/g288e sau alte spa/g288ii similare de îngrijire a persoanelor (d) Cl/g259d iri multietajate de locuit, de birouri /g250i/sau cu func/g288iuni com erciale, cu o capacitate de peste 300 de persoane în aria total/g259 expus/g259 (e) S/g259li de conferin/g288e, spectacole sau expozi/g288ii, cu o capacitate de peste 200 de persoane în aria total/g259 expus/g259, tribune de stadioane sau s/g259li de sport 1,2 63 (f) Cl/g259diri din patrim oniul cultural na/g288ional, muzee /g250.a. (g) Cl/g259diri parter, inclusiv de tip mall, cu mai mult de 1000 de persoane în aria total/g259 expus/g259 (h) Parcaje supraterane multietajate cu o capacitate mai m are de 500 autoveh icule, altele decât cele din clasa I (i) Penitenciare (j) Cl/g259diri a c/g259ror întrerupere a func/g288iunii poate avea un impact major asupra popula/g288iei, cum sunt: cl/g259diri care deservesc direct centrale electrice, sta /g288ii de tratare, epurare, pompare a apei, sta/g288ii de producere /g250i distribu/g288ie a energ iei, centre de telecomunica/g288ii, altele decât cele din clasa I (k) Cl/g259diri având în/g259l/g288imea total/g259 suprateran/g259 cuprins/g259 între 28 /g250i 45m /g250i alte cl/g259diri de aceea/g250i natur/g259 Clasa III Cl/g259diri de tip curent, care nu apar/g288in celorlalte clase 1,0 Clasa IV Cl/g259diri de mic/g259 importan/g288/g259 pentru siguran/g288a public/g259, cu grad redus de ocupare /g250i/sau de mic/g259 importan/g288/g259 economic/g259, construc/g288ii agricole, construc/g288ii temporare etc. 0,8 Nota 1: În cazul cl/g259dirilor de locuit /g250i de birouri, gradul de ocupare al ariei totale expuse se refer/g259 la un singur tronson în ansamblurile de cl/g259diri similare. Nota 2: Num/g259rul de persoane din aria totala expus/g259 se refer/g259 la capacitatea proiectat/g259 a cl/g259dirii. Nota 3: Prevederi privind factor ii de importan/g288/g259 utiliza/g288i la proiectarea componentelor nestructurale se dau în capitolului 10. (6) Corec/g288ia aplicat/g259 prin intermediul factorilor de importan/g288/g259 este echivalent/g259 cu considerarea, pentru construc /g288iile de importan/g288/g259 deosebit/g259, a unui hazard seismic superio r celui definit la capitolul 2. (0) 4.5. Calculul structurilor la ac/g288iunea seismic/g259 4.5.1. Generalit/g259/g288i (1) Sec/g288iunea cuprinde prevederi pentru evaluarea for/g288elor seismice /g250i pentru calcu lul efectelor structura le (eforturi /g250i deplas/g259ri) generate de aceste for/g288e. În calcu lele inginere/g250ti, se vor considera, în func/g288ie de modul de manifestare a ac/g288iunii seism ice: (0) - for/g1802e seism ice de iner/g288ie generate de mi/g250carea structurii produs/g259 de accelera/g288iile seism ice de la interfa/g288a teren-construc/g288ie; - for/g1802e seismice tran smise de sistemele de rezemare /g250i de conectare cu structura suport a com ponentelor nestructurale, echipamentelor /g250i instala/g288iilor. 64 4.5.2. Modelarea comport/g259rii structurale (1) Pentru determinarea efectelor structurale se utilizeaz/g259 modele de calcul care descriu comportarea structurii la ac/g288iunea seismic/g259. Modelul structural trebuie s/g259 reprezinte adecvat configura/g288ia general/g259 (geometrie, leg/g259turi, material), distribu/g288ia caracteristicilor iner /g288iale (mase de nivel, momentele de iner/g288ie ale maselor de nivel raportate la centru l maselor de nivel), a caracteristicilor de rigiditate /g250i de amortizare, conducând la determ inarea corect/g259 a modurilor proprii de vibra/g288ie semnificative, a for/g288elor seis mice /g250i a caracteristicilor de r/g259spuns seismic. În cazul metodelor de calcul neliniar, modelele trebuie s/g259 reprezinte corect capacit/g259/g288ile de rezisten/g288/g259 /g250i de deformare ale elem entelor în domeniul postelastic. (2) Structura se schematizeaz/g259 prin sisteme rezistente la ac/g288iuni verticale /g250i laterale, conectate, sau nu, prin plan/g250ee (diafragme orizontale). (3) Pentru construc/g288iile care satisfac criterii de regularitate în plan /g250i de uniform itate pe vertical/g259, calculul seismic liniar se poate realiza considerând do u/g259 modele plan e, definite de elementele verticale /g250i de leg/g259turile dintre acestea, orientate dup/g259 direc/g288iile principale ortogonale ale ansam blului structural. (4) În modelarea deformabilit/g259/g288ii structurilor trebuie considerat/g259 /g250i comportarea conexiunilor dintre grin zi, stâlpi /g250i/sau pere/g288i structurali. Se vor include în m odel /g250i elementele f/g259r/g259 rol structural dar care interac/g288ioneaz/g259 cu structura influen/g288ând r/g259spunsul seismic al ansamblului structural, Not/g259: În acest caz se afl/g259, de exemplu, pere/g288ii de compartimentare care sporesc semnificativ rigiditatea lateral/g259 /g250i rezisten/g288a structurilor în cadre. (5) Pentru reducerea dimensiunii modelului, masa dis tribu it/g259 continuu este concentrat/g259 în puncte caracteristi ce, modelul dinamic ob/g288inut având un num/g259r finit de grade de lib ertate dinamic/g259. For/g288ele seismice asociate mi/g250c/g259rii structurii sunt ac/g288iuni concentrate aplicate în p unctele de concentrare a maselor. (6) La construc/g288iile etajate, cu plan/g250ee din beton armat indeform abile în planul lor, masele /g250i momentele de iner/g288ie ale maselor de la fiecare etaj se concentreaz/g259 la nivelul plan/g250eu lui, în centrul maselor. Rezult/g259 trei grade de libertate dinamic/g259 (dou/g259 transla/g288ii orizontale /g250i o rotire în jurul axei verticale) pentru fiecare nivel. În cazul plan/g250eelor flexibile în planul lor (de exemplu, plan/g250ee din beton armat cu dimensiuni ma ri /g250i goluri im portante), acestea vor fi incluse în modelul structu ral, cu valori corespunz/g259toare ale rig idit/g259/g288ii /g250i grade suplimentare de libertate dinamic/g259. În cazul în care între elem entele de rezisten/g288/g259 nu sunt realizate leg/g259turi care se pot considera indeform abile, masele se vor aplica în nodurile de intersec/g288ie ale elem entelor de rezis ten/g288/g259 ale structurii. (7) Masele se calculeaz/g259 din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale ce rezult/g259 din combina/g288iile de inc/g259rc/g259ri specifice ac/g288iunii seism ice conform sec/g288iunii 3.3. (8) Pentru structurile complexe cu modele de dimensiuni mari se adm ite utilizarea unor m odele dinamice condensate cu dimensiuni reduse. Caracteristicile dinamice /g250i de rezisten/g288/g259 echiv alente se determin/g259 prin tehnici standard de condensare dinamic/g259 sau static /g259. (9) Pentru structurile cl/g259dirilor alc/g259tuite din beton armat, din beton cu arm/g259tur/g259 rigid /g259 sau din zid/g259rie, la evaluarea rigidit/g259/g288ilor elementelor de rezisten/g288/g259 se vor considera efectele fisur /g259rii betonului, respectiv mortarului. În lipsa datelor care s/g259 permit/g259 o evaluare mai precis/g259, rigiditatea la încovoiere a elementelor structurale de 65 4.5.2.1. Efecte de torsiune accidental/g259 (1) În cazul construc/g288iilor cu plan/g250ee indeformabile în planul lor, efectele generate de incertitudinile asociate distribu/g288iei maselor de nivel /g250i/sau a varia/g288iei spa/g288iale a mi/g250c/g259rii seismice a terenului se consider/g259 prin introducerea unei excentricit/g259/g288i accidentale adi/g288ionale. Aceasta se consider/g259 pentru fiecare direc/g288ie de calcul /g250i pentru fiecare nivel /g250i se raporteaz/g259 la centrul maselor. Excentricitatea accidental/g259 se calculeaz/g259 cu expresia: (0) iai L e05 , 0/g114 /g32 (4.1) unde eai excentricitatea accidental/g259 a masei de la nivelul i fa/g288/g259 de pozi/g288ia calculat/g259 a centrului maselor, aplicat/g259 pe aceea/g250i direc/g288ie la toate nivelurile Li dimensiunea plan/g250eului perpendicular/g259 pe direc/g288ia ac/g288iunii seismice. 4.5.3. Metode de calcul structural 4.5.3.1. Generalit/g259/g288i (1) În func/g288ie de caracteristicile structurale /g250i de importan/g288a construc/g288iei se poate utiliza una din urm/g259toarele metode de calcul pentru proiectarea curent/g259: - metoda for/g288elor laterale asociate modului de vibra/g288ie fundamental, pentru cl/g259dirile care satisfac condi/g288iile specificate în paragraful 4.4.3, - metoda calculului modal cu spectre de r/g259spuns, aplicabil/g259 în general tuturor tipurilor de cl/g259diri. În metoda de calcul cu for/g1802e laterale, caracterul dinamic al ac/g288iunii seismice este reprezentat în mod simplificat prin distribu/g288ii de for/g1802e statice. Pe aceast/g259 baz/g259 metoda se mai nume/g250te /g250i metoda static/g259 echivalent/g259. (2) În afara acestor metode de calcul se pot aplica: - metoda de calcul dinamic liniar - metoda de calcul static neliniar - metoda de calcul dinamic neliniar (3) Metoda de referin/g288/g259 pentru determinarea efectelor seismice este calculul modal cu spectre de r/g259spuns. Comportarea structurii este reprezentat/g259 printr-un model liniar- elastic, iar ac/g288iunea seismic/g259 este descris/g259 prin spectre de r/g259spuns de proiectare. (4) În metodele de calcul dinamic liniar /g250i neliniar, ac/g288iunea seismic/g259 este reprezentat/g259 prin accelerograme înregistrate în diferite condi/g288ii de amplasament /g250i/sau prin accelerograme artificiale, compatibile cu spectrul de r/g259spuns elastic al accelera/g1802iilor absolute. Preciz/g259ri referitoare la selectarea, calibrarea /g250i utilizarea accelerogramelor sunt date în capitolul 3. 66 beton armat se poate considera egal/g259 cu ju m/g259tate din valoarea corespunz/g259toare sec/g288iunilor nefisurate. (10) Deformabilitatea funda/g288iei /g250i/sau deformabilitatea terenului trebuie considerate, dac/g259 acestea au o influen/g288/g259 semnificativ/g259 asupra r/g259spunsului structural. (0) (5) Metodele de calcul neliniar se pot utiliza dac/g259 se asigur/g259 calibrarea corespunz/g259toare a ac/g288iunii seism ice de proiectare, selectarea unui m odel constitutiv adecvat pen tru comportarea neliniar/g259 /g250i interpretarea corect/g259 a rezultatelor ob/g288inute /g250i verificarea cerin /g288elor ce trebuie satisf/g259cute. (6) Pentru construc/g288iile care satisfac criterii de regularitate în plan /g250i de uniform itate pe vertical/g259, calculul seismic liniar se poate realiza considerând do u/g259 modele plan e orientate dup/g259 direc/g288iile principale ortogonale ale ansamblului structural. (7) La construc/g288iile din clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV, calculul seismic liniar elas tic poate fi realizat pe modele plane, chiar dac/g259 criteriile de regularitate în plan nu sunt satisf/g259cute, dar sunt îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii: (a) construc/g288ia are compartiment/g259ri /g250i închideri distribuite relativ uniform; (b) în/g259l/g288imea construc/g288iei nu dep/g259/g250e/g250te 10 m; (c) raportul în/g259l/g288ime/lungime nu depa/g250e/g250te 0,4; (d) plan/g250eele orizontale au o rigiditate suficient de mare în raport cu rigiditatea lateral/g259 a elem entelor verticale de rezisten/g288/g259, pentru a fi considerate diafragme indeformabile în planul lor. (8) Construc/g288iile care nu satisfac criteriile de mai sus trebuie calculate cu modele structurale spa/g288iale. În cazul m odelelor spa/g288iale, ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare trebuie aplicat/g259 în lungul tuturor direc /g288iilor relevante. Caracterul spa/g288ial al ac/g288iunii seismice este definit într-un sistem de referin/g288/g259 reprezentat prin trei axe ortogonale, una vertical /g259 /g250i dou/g259 orizontale selectate astfel: (0) - la construc/g288iile cu elem ente de rezisten/g288/g259 verticale orientate pe dou/g259 direc/g288ii ortogonale se consider/g259 direc/g288iile orizontale respective; - la celelalte construc /g288ii se aleg direc/g288iile principale orizontale ale ansamblului structurii de rezisten /g288/g259 (vezi Anexa C) 4.5.3.2. Metoda for/g288elor seismice statice echivalente 4.5.3.2.1.Generalit/g259/g288i (1) Aceast/g259 metod/g259 se poate aplica la construc/g288iile care pot fi calculate prin considerarea a dou/g259 modele plane pe direc/g288ii ortogonale /g250i al c/g259ror r/g259spuns seismic total nu este influen/g288at sem nificativ de modurile proprii superioare de vibra/g288ie. În acest caz, m odul propriu fundamental de transla/g288ie are contribu/g288ia predominant/g259 în r/g259spunsul seismic total. (2) Cerin/g288ele de la paragraful (1) sunt considerate satisf/g259cute pentru cl/g259dirile la care: (0) a) Perioadele fundamentale corespunz/g259toare direc/g288iilor orizontale principale sunt m ai mici decât valoarea 1,5s/g100T (4.2) b) Sunt satisf/g259cute criteriile de regularitate pe vertical /g259 definite la paragraful 4.4.3.3. 67 /g11/g12/g79/g74 m T S Fd e I b1 ,/g32 (4.3) unde /g11/g121T Sd ordonata spectrului de r/g259spuns de proiectare corespunz/g259toare perioadei fundamentale T1: T1 perioada proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii în planul care con/g288ine direc/g288ia orizontal/g259 considerat/g259 m masa total/g259 a cl/g259dirii calculat/g259 ca suma a maselor de nivel im conform nota/g288iilor din Anexa C /g74I,e factorul de importan/g288/g259 al construc/g288iei din sec/g288iunea 4.4.5 /g79 factor de corec/g288ie care /g288ine seama de contribu/g288ia modului propriu fundamental prin masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 acestuia, ale c/g259rui valori sunt /g79 = 0,85 dac/g259 T 1 /g100 TC /g250i cl/g259direa are mai mult de dou/g259 niveluri /g250i /g79 = 1,0 în celelalte situa/g288ii. (2) Perioada proprie fundamental/g259 T1 se determin/g259 pe baza unor metode de calcul dinamic structural. (3) Perioada fundamental/g259 poate fi estimat/g259 aproximativ cu formulele simplificate specificate pentru diferite categorii de structuri din anexa B. (0) 4.5.3.2.3.Distribu/g288ia for/g288elor seismice orizontale (1) Efectele ac/g288iunii seismice se determin/g259 prin aplicarea for/g288elor seismice orizon tale asociate nivelurilor cu masele m i pentru fiecare din cele dou/g259 modele plane de calcul. For/g288a seism ic/g259 care ac/g288ioneaz/g259 la nivelul i se calculeaz/g259 cu rela/g288ia /g166 /g32 /g32 n j j j i i b i s m s mF F 1 (4.4) unde Fi for/g288a seismic/g259 orizontal/g259 static echivalent/g259 de la nivelul i Fb for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare modului fundamental, determinat/g259 cu rela/g288ia (4.3) reprezentând rezultanta for/g288elor seismice orizontale de nivel. si , sj componenta formei fundamentale pe direc/g288ia gradului de libertate dinamic/g259 de transla/g288ie la nivelul i sau j n num/g259rul de niveluri al cl/g259dirii mi , mj masa la nivelul i sau j, determinat/g259 conform Anexei C 68 4.5.3.2.2.For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 (1) For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare modului propriu fundamental, pentru fiecare direc/g288ie orizontal/g259 principal/g259 considerat/g259 în calculul cl/g259dirii, se determin/g259 dup/g259 cum urmeaz/g259: (2) Forma proprie fundamental/g259 poate fi aproximat/g259 printr-o varia/g288ie liniar/g259 cresc /g259toare pe în/g259l/g288ime. În acest caz for/g288ele orizontale de nivel sunt date de rela/g288ia /g166 /g32 /g32 n j j j i i b i z m z mF F 1 (4.5) unde zi /g250i zj reprezint/g259 în/g259l/g288imea pân/g259 la nivelul i /g250i, respectiv, j m/g259surat/g259 fa/g288/g259 de baza construc/g288iei considerat/g259 în model, iar n este num/g259rul total de niveluri. (3) For/g288ele seismice orizontale se aplic/g259 sistemelor structurale ca for/g1802e laterale la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu considerat indefor mabil în planul s/g259u. (0) 4.5.3.2.4.Efecte de torsiune (1) Modelele plane consid era aceeasi pozi/g288ie pentru centrele de rigiditate /g250i centrele m aselor la fiecare nivel. Pentru a considera efectele de torsiune produse de pozitiile diferite ale acestora, precum /g250i efectul unor excentricitati accidentale, calculul pe m odelul plan trebuie corectat prin determinarea fortelor seism ice de nivel suplim entare care revin subsistemelor plane care alcatuiesc modelul. (2) For/g288ele seismice de nivel ob/g288inute pentru modelele plane asociate la dou/g259 direc/g288ii principale ortogonale se distribuie subsistem elor plane componente din fiecare direc/g288ie conform rela/g288iei: (0) - pentru direc/g288ia x de ac/g288iu ne seismic/g259 /g11/g12 iy ixp j j j iy j j ix j j ix ixp j j ix j ixj ix e F x K y K y KF K KF /g166 /g166 /g32/g32 /g14 /g14/g32 1 22 1 (4.6) - pentru direc/g288ia y de ac/g288iu ne seismic/g259 /g11/g12 ix iyp j j j iy j j ix j j iy iyp j j iy j iyj iy e F x K y K x KF K KF /g166 /g166 /g32/g32 /g14 /g14/g32 1 22 1 (4.7) în care, j ixF , j iyF - for/g288ele seismice la nivelul i în direc/g288ia x, respectiv y, pentru subsistemul plan j ixF , iyF - for/g288ele seismice la nivelul i în direc/g288ia x, respectiv y, pentru modelul plan general j ixK , j iyK - rigidit/g259/g288ile relative de nivel ale celor p elemente verticale care intr/g259 în componen/g288a subsistemului plan j asociate direc/g288iei x, respectiv y, calculate considerând numai deplas/g259rile de transla/g288ie ale plan/g250eului indeformabil. jx , jy - distan/g288e în direc/g288ia x, respectiv y, care definesc pozi/g288ia subsistemului plan în raport cu centrul de rigiditate de la nivelul i ixe , iye - distan/g288e în direc/g288ia x, respectiv y, care definesc pozi/g288iile excentrice ale for/g288elor seismice fa/g288/g259 de centrul de rigiditate: 69 ix ix ixe e e1 0/g114 /g32 iy iy iye e e1 0/g114 /g32 unde, ixe0 , iye0 - distan/g288e în direc/g288ia x, respectiv y, dintre centrele de mas/g259 /g250i de rigiditate la nivelul i ixe1 , iye1 - excentricit/g259/g288ile accidentale în direc/g288ia x, respectiv y, la nivelul i, calculate conform paragrafului 4.5.2.1. În rela/g288iile de mai sus s-au neglijat rigidit/g259/g288ile axiale /g250i de torsiune ale elementelor de rezisten/g288/g259 verticale. 4.5.3.3. Metoda de calcul modal cu spectre de r/g259spuns 4.5.3.3.1.Generalit/g259/g288i (1) În metoda de calcul modal, ac/g288iunea seismic/g259 se evalueaz/g259 pe baza spectrelor de r/g259spuns corespunz/g259toare m i/g250c/g259rilor de transla/g288ie unidirec/g288ionale ale terenului descrise prin accelerograme. (2) Ac/g288iunea seismic/g259 orizontal/g259 este descris/g259 prin dou/g259 componente orizontale evaluate pe baza acelu ia/g250i spectru de r/g259spuns de proiectare. Componenta vertical/g259 a ac/g288iun ii seismice este caracterizat/g259 prin spectrul de r/g259spuns vertical. (3) Aceast/g259 metod/g259 de calcul se aplic/g259 cl/g259dirilor care nu îndeplinesc condi/g288iile specificate pentru utilizarea m etodei simplificate cu for/g1802e laterale static echivalente. Pentru construc/g288iile care satisfac criteriile de regularitate în plan /g250i criteriile de uniformitate vertical/g259, calculul se poate realiza utilizând dou/g259 modele structurale plane corespunz/g259toare direc/g288iilor principale orizontale ortogonale. (4) Cl/g259dirile care nu satisfac criteriile de mai sus se vor calcula cu modele spa/g288iale. (5) La utilizarea unui model spa/g288ial, ac/g288iunea seismic/g259 se va aplica pe direc/g288iile orizon tale relevante /g250i pe direc/g288iile principale ortogonale. Pentru cl/g259dirile cu elemente de rezisten/g288/g259 am plasate pe dou/g259 direc/g288ii perpendiculare, acestea pot fi considerate ca direc/g288ii relev ante. În general, direc/g288iile principale corespund direc/g288iei for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 asociat/g259 m odului fundamental de vibra/g288ie de transla/g288ie /g250i normalei pe aceast/g259 direc/g288ie. (6) Structurile cu comportare liniar/g259 sunt caracterizate de modurile proprii de vibra /g288ie (perioade proprii, forme proprii de vibra/g288ie, mase modale efective, factori de participare a maselor modale efective). Acestea se determin/g259 prin metode de calcul dinam ic, utilizând caracteris ticile dinamice iner/g288iale /g250i de deformabilitate ale sistem elor structurale rezistente la ac/g288iunea seismic/g259. (7) În calcul se vor considera modurile proprii cu o contribu /g288ie semnificativ/g259 la r/g259spunsul seismic total. (8) Condi/g288ia din paragraful (7) de mai sus este îndeplinit/g259 dac/g259: - sum a maselor modale efective pentru m odurile proprii considerate reprezint/g259 cel pu/g288in 90% din m asa total/g259 a structurii, 70 - au fost considerate în calcu l toate modurile proprii cu mas/g259 modal/g259 efectiv/g259 m ai mare de 5% din masa total/g259. (9) For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Fb,k aplicat/g259 pe direc/g288ia de ac/g288iune a mi/g250c/g259rii seismice în modul propiu de vibra/g288ie k este /g11/g12k k d e I k bm T S F, ,/g74/g32 (4.8) unde km masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 modului propriu de vibra/g288ie k /g250i se determin/g259 cu rela/g288ia /g166 /g166 /g32 /g32 /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167 /g32n i k i i n i k i i k s m s m m 1 2 , 2 1 , (4.9) unde im masa de nivel kT perioada proprie în modul propriu de vibra/g288ie k k is , componenta vectorului propriu în modul de vibra/g288ie k pe direc/g288ia gradului de libertate dinamic/g259 de transla/g288ie la nivelul i Suma tuturor maselor modale efective (pentru fiecare direc/g288iie principal/g259 /g250i toate modurile de vibra/g288ie) este egal/g259 cu masa structurii. (10) În cazul modelelor spa/g288iale, condi/g288ia (8) de mai sus se va verifica pentru fiecare direc /g288ie de calcul. În anexa C se prezint/g259 detalii privind calculul modal cu considerarea comport/g259rii spa/g288iale. (11) În cazul în care condi/g288iile paragrafului (8) nu pot fi satisf/g259cute (spre exemplu, la cl/g259dirile cu o contribu/g288ie s emnificativ/g259 a modurilor de torsiune), num/g259rul minim r de moduri proprii ce trebuie incluse într-un calcul spa/g288ial trebuie s/g259 satisfac /g259 urm /g259toarele condi/g288ii:(0) n r3/g116 cr T T05 , 0/g100 (4.10) unde r num /g259rul minim de moduri proprii care trebuie considerate n num /g259rul de niveluri deasupra sec/g288iunii de încastrare considerat/g259 pentru suprastructur/g259 rT perioada proprie de vibra/g288ie a ultimului mod de vibra/g288ie considerat r 4.5.3.3.2.Combinarea r/g259spunsurilor modale (1) R/g259spunsurile modale pentru dou/g259 moduri proprii de vibra/g288ie consecutive, k /g250i k+1 sunt considerate independente dac/g259 perioadele proprii de vibra/g288ie Tk /g250i Tk+1 (în care Tk+1 /g148Tk ) satisfac urm/g259toarea condi/g288ie 71 kk T T9 , 01 /g100/g14 (4.11) Pentru r/g259spunsurile m odale maxime, independente între ele, efectul total maxim se ob/g288ine cu rela/g288ia de compunere modal/g259 /g166/g32 2 ,k EE E E (4.12) în care EE efectul ac/g288iunii seismice (efort în sec/g288iune, deplasare) EE,k efectul ac/g288iunii seismice în modul k de vibra/g288ie (2) În cazul în care condi/g288ia de la paragraful (1) nu este satisf/g259cut/g259, se vor considera alte reguli de suprapunere a m aximelor modale (spre exemplu, combinarea p/g259tratic/g259 complet/g259, sumarea algebric/g259 a r/g259spunsurilor modale succesive etc.). (0) 4.5.3.3.3.Efectele torsiunii accidentale (1) În cazul în care pentru ob/g288inerea r/g259spunsului seismic se utilizeaz/g259 un model spa/g288ial, efectul de torsiune produs de o excentricitate accidental/g259 se poate considera prin in troducerea la fiecare nivel a unui moment de torsiune (0) ai i aie F M/g32 (4.13) în care aiM moment de torsiune aplicat la nivelul i în jurul axei sale verticale aie excentricitate accidental/g259 a masei de la nivelul i confor m rela/g288iei (4.1) iF for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 orizontal/g259 aplicat/g259 la nivelul i Momentul de torsiune se va calcula pentru toate direc/g288iile /g250i sensurile considerate în calcul. 4.5.3.4. Metoda de calcul dinamic liniar (1) R/g259spunsul seismic liniar în timp se ob/g288ine prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor diferen/g288iale de m i/g250care care exprim/g259 echilibrul dinamic instantaneu pe direc/g288iile gradelor de libertate dinamic/g259 considerate în model. (2) Mi/g250carea seismic/g259 a terenului este caracterizat/g259 prin accelerograme discretizate în tim p, reprezentative pentru ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare /g250i condi/g288iile locale de am plasament. (3) În calculul dinamic liniar se va considera un num /g259r suficient de accelerograme pentru fiecare direc/g288ie. Dac/g259 nu se dispun e de accelerogram e înregistrate în am plasament sau acestea sunt insuficiente, se pot utiliza accelerogram e artificiale confor m prevederilor din paragraful 3.1.2. (4) Valorile de proiectare se ob/g288in din r/g259spunsul structural prin considerarea tuturo r situa/g288iilor la diferite momente de timp, corectate cu factorul de comportare q, în care cel p u/g288in un efect (efort, deplasare) este maxim. (0) 72 4.5.3.5. Metode de calcul neliniar 4.5.3.5.1.Generalit/g259/g288i (1) Modelul folosit pentru calculul liniar elastic va fi completat prin introd ucerea param etrilor de comportare postelastic/g259 (eforturi capabile plastice, curbe sau suprafete de interac /g288iune, deforma/g288ii ultime etc.). (2) O condi/g288ie minim/g259 este folosirea curbelor biliniare efort-deforma/g288ie la nivel de elem ent. Pentru elementele ductile, care pot avea incursiuni în domeniul postelastic, rigiditatea elastic/g259 va fi rigiditatea secant/g259 în punctul de curgere. Se pot considera modele ideal elasto-plastice. Se pot utiliza /g250i rela/g288ii triliniare, care iau în considerare /g250i rigid it/g259/g288ile în stadiile de dinainte /g250i dup/g259 fisurare ale elementelor de beton sau zid/g259rie. Se pot realiza m odele de calcul în care comportarea neliniar/g259 a materialului este descris/g259 prin legi constitutive /g250i criterii de cu rgere sau de cedare mai apropiate de comportarea real/g259. (3) La alegerea modelului de comportare se va /g288ine seam a de posibilitatea degrad/g259rii rezisten/g288ei /g250i m ai ales a rigidita/g288ii, situa/g288ie întâlnit/g259, de exemplu, în cazul elem entelor de beton /g250i al pere/g288ilor de zid/g259rie. (4) Dac/g259 nu se fac alte preciz/g259ri, propriet/g259/g288ile elem entelor se vor determ ina pe baza valo rilor medii ale rezisten/g288elor materialelor utilizate. (5) Modelul de calcul va include ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor permanente, constante în tim p /g250i ac/g288iunea seismic/g259, variabil/g259 în timp. Nu se accept/g259 formarea de articula/g288ii plastice d in ac/g288iunea independent/g259 a înc/g259rc/g259rilor permanente. (6) La determinarea rela/g288iilor efort-deforma/g288ie pentru elementele structurale se va /g288ine seam a de for/g288ele axiale provenite din înc/g259rc/g259rile permanente. Pentru elementele verticale se pot neglija mom entele încovoietoare provenite din înc/g259rc/g259rile permanente, dac/g259 acestea nu influen/g288eaz/g259 sem nificativ comportarea de ansamblu a structurii. (7) În vederea ob/g288inerii celor mai defavorabile efecte, ac /g288iunea seismic/g259 se va aplica în sens pozitiv /g250i negativ. (0) 4.5.3.5.2. Calculul static neliniar (biografic) 4.5.3.5.2.1. Generalit/g259/g288i (1) Calculul biografic este un calcul static neliniar în care înc/g259rc/g259rile permanente sunt constante, în tim p ce înc/g259rc/g259rile orizontale cresc monoton. Se poate aplica la cl/g259dirile noi /g250i la cele existente, în urm/g259toarele scopuri: a) pentru stabilirea sau corectarea valorilor raportului dintre for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 aso ciat/g259 mecanismului de cedare /g250i for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 asociat/g259 for m/g259rii primei articula/g288ii plastice (raportul1//g68/g68u estimat în sectiunea 5.2.2.2). b) pentru evaluarea r/g259spunsului seismic al structurilor complexe/importante. c) pentru stabilirea mecanismelor plastice posibile /g250i a distribu/g288iei degrad/g259rilor d) pentru evaluarea siguran/g288ei fa/g288/g259 de pr/g259bu/g250ire a structurii e) ca alternativ/g259 de proiectare fa/g288/g259 de un calcul elastic-liniar cu for/g1802e seismice care folose/g250te factorul de com portare q. În acest caz, calcu lul se va raporta la deplasarea u ltim/g259 admis/g259. 73 (2) Pentru cl/g259dirile care nu îndeplinesc condi/g288iile de regularitate de la paragrafele 4.4.3.2 /g250i 4.4.3.3 se va utiliza un model de calcul spa/g288ial. (3) Pentru cl/g259dirile care îndeplinesc condi/g288iile de regularitate de la paragrafele 4.4.3.2 /g250i 4.4.3.3 se poate face un calcul plan folosind dou/g259 modele, câte unul pentru fiecare d irec/g288ie orizontal/g259 principal/g259. (4) Pentru cl/g259dirile de zid/g259rie de în/g259l/g288ime mic/g259, la care comportarea structural/g259 este dom inat/g259 de forfecare, fiecare nivel poate fi calculat independent. (5) Cerin/g288ele de la punctul (4) se consider/g259 îndeplinite dac/g259 num/g259rul etajelor este m ai mic sau egal cu 3 /g250i dac/g259, la fiecare nivel pere/g288ii structurali au raportul în/g259l/g288ime/l/g259/g288ime mai mic decât 1. (0) 4.5.3.5.2.2. Înc/g259rc/g259ri laterale (1) Se vor aplica cel pu/g288in dou/g259 tipuri de distribu/g288ie pe v ertical/g259 a înc/g259rc/g259rilor laterale: - o distribu/g288ie uniform/g259, cu for/g1802e laterale propor/g288ionale cu masa indiferent de în/g259l/g288im ea cladirii (accelera/g288ie de r/g259spuns uniform/g259), în scopul evalu/g259rii for/g288elor t/g259ietoare m axime - o distribu/g288ie “m odal/g259”, în care for/g288ele seismice laterale conven/g288ionale sunt determ inate prin calcul elastic (conform 4.5.3.2 sau 4. 5.3.3), în scopul determ in/g259rii momentelor încovoietoare maxime (2) Înc/g259rc/g259rile laterale se vor aplica în punctele în care se concentreaz/g259 masele în model. Se va considera excentricitatea accidental/g259 conform rela/g288iei (4.1)(0) 4.5.3.5.2.3 Curba de r/g259spuns (1) Rela/g288ia dintre for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 /g250i deplasarea de referin/g288/g259 (curba de r/g259spuns) se determ in/g259 prin calcul biografic pentru valori ale deplas/g259rii de referin/g288/g259 pân/g259 la 1,5 din deplasarea ultim /g259, definit/g259 conform 4.5.3.5.2.6. (2) Deplasarea de referin/g288/g259 poate fi luat/g259 în centrul maselor situat la nivelul acoperi/g250ului cl/g259dirii. (0) 4.5.3.5.2.4 Factorul de suprarezisten/g288/g259 1/g68/g68u (1) Raportul ( 1/g68/g68u ) se determin/g259 prin calcul biografic pentru cele dou/g259 tipuri de distribu/g288ie a înc/g259rc/g259rii laterale p rezentate în paragraful (1) de la sectiunea 4.5.3.5.2.2. La evaluarea for/g288ei seismice de baz/g259 se va alege valoarea minim/g259 a raportului. (0) 4.5.3.5.2.5 Mecanismul de plastificare (1) Mecanismul de cedare prin articula/g288ii plastice se va determina pentru ambele distribu/g288ii ale for/g288elor laterale. Mecanism ele de cedare trebuie s/g259 fie în acord cu mecanismele pe care se bazeaz/g259 factorul de comportare q folosit în proiectare. (0) Not/g259: Procedeul de determinare al curbei de r/g259spuns prin calcul static neliniar este prezentat în Anexa D. 4.5.3.5.2.6. Deplasarea ultim/g259 (1) Deplasarea ultim/g259 este cerin/g288a seismic/g259 de deplasare derivat/g259 din spectrele de r/g259spuns inelastic în func/g288ie de dep lasarea sistemului cu un grad de libertate echivalent. 74 Not/g259: Latura rigid/g259/puternic/g259 în plan este aceea în care se dezvolt/g259 deplas/g259ri orizontale mai mici decât latura opus/g259 sub ac/g288iunea for/g288elor laterale paralele cu ea. (2) Cerin/g288a de mai sus, în mod simplificat, se consider/g259 satisf/g259cut/g259 atunci cînd factorul de amplificare aplicat deplas/g259rilor de pe latura rigid/g259/puternic/g259 se bazeaz/g259 pe rezultatele din calculul elastic modal al modelului spa/g288ial. (3) Dac/g259 pentru calculul structurilor regulate în plan se folosesc dou/g259 modele plane, efectele din torsiune se estimeaz/g259 conform 4.5.3.2.4 sau 4.5.3.3.3. (0) 4.5.3.5.3.Calculul dinamic neliniar (1) R/g259spunsul în timp al structurii poate fi ob/g288inut prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor diferen/g288iale de mi/g250care, folosind acelerogramele definite în capitolul 3 pentru reprezentarea mi/g250c/g259rii terenului. (2) Modelele de element conform 4.5.3.5.1 (2)-(4)trebuie s/g259 fie suplimentate cu reguli care s/g259 descrie comportarea elementului sub cicluri de înc/g259rcare-desc/g259rcare postelastic/g259. Aceste reguli trebuie s/g259 reproduc/g259 realist disiparea de energie în element în limita amplitudinilor deplas/g259rilor a/g250teptate la seismul de proiectare considerat. (3) Dac/g259 r/g259spunsul este ob/g288inut din calculul dinamic neliniar, la cel pu/g288in 7 mi/g250c/g259ri ale terenului compatibile cu spectrul de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii conform capitolului 3, în verific/g259ri (deplas/g259ri, deforma/g288ii) se va folosi media valorilor de r/g259spuns din toate aceste calcule ca efect al ac/g288iunii Ed. Dac/g259 nu se realizeaz/g259 7 calcule dinamice neliniare, pentru Ed se va alege cea mai defavorabil/g259 valoare de r/g259spuns din calculele efectuate. (0) 4.5.3.6. Combinarea efectelor componentelor ac/g288iunii seismice 4.5.3.6.1.Componentele orizontale ale ac/g288iunii seismice (1) În calcul, se va considera ac/g288iunea simultan/g259 a componentelor orizontale ale ac/g288iunii seismice. (2) Combina/g288ia efectelor componentelor orizontale ale ac/g288iunii seismice poate fi realizat/g259 astfel: a) Se evalueaz/g259 separat r/g259spunsul structural pentru fiecare direc/g288ie de ac/g288iune seismic/g259, folosind regulile de combinare pentru r/g259spunsurile modale date în 4.5.3.3.2. b) Valoarea maxim/g259 a efectului ac/g288iunii seismice reprezentat/g259 prin ac/g288iunea simultan/g259 a dou/g259 componente orizontale ortogonale, se ob/g288ine cu regula de combinare probalistic/g259 exprimat/g259 prin radical din suma p/g259tratelor valorilor În absen/g288a unor spectre inelastice de deplasare, se pot aplica metode aproximative bazate pe spectrul de r/g259spuns elastic conform cu Anexa E. (0) 4.5.3.5.2.7 Evaluarea efectelor torsiunii (1) Calculul biografic efectuat pe structuri plane, poate subestima semnificativ deforma/g288iile pe latura rigid/g259/puternic/g259 a unei structuri flexibile la torsiune (structura la care primul mod de vibra/g288ie este predominant de torsiune). Acest lucru este valabil /g250i pentru structurile în care mod ul al doilea de v ibra/g288ie este predominant de torsiune. În aceste cazuri, deplas/g259rile pe latura rigid/g259/puternic/g259 trebuie majorate în compara/g288ie cu cele ob/g288inute printr-un calcul plan în care nu se consider/g259 efectele torsiunii. 75 efectului asupra structu rii, ob/g288inut conform punctului (a) de mai sus, a fiecarei componente orizontale. c) Regula (b) de m ai sus estimeaz/g259 în spiritul siguran/g288ei valorile probabile ale efectelo r altor directii de ac/g288iune seismic/g259. (3) Ca o alternativ/g259 la punctele b) /g250i c) din paragraful (2) de mai sus, efectele ac/g288iun ii datorate combina/g288iei componentelor orizontale ale ac/g288iunii seismice se pot calcu la folosind combina/g288iile de mai jos: EdxE ”+”0,30 EdyE (4.14) 0,30 EdxE ”+” EdyE (4.15) unde “+” înseamn/g259 “a se combina cu”, EdxE reprezint/g259 efectele ac/g288iunii datorate aplic/g259rii mi/g250c/g259rii seismice pe direc/g288ia axei orizontale x alese pentru structur/g259, EdyE reprezint/g259 efectele ac/g288iunii datorate aplic/g259rii mi/g250c/g259rii seismice pe direc/g288ia axei orizontale y , perpendicular/g259 pe axa x a structurii. (4) Semnul fiec/g259rei componente în combina/g288iile de mai sus se va lua astfel încât efectul ac/g288iunii considerate s/g259 fie defavorabil. (5) Când se realizeaz/g259 un calcul dinamic liniar sau neliniar pe un model spa/g288ial al structurii, acesta va fi ac /g288ionat simultan de accelerograme distincte pe ambele direc/g288ii orizon tale. (6) Pentru cl/g259diri care satisfac criteriile de regularita te în plan /g250i la care pere/g288ii sau sistemele independente de contravântuire vertical/g259 în plane asociate celor dou/g259 direc/g288ii orizontale principale sunt singurele elem ente care preiau efectele mi/g250c/g259rii seismice, se poate considera ac /g288iunea separat/g259 a cutremurului în cele dou/g259 direc/g288ii orizontale principale f /g259r/g259 a se face combina/g288iile din paragrafele (2) /g250i (3) de mai sus. (7) În cazul în care sistemul structural al cl/g259dirii difer/g259 în planele verticale care con/g288in ce le dou/g259 direc/g288ii orizontale principale, se pot considera factori de comportare q diferi/g288i. (0) 4.5.3.6.2.Componenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice (1) Se va /g288ine cont de componenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice, a/g250a cum a fost definit/g259 în capitolul 3, în situa/g288iile de rezem are indirect/g259 (st/g259lpi pe grinzi) /g250i la console cu deschidere mare /g250i la alte elemente structurale cu sensibilitate la oscila/g288ii verticale. (2) Efectele componentei verticale a ac/g288iunii seismice se pot determ ina prin calcu lul unui model par/g288ial al structurii, care s/g259 con/g288in/g259 acele elemente pe care se consider/g259 c/g259 ac/g288ioneaz/g259 componenta vertical/g259 (cum ar fi cele enun/g288ate la paragraful anterior) /g250i în care s /g259 se /g288in/g259 seama de rigiditatea elementelor adiacente. (3) Efectele componentei verticale trebuie luate în considerare num ai pentru elem entele pe care aceasta ac/g288ioneaz/g259 /g250i pentru elementele sau substructurile care constituie reazemele lor. (4) Dac/g259 pentru aceste elemente sunt importante /g250i com ponentele orizontale ale ac/g288iun ii seismice, atunci se pot aplica regulile (2) de la paragraful 4.5.3.6.1, extinse la 76 cele trei componente ale ac /g288iunii seismice. Alternativ, pentru calculul efectelor ac/g288iunii seismice se pot folosi toate combina/g288iile de mai jos: (0) 0,30 EdxE ”+” 0,30 EdyE ”+” EdzE (4.16) EdxE ”+” 0,30 EdyE ”+” 0,30 EdzE (4.17) 0,30 EdxE ”+” EdyE ”+” 0,30 EdzE (4.18) unde “+” înseamna “a se combina cu”, EdxE /g250iEdyE vezi 4.5.3.6.1 (3) EdzE reprezint/g259 efectele ac/g288iunii datorate aplic/g259rii componentei verticale a ac/g288iunii seismice de proiectare a/g250a cum a fost definit/g259 în capitolul 3. 4.5.4. Calculul deforma/g288iilor (1) Calculul deforma/g288iilor (deplas/g259rilor laterale) este necesar p entru ver ific/g259ri la am bele st/g259ri limit/g259 (vezi 2.2.1 (2)). (2) Calculul deplas/g259rilor laterale pentru SLS se face cu rela/g288ia es d q d/g88/g32 (4.19) unde, ds deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al ac/g288iunii seismice corespunz/g259toare SLS de deplasarea aceluia/g250i punct din sistemul structural, determinat/g259 prin calcul static elastic sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare, conform spectrelor de proiectare din capitolul 3, /g288inând seama /g250i de efectul torsiunii accidentale q factorul de comportare specific tipului de structur/g259 (vezi capitolele 5-9) utilizat la calculul valorii de proiectare a for/g288ei seismice /g88 factor de reducere care /g288ine seama de intervalul de recuren/g288/g259 al ac/g288iunii seism ice asociat verific/g259rilor pentru SLS (vezi 2.1 /g250i 2.2); valorile /g88 sunt date în Anexa E. (3) Calculul deplas/g259rilor laterale pentru ULS se face cu rela/g288ia es d q c d/g32 (4.20) unde, ds deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al ac/g288iunii seismice corespunz/g259toare ULS c factor supraunitar care /g288ine seama de faptul c/g259 în r/g259spunsul seismic inelastic deplas/g259rile sunt superioare celor din r/g259spunsul elastic în cazul structurilor cu perioada de oscila/g288ie mai mic/g259 decât Tc; valoarea factorului c este dat/g259 în Anexa E q, de semnifica/g288ie similar/g259 cu cea de la (4.19) 77 (4) Valorile de proiectare ale rigidit/g259/g288ii elementelor de beton armat se determin/g259 pe baza prev ederilor de la 4.5.2(9) /g250i din Anexa E; (5) Valorile deplas/g259rilor ds pentru SLS /g250i ULS se pot ob/g288ine /g250i din calculul dinamic liniar, respectiv, neliniar al structurii. (0) 4.6. Verificarea siguran/g288ei 4.6.1. Generalit/g259/g288i (1) Ob/g288inerea siguran/g288ei se realizeaz/g259 prin verificarea condi/g288iilor specifice st/g259rilor lim it/g259 relevante /g250i prin respectarea m/g259surilor specifice men/g288ionate la 2.2.4 (0) 4.6.2. Starea limit/g259 ultim/g259 4.6.2.1. Aspecte generale (1) Cerin/g288ele structurale asociate st/g259rii limite ultim e se consider /g259 realizate dac/g259 sunt îndeplinite condi/g288iile locale /g250i de ansamblu privind rezisten/g288a, ductilitatea /g250i stabilitatea. (0) 4.6.2.2. Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 (1) Pentru toate elementele structurale /g250i nestructurale se va respecta rela/g288ia: Ed /g100 Rd (4.21) exprim at/g259 în termeni de rezisten/g288/g259, unde: Ed valoarea de proiectare a efortului sec/g288ional (vezi 3.3) în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare, tinând seama /g250i de efectele de ordinul 2, atunci când acestea sunt semnificative Rd valoarea corespunz/g259toare a efortului capabil, calculat/g259 cu valorile de proiectare ale rezisten/g288elor materialelor, pe baza modelelor mecanice specifice tipului de element structural, conform capitolelor 5 - 9 /g250i codurilor specifice diferitelor materiale (2) Efectele de ordinul doi pot fi considerate nesemnificative dac/g259 la toate nivelu rile este îndeplinit/g259 condi/g288ia: 10 , 0h V d P tot r tot/g100 /g32/g84 (4.22) unde: /g84 coeficientul de sensibilitate al deplas/g259rii relative de nivel Ptot înc/g259rcarea vertical/g259 total/g259 la nivelul considerat /g1800i de la cele de deasupra, în ipoteza de calcul seismic dr deplasarea relativ/g259 de nivel, determinat/g259 ca diferen/g288a între deplas/g259rile laterale medii de la partea superioar/g259 /g250i cele de la cea inferioar/g259 a nivelului considerat, calculate conform 4.5.4(3) Vtot for/g288a t/g259ietoare total/g259 de etaj h în/g259l/g288imea etajului 78 (3) Dac/g259 0,1 < /g84 /g100 0,2, efectele de ordinul 2 pot fi luate în considerare în m od aproxim ativ, multiplicând valorile de calcul ale eforturilor cu factorul 1/(1- /g84). (4) Dac/g259 0,2 < /g84 < 0,3, determinarea valorilor eforturilor sec/g288ionale se face pe baza unui calcul structural cu considerarea echilib rului pe pozi/g288ia deformat/g259 a structurii (prin tr-un calcul neliniar, conform 4.5.3.5, care s/g259 /g1802in/g259 cont /g1800i de efectele ordinul 2) (5) Nu se admit valori /g84 /g116 0,3 (6) Dac/g259 eforturile de calcul Ed sunt ob/g288inute prin metode de calcul neliniar (utilizând valori m edii ale rezisten/g288elor), verificarea de la paragraful (1) se exprim/g259 num ai în termeni de for/g288/g259 pentru elementele cu comportare fragil/g259, utilizând factori par/g288iali de siguran/g288/g259 ad ecva/g288i materialului din care este realizat/g259 structura. Eforturile la care se verif ic/g259 aceste elemente sunt cele asociate mecanismului structural de disipare de energ ie pe o schem/g259 cu momentele capabile aplicate în articula/g1802iile plastice. În zonele disipative, proiectate ca zone ductile /g250i pentru ansamblul structurii, rela/g288ia (4.21) se exprim /g259 suplimentar /g1800i în termeni de deforma/g288ii (deplas/g259ri) reprezentând o condi/g1802ie de ductilitate. (0) 4.6.2.3. Condi/g288ii de ductilitate de ansamblu /g250i local/g259 (1) Structura în ansamblu /g250i elementele structurale implicate în mecanismul structural de disipare al energiei seism ice, asociat tipului de structur /g259 /g250i factorului de com portare specific, trebuie s/g259 prezinte ductilitate adecvat/g259. (2) În acest scop se vor respecta condi/g288iile date în capitolele 5-9, sp ecifice diferitelor m ateriale structurale, privind impunerea unor mecanisme favorabile de disipare a energiei /g250i înzestrarea zonelor disipative cu suficien t/g259 capacitate de defor ma/g288ie în domeniul postelastic (3) Prin dimensionarea adecvat/g259 a rezisten/g288ei elementelor structurale la cl/g259dirile multietajate se va evita m anifestarea unor mecanisme de disipare de energie de tip nivel slab, la care s /g259 se concentreze cerin/g288e excesive de ductilitate (4) Impunerea mecanismului de plastificare dorit se realizeaz /g259 practic prin dim ensionarea capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 în zonele selectate pentru a avea un r/g259spuns seism ic elastic la valori de momente suficient de mari. Modul în care se stabilesc valorile de proiectare ale mome ntelor încovoietoare se prezint/g259 la capitolele 5–9, func/g288ie de tipul de structur/g259 /g250i natura m aterialului din care este alc/g259tuit/g259 structura cl/g259dirii (5) Verificarea capacit/g259/g1802ii de deformare (ductilit/g259/g1802ii) elementelor structurale /g1800i a structurii în ansamblu se efectueaz/g259 în termeni de de plas/g259ri pe baza unei rela/g1802ii sim ilare cu rela/g1802ia (4.21), comparând cerin/g1802ele de deformare cu capacitatea. Verificarea se poate face conform prevederilor Anexei E. (6) Leg/g259turile între elementele structurale, de exemplu nodurile structurilor tip cadru, conectorii dintre elem entele realizate din m ateriale diferite sau din betoane cu vârste diferite, /g250i plan/g250eele vor fi proiectate la efortu ri de calcul suficient de m ari, astfel înc ât s/g259 se asigure c/g259 r/g259spunsul seismic al acestor elemente nu dep/g259/g250e/g250te limitele stadiu lui elastic. (7) Pentru a satisface condi/g288iile de la (5), plan/g250eele vor fi proiectate la for/g288ele care le revin în condi/g288iile instal/g259rii m ecanismului global de plastificare. (0) 79 4.6.2.4. Condi/g288ii de stabilitate (1) Structura în ansamblu, diferitele p/g259r/g288i de structur/g259 sau elementele structurale trebu ie s/g259 fie stabile geometric. În acest scop se adopt/g259 forme /g250i dimensiuni potrivite /g250i se efectueaz/g259 verificarea prin metode de calcul pertinente a comport/g259rii structurale în com bina/g1802ia seismic/g259 de proiectare, conform CR0. (2) Structura de ansamblu trebuie s/g259 prezinte stabilitate la r/g259sturnare /g250i la lunecare, prin adoptarea unui sistem de fundare adecvat caracteristicilor structurale ale terenului. (0) 4.6.2.5. Rezisten/g288a funda/g288iilor (1) Sistemul funda/g288iilor va fi verificat în acord cu prevederile reglem ent/g259rilor tehnice aplicabile, în vig oare, privind proiectarea fundatiilor de suprafa/g288/g259. (2) La dimensionarea funda/g288iilor, efectele ac/g288iun ii suprastructurii în com bina/g288ia de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iun ea seismic/g259 trebuie s/g259 corespund/g259 mecanismului de plastificare asociat tipului de structur/g259. Se vor considera /g250i efectele suprarezisten/g288ei elem entelor structurale. (3) În cazul în care suprastructura este proiectat/g259 pentru clasa de ductilitate joas/g259, efectele ac/g288iunii asupra sistemului de fundare sunt for/g288ele de leg/g259tur/g259 cu suprastructura în situ a/g288ia de proiectare seismic/g259. (4) În cazul funda/g288iilor elementelor verticale individuale (stâlpi, pere/g288i), condi/g288ia de la paragraful (2) se poate considera satisf /g259cut/g259 dac/g259 efectele ac/g288iunilor EFd asupra funda/g288iei se determ in/g259 dup/g259 cum urmeaz/g259: EFd = EF,G + /g74Rd /g58 EF,E (4.23) în care: EF,G efortul sec/g288ional din înc/g259rc/g259rile neseismice incluse în combina/g288ia de ac/g288iuni considerate în calculul la cutremur EF,E efortul sec/g288ional din înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare /g74Rd factorul de suprarezisten/g288/g259, egal cu 1,0, pentru q /g100 3 , /g250i 1,15 în celelalte cazuri /g58 valoarea (Rdi /Edi) /g100 q în zona disipativ/g259 a elementului i al structurii care are influen/g288a cea mai mare asupra efortului EF considerat Rdi rezisten/g288a (efortul capabil) elementului i Edi valoarea de proiectare a efortului în elementul i cor espunz/g259toare ac/g288iunii seismice de proiectare (5) Raportul /g58 se calculeaz/g259 astfel: - în cazul funda/g288iilor de stâlpi /g250i pere/g288i, /g58 se determin/g259 ca valoare a raportului mom entelor MRd /MEd în sec/g288iunea transversal/g259 de la baz/g259, unde se poate forma articula/g288ia plastic/g259 - în cazul funda/g288iilor stâlpilor cadrelor cu contravântuiri centrice, /g58 este valoarea m inim/g259 a raportului for/g288elor axiale NRd /NEd determinate pen tru toate diagonalele întinse 80 - în cazul funda/g288iilor stâlpilor cu contravântuiri excentrice, valoarea /g58 se ia cea m ai mic/g259 dintre valoarea minim/g259 a rapoartelor VRd / V Ed calculate pentru toate linkurile scurte /g250i valoarea m inim/g259 a rapoartelor MRd /MEd stabilite pen tru toate zonele disipative prin eforturi de încovoiere. (6) În cazul în care sistemul funda/g288iilor este comun mai multor elemente verticale (grinzi de fundare, ra dieri, infrastructuri) la care suprarezisten/g288a sec/g288iunilor din calcu lul structural la situa/g288ia de proiectare seismic/g259 este relativ uniform/g259 /g250i moderat/g259 (orien tativ /g159/g148 1,5), se poate aplica rela/g288ia: (0) EFd = EF,G + 1,5 EF,E (4.24) 4.6.2.6. Condi/g288ii de deplasare lateral/g259 (1) Verificarea structurii la starea limit/g259 ultim/g259 trebuie s/g259 aib/g259 în vedere /g250i lim itarea deplas/g259rilor laterale pentru: - limitarea degrad/g259rilor structurale, în vederea asigur /g259rii unei marje de siguran/g288/g259 suficiente fa/g288/g259 de deplasarea lateral/g259 care produce pr/g259bu/g250irea - evitarea pr/g259bu/g250irii unor elemente nestructurale care ar putea pune în pericol vie/g288ile oamenilor - limitarea efectelor de ordinul 2, care dac/g259 sunt excesive pot duce la pierderea stabilit/g259/g288ii s tructurilor - evitarea sau limitarea efectelor coliziunii între cl/g259dirile vecine, în situa/g288iile în care dim ensiunile rosturilor seismice nu pot fi oricât de mari. (2) Verific/g259rile deplas/g259rilor laterale prev/g259zute la (1) nu sunt necesare pentru construc/g288iile am plasate în zonele seismice caracterizate de valori ag /g100 0,10g. (3) Verificarea deplas/g259rilor laterale se efectueaz/g259 conform procedeului dat în Anexa E, unde sunt precizate modul de evaluare al cerin/g288elor de deplasare (deforma/g288ie) /g250i valo rile admise ale deplas/g259rilor de nivel (deforma/g288iilor). (0) 4.6.2.7. Rosturi seismice (1) Rosturile seismice se pr ev/g259d cu scopul de a separa între ele corpuri de construc/g288ie cu caracteristici dinam ice dif erite pentru a le permite s/g259 oscileze independent sub ac/g288iun ea mi/g250c/g259rilor seismice, sau pentru a limita efectele eventualelor coliziuni, la un nivel situat sub capacitatea de rezisten/g288/g259 a acestor cl/g259diri. (2) În cazul în care rosturile separ/g259 tronsoane cu caracteristici dinamice /g250i constructiv e similare, acestea pot avea dim ensiuni stabilite din condi/g288ia de rost de dila ta/g288ie – contrac/g288ie. (3) În cazul în care corpurile de cl/g259dire învecinate: /g486au caracteristici dinamice (mase, în/g259l/g288imi, rigidit/g259/g288i) foarte diferite; /g486au rezisten/g288e laterale foarte diferite (de exemplu, când o construc/g288ie nou/g259 este plasat/g259 în vecin/g259tatea unei construc /g288ii vechi cu vulnerabilitate seismic/g259 înalt/g259); /g486au unul fa/g288/g259 de cel/g259lalt pozi/g288ii excentrice (planurile principale verticale ale structurilor perpendiculare pe rost sunt relativ distan/g288ate); /g486au plan/g250eele decalate pe vertical/g259 81 2 max , 2 2 max , 1 d d/g14 /g116/g39 (4.25) (5) în care max , 2 max , 1,d d sunt deplas/g259rile maxime ale celor dou/g259 unit/g259/g288i structurale independente sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor seismice de proiectare, corespunz/g259toare st/g259rii limit/g259 ultime, determinate la cota vârfului construc/g288iei cu în/g259l/g288imea mai mic/g259: Valorile deplas/g259rilor se calculeaz/g259 în conformitate cu Anexa E. (6) Se admite s/g259 se adopte rosturi de dimensiuni inferioare valorilor ob/g288inute prin aplicarea rela/g288iei (4.25)dac/g259: (a) for/g288ele de impact rezultate dintr-un calcul dinamic sunt luate în considerare la dimensionarea celor dou/g259 tronsoane; (b) în rosturi se pozi/g288ioneaz/g259 dispozitive de amortizare (tampoane, resorturi, etc.) cu caracteristici /g250i pozi/g288ii determinate printr-un calcul dinamic adecvat. (7) La alegerea pozi/g288iei rosturilor se va urm/g259ri ca tronsoanele de la extremit/g259/g288ile cl/g259dirii, care suport/g259 /g250ocul maxim s/g259 aib/g259, în raport cu tronsoanele intermediare, o mas/g259 sporit/g259 (inclusiv prin prevederea unui num/g259r suplimentar de travei) /g250i/sau o capacitate de rezisten/g288/g259 superioar/g259 pentru a limita efectele negative suplimentare în aceste corpuri de cl/g259dire. (8) Dimensiunile rosturilor stabilite conform alineatelor (4) /g250i (5) sunt valabile /g250i pentru elementele de finisaj. (9) În cazurile în care se adopt/g259 elemente de mascare a rostului, acestea vor fi astfel alese încât s/g259 nu aib/g259 o influen/g288/g259 semnificativ/g259 asupra oscila/g288iilor corpurilor de cl/g259dire învecinat/g259, iar în cazul degrad/g259rii elementelor de mascare s/g259 nu existe riscul de desprindere /g250i c/g259dere a unor piese care s/g259 pericliteze vie/g288ile oamenilor sau unele componente importante ale construc/g288iilor. (0) 4.6.3. Starea limit/g259 de serviciu 4.6.3.1. Generalit/g259/g288i (1) Cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor asociate st/g259rii limit/g259 de serviciu se consider/g259 satisf/g259cut/g259 dac/g259 sub ac/g288iuni seismice având o probabilitate mai mare de manifestare decât ac/g288iunea seismic/g259 folosit/g259 în cazul verific/g259rii la starea limit/g259 ultim/g259 (conform 2.1) deplas/g259rile relative de nivel se încadreaz/g259 în limitele date la 4.6.3.2. (2) În cazul cl/g259dirilor cu importan/g288/g259 pentru protec/g288ia civil/g259 sau con/g288inând echipamente sensibile pot fi necesare verific/g259ri suplimentare pentru starea limit/g259 de serviciu, aceste cerin/g288e fiind prev/g259zute în reglement/g259ri speciale. (0) 4.6.3.2. Limitarea deplas/g259rii relative de nivel (1) Dac/g259 în sec/g288iunile 5–9 nu se dau prevederi specifice diferite, verificarea deplas/g259rilor laterale se efectueaz/g259 conform procedeului dat în Anexa E, unde sunt 82 l/g259/g288imea rostului se dimensio neaz/g259 punând condi/g288ia ca în timpul cutremurului tronsoanele separate prin rost s/g259 nu se afecteze prin coliziune atunci când acestea ar oscila defazat; (4) L/g259/g288imea necesar/g259, /g507, a rostului seismic, în condi/g288iile precizate la (3), se determin/g259 cu rela/g288ia: (1) În func/g288ie de importan/g288a construc/g288iei /g250i, mai general, în func/g288ie de exigen/g288ele impuse în ceea ce prive/g250te performan/g288a seismic/g259 a acesteia, procesul de proiectare poate fi organizat în dou/g259 variante de metode de proiectare, metoda de proiectare curent/g259 /g250i metoda de proiectare de nivel superior. (2) Cele dou/g259 metode difer/g259 în esen/g288/g259 prin modul indirect, implicit, în cazul metodei curente, /g250i direct, explicit, în cazul metodei de nivel superior, în care este considerat în calcul caracterul neliniar al r/g259spunsului seismic. Func/g288ie de caracteristicile structurii /g250i de precizia necesar/g259 a rezultatelor calcului structural, se pot folosi, dup/g259 caz, procedee de calcul structural statice sau dinamice, pe modele plane sau spa/g288iale. (3) Metoda curent/g259 cu caracter minimal este metoda obligatorie. Aceasta se bazeaz/g259 pe metode de calcul structural în domeniul elastic. (4) Impunerea prin proiectare a mecanismului de plastificare (de disipare de energie) dorit se face printr-o ierarhizare adecvat/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a elementelor structurale (metoda „proiect/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259”). În acest scop, valorile efectelor ac/g288iunilor rezultate din calculul structural în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 sunt modificate dup/g259 anumite reguli precizate în Cod pentru structuri executate din diferite materiale (capitolele 5-9) (5) Pentru a satisface condi/g288iile de ductilitate, de ansamblu sau locale, trebuie respectate unele reguli de dimensionare (de exemplu, prin limitarea zonelor comprimate la elementele structurilor de beton armat) /g250i/sau de alc/g259tuire constructiv/g259 (de exemplu, prin prevederea unei arm/g259turi transversale minime). (6) La determinarea for/g288elor sesimice de proiectare, se pot adopta /g250i valori mai mari ale factorului de comportare decât cele prev/g259zute în capitolele 5-9 pentru fiecare tip de sistem structural, dac/g259 prin metoda de calcul de nivel superior se poate dovedi c/g259 structura poate prelua cerin/g288ele de deplasare de proiectare, în condi/g288iile respect/g259rii exigen/g288elor de performan/g288/g259 asociate st/g259rii limit/g259 ultime. (7) Condi/g288iile de control al deplas/g259rilor laterale la starea limit/g259 ultim/g259 implic/g259 evaluarea cerin/g288elor de deplasare pe baza valorilor deplas/g259rilor furnizate de calculul structural elastic sub înc/g259rc/g259rile de proiectare. Acestea se amplific/g259 prin coeficien/g288i supraunitari, func/g288ie de rezisten/g288a cu care este înzestrat/g259 structura /g250i de caracteristicile de oscila/g288ie (perioada vibra/g288iilor proprii) ale acesteia, pentru a evalua, într-o manier/g259 aproximativ/g259, valorile efective ale deplas/g259rilor seismice neliniare. Cerin/g288ele urmeaz/g259 s/g259 fie inferioare valorilor admisibile ale deplas/g259rilor. Deplas/g259rile (deformatele) asociate st/g259rii limit/g259 de serviciu se limiteaz/g259 la valorile admise pentru aceast/g259 stare limit/g259. (8) Metoda de nivel superior se bazeaz/g259 pe utilizarea metodelor de calcul neliniar, static sau dinamic. Ca urmare, metoda se aplic/g259, ca metod/g259 de verificare, unor structuri complet dimensionate prin aplicarea metodei curente. Caracteristicile de rezisten/g288/g259 /g250i de precizate modul de evaluare al cerin/g288elor de deplasare /g250i valorile admise ale deplas/g259rilor de nivel. (0) 4.7. Sinteza metodelor de p roiectare 83 defor ma/g288ie ale elementelor se determin/g259 pe baza valorilor medii ale rezisten/g288elor materialelor. (9) Mecanismul de plastificare la ac/g288iuni seismice este pus în eviden/g288/g259 explicit, în mod aproxim ativ, în cazul aplic/g259rii metodei de calcul static neliniar (de tip biografic), sau rigu ros, în cazul aplic/g259rii metodei de calcul dinamic neliniar. (10) Metoda de calcul dinamic neliniar furnizeaz/g259 cerin/g288ele de deplasare /g250i de ductilitate corespunz/g259to are accelerogramelor utilizate. Capacitatea de deform are se stabile/g250te separat, individual pentru fiecare elem ent esen/g288ial pentru stabilitatea cl/g259dirii. (11) Metoda de calcul static neliniar permite evaluarea capacit/g259/g288ilor de deformare. Cerin/g288ele de deplasare lateral/g259 sau de ductilitate se stabilesc separat din spectrele r/g259spunsului seism ic inelastic, sau cu metodele aproximative date în Cod. (0) 84 5 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE BETON 5.1. Generalit/g259 /g288i 5.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Acest capitol se refer/g259 la proiectarea în zone seismice a cl/g259dirilor /g250i a altor construc/g288ii cu structuri sim ilare acestora, definite la 1.1, cu structura din beton arm at, num ite în continuare construc/g288ii de beton. (2) Documentele normative de referin/g288/g259 pentru proiectarea construc/g288iilor de beton la alte ac/g288iuni decât cele seism ice sunt standardele din seria SR EN 1992-1-1. Prevederile date în continuare com pleteaz/g259 prevederile acestor documente normative de referin/g288/g259 pentru cazul proiect /g259rii la ac/g288iuni seismice. (3) Documentele normative complementare prezentului cap itol sunt indicate în capito lul 1.5. (0) 5.1.2. Defini/g288ii (1) Termenii specifici prezentului capitol, pentru zone, elemente /g250i sistem e structurale, se definesc dup/g259 cum urmeaz/g259: (0) - Z on/g259 critic/g259 (zon/g259 disipativ/g259): zon/g259 a unui element structural principal unde apar cele m ai nefavorabile combina/g288ii de eforturi (M, N, V, T) /g250i unde pot s/g259 apar/g259 defor ma/g288ii plastice. Lungimea zonelor critice este precizat/g259 în articolele relevante ale prezen tului capitol. - Grind/g259: Element structural solicitat preponderent de înc/g259rc/g259ri transversale, la care la care efortul axial m ediu normalizat este mai mic decât 0,1 1 , 0/g100d/g81 (5.1) Eforturile de com presiune sunt considerate pozitive. - Stâlp : element structural care sus/g288ine înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale preponderent prin com presiune axial/g259, la care efortul axial mediu de compresiune normalizat, /g542d, este m ai mare decât 0,1. - Perete (perete structural): element structural vertical care sus/g288ine alte elemente, la care raportul dim ensiunilor laturilor sec/g288iunii transversale lw /bw /g116 4. - Perete du ctil: perete cu rotirea împiedicat/g259 la baz/g259, dimensionat /g250i alc/g259tuit pentru a disipa energie prin deform a/g288ii de încovoiere în zona critic/g259 de la baza lui. - Perete scurt: perete la care deschiderea de for/g288/g259 t/g259ietoare normalizat/g259 este mai mic/g259 decât 2 /g250i influen/g288a for/g288ei t/g259ietoare asupra comport/g259rii este preponderent/g259. Încadrarea în aceast/g259 categorie a pere/g288ilor se po ate face simplificat /g250i cu rela/g288iile de la 5.2.2.2(4). - Perete cuplat : element structural alc/g259tuit din doi sau mai mul/g288i pere/g288i (montan/g288i), conecta /g288i într-un mod regulat prin grinzi ductile (grinzi de cuplare) capabile s/g259 preia prin efect in direct cel pu/g288in 30% din momentul de r/g259sturnare la baz/g259. Not/g259: Atât stâlpii, cât /g250i pere/g288ii, pot fi supu/g250i la eforturi axiale de întindere în anumite situa/g288ii de înc/g259rcare a structurii. 85 - Sistem structural tip pere/g288i: sistem structural în care pere/g288ii verticali, cupla/g288i sau nu, preiau m ajoritatea înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i orizontale, contribu/g288ia acestora la preluarea for/g288elor t/g259ietoare la baza cl/g259dirii dep/g259/g250ind 65% din for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 - Sistem structural tip cadru : sistem structural în care înc/g259rc/g259rile verticale cât /g250i cele orizontale sunt preluate în principal de cadre spa/g288iale a c/g259ror contribu/g288ie la preluarea for/g288ei t/g259ietoare la b aza cl/g259dirii dep/g259/g250e/g250te 65% din for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Not/g259: Structurile alc/g259tuite din stâlpi /g1800i plan/g1800ee f/g259r/g259 grinzi nu sunt considerate cadre spa/g1802iale /g1800i nu se încadreaz/g259 în aceast/g259 categorie. - Sistem structural dual: sistem structural în care înc/g259rc/g259rile verticale sunt preluate în principal de cadre spa/g288iale, în timp ce înc /g259rc/g259rile laterale sunt preluate par/g288ial de sistem ul în cadre /g250i par/g288ial de pere/g288i structurali, individuali sau cupla/g288i. Sistemul poate avea dou/g259 v ariante de realizare: - Sistem dual cu pere/g288i p redominan/g288i: sistem dual în care contribu/g288ia pere/g288ilor la preluarea for/g288ei t/g259ietoare, la baza cl/g259dirii, dep/g259/g250e/g250te 50% din for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 - Sistem dual cu cadre predominante : sistem dual în care contribu/g288ia cadrelor la preluarea for/g288ei t/g259ietoare, la baza cl/g259dirii, dep/g259/g250e/g250te 50% din for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 - Sistem flexibil la torsiune : sistemele far/g259 rigiditate suficient/g259 la torsiune de ansam blu conform (4.4.1.5), de exemplu , sisteme structurale constân d din cadre flexibile co mbinate cu pere/g288i concentra/g288i în zona din centrul cl/g259dirii (sistem cu nucleu central dezv oltat pe o suprafa/g288/g259 relativ mic/g259). - Sistem tip pendul inversat : Sistem în care peste 50% din mas/g259 este concentrat/g259 în treimea superioar/g259 a structurii sau la care disiparea de energie se realizeaz/g259 în principal la baza unui singur element al cl/g259dirii. Not/g259: Un exemplu de sistem tip pendul inversat este cel al halelor part er, cu plan/g250eul de la acoperi/g250 flexibil la ac/g1802iuni în planul s/g259u, la care stâlpii în consol/g259 r/g259spund independent unul fa/g288/g259 de cel/g259lalt la ac/g288iunea seismic/g259. Structurile parter cu stâlpii în consol/g259, la care efortul axial mediu de compresiune normalizat este mai mic decât 0,25, cu extremit/g259/g288ile superioare conectate prin intermediul unui plan/g250eu cu comportare de diafragm/g259 orizontal/g259, se încadreaz/g259 într-o categorie separat/g259. - Nod: Zona de leg/g259tura dintre stâlpii /g250i grinzile structurilor tip cadru, inclus/g259 între sec/g288iunile transversale d e la limita acestor elemente: - Nod interior: nodul în care intr/g259 dou/g259 grinzi în direc/g288ia de calcul /g250i dou/g259 grinzi în direc/g288ie transversal/g259 - Nod de cap /g259t: nodul în care intr/g259 o singur/g259 grind/g259 în direc/g288ia de calcul - Nod exterior: nodul în care intr/g259 cel mult o grind/g259 transversal/g259 direc/g288iei de calcul 5.2. Principii de proiectare 5.2.1. Capacitatea de disipare de energie. Clase de ductilitate (1) Proiectarea seismic/g259 a construc/g288iilor de beton armat va asigura o capacitate adecvat/g259 de disipare de energie în regim de solic itare ciclic/g259, f/g259r/g259 o reducere semnificativ/g259 a rezisten/g288ei la for/g1802e orizontale /g250i verticale. În acest scop se vor respecta cerin /g288ele /g250i condi/g288iile date în capitolul 2. 86 (2) Aplicarea prevederilor din prezentul cod pentru construc /g288ii de beton asigur/g259 acesto ra, cu un grad înalt de încredere, o capacitate substan/g288ial/g259 de deformare în dom eniul postelastic, distribuit/g259 în numeroase zone ale structurii, /g250i evitarea ced/g259rilor de tip frag il. (3) Structurile pentru cl/g259diri proiectate în conformitate cu (2) se îm part în dou/g259 clase de du ctilitate, clasa ductilitate înalt/g259 (DCH) /g250i clasa de ductilitate medie (DCM), în func/g288ie d e capacitatea de disipare a energiei /g250i de rezisten/g288a la for/g1802e laterale. Structurile proiectate pentru DCH au ductilitate de ansam blu /g250i local/g259 superioar/g259 celor proiectate p entru DCM. Pentru a reduce cerin/g288ele de ductilitate, structurile din clasa de ductilitate m edie vor fi dotate cu o capacitate de rezisten /g288/g259 superioar/g259 structurilor din prim a clas/g259. În general, structurile din zonele cu seismicitate înalt/g259 (ag /g149 0,3g) se vor proiecta pentru clasa de ductilitate înalt/g259 /g250i pot suporta, în principiu, f/g259r/g259 pericol de colaps, cutremure mai puternice decât cutremurele de proiectare în amplasament. (4) În anumite situa/g288ii, structurile de cl/g259diri se pot proiecta pentru o capacitate m inimala de disipare a energiei seismice prin deformatii plastice ( de ductilitate), cu o cre/g250tere corespunz/g259to are a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la for/g1802e laterale. Aceste structuri vor resp ecta, în principal, regulile de proiectare generale pentru construc/g288ii de beton arm at din SR EN 1992-1-1, împreun/g259 cu prevederile suplimentare specifice acestei clase date în prezen tul capitol. Cl/g259dirile astfel proiectate fac parte din clasa de ductilitate joas/g259 (DCL). Se poate o pta pentru o asemenea concep/g288ie de proiectare numai la construc/g288iile amplasate în zone cu valori ale accelera/g288iei de proiectare ag /g148 0,10g. (5) Pentru cele trei clase de ductilitate se adopt/g259 coeficien/g288i de comportare q diferi/g288i, conform tabelului 5.1. (0) 5.2.2. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 5.2.2.1. Tipuri de structuri (1) Cl/g259dirile din beton pot fi clasificate într-unul din urm/g259toarele tipuri, corespunz/g259tor com port/g259rii estimate sub înc/g259rc/g259ri seismice orizontale (vezi 5.1.2): (a) Sistem structural tip cadru; (b) Sistem structural dual (cu pere/g288i predominan/g288i sau cu cadre predominante); (c) Sistem structural tip pere/g288i; (d) Sistem structural tip pendul inversat; (e) Sistem structural flexibil la torsiune; ( ) (2) Cu excep/g288ia sistemelor structurale flexibile la torsiune, construc/g288iile de beton pot fi încad rate în sisteme structurale diferite în cele dou/g259 direc/g288ii principale. (3) Sistemele (a), (b) /g250i (c) trebuie s/g259 fie înzestrate cu o rigiditate minim/g259 la torsiun e astfel încât s/g259 îndeplineasc/g259 condi/g288ia de la 4.4.3.2 (5). În caz contrar, aceste sistem e se încadreaz/g259 în categoria construc/g288iilor flexibile la torsiune. (0) 87 (2) 1//g68/g68u introduce influen/g288a unora dintre factorii c/g259rora li se datoreaz/g259 suprarezisten/g288a structurii, în special a redundan/g288ei construc/g288iei. 1//g68/g68u se poate determina din calculul static neliniar ca valoare a raportului între for/g288a lateral/g259 capabil/g259 a structurii (atins/g259 când s-a format un num/g259r suficient de articula/g288ii plastice pentru a aduce structura în pragul situa/g288iei de mecanism cinematic) /g250i for/g288a lateral/g259 corespunz/g259toare atingerii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 în primul element al structurii (apari/g288iei primei articula/g288ii plastice). Valoarea raportului 1//g68/g68u se limiteaz/g259 superior la 1,6. Tabelul 5.1 Valorile maxime ale factorului de comportare q pentru ac/g288iuni seismice orizontale Tipul de structur/g259 q DCH DCM DCL Structur/g259 tip cadru, structur/g259 cu pere/g288i zvelti cupla/g288i sau structur/g259 dual/g259 5 /g302u //g3021 3,5 /g302u //g3021 2,0* Structur/g259 cu pere/g288i (necupla/g288i) 4kw /g302u //g3021 3k w /g302u //g3021 2,0 Structur/g259 flexibil/g259 la torsiune 3,0 2,0 1,5 Structur/g259 tip pendul inversat 2,5 2,0 1,5 Structur/g259 parter cu stâlpii în consol/g259, conecta/g288i la partea superioar/g259 prin plan/g250ee cu comportare de diafragm/g259 orizontal/g259 , având /g587d/g1480,25 3,5 3,0 2,0 * dac/g259 /g587d /g148 0,75 în toti stâlpii. În caz contrar q=1,5. (3) Pentru cazurile obi/g250nuite, se pot adopta urm/g259toarele valori aproximative ale raportu lui /g302u //g3021: (a) Pentru cadre sau pentru structuri duale cu cadre preponderente: - cl/g259diri cu un nivel: 15 , 11 /g32/g68/g68u ; - cl/g259diri cu mai multe niveluri /g250i cu o singur/g259 deschidere: 25 , 11 /g32/g68/g68u ; - cl/g259diri cu mai multe niveluri /g250i mai multe deschideri: 35 , 11 /g32/g68/g68u ; (b) Pentru sisteme cu pere/g288i structurali /g250i sisteme duale cu pere/g288i preponderen/g288i: ( ) - structuri cu numai doi pere/g288i în fiecare direc/g288ie: 00 , 11 /g32/g68/g68u ; - structuri cu mai mul/g288i pere/g288i: 15 , 11 /g32/g68/g68u ; 88 5.2.2.2. Factori de comportare pentru ac/g288iuni seismice orizontale (1) Valorile maxime ale factorului d e comportare q, care intr/g259 în expresia spectrului de proiectare sunt date în Tabelul 5.1, în func/g288ie de capacitatea de disipare specific/g259 tipului de structur/g259. - structuri cu pere/g288i cupla/g288i /g250i structuri duale cu pere/g288i preponderen/g288i 25 , 11 /g32/g68/g68u (4) În cazul structurilor cu pere/g288i la care raportul laturilor h wi/lwi nu difer/g259 sem nificativ de la un perete la altul, ef ectul propor/g1802iilor pere/g288ilor asupra capacit/g259/g288ii de defor mare a acestora poate fi descris prin intermediul factorului kw. 1/g32wk dac/g259 20/g68 (pere/g288i zvel/g288i) 3 / ) 1 (0/g68/g14 /g32wk dac/g259 20 /g31/g68 (pere/g288i scur/g288i: 15 , 0 /g100 /g100wk ) (5.2) unde /g3020 se poate calcula simplificat pentru structur/g259, în ansamblu, cu rela/g288ia: /g166 /g166/g32 wiwi l h0/g68 (5.3) în care hwi /g250i lwi reprezint/g259 în/g259l/g288imea fiec/g259rui perete i /g250i lungimea sec/g288iunii acestuia. Nota: Factorul kw se aplic/g259 /g250i în cazul pere/g288ilor scur/g288i cupla/g288i (5) În cazul cl/g259dirilor neregulate, valorile q din tabelul 5.1 se reduc confor m 4.4.3.1. (6) În cazul în care structura prezint/g259 regularitate complet/g259 /g250i se pot asigura condi/g288ii de execu/g288ie perfect controlate, facto rul q poate lua valori sporite cu pân/g259 la 20%.(0) 5.2.3. Cerin/g288e de proiectare 5.2.3.1. Generalit/g259/g288i (1) Prevederile prezentei sec/g288iuni se aplic/g259 structurilor laterale ale construc/g288iilor prev/g259zu te la 5.1.1(1), executate din beton monolit, prefabricat sau par/g288ial monolit – par/g288ial prefabricat, f/g259r/g259 precomprimare. (2) La proiectarea seismic/g259 a structurilor de beton arm at, prevederile date în prezen ta sec/g288iune vor fi considerate împreun/g259 cu prevederile specifice celorlalte coduri care reglem enteaz/g259 proiectarea construc/g288iilor de beton armat (vezi 5.1.1 (2) /g250i (3)). (0) 5.2.3.2. Condi/g288ii de rezisten/g288/g259 local/g259 (1) Ac/g288iunea seismic/g259, implicând incursiuni în domeniul postelastic, nu trebuie s/g259 produc/g259 red uceri semnificative ale capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259. (2) Se admite c/g259 cerin/g288a de rezisten/g288/g259 într-o anumit/g259 sec/g288iune este satisf/g259cut/g259 dac/g259 valoarea de proiectare a capacit /g259/g288ii de rezisten/g288/g259, determinat/g259 pe baza documentelor norm ative de referin/g288/g259 (SR EN 1992-1-1 /g1800i CR 2-1-1.1), este mai mare, /g250i la limit/g259 egal/g259, cu valoarea de p roiectare a efortului maxim din sec/g288iunea considerat/g259, conform rela /g288iei (4.23). (0) 5.2.3.3. Condi/g288ii de ductilitate global/g259 /g250i local/g259 5.2.3.3.1.Mecanismul structural de disipare de energie (1) Proiectarea seismic/g259 are ca principal obiectiv dezvoltarea unui mecanism de plastificare favorabil (v ezi paragraful 4.6.2.3.). Acest obiectiv se consid er/g259 îndeplinit dac/g259 sunt satisf/g259cute con di/g288iile (2)...(6): 89 (2) La structurile tip cadre etajate, deforma/g288iile plastice apar, în mod obi/g250nuit, în zonele de la extrem it/g259/g288ile grinzilor /g250i în zonele de la baza stâlpilor, imediat de asupra sec/g288iunii teo retice de încastrare. (3) În cazul structurilor cu pere/g288i, deforma/g288iile plas tice se dezvolt/g259 în grinzile de cuplare (atu nci când acestea exist/g259) /g250i în zonele de la baza pere/g288ilor. (4) Nodurile (zonele de leg/g259tur/g259 între elementele verticale /g250i orizontale) /g250i plan/g250ee le sunt solicitate numai în domeniul elastic. (5) Zonele critice (cu poten/g288ial disipativ) sunt distribu ite relativ uniform în întreaga structur/g259, cu cerin/g288e de ductilitate reduse, evitâ ndu-se concentrarea deforma /g288iilor plastice în câteva zone relativ slabe (de exem plu, în stâlpii unui anumit nivel). (6) Dimensionarea /g250i alc/g259tuirea elementelor structurale va urm/g259ri evitarea unor ruperi cu caracter neductil sau fragil. (7) Verificarea form/g259rii mecanismului favorabil de plastificare se poate realiza utilizând calculu l dinamic neliniar cu accelerograme înregis trate sau artificiale com patibile cu spectrul de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor /g250i, în mod aproximativ, prin calcu l static neliniar. (8) Pentru structuri obi/g250nuite, cînd verificarea form/g259rii mecanismului de plastificare favorabil nu se face prin calcul neliniar, elementele se dim ensioneaz/g259 la eforturi determ inate în acord cu metoda proiect/g259rii la capacitate. Valorile de proiectare ale efectelor ac/g1802iunilor se determ in/g259 din condi/g1802ii de echilibru considerând formarea zonelor plastice conform configura/g1802iei m ecanismului favorabil de plastificare /g1800i mobilizarea suprarezisten/g1802elor în zonele plastice. În acest fel, zonele pentru care se urm /g259re/g250te impunerea unui r/g259spuns elastic cap/g259t/g259 o asigurare suplimentar/g259 la încovoiere fa/g288/g259 de zonele critice (disipative), iar ruperile cu caracter fragil sunt evitate. (9) Deplas/g259rile laterale asociate cerin/g288elor de ductilitate vor fi suficient de reduse pentru a nu ap/g259rea p ericolul pierderii stabilit/g259/g288ii sau pentru a nu spori excesiv efectele de ordinul 2. (10) Regulile de proiectare date în capitolul 5 se adreseaz/g259, în principal, zonelor critice (po ten/g288ial cu comportare postelastic/g259 la ac/g288iunea cutremurelor puternice). În afara zonelo r critice se aplic/g259 regulile de proiectare din SR EN 1992-1-1. (11) La structurile de cl/g259diri proiectate pentru clasa de ductilitate joas/g259, nu este necesar/g259 ap licarea regulilor asociate m etodei de proiectare la capacitate. În aceste cazuri se vo r adopta regulile de proiectare pentru structurile de beton arm at date în SR EN 1992-1-1 /g250i preved erile suplimentare date în prezentul Cod la 5.5. (0) 5.2.3.3.2.Cerin/g288e de ductilitate local/g259 (1) În vederea ob/g288inerii capacit/g259/g288ii necesare de ductilitate de ansamblu, zonele critice, d efinite în continuare în sec/g288iunile relevante ale capitolului, trebuie înzestrate cu o capacitate în alt/g259 de rotire plastic/g259. (2) Cerin/g288ele de rotire de bar/g259 în elementele structurale pot fi evaluate pe dou/g259 c/g259i: - prin calcul dinamic neliniar, care furnizeaz/g259 direct cerin/g288ele de rotire în zonele critice. - în mod aproximativ, prin evaluarea cerin/g288elor de rotire sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare, în conform itate cu prevederile Anexei E. 90 /g166/g166 /g116 Rb Rd RcMM /g74 (5.4) în care: /g166RcM suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intr/g259 în nod, în sec/g288iunile învecinate nodului; se consider/g259 valorile minime corespunz/g259toare varia/g288iei posibile a for/g288elor axiale în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare /g166RbM suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile în grinzile care intr/g259 în nod, în sec/g288iunile învecinate nodului; Rd/g74 factorul de suprarezisten/g288/g259 datorat efectului de consolidare al o/g288elului, care se va considera 1,3 pentru clasa de ductilitate înalt/g259 (DCH) /g250i 1,2 pentru clasa de ductilitate medie (DCM). (2) Expresia (5.4) va fi îndeplinit/g259 în cele 2 planuri principale de încovoiere. Se consider/g259 ambele sensuri ale ac/g288iunii momentelor din grinzi în jurul nodului (orar /g250i antiorar), sensul momentelor din stâlp fiind opus totdeauna momentelor din grinzi. Dac/g259 structura tip cadru este dezvoltat/g259 numai într-una din direc/g288ii, satisfacerea rela/g288iei (5.4) va fi verificat/g259 numai pentru acea direc/g288ie. (3) Nu este necesar/g259 verificarea rela/g288iei (5.4) la: - construc/g288ii cu un nivel; - cap/g259tul superior al stâlpilor de la ultimul nivel al construc/g288iilor etajate; - primul nivel al cl/g259dirilor cu 2 niveluri, dac/g259 valoarea normalizat/g259 a for/g288ei axiale în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare este mai mic/g259 decât 0,3 în fiecare stâlp. (4) Alternativ, în locul verificarii condi/g288iei (5.4) la fiecare nod în parte, se poate aplica la fiecare nivel, urm/g259toarea condi/g288ie global/g259, pentru fiecare grind/g259: /g166/g166/g116 RbRdRc MM /g7420 , 1 (5.5) în care, /g166RbM suma momentelor capabile ale grinzilor în sec/g288iunile situate de o parte /g250i de alta a nodurilor, corespunz/g259toare sensului considerat al ac/g288iunii seismice, pentru o grind/g259 în ansamblu la un anumit nivel /g166RcM suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intersecteaz/g259 grinda considerat/g259, corespunz/g259toare sensului considerat al (3) În cazul utiliz/g259rii calculului neliniar pentru determinarea cerin/g288elor, evaluarea capacit/g259/g288ii de rotire în zonele critice ale elementelor structurale se face potrivit prevederilor P 100-3. În cazul utiliz/g259rii procedeului aproximativ de determinarea a cerin/g288ei, verificarea ductilit/g259/g288ii se face conform prevederilor Anexei E.(0) 5.2.3.3.3.Valorile de proiectare ale eforturilor de încovoiere (1) În vederea impunerii mecanismulu i structural de disipare de energie care s/g259 îndeplineasc/g259 cerin/g288ele date la (5.2.3.3.1), la fiecare nod grind/g259 – stâlp al structurilor tip cadru /g250i al structurilor duale cu cadre predominante va fi îndeplinit/g259 urm/g259toarea condi/g288ie: 91 ac/g288iun ii seismice, în sec/g288iunile din vecin/g259tatea nodurilor; se consider/g259 valorile minime, corespunz/g259toare varia/g288iei posibile a for/g288elor axiale în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare Rd/g74 definit la (1) (5) În cazul structurilor cu pere/g288i, impunerea form/g259rii articula/g288iei plastice la baza pere/g288ilo r se va face prin adoptarea diagramei înf/g259/g250ur/g259toare de momente de proiectare din Figura 5 .1 care ia în considerare incertitud inile legate de distribu/g288ia eforturilor în r/g259spunsul inelastic. Dac /g259 peretele este solicitat la încovoiere în principal ca efect al ac/g288iun ilor seismice orizontale (Mg,0<0.15MEd,0'), valorile de proiectare ale momentelor, în afara zon ei critice, se pot determina cu: 0 ,RdEdMEd M M k M/g100/g99/g58 /g32 (5.6) 0 , 0 , Ed Rd M M /g99/g32 /g58 (5.7) în care, EdM valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare ' EdM momentele încovoietoare rezultate din calculul structural sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare 0 , ' EdM momentele încovoietoare rezultate din calculul structural sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare, la baza peretelui Mg,0 momentul încovoietor rezultat din calculul structural sub înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale corespunz/g259toare combina/g288iei seismice de proiectare, la baza peretelui 0 ,RdM valoarea de proiectare a momentului încovoietor capabil la baza peretelui, corespunz/g259toare sensului considerat al ac/g288iunii seismice, determinat/g259 considerând valoarea for/g288ei axiale corespunz/g259toare form/g259rii mecanismului de plastificare, incluzând /g250i efectul ac/g288iunilor gravita/g288ionale. Mk factor care ia în considerare incertitudinile legate de distribu/g288ia real/g259 eforturilor corespunz/g259toare r/g259spunsului dinam ic în domeniu plastic, a c/g259rei valoare se stabile/g250te func/g288ie de clasa de ductilitate a structurii: 30 , 1/g32Mk pentru DCH 15 , 1/g32Mk pentru DCM 00 , 1/g32Mk pentru DCL Rela/g288iile (5.6) /g250i (5.7) se aplic/g259 pentru fiecare sens de ac/g288iune a for/g288elor orizontale. 92 Figura 5.1. Diagrama înf/g259/g1800ur/g259toare de momente de proiectare pentru pere/g1802i structurali Nota. În cazul în care ponderea momentului încovoietor din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale Mg,0 nu este neglijabil/g259 (Mg,0>0.15MEd,0'), în relatia (5.7) MRd,0 se înlocuie/g250te cu MRd,0 ± M g,0. Semnul „+” corespunde situatiei în care valorile MEd,0’ /g250i Mg,0 au semne contrare, iar semnul „-” situa/g288iei în care valorile celor dou/g259 momente au acela/g250i semn. Pentru determinarea valorilor de proiectare ale momentelor, conform rela/g288iei (5.6), produsul EdM M k/g99/g58 se adun/g259 cu momentul din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale, Mg. Not/g259: Prevederi suplimentare pentru determinarea valorilor de proiectare ale momentelor încovoietoare, MEd, în pere/g288i, inclusiv în peretii cuplati, sunt date în CR 2-1-1.1. (6) În cazul structurilor cu pere/g288i, eforturile rezultate din calculul structural sub for/g288a seism ic/g259 de proiectare (momentele încovoietoare /g250i, în consecin/g288/g259, for/g288ele t/g259ietoare) s e pot redistribui între elementele verticale ale structurii în limita a 30%, iar între elem entele orizontale în limita a 20%, pe baza capacit/g259/g288ii înalte de deform are plastic/g259 realizat/g259 p rin aplicarea m/g259surilor prev/g259zute în Cod. (0) În urm a redistribu/g288iei, valorile însumate ale eforturilor nu trebuie s/g259 fie inferioare celor ob/g288inute din calculul structural sub for/g288ele seismice de proiectare. 5.2.3.3.4.Evitarea ruperilor cu caracter neductil (1) Prin modul de dimensionare /g250i de alc/g259tuire a elementelor structurale de beton arm at se vor evita ruperile premature, cu caracter neductil, care pot îm piedica mobilizarea m ecanismului proiectat de disipa re a energiei. Asigurarea fa /g288/g259 de aceste tipuri de rupere va fi superioar/g259 în raport cu cea fa/g288/g259 de cedarea la moment încovoietor, cu sau f/g259r/g259 for/g288/g259 ax ial/g259. În acest scop trebuie împiedicate: - ruperile în sec/g288iuni înclinate datorate ac/g288iunii for/g288ei t/g259ietoare; - disloc/g259rile produse de for/g288a de lunecare în lungul unor planuri prefisurate, ca, de exem plu, rosturile de lucru la elemente monolite sa u rosturile dintre elem entele prefabricate /g250i suprabetonare; - pierderea ancorajului arm/g259turilor sau ruperea în n/g259dirilor arm/g259turilor de o/g288el - ruperile zonelor întinse, armate sub nivelul corespunz/g259tor efortu rilor de fisurare ale sec/g288iun ilor. (2) Valorile de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare /g250i for/g288elor de lunecare vor fi cele asociate m ecanismului de plastificare structural incluzând eventualele efecte de ' EdM EdM Ed M k M/g99/g58 /g32 0 ,RdM 0 ,EdM /g99 0 ,RdEd M M/g32 EdEd M M/g99/g32 Zona critic/g259 93 (3) În anumite situa/g288ii, ca, de exemplu, la grinzile de cadru care conlucreaz/g259 cu zone ample de plan/g250eu, momentul de fisurare poate avea o valoare superioar/g259 momentului capabil, ipotez/g259 care trebuie luat/g259 în considerare la evaluarea for/g288ei t/g259ietoare de dimensionare a arm/g259turilor transversale. (4) Pentru evitarea ruperilor zonelor întinse, se vor prevedea cantit/g259/g288i de arm/g259tur/g259 suficiente, care vor respecta cantit/g259/g288ile minime din prescrip/g288iile de calcul specifice construc/g288iilor de beton armat (SR EN 1992-1-1 /g250i CR 2-1-1.1, etc.). (0) 5.2.3.4. M/g259suri pentru asigurarea ductilit/g259/g288ii (1) În vederea ob/g288inerii unei ductilit/g259/g288i de ansamblu substan/g288iale, prin dimensionarea /g250i alc/g259tuirea elementelor structurale de beton armat, se va asigura o capacitate înalt/g259 /g250i stabil/g259 de disipare a energiei în zonele critice ale acestora, f/g259r/g259 reducerea semnificativ/g259 a rigidit/g259/g288ii /g250i/sau a rezisten/g288ei. (2) Acest obiectiv se consider/g259 realizat dac/g259 sunt satisf/g259cute urm/g259toarele condi/g288ii: (a) Zonele comprimate ale sec/g288iunilor elementelor de beton armat supuse la încovoiere, cu sau f/g259r/g259 for/g288/g259 axial/g259, la starea limit/g259 ultim/g259 au o dezvoltare limitat/g259, func/g288ie de natura elementului /g250i a solicit/g259rii acestuia. Prevederi concrete referitoare la aceste condi/g288ii se dau în continuare diferen/g288iat, func/g288ie de tipul elementelor, în sec/g288iunile relevante ale capitolului. În cazul pere/g288ilor structurali se admite condi/g288ia echivalent/g259 a limit/g259rii efortului unitar mediu de compresiune în sec/g288iune conform CR2-1-1.1. (b) Flambajul barelor de o/g288el comprimate în zonele plastice poten/g288iale este împiedicat prin prevederea de etrieri /g250i agrafe la distan/g288e suficient de mici, conform prevederilor date în sec/g288iunile 5.3 /g250i 5.4. (c) Propriet/g259/g288ile betonului /g250i o/g288elului sunt favorabile sub aspectul realiz/g259rii unei ductilit/g259/g288i locale suficient de mari. Astfel: ( ) - betonul trebuie s/g259 aib/g259 o rezisten/g288/g259 suficient/g259 la compresiune /g250i o capacitate de deformare suficient/g259; condi/g288iile privind clasele minime de beton date la 5.3 /g250i 5.4.pentru clasele de ductilitate înalt/g259 /g250i medie asigur/g259, implicit, aceast/g259 exigen/g288/g259. - o/g288elul folosit în zonele critice ale elementelor seismice principale trebuie s/g259 posede alungiri plastice substan/g288iale; acestea sunt asigurate de o/g288elurile de clas/g259 B /g250i C, în func/g288ie de cerin/g288ele de ductilitate, respectiv de clasa de ductilitate adoptat/g259 la proiectare. O/g288elurile neductile, sau mai pu/g288in ductile, pot fi utilizate numai în situa/g288iile în care, prin modul de dimensionare, se poate asigura o comportare în domeniul elastic al acestor arm/g259turi. - raportul între rezisten/g288a o/g288elului /g250i limita lui de curgere trebuie s/g259 nu fie excesiv de mare (orientativ /g100 1,4); - arm/g259turile utilizate la armarea zonelor plastice poten/g288iale trebuie s/g259 posede propriet/g259/g288i de aderen/g288/g259 substan/g288iale printr-o profilatur/g259 eficient/g259. (3) Verificarea cantitativ/g259 a ductilit/g259/g288ii locale se face conform prevederilor 5.2.3.3.2. (0) 94 suprarezisten/g288/g259, precum /g250i, acolo unde este semnificativ, sporul datorat manifest/g259rii modurilor superioare de vibra/g288ie pe structura plastificat/g259. Prevederi pentru evaluarea for/g288elor t/g259ietoare de proiectare în elementele structurilor cu pere/g288i sunt date în prescrip/g288iile de calcul specifice acestor construc/g288ii (CR 2-1-1.1). (1) Aceste m/g259suri urm/g259resc o asigurare suplimentar/g259 fa/g288/g259 de incertitudinile privind comportarea elementelor structurale /g250i a construc/g288iei în ansamblu, precum /g250i fidelitatea modelului de calcul în raport cu r/g259spunsul seismic real. (2) Alegerea unei configura/g288ii cât mai regulate în plan /g250i în eleva/g288ie reduce substan/g288ial incertitudinile în ceea ce prive/g250te comportarea de ansamblu a construc/g288iei /g250i permite alegerea unor modele /g250i metode de calcul structural în acela/g250i timp simple /g250i suficient de sigure. (3) În vederea reducerii incertitudinilor referitoare la rezisten/g288a elementelor structurale: - se vor adopta dimensiuni suficiente pentru sec/g288iunile elementelor structurale, astfel încât abaterile de execu/g288ie, încadrate în toleran/g288ele admise, s/g259 nu influen/g288eze semnificativ comportarea structural/g259 /g250i/sau s/g259 nu sporeasc/g259 exagerat efectele de ordinul 2; - se va limita raportul dimensiunilor sec/g288iunii elementelor de beton armat pentru a minimiza riscul instabilit/g259/g288ii laterale a acestora; - se va prevedea o armare minim/g259 pe toat/g259 deschiderea, la partea superioar/g259 a grinzilor, pentru a acoperi diferen/g288ele dintre distribu/g288ia real/g259 a momentelor încovoietoare /g250i diagramele de momente rezultate din calcul; - se va prevedea o arm/g259tur/g259 minim/g259 la partea inferioar/g259 a grinzilor, pe reazeme, pentru a asigura o capacitate suficient/g259 de rezisten/g288/g259 pentru momentele pozitive care pot ap/g259rea în aceste sec/g288iuni, chiar atunci când acestea nu rezult/g259 din calculul structural în situa/g288ia de proiectare seismic/g259, precum /g250i pentru a ob/g288ine o capacitate suficient/g259 de deformare plastic/g259. (4) În vederea reducerii incertitudinilor legate de localizarea zonelor plastice /g250i pentru a asigura elementelor de beton armat o comportare ductil/g259: (0) - se vor lua m/g259suri de armare transversal/g259 pentru a ob/g288ine capacit/g259/g288i de deformare minimale în toate sec/g288iunile, astfel încât s/g259 poat/g259 fi acoperite cerin/g288ele limitate de ductilitate care s-ar putea manifesta /g250i în afara zonelor critice; - se va prevedea o cantitate de arm/g259tur/g259 întins/g259 suficient/g259 pentru a împiedica producerea unei ruperi casante dup/g259 fisurarea betonului întins; - se vor prevedea lungimi de ancorare /g250i de înn/g259dire ale arm/g259turilor suficiente pentru a împiedica smulgerea barelor din beton la solicitarea lor ciclic alternant/g259. 5.2.3.5. Condi/g288ii de redundan/g288/g259 (1) Prin alc/g259tuirea structurii se va urm/g259ri realizarea unui grad înalt de redundan/g288/g259, împreun/g259 cu o bun/g259 capacitate de redistribuire a efo rturilor, astfel în cât disiparea energiei s/g259 poate fi realizat/g259 în cât mai multe zone ale structurii.(0) 5.2.3.6. M/g259suri suplimentare 95 5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înalt/g259 5.3.1. Condi/g288ii referitoare la materiale (1) La realizarea elementelor seismice principale se vor utiliza betoane cel pu/g288in de clas/g259 C 20/25. (2) Elementele structurale se armeaz/g259 numai cu bare din o/g288el profilat. Fac excep/g288ie etrierii înch i/g250i /g250i agrafele pentru armarea transversal/g259 care pot fi executa/g288i din bare neprofilate. (3) În zonele critice ale elementelor principale se vor utiliza o/g288eluri cu alungiri specifice corespunz/g259toare efortului m axim de cel pu /g288in 7,5%. Aceast/g259 condi/g288ie este realizat/g259 de o/g288elu rile din clasa C. În afara zonelor critice se poate utiliza o/g288el din clasa B. (0) 5.3.2. Condi/g288ii geometrice 5.3.2.1. Grinzi (1) L/g259/g288imea grinzilor va fi cel pu/g288in 200 mm. (2) Raportul între l/g259/g288imea bw /g250i în/g259l/g288imea sec/g288iunii hw nu va fi mai mic decât 1/4. (3) Excentricitatea axului grinzii, în raport cu axul stâlpului la noduri, va fi cel mult 1/3 din l/g259/g288im ea bc a stâlpului, normal/g259 la axa grinzii. (0) 5.3.2.2. Stâlpi (1) Dimensiunea minim/g259 a sec/g288iunii nu va fi mai mic/g259 de 300 mm. (0) 5.3.2.3. Pere/g288i ductili (1) Prevederile date aici se refer/g259 la pere/g288i individuali sau cupla/g288i, fixa/g288i adecvat la baza lo r în infrastructur/g259 (funda/g288ie) astfel încât s/g259 nu se poat/g259 roti. (2) Grosimea bwo, a inimii satisface rela/g288ia: bwo /g116 max {150 mm, hs /20} (5.8) unde hs este în/g259l/g288imea liber/g259 a nivelului. (3) Prevederi suplimentare referitoare la dim ensiunile necesare ale bulbilor sunt date în CR 2-1-1.1. (4) Cuplarea pere/g288ilor prin rigle de cuplare distribuite neregulat nu este permis/g259, cu excep/g288ia situa/g288iilor în care neregularitatea poate fi aprecia t /g259 ca nesemnificativ/g259 sau aceasta este considerat/g259 în calculul structural /g250i de dimensionare prin modele de calcul adecvate. (0) 5.3.3. Eforturi de proiectare 5.3.3.1. Generalit/g259/g288i (1) Valorile de proiectare ale eforturilor se de term in/g259 prin ajustarea eforturilor ob/g288inute din calcu lul structural în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare, conform regulilor iera rhiz/g259rii capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 de la 5.2.3.3.3 /g250i a prevederilor suplimentare date în p rezenta sec/g288iune a codului. (0) 96 5.3.3.2. Grinzi (1) Valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare sunt cele ob/g288inute direct din calculul structural în com bina/g288ia seismic/g259 de proiectare. (2) Valorile de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare în grinzi se determin/g259 din echilibrul fiec/g259rei deschideri sub înc/g259rcarea transversal/g259 din combina/g288ia seism ic/g259 de proiectare /g250i momentele de la extremit/g259/g288ile grinzii corespunzând form/g259rii articula/g288iei plastice în grinzi sau în elem entele verticale conectate în nod, dup/g259 caz, pentru fiecare sens de ac/g288iune seismic/g259. Valorile de proiectare ale for/g1802elor t/g259ietoare nu se vor lua mai mici decât valorile rezultate din calculu l structural în combina/g1802ia seismic/g259 de proiectare multiplicate cu /g534Rd. (3) La fiecare sec/g288iune de cap/g259t se calculeaz/g259 dou/g259 valori de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare, cea m axim/g259, VEd,max, /g250i cea minim/g259, VEd,min, care corespund valorilor maxime ale m omentelor pozitive /g250i negative, Mdb,i, care se dezvolt/g259 la cele 2 extremit/g259/g288i, i=1 /g250i i=2, ale grinzii. Aceste momente se pot determina cu: (0) /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g166 /g166/g32 Rb Rci , Rb Rd i , dbM M, 1 min MM /g74 (5.9) în care: MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i, în sensul corespunz/g259tor sensului de ac/g288iune a for/g288elor orizontale; Rd/g74 factorul de suprarezisten/g288/g259 datorat efectului de consolidare al o/g288elului, 2 , 1/g32Rd/g74 /g166RcM /g250i /g166RbM sumele valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlp ilor /g250i grinzilor care într/g259 în nodul învecinat sec/g288iunii de calcul; valoarea /g166RcM corespunde for/g288ei axiale din stâlp în combina/g1802ia seismic/g259 de proiectare, pentru sensul considerat al ac/g288iunii seismice. 5.3.3.3. Stâlpi (1) Valorile mom entelor încovoietoare /g250i ale for/g288elor axiale de proiectare se determ in/g259 conform 5.2.3.3.3. (2) Valorile de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare se determin/g259 din echilibrul stâlpului la fiecare n ivel sub momentele de la extremit/g259/g288i corespunzând form/g259rii articula/g288iilor plastice în grinzi sau în stâlp ii conecta/g288i în nod, dup/g259 caz, pentru fiecare sens de ac/g288iun e seismic/g259. Valorile de proiectare ale for/g1802elor t/g259ietoare nu se vor lua mai mici decât valorile rezultate din calculu l structural în combina/g1802ia seismic/g259 de proiectare multiplicate cu /g534Rd. (3) Momentul de la extremit/g259/g288ile stâlpului se poate determina cu: (0) /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g166 /g166/g32 Rc Rbi , Rc Rd i , dcM M, 1 min MM /g74 (5.10) în care: MRc,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i corespunz/g259toare sensului considerat al ac/g288iunii seismice 97 Rd/g74 factor care introduce efectul consolid/g259rii o/g288elului /g250i al fret/g259rii betonului în zonele com primate: Rd/g74= 1,30 pentru nivelul de la baza construc/g288iei Rd/g74= 1,20 pentru restul nivelurilor. /g166RcM /g250i /g166RbM au semnifica/g288iile date la 5.3.3.2. 5.3.3.4. Noduri de cadru (1) Valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în nod se stabile/g250te corespunz/g259tor situa /g288iei plastific/g259rii grinzilor care intr/g259 în nod, considerând cel mai defavorabil sens de ac/g288iune seismic/g259. (2) Valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în nod poate fi stabilit/g259 cu urm/g259toarele expresii simplificate: (0) (i) pentru toate nodurile, cu excep/g288ia celor de cap/g259t: /g11/g12 c yd s s Rdjhd V f A A V/g16 /g14 /g322 1/g74 (5.11) (ii) pentru noduri de cap/g259t:( ) c yd s Rdjhd V f A V/g16/g32 1/g74 (5.12) în care: 2 1, s sA Aariile arm/g259turilor întinse de la partea superioar/g259 /g250i, respectiv, inferioar/g259 a grinzilor care intr/g259 în nod în direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seismice, stabilite func/g288ie de sensul ac/g288iunii seismice. Vc for/g288a t/g259ietoare din stâlpul de deasupra nodului corespunz/g259toare situa/g288iei considerate (vezi 5.3.3.3(2) /g250i (3)); /g576Rd factor de suprarezisten/g288/g259 al o/g288elului, egal cu 1.1 5.3.3.5. Pere/g288i ductili (1) Determinarea momentelor încovoietoare în pere/g288ii structurali se face în conformitate cu prevederile articolului 5.2.3.3.3(5). (2) Valorile de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare/g3 în pere/g288ii structurali, pentru clasa de ductilitate înalt/g259, se stabilesc conf orm diagramei din Figura 5.2, în care: (0) EdV valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în perete 0 ,EdV valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare la baza peretelui, deasupra sec/g288iunii teoretice de încas trare EdV /g99valoarea for/g288ei t/g259ietoare rezultat/g259 din calculul structural în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare 0 , ' EdV valoarea for/g288ei t/g259ietoare la baza peretelui rezu ltat/g259 din calculul structural în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare, deasupra sec/g288iunii teoretice de încastrare 98 /g58 raportul dintre valoarea momentului de r/g259sturnare capabil, calculat la baza peretelui, asociat mecanismului de plastificare al peretelui (sau al pere/g288ilor cupla/g288i), /g250i valoarea momentului de r/g259sturnare rezultat din calculul structural sub înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare kV coeficient de amplificare care /g288ine seama în mod acoperitor de diferen/g288a între distribu/g288ia efectiv/g259 a for/g288elor t/g259ietoare /g250i distribu/g288ia acestora ob/g288inut/g259 din calculul structural, kV=1,2 pentru DCH Rd/g74 factorul de suprarezisten/g288/g259 datorat efectului de consolidare al o/g288elului, 2 , 1/g32Rd/g74 . Figura 5.2. Diagrama înf/g259/g1800ur/g259toare a for/g1802elor t/g259ietoare de proiectare pentru pere/g1802i structurali Not/g259: Prevederi suplimentare pentru determinarea valorilor de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare, VEd, în pere/g288i, inclusiv în pere/g288ii cupla/g288i, sunt date în CR 2-1-1.1 Produsul Rd vk /g74/g58 se limiteaz/g259 superior /g1800i inferior conform rela/g1802iei: q kRd v/g100 /g58 /g100/g745 ,1 (5.13) unde q este factorul de comportare al structurii, în direc/g288ia considerat/g259. 5.3.3.6. Pere/g288i scur/g288i (1) În cazul pere/g288ilor cu raportul dintre în/g259l/g288ime /g250i lungime Hw/lw /g100 2, valorile de proiectare ale m omentelor sunt cele ob/g288inute din calculul structural la înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare. (2) For/g288a t/g259ietoare de proiectare se calculeaz/g259 cu expresia: (0) ''5 , 1 EdEd Ed Rd EdEd qV VM MV V /g100/g32 /g31/g99 (5.14) în care valo rile MRd /g250i MEd sunt determinate la baza pere/g288ilor. ' EdV wH4 , 0 wH Ed Rd V EdV k V/g99/g58 /g32/g74 0 ,5 , 0EdV 0 ,0 , Ed Rd VEd V k V/g99/g58 /g32/g74 0 ,EdV /g99 0 ,5 , 0EdEd V V/g32 99 5.3.4. Verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 /g250i prevederi de alc/g259tuire 5.3.4.1. Grinzi 5.3.4.1.1.Rezisten/g288a la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare (1) Pentru calculul grinzilor la starea limit/g259 ultim/g259, la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare, se utilizeaz/g259 ca docum ent normativ de referin/g288/g259 SR EN 1992-1-1. (2) L/g259/g288imea efectiv/g259 a grinzilor cu sec/g288iune în form/g259 de T, în zona aripilor, beff, se determin/g259 dup/g259 cum urmeaz/g259: - în cazul grinzilor care intr/g259 într-un stâlp de margine, beff se ia egal /g259 cu l/g259/g288im ea stâlpului, bc, dac/g259 nu exist/g259 grinzi transversale în nod, /g250i egal/g259 cu bc plus de dou/g259 ori grosim ea pl/g259cii, hf, de fiecare parte a grinzii, dac/g259 asemenea grinzi exist/g259. - în cazul grinzilor care intr/g259 în stâlpii interiori, beff este mai m are decât valorile indicate m ai sus cu câte 2hf de fiecare parte a grinzii; (3) Arm/g259turile din plac/g259 paralele cu grinda se consider/g259 active în preluarea mom entelor grinzii pe reazeme dac/g259 sunt plasate la interiorul dimensiunii beff /g250i dac/g259 sunt ancorate adecvat. (4) În zonele critice ale grinzilor, înclinarea diagonalelor comprim ate în modelul de grind/g259 cu z/g259brele se ia egal/g259 cu 45°. (5) Modul de dimensionare la for/g288a t/g259ietoare /g250i de armare transversal/g259 a zonelor critice se stabilesc în func/g288ie de valoarea algebric/g259 a rapo rtului între for/g288a t/g259ietoare m inim/g259 /g250i cea maxim/g259, /g535 = VEd min / VEd max, în sec/g288iunea de calcul: (0) (i) Dac/g259: 5 , 0/g16/g93 (5.15) calcu lul /g250i armarea transversal/g259 se efectueaz/g259 pe baza prevederilor specifice din SR EN 1992-1-1 (ii) Dac/g259 5 , 0/g16 /g31/g93 /g250i /g11/g12 ctd wEd df bV /g93/g14 /g1002max (5.16) în care, f ctd valoarea de proiectare a rezisten/g288ei betonului la întindere maxEdV valoarea maxim/g259 a for/g288ei t/g259ietoare de proiectare pe grind/g259 ) , max(maxminmax EdEdEd V VV /g32 (5.17) calcu lul /g250i armarea transversal/g259 se efectueaz/g259 pe baza prevederilor specifice din SR EN 1992-1-1 (iii) Dac/g259: ( ) 100 5 , 0/g16 /g31/g93 /g250i /g11/g12 ctd wEd df bV /g93/g14 /g332max (5.18) atunci jum /g259tate din valoarea for/g288ei t/g259ietoare de dimensionare se preia prin etrieri perpendiculari pe axa grinzii, iar cealalt/g259 jum/g259tate prin arm/g259turi înclinate dispuse pe dou/g259 direc/g288ii înclinate cu ±45° fa/g288/g259 de axa grinzii. Figura 5.3. Semnifica/g1802ia VEd,max /g1800i VEd,min /g1800i modul de dispunere a arm/g259turii înclinate Verificarea arm/g259turii înclinate se face cu rela/g288ia: /g68sin 2 5 , 0max yd siEd f A V/g100 (5.19) în care: Asi aria arm/g259turii pe una din cele dou/g259 direc/g288ii înclinate /g250i anume cea care traverseaz/g259 planul poten/g288ial de lunecare /g302unghiul de înclinare al arm/g259turii Asi 5.3.4.1.2. Asigurarea cerin/g288elor de ductilitate local/g259 (1) Zonele de la extremit/g259/g288ile grinzilor cu lungimea lcr = 1,5hw, m/g259surate de la fa/g288a stâlp ilor, precum /g250i zonele cu aceast/g259 lungime, situate de o parte /g250i de alta a unei sec/g288iuni din câmpul grinzii, unde poate interveni curgerea în cazul combina /g288iei seism ice de proiectare, se consider/g259 zone critice (disipative). (2) Cerin/g288ele de ductilitate în zonele critice ale grinzilor se consider/g259 satisf/g259cute dac/g259 sunt îndeplinite condi/g288iile d e armare date în continuare la aliniatele (3)…(7). (3) Cel pu/g288in jum/g259tate din sec/g288iunea de arm/g259tur/g259 întins/g259 se prevede /g250i în zona com primat/g259 a acestor sec/g1802iuni. (4) Coeficientul de armare longitudinal/g259 din zona întins/g259, bd As/g32/g85 , satisface condi/g288ia: ) ( 5 , 0yk ctmf f/g116/g85 (5.20) în care, ctmf valoarea medie a rezisten/g288ei la întindere a betonului ykf valoarea caracteristic/g259 a limitei de curgere a o/g288elului d în/g259l/g1802imea efectiv/g259 a sec/g1802iunii. Valoarea minim/g259 a coeficientului de armare trebuie respectat/g259 pe toat/g259 deschiderea grinzii. VEd,min VEd,max lcr i=2i=1 grind/g259 101 (5) Arm/g259turile longitudinale se vor dimensiona astfel încât în/g259l/g288imea zonei c omprimate xu s/g259 nu se dep/g259/g250easc/g259 valoarea de 0,25d. La calculul lui xu se va /g288ine seam a /g250i de contribu/g288ia arm/g259turilor din zona comprimat/g259. (6) Se prevede armare continu/g259 pe toat/g259 deschiderea grinzii. Astfel: (a) la partea superioar/g259 /g250i inferioar/g259 a grinzilor se prev/g259d cel pu/g288in câte dou/g259 bare cu suprafa/g288a profilat /g259 cu diametrul /g116 14 mm; (b) cel pu/g288in un sfert din arm/g259tura maxim/g259 de la partea superioar/g259 a grinzilor se prevede con tinu/g259 pe toat/g259 lungimea grinzii; ( ) (7) Etrierii prev/g259zu/g288i în zona critic/g259 trebuie s/g259 respecte condi/g288iile: (a) diametrul etrierilor dbw /g116 6 mm; (b) distan/g288a dintre etrieri, s, va fi astfel încât: ( ) s /g148 min {hw /4;/g3150 mm; 8dbL} (5.21) în care dbL este diametrul minim al arm/g259turilor longitudinale. (8) În afara zonelor critice se va prevedea o cantitate de etrieri cel pu/g1802in egal/g259 cu jum /g259tate din cea din zona critic/g259. (0) 5.3.4.2. Stâlpi 5.3.4.2.1.Rezisten/g288a la încovoiere /g250i la for/g288/g259 t/g259ietoare (1) Pentru calculul stâlpilor la starea limit/g259 de rezisten/g288/g259, la încovoiere cu for/g288/g259 axial/g259 /g250i la for/g288a t/g259ietoare, ca docum ent norma tiv de referin/g288/g259 se utilizeaz/g259 SR EN 1992-1-1. (2) În verificarea stâlpilor la for/g288a t/g259ietoare, înclinarea diagonalei comprimate fa/g288/g259 de axa stâlp ului se ia egal/g259 cu 45º. (0) 5.3.4.2.2.Asigurarea ductilit/g259/g288ii locale (1) Efortul axial mediu normalizat, /g81d, nu va dep/g259/g250i, de regul/g259, valoarea 0,45. Sunt admise valori /g81d sporite pân/g259 la 0,55 dac/g259 rotirea capabil/g259 a barei în domeniul postelastic, determ inat/g259 utilizând modelul de comportare al elementelor de beton arm at încovoiate, este mai mare decât cerin/g288a conform 5.2.3.3.2. (2) Coeficientul de armare longitudinal/g259 total/g259, /g85, va fi cel pu/g288in 0,01 /g250i maximum 0,04. (3) Între arm/g259turile din col/g288uri se va prevedea, p e fiecare latur/g259, cel pu/g288in câte o bar/g259 intermediar/g259. (4) Zonele de la extremit/g259/g288ile stâlpilor, la fiecare nivel, se vo r considera zone critice p e o distan/g288/g259 lcr precizat/g259 la (5). (5) În afara cazului când este determinat/g259 printr-un calcul mai riguros, lungimea fiec/g259rei zon e critice se determina cu: - pentru zonele critice ale stâlpilor de la baza stâlpilor de la fiecare etaj: 102 lcr /g149 max {1,5hc;/g3lcl /6; 600 mm} (5.22) - pentru restul zonelor critice ale stâlpilor: lcr /g149 max {hc;/g3lcl /6; 600 mm} (5.23) unde hc este cea mai mare dimensiune a sec/g288iunii stâlpului, iar lcl este în/g259l/g288imea liber/g259 a stâlpului la fiecare etaj. (6) Dac/g259 lcl / hc < 3, întreaga lungime a stâlpului se consider/g259 zon/g259 critic/g259 /g250i se va arma în consecin/g288/g259. (7) În interiorul zonelor critice se vor prevedea etrieri /g250i agrafe care s/g259 asigure ductilitatea necesar /g259 /g250i împiedicarea flambajului local al barelor longitudinale. Ar m/g259tura transversal/g259 va fi distribuit/g259 astfel încât s/g259 se realizeze o stare de solicitare triaxial/g259 eficient/g259. Condi/g288iile minim e pentru a realiza aceste cerin/g288e sunt cele date la (8), (9), (10) /g250i (11). (8) În zonele critice de la baza stâlpilor, deasupra sec/g288iun ii teoretice de încas trare, se va prevedea cel pu/g288in arm area transversal/g259 minim/g259 dat/g259 de cea mai sever/g259 dintre condi/g288iile: - coeficientul geometric de armare, în fiecare direc/g288ie:/g591w,min = 0,005 - coeficientul mecanic de armare: /g550wd,min = 0,12 Coeficientul m ecanic de armare al etrierilor de confinare se determin/g259 cu rela/g288ia: cd yd wd f f confinatbeton de miezuluivolumul confinare de etrierilorvolumul/g32/g90 (5.24) (9) În restul zonelor critice se va prevedea cel pu/g288in armarea transversal/g259 minim/g259 dat/g259 de cea mai sever/g259 dintre condi/g288iile: - /g591w,min = 0,0035 - /g550wd,min = 0,08 (10) Armarea transversal/g259 va respecta condi/g288iile: (a) Distan/g288a dintre etrieri în zonele critice nu va dep/g259/g250i: s /g148 min {b0 /3; 125 mm; 7dbL} (5.25) în care b0 este latura minim/g259 a sec/g288iunii utile (situat/g259 la interiorul etrierului perimetral), iar dbL este diametrul minim al barelor longitudinale. Ultima condi/g288ie se înlocuie/g250te la baza stâlpului (deasupra sec/g288iunii teoretice de încastrare) cu condi/g288ia bLd s6/g100. (b) Distan/g288a în sec/g288iune dintre barele consecutive aflate la col/g288ul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi m ai mare de 200 mm. ( ) (11) La primele dou/g259 niveluri ale cl/g259dirilor cu peste 5 niveluri /g250i la primul nivel în cazul cl/g259dirilor m ai joase se vor prevedea la baz/g259 etrieri îndesi/g288i /g250i dincolo de zona critic/g259 pe o distan /g288/g259 egal/g259 cu jum/g259tate din lungimea acesteia. (12) În afara zonelor critice se va prevedea o cantitate de arm /g259tur/g259 transversal/g259 cel pu/g1802in ega l/g259 cu jum/g259tate din cea din zona critic/g259. (0) 103 5.3.4.2.3.Noduri de cadru (1) For/g288a de compresiune înclinat/g259 dezvoltat/g259 dup/g259 diagonala nodului nu va dep/g259/g250i rezis ten/g288a la compresiune a betonului în prezen/g288a eforturilor transversale de întindere. (2) În afar/g259 de cazul în care se folose/g250te un model de calcul mai riguros, cerin/g288a de la (1) se consider/g259 satisf/g259cut/g259 dac/g259: - la toate nodurile cu excep/g1802ia celor exterioare cd c jjhd f h b V3 , 0/g100 (5.26) - la nodurile exterioare cd c jjhd f h b V25 , 0/g100 (5.27) unde: Vjhd for/g288a t/g259ietoare de proiectare în nod conform (5.11) sau (5.12), dup/g259 caz. bj l/g259/g288imea de proiectare a nodului. ) 5 , 0 ; min(cw cj h b b b/g14/g32 (5.28) bw l/g259/g1802imea inimii grinzii. (3) În nod se va prevedea suficient/g259 arm/g259tur/g259 transversal/g259 pentru a asigura integ ritatea acestuia dup/g259 fisurarea înclinat/g259. În acest scop, arm/g259tura transversal/g259, Ash, se va dim ensiona pe baza rela/g288iilor: - la toate nodurile cu excep/g1802ia celor de cap/g259t: ) 8 , 0 1 ( ) ( 8 , 02 1 dyd s sywd sh f A A f A /g81/g16/g14 /g3 (5.29) unde As1 /g1800i As2 reprezint/g259 ariile arm/g259turilor întinse de la partea superioar/g259 /g250i, respectiv, inferioar/g259 ale grinzilor care intr/g259 în nod în direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seism ice, stabilite func/g288ie de sensul ac/g288iunii seismice; - la noduri de cap/g259t: ) 8 , 0 1 ( 8 , 02 dyd sywd sh f A f A /g81/g16 (5.30) unde As2 reprezint/g259 aria arm/g259turilor comprimate ale grinzii care intr/g259 în nod în direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seismice, stabilite func/g288ie de sensul ac/g288iunii seismice. În rela/g288iile (5.29) /g250i (5.30),/g81d corespunde for/g288ei axiale a stâlpului inferior. În cazul nodurilor exterioare arm/g259tura, Ash, rezultat/g259 prin aplicarea rela/g1802iilor (5.29) /g250i (5.30), se spore/g1800te cu 20%. (4) Etrierii orizontali calcula/g288i cu (5.29) /g250i (5.30) se vor distribui uniform pe în/g259l/g288imea nodului. În cazul nodurilor exterioare, etrierii vor cuprinde capetele îndoite ale arm/g259turilor longitudinale din grind/g259. (5) Arm/g259tura longitudinal/g259 vertical/g259 Asv care trece prin nod, incluzând arm/g259tura longitudinal/g259 interm ediar/g259 a stâlpului (situat/g259 între barele de la col/g1802uri), va fi cel pu/g288in: 104 /g11/g12jw jc shsv h h A A/3 2 (5.31) în care: hjw distan/g288a interax între arm/g259turile de la partea superioar/g259 /g250i cea inferioar/g259 a grinzilor; hjc distan/g288a interax între arm/g259turile marginale ale stâlpilor (6) Arm/g259tura orizontal/g259 a nodului nu va fi mai mic/g259 decât arm/g259tura transversal/g259 îndesit/g259 din zonele critice ale stâlpu lui. (0) 5.3.4.3. Pere/g288i ductili 5.3.4.3.1.Rezisten/g288a la încovoiere /g250i la for/g288/g259 t/g259ietoare (1) Pentru calculul pere/g288ilor la starea limit/g259 de rezisten/g288/g259, la încovoiere cu for/g288a axial/g259 se u tilizeaz/g259 SR EN 1992-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259, cu complet/g259rile date în CR 2-1-1.1. (2) Calculul pere/g288ilor la for/g288/g259 t/g259ietoare în sec/g288iun i înclinate /g250i la lunecare în rosturi orizon tale se va face conform CR 2-1-1.1. (0) 5.3.4.3.2.Asigurarea ductilit/g259/g288ii locale (1) Cerin/g288ele de ductilitate se consider/g259 satisf/g259cute dac/g259 sunt respectate prevederile date în prezentul paragraf î mpreun/g259 cu prevederile suplimentare date în CR 2-1-1.1 cu privire la alc /g259tuirea sec/g288iunilor de beton /g250i la armarea longitudinal/g259 /g250i transversal/g259. (2) În/g259l/g288imea zonei critice, lcr, deasupra bazei, se determin/g259 cu: ) 6 / , max(w wcr H l l/g32 (5.32) cu lim it/g259rile: /g176/g175 /g176/g174 /g173 /g100 /g100 w s s cr l n h n h l 2 7 , 2 6 , (5.33) unde lw lungimea sec/g1802iunii orizontale a peretelui Hw în/g259l/g1802imea peretelui hs în/g259l/g288imea liber/g259 a etajului n num/g259rul de niveluri deasupra bazei, definite ca nivelul superior al funda/g288iei sau al infrastructurii (3) În/g259l/g288imea zonei comprimate în sec/g288iunile pere/g288ilor nu va fi, de regul/g259, mai m are decât: /g11/g12wu lx 2 1 , 0/g14 /g58 /g100 (5.34) în care xu este în/g259l/g1802imea zonei comprimate a peretelui. 105 (4) În cazul în care la extremitatea sec/g1802iunii se prev/g259d bulbi, grosimea bulbului va fi cel pu/g288in 250 mm sau hs /10, iar lungimea lui va fi cel pu/g288in egal/g259 cu grosimea inimii peretelui, bw0, /g250i cel pu/g288in 0,10 din lungimea peretelui, lw. Figura 5.4. Lungimea minim/g259 pe care trebuie s/g259 se prevad/g259 m/g259suri de confinare, lc, stabilit/g259 prin calcul Figura 5.5. Val ori limit/g259 inferioare ale lungimii minime pe care trebuie s/g259 se prevad/g259 m/g259suri de confinare (5) Verificarea explicit/g259 a capacit/g259/g288ii de ductilitate conform prevederilor din CR 2- 1-1.1. (6) Lungimea minim/g259 pe care este necesar s/g259 se prevad/g259 m/g259suri de confinare, m /g259surat/g259 de la extremitatea comprimat/g259 a sec/g288iunii, este lc = x u(1 – /g304cu2//g304cu2,c) /g250i cel pu/g288in 0,15lw sau 1,50bw. Pe vertical/g259, arm/g259tura de confinare se prevede pe o lungime egal/g259 cu în/g259l/g288imea zonei critice (vezi Figura 5.4 /g250i Figura 5.5). (7) La marginile sec/g288iunilor pere/g288ilor, pe o lungime egal/g259 cu wl10 1 , se prevede o arm /g259tur/g259 vertical/g259 de tip stâlp. La pere/g288ii prev/g259zu/g288i cu t/g259lpi, aceast/g259 armare se prevede pe o distan/g288/g259 egal/g259 cu cel pu/g288in 2bw. Coeficientul arm/g259turilor logitudinale din zonele de margine nu va fi mai mic de 0,005. Fiecare arm/g259tur/g259 vertical/g259 în aceste zone va fi fixat/g259 în col/g288urile unor etrieri sau agrafe. (8) În zonele critice se vor lua m/g259suri pentru evitarea pierderii stabilit/g259/g288ii laterale. În cazu rile curente, acest/g259 cerin/g288/g259 se realizeaz/g259 prev/g259zând o grosime a peretelui la capetele sec/g288iunii orizontale care nu are bulbi sau t/g259lpi de m inim hs /10. 0,15lw 0,15lw 0,15lw 2bw bw MRd NE /g304cu2,c >/g304y xu /g307u lc=xu(1- /g304cu2/ /g304cu2,c) /g304cu2 bf lw lc lcr 106 (9) Armarea transversal/g259 la capetele sec/g288iunilor în zonele critice va respecta condi/g288iile:(0) - diametrul dbw al etrierilor dbw /g116 max {dbL/3; 6 mm} (5.35) - distan/g288a între etrieri s /g100 min {125 mm; 8dbL} (5.36) 5.3.4.4. Grinz i de cuplare (1) Prevederile din acest paragraf se refer/g259 la elementele de beton armat cu propor/g288ii d e grinzi de cuplare scurte (orientativ l/hw/g1482,0) , caracterizate de mecanisme de cedare la for/g288/g259 t/g259ieto are. Prevederi suplimetare pentru calculul /g250i armarea grinzilor de cuplare sunt date în CR 2-1-1.1. (2) Calculul /g250i alc/g259tuirea grinzilor se poate face pe baza regulilor pentru grinzi de tip curent confor m 5.3.4.1.1(4) /g250i (5)(i), dac/g259 este îndeplinit/g259 condi/g288ia: ctd w Eddf b V/g100 /g3 (5.37) în care, VEd for/g288a t/g259ietoare de proiectare considerând echilibrul grinzi înc/g259rcat/g259 la capete cu valorile de proiectare ale momentelor capabile, MRd (3) Dac/g259 condi/g288ia (5.37) nu este îndeplinit/g259, armarea grinzilor de cuplare se realizeaz/g259 prin arm /g259tura dispus/g259 dup/g259 diagonalele grinzii, pe baza rela/g288iei: /g68sin 2yd siEd f A V/g100 /g3 (5.38) unde: /g302 unghiul format de barele diagonale cu axa grinzii EdV valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare calculat/g259 cu rela/g288ia: l MV Ed Ed 2/g32 (5.39) EdM valoarea de proiectare a momentului încovoietor. Not/g259: arm/g259tura diagonal/g259 dispus/g259 conform rela/g288iei (5.38) serve/g250te /g250i la preluarea momentelor încovoietoare din grind/g259 (4) Arm/g259turile diagonale se aranjeaz/g259 sub forma unor carcase pentru stâlpi, cu lungim ea laturii de cel pu/g288in 0,5 bw. Lungimea de ancorare a arm /g259turilor înclinate în pere/g288ii adiacen/g288i trebuie s/g259 fie cu cel pu/g288in 50% mai mare decât cea determinat/g259 confor m SR EN 1992-1-1. (0) Ar m/g259turile diagonale sunt legate cu etrierii închi/g250i pentru a preveni flambajul acestora. Etrierii vor avea diametrul de cel pu/g288in dbL ’/3 /g250i cel pu/g288in 8 mm, unde dbL este diametrul arm/g259turii longitudinale din carcasa înclinat/g259. Distan/g288a între etrieri nu va dep/g259/g250i cea mai mic/g259 dintre valorile: 100mm, 6dbL /g1800i 0,3 din distan/g288a interax a arm/g259turii longitudinale a carcasei diagonale. 107 5.4. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie 5.4.1. Condi/g288ii referitoare la materiale (1) La realizarea elementelor seismice principale se vor utiliza betoane de clas/g259 cel pu/g288in C 16/20. (2) Elementele structurale se armeaz/g259 numai cu bare din o/g288el profilat. Fac excep/g288ie etrierii în chi/g250i /g250i agrafele pentru armarea transversal/g259. (3) La armarea elementelor se va utiliza o/g288el cu propriet/g259/g288i de deformare cel pu/g288in egale cu cele ale o /g288elului de clasa B, pe toat/g259 lungimea. (0) 5.4.2. Condi/g288ii geometrice 5.4.2.1. Grinzi (1) Se aplic/g259 5.3.2.1 cu excep/g288ia prevederii de la ultimul alineat (3). (0) 5.4.2.2. Stâlpi (1) Se aplic/g259 5.3.2.2. (0) 5.4.2.3. Pere/g288i ductili (1) Se aplic/g259 5.3.2.3. (0) 5.4.3. Eforturi de proiectare 5.4.3.1. Generalit/g259/g288i (1) Se aplic/g259 5.3.3.1. (0) 5.4.3.2. Grinzi (1) Se aplic/g259 5.3.3.2., cu Rd/g74= 1,0 în rela/g288ia (5.9). (0) 5.4.3.3. Stâlpi (1) Se aplic/g259 5.3.3.3, cu Rd/g74= 1,0 în rela/g288ia (5.10). (0) 5.4.3.4. Noduri de cadru (1) Se aplic/g259 5.3.3.4, cu Rd/g74= 1,0 în rela/g288iile (5.11) /g250i (5.12). (0) 5.4.3.5. Pere/g288i ductili (1) Se aplic/g259 5.3.3.5 cu 0, 1/g32Vk .(0) 5.4.3.6. Pere/g288i scur/g288i (1) Se aplic/g259 5.3.3.6. (0) 108 5.4.4. Verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 /g250i prevederi de alc/g259tuire 5.4.4.1. Grinzi 5.4.4.1.1.Rezisten/g288a la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare (1) Se aplic/g259 5.3.4.1.1(0) 5.4.4.1.2.Asigurarea ductilit/g259/g288ii locale (1) Zonele de la extremit/g259/g288ile grinzilor cu lungimea lcr = h w, m/g259surate de la fa/g288a stâlp ilor, precum /g250i zonele cu aceast/g259 lungime situate de o parte /g250i de alta a unei sec/g288iuni din câmpul grinzii unde poate interveni curgerea în cazul com bina/g288iei seism ice de proiectare, se consider/g259 zone critice. (2) Cerin/g288ele de ductilitate în zonele critice se consider/g259 satisf/g259cute dac/g259 sunt îndeplinite condi/g288iile d e armare date la 5.3.4.1.2.(3)-(8), cu excep/g288ia rela/g288iei (5.21) care se modific/g259 astfel: (0) s /g100 min {hw /4; 200 mm; 8dbL} (5.40) 5.4.4.2. Stâlpi 5.4.4.2.1.Re zisten/g288a la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare (1) Se aplic/g259 5.3.4.2.1(0) 5.4.4.2.2.Asigurarea ductilit/g259/g288ii locale (1) Efortul axial mediu normalizat, /g81d, nu va dep/g259/g250i, de regul/g259, valoarea 0,5. Sunt adm ise valori /g81d sporite pân/g259 la 0,65 dac/g259 rotirea capabil/g259 a barei în domeniul postelastic, determ inat/g259 utilizând modelul de comportare al elementelor de beton arm at încovoiate, este mai mare decât cerin/g288a conform 5.2.3.3.2. (2) Coeficientul de armare longitudinal/g259 total/g259 /g85 va fi cel pu/g288in 0,008 /g250i maximum 0,04. (3) Se aplic/g259 5.3.4.2.2 (3). (4) Se consider/g259 zone critice sec/g288iunile de la baza stâlpilor de la fiecare nivel. (5) În afara cazului când este determinat/g259 printr-un calcul riguros, lungimea zonelor critice se determ in/g259 cu: lcr /g149 max {hc;/g3lcl/g3/6; 450 mm} (5.41) (6) Se aplic/g259 5.3.4.2.2 (6). (7) Se aplic/g259 5.3.4.2.2 (7). (8) În zonele critice ale stâlpilor se va prevedea arm area transversal/g259 minim/g259 dat/g259 de cea mai sever/g259 dintre condi/g288iile: (i) În zona critic/g259 de la baza stâlpilor, deasupra sec/g288iunii teoretice de încastrare: - Coeficientul geometric de armare, în fiecare direc/g288ie:/g591w,min = 0,0035 - Coeficientul mecanic de armare: /g550wd, min = 0,08 109 (ii) În restul zonelor critice: ( ) - /g591w,min = 0,0025 - /g550wd, min = 0,06 (9) Armarea transversal/g259 va respecta condi/g288iile: (i) Distan/g288a dintre etrieri nu va dep/g259/g250i s /g100 min {b0 /2;175 mm; 8dbL} (5.42) în care b0 latura minim/g259 a sec/g288iunii utile (situat/g259 în interiorul etrierului perimetral) dbL diametrul minim al barelor longitudinale; (ii) Distan/g288a în sec/g288iune dintre barele consecutive aflate la col/g288ul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi m ai mare de 250 mm. ( ) (10) În afara zonelor critice se va prevedea o cantitate de arm /g259tur/g259 transversal/g259 cel pu/g1802in ega l/g259 cu jum/g259tate din cea din zona critic/g259. (0) 5.4.4.3. Noduri de cadru (1) Arm/g259tura orizontal/g259 de confinare în nodurile de cadru ale elementelor seismice principale va fi cel pu/g288in egal/g259 cu cea dispus/g259 în zonele critice adiacente ale stâlpilor care con cur/g259 în nod, cu excep/g288ia cazurilor prev/g259zute la aliniatul (2). (2) Dac/g259 în nod intr/g259 grinzi pe toate cele 4 la turi /g250i l/g259/g288imea acestora este cel pu/g288in egal/g259 cu 3/4 din l/g259/g288imea stâlpului paralel/g259 cu sec/g288iunea transversal/g259 a grinzii, distan/g288a între etrierii orizontali se poate dubla fa /g288/g259 de valoarea prev/g259zut/g259 la alineatul (1), f/g259r/g259 îns/g259 a dep/g259/g250i 150 mm . (3) Trebuie prev/g259zut/g259 cel pu/g288in o bar/g259 vertical/g259 intermediar/g259 (între barele de la col/g288u rile stâlpului) pe fiecare latur/g259 a nodului. (0) 5.4.4.4. Pere/g288i ductili 5.4.4.4.1.Rezisten/g288a la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare (1) Se aplic/g259 5.3.4.3.1. (0) 5.4.4.4.2.Asigurarea cerin/g288elor de ductilitate local/g259 (1) Se aplic/g259 5.3.4.3.2(1). (2) Se aplic/g259 5.3.4.3.2(2). (3) Se aplic/g259 5.3.4.3.2(3) cu modificarea rela/g288iei (5.34) care se înlocuie/g250te cu: wu lx ) 2 ( 135 , 0/g14 /g100/g58 (5.43) (4) Se aplic/g259 5.3.4.3.2 0. (5) Dac/g259 condi/g288ia (5.43) nu este respectat/g259, este necesar/g259 verificarea explicit/g259 a capacit/g259/g288ii de ductilitate confor m prevederilor din CR 2-1-1.1. (6) Se aplic/g259 5.3.4.3.2 (8), cu limitarea inferioar/g259 a grosimii peretelui la hs/12 110 (1) Se aplic/g259 5.3.4.4(1) (2) Se aplic/g259 5.3.4.4(2) modificând condi/g288ia (5.37) astfel: ctd wEd df b V5 , 1/g100 (5.44) (3) Se aplic/g259 5.3.4.4(3), înlocuind condi/g288ia (5.37)cu condi/g288ia (5.44). (4) Se aplic/g259 5.3.4.4(4). (0) 5.5. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate joas/g259 5.5.1. Eforturi de proiectare (1) Valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare /g250i for/g288elor t/g259ietoare, cu excep/g288ia precizat/g259 la (2) sunt cele ob/g288inute din calculul structural sub ac/g288iunea for/g288elor seismice de proiectare. (2) Valorile de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare/g3în pere/g288ii structurali /g250i în stâlpii structurilor în cadre, pentru clasa de ductilitate DCL, se iau egale cu cele rezultate din calculul structural sub ac/g288iunea for/g288elor seismice de proiectare cu excep/g288ia primului nivel unde valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare se va lua cu 20% mai mare decât cea rezultat/g259 din calculul structural: (0) EdEd V V/g99/g322 ,1 (5.45) 5.5.2. Rezisten/g288a la încovoiere /g250i la for/g288a t/g259ietoare (1) Rezisten/g288a la încovoiere /g250i la for/g288a t/g259ietoare se se determin/g259 în conformitate cu prevederile SR EN 1992-1-1, cu complet/g259rile date în CR 2-1-1.1 pentru pere/g288i proiecta/g288i pentru clasa de ductilitate joas/g259. (0) 5.5.3. Alc/g259tuire /g250i armare (1) Se aplic/g259 prevederile de alc/g259tuire /g250i armare date în SR EN 1992-1-1, cu complet/g259rile indicate în continuare în acest paragraf. (2) La stâlpii structurilor în cadre, la baza construc/g288iei arm/g259tura transversal/g259 va reprezenta un coeficient de armare de cel pu/g288in 0,003 pe fiecare direc/g288ie pe o lungime egala cu dimensiunea maxim/g259 a sec/g288iunii stâlpului h. (3) La celelalte niveluri coeficientul minim de armare transversal/g259 la baza stâlpilor este 0.0025 (4) La pere/g288ii structurali, la baza construc/g288iei, pe primul nivel se va prevedea armarea transversal/g259 prescris/g259 de CR 2-1-1.1 pentru aceast/g259 clas/g259 de ductilitate. (0) (7) Armarea transversal/g259 la capetele sec/g288iunilor în zonele critice va consta din etrieri cu diametrul de cel pu/g288in dbL/4 /g250i cel pu/g288in 6 mm, cu distan/g288a maxim/g259 dintre etrieri de 150 mm, dar nu mai mult decât 10dbL. (0) 5.4.4.5. Grinzi de cuplare 111 5.6. Elementele structurilor duale 5.6.1. Structuri duale cu cadre predominante (1) La aceste structuri, stâlpii /g250i grinzile se proiecteaz/g259 ca pentru structuri tip cadru (f/g259r/g259 pere/g288i), respectând prevederile date la 5.3 /g250i 5.4 pentru aceste elemente. (2) M/g259surile pentru asigurarea ductilit/g259/g1802ii la pere/g1802i se aleg ca pentru structuri din clasa DCM, inclusiv pentru structurile proiectate pentru clasa DCH. (0) 5.6.2. Structuri duale cu pere/g288i predominan/g288i (1) Stâlpii trebuie proiecta/g288i astfel încât s/g259-/g250i p/g259streze capacitatea de a suporta înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale care intervin în situa/g288ia de proiectare seismic/g259, sub deforma/g288iile maxime care apar în aceast/g259 situa/g288ie. (2) Deforma/g288iile laterale în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 se calculeaz/g259 în conformitate cu 4.5.4, pe un model care ia în considerare rigiditatea la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare a elementelor de beton armat corespunz/g259toare st/g259rii de fisurare. În aceste scop se vor avea în vedere prevederile din Anexa E. (3) Se consider/g259 c/g259 stâlpii satisfac condi/g288ia precizat/g259 la (1) dac/g259 momentele încovoietoare /g250i for/g288ele t/g259ietoare calculate pe baza deforma/g288iilor laterale stabilite conform (2) sunt inferioare valorilor capabile ale momentelor încovoitoare MRd, respectiv for/g288elor t/g259ietoare VRd. (4) În cazul stâlpilor structurilor duale cu pere/g288i predominan/g288i, nu este necesar s/g259 se satisfac/g259 condi/g288ia (5.4), referitoare la raportul capacit/g259/g288ilor de incovoiere ale stâlpilor /g250i grinzilor din jurul unui nod. Efortul axial mediu normalizat, /g542d, se va limita superior la valoarea de 0,70. (0) 5.7. Ancoraje /g250i înn/g259diri 5.7.1. Generalit/g259/g288i (1) La proiectarea zonelor de ancorare /g250i a celor de înn/g259dire ale arm/g259turilor se aplic/g259 prevederile SR EN 1992-1-1, capitolul 8, împreun/g259 cu prevederile suplimentare date în prezenta sec/g288iune. (2) Ancorarea arm/g259turilor se va realiza în afara zonelor critice. De regul/g259, /g250i înn/g259direa arm/g259turilor se recomand/g259 s/g259 se realizeze în afara zonelor critice. (3) În afara zonelor critice, lungimile de ancorare /g250i cele de înn/g259dire ale arm/g259turilor se calculeaz/g259 pe baza prevederilor capitolului 8 din SR EN 1992-1-1. (4) Ancorarea arm/g259turilor din zonele critice ale grinzilor /g250i stâlpilor din structurile proiectate pentru DCH se m/g259soar/g259 de la o sec/g288iune situat/g259 la 5 dbL de la fa/g288a elementului în care se realizeaz/g259 ancorarea, în interiorul acestuia (Figura 5.6). Lungimile de ancorare vor fi cu 20% mai mari decat cele determinate conform SR EN 1992-1-1. (5) Arm/g259turile transversale, etrieri /g250i agrafe, din grinzi, stâlpi /g250i pere/g288i vor fi prev/g259zute cu cârlige cu lungimea 10 dbw îndoite la un unghi de 135°.(0) 112 Figura 5.6. Ancorarea arm/g259turilor din zonele critice ale grinzilor /g1800i stâlpilor (clasa DCH) 5.7.2. Ancorarea arm/g259turii 5.7.2.1. Grinzi (1) În situa/g288ia în care zona critic/g259 sub momente pozitive se formeaz/g259 la fa/g288a nodului, arm /g259turile de la partea inferioar/g259 se ancoreaz/g259 în nod, la interiorul carcasei de arm/g259turi a stâlpilor, sau se întrerup în deschiderea vecin/g259, dincolo de marginile zonei critice, într-o zon/g259 cu valori m ici ale eforturilor de proiectare. Figura 5.7. Ancorarea arm/g259turilor de la partea inferioar/g259 în situa/g1802ia în care zona critic/g259 se formeaz/g259 la fa/g1802a nodului sub ac/g1802iunea momentelor pozitive (2) Diametrul arm /g259turilor longitudinale care trec prin nodurile grind/g259 – stâlp se lim iteaz/g259 superior prin condi/g288iile: (0) - - în cazul nodurilor centrale c yd ctm s s d bL hf f A Ad 1 275 , 0 1 8 , 0 110 /g14 /g14/g100 /g81 (5.46) - - în cazul nodurilor de cap/g259t (marginale) /g11/g12 c yd ctm dbL hf fd /g818 , 0 1 10/g14 /g100 (5.47) în care: hc dimensiunea laturii stâlpului paralel/g259 cu barele As2, As1 aria de arm/g259tur/g259 comprimat/g259 /g250i, respectiv, întins/g259 din grinzi care traverseaz/g259 nodul fctm valoarea medie a rezisten/g288ei la întindere a betonului fyd valoarea medie a limitei de curgere a o/g288elului MRd (+) MRd (+) 5dbL 1,2lbd1,2lbd 5dbL 113 /g542d for/g288a axial/g259 normalizat/g259 de proiectare în situa/g288ia de proiectare seismic/g259. 5.7.2.2. Stâlpi (1) Dac/g259 în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 for/g288a axial/g259 în stâlp este de întindere, lungim ea de ancoraj stabilit/g259 conform SR EN 1992-1-1 se m/g259re/g250te cu 50%.(0) 5.7.3. Înn/g259direa arm/g259turilor (1) În zonele critice unde se a/g1800teapt/g259 deforma/g1802ii plastice semnificative, conform configura/g1802iei m ecanismului de plastificare, nu sunt adm ise înn/g259diri prin suprapunere. În restul zon elor critice înn/g259direa prin suprapunere se recomand/g259 s/g259 fie evitat/g259. (2) În zonele critice nu sunt admise îmbin/g259ri prin suprapuneri sudate. (3) Înn/g259direa se poate realiza prin dispozitive de cuplare mecanice validate prin încerc/g259ri efectuate în condi/g288ii com patibile cu clasa de ductilitate selectat/g259. (4) În cazul în care la armarea stâlpilor /g250i a elementelor de margine ale pere/g288ilor se aplic /g259 înn/g259diri prin suprapunerea barelor de arm/g259tur/g259 în zona critic/g259 de la partea inferioar/g259 a unui nivel, lungim ea de înn/g259dire l0 se determin/g259 cu rela/g288ia: bdbd s s l l A A l5 , 12 ' 0 /g100/g32 (5.48) în care s sA A' propor/g288ia arm/g259turilor care se înn/g259desc în sec/g288iune lbd lungimea de ancorare de baz/g259 calculat/g259 conform SR EN 1992-1-1 (5) Distan/g288a s/g3dintre arm/g259turile transversale în zone de suprapunere va fi cel mult min {h/4; 100 mm}, unde h este dimensiunea minim/g259 a sec/g288iunii transversale. (6) Aria Ast a sec/g288iunii unei ramuri a arm/g259turii transversale în zona de înn/g259dire va fi cel pu/g288in: (0) ywd ydbL st f fds A50/g32 (5.49) unde fyd /g250i fywd sunt valorile de proiectare ale rezisten/g288ei la curgere a arm/g259turilor longitudinale /g250i transversale. 5.8. Funda/g288ii /g250i infrastructuri 5.8.1. Prevederi generale (1) Prezenta sec/g288iune cuprinde prevederi de principiu /g250i un num/g259r restrâns de prevederi d e alc/g259tuire pentru proiectarea elementelor infrastructurilor (funda/g288iilor) structurilor de beton. Elem entele de baz/g259 ale proiect/g259rii acestor elemente sunt date în norm ativul pentru proiectarea structurilor de fundare direct /g259. Pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali se ap lic/g259 prevederile din CR 2-1-1.1. (2) Dac/g259 eforturile de proiectare aplicate funda/g288iilor (infrastructurilor) reprezint/g259 reac/g288iunile unor structuri disipative proiectate pe baza conceptelor ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ii d e rezisten/g288/g259, funda/g288iile trebuie, de regul/g259, s/g259 eviden/g288ieze o comportare în dom eniul elastic de deforma/g288ie. În acest caz dimensionarea funda/g1802iilo r (infrastructu rilor) se va face conform prevederilor SR EN 1992-1-1. 114 (3) Dac/g259 nu se poate evita solicitarea elementelor infrastructurii (funda/g288iilor) dincolo de pragul de deform atie elastica, atunci proiectarea acestor elem ente funda/g288iilo r (infrastructurii) se face în acord cu regulile aplicate la proiectarea suprastructurii pentru construc/g288ii cu clas/g259 d e ductilitate înalt/g259 sau medie, dup/g259 caz. (4) Dac/g259 r/g259spunsul urm/g259rit al structurii este quasi – elastic (orientativ q /g100 1,5), dim ensionarea elementelor funda/g288iilor se va face conform codului de proiectare pentru structuri de beton arm at, ca pentru elementele de beton armat care nu se proiecteaz /g259 pentru a prelua ac/g288iunea seismic/g259. (5) Întrucât r/g259spunsul seismic al funda/g288iilor (infrastructurilor) prezint/g259 un grad de incertitudine m ai mare decât în cazul suprastructurii, la proiectare se recoma nd/g259 s/g259 se prevad/g259 m /g259suri pentru a asigura acestor elemente o capacitate minimal/g259 de deformare în dom eniul postelastic, chiar la funda/g288iile (infrastructurile) proiectate în condi/g288iile alin iatului (2). În acest scop, orientativ, armarea transversal/g259 în grinzile de fundare sau în pere /g1802ii de subsol se va suplimenta local cu 20% în zonele de moment maxim pe o lungim e egal/g259 cu 2/3 din în/g259l/g1802imea elementului.(0) 5.8.2. M/g259suri de proiectare (1) Prin plasarea adecvat/g259 pe în/g259l/g288ime a grinzilor de fundare sau a pl/g259cii de funda/g288ie, în raport cu fu nda/g288iile izolate ale elementelor verticale, respectiv elementul rigid de la partea superioar/g259 a p ilo/g288ilor, se va evita formarea de stâlpi scur/g288i. (2) La dimensionarea elementului de leg/g259tur/g259 dintre funda/g288ii se va /g288ine seama, pe lâng/g259 efortu rile de încovoiere /g250i forfecare, /g250i de for/g288ele axiale care apar în aceste elemente (vezi SR EN 1998 – 5, 5.4.1.2(6) /g250i (7)). (3) Grinzile de fundare /g250i t/g259lpile de leg/g259tur/g259 între funda/g288ii vor avea o sec/g288iune m inim/g259 de 0,25x0,5 m pentru cl/g259diri cu pân/g259 la 5 etaje /g250i 0,30x0,60 m pentru cl/g259diri m ai înalte. La partea de sus /g250i la cea de jos ale acestor grinzi se prev/g259d arm/g259turi continue pe toat/g259 lungimea. (4) Pl/g259cile de funda/g288ie (radierele) vor avea grosimea minim/g259 de 30 cm /g250i vor fi arm ate cu cel pu/g288in câte o plas/g259 de arm/g259turi de o/g288el la partea de sus /g250i la partea de jos. Coeficientul m inim de armare pentru fiecare dintre aceste 2 plase este 0,002. (5) Zonele de intersec/g288ie între elementele verticale /g250i grinzile de fundare sau pere/g288ii de subsol se trateaz/g259 ca noduri grind/g259 – stâlp. În condi/g288iile alineatului 5.8.1(2), proiectarea n odului se face la valori ale for/g288elor t/g259ietoare calculate în modelul de calcul înc/g259rcat cu reac/g288iunile mecanismului de disipare a energiei al suprastructurii. În condi/g288iile alineatului 5.5.1(3), proiectarea nodului se face la valori ale for/g288elor t/g259ietoare asociate plastific/g259rii sec/g288iunii grinzilor (pere/g288ilor) la fa/g288a nodului, în conformitate cu regulile pentru structuri tip cadru proiectate pentru DCH sau DCM, dup/g259 caz. (6) În condi/g288iile alineatului 5.8.1(2), partea superioar/g259 a pilo/g288ilor, pe o lungime 2 d (d este diam etrul pilotului), precum /g250i zonele cu lungimea 2d situate de o parte /g250i de alta a le interfe/g288ei dintre 2 straturi de teren cu rigidit/g259/g288i la forfecare foarte diferite (raportul m odulelor de deforma/g288ie la forfecare /g149 6), se detaliaz/g259 ca zone critice. Pentru aceasta se v a prevedea cel pu/g288in armarea transversal/g259 necesar/g259 în zonele critice pentru stâlp ii proiecta/g288i pentru clasa de ductilitate DCM. 115 (7) În condi/g288iile alineatului 5.8.1(3), zona critic/g259 situat/g259 sub capul pilotului va avea lungim ea 3d. În plus, verificarea la for/g288a t/g259ietoare a pilotului este cel pu/g288in cea care rezult/g259 din aplicarea p revederilor 4.6.2.5(3), (4) /g250i (5). (8) Pilo/g288ii solicita/g288i la întindere trebuie prev/g259zu/g288i cu o ancorare adecvat/g259 în capul pilotu lui pentru a asigura rezisten/g288a la smulgerea din teren sau rezisten/g288a la întindere a arm /g259turii pilotului, care este mai mic/g259. (0) 5.9. Efecte locale datorate interac/g288iunii cu pere/g288ii de umplutur/g259 (1) Prezenta sec/g288iune se refer/g259 la structuri tip cadru de beton armat cu panouri de um plutur/g259 din zid/g259rii executate din materiale /g250i cu leg/g259turi care influen/g288eaz/g259 semnificativ comportarea structurilor. Sec/g288iunea cuprinde m/g259suri pentru diminuarea sem nificativ/g259 a efectelor locale nefavorabile ale interac/g288iunii dintre elemente le cadrulu i /g250i panourile de umplutur/g259 /g250i prevederi pentru protejarea elementelor structurale, prin dim ensionare /g250i alc/g259tuire adecvate, fa/g288/g259 de aceste efecte, urm/g259rind, în special, evitarea ruperii cu caracter neductil la ac/g288iunea for/g288elor t/g259ietoare. (2) Se va urm/g259ri, pe cât posibil, ca prin modul de dispunere a zid/g259riei în rama for mat/g259 de elementele structurale (de exemplu, pentru realizarea parape/g288ilor, a golurilor de supralum in/g259, etc.) s/g259 nu se creeze propor/g288ii /g250i comportare de tip stâlp sau grind/g259 scurte. În situa/g288iile când acest lucru nu este posibil se vor lua m/g259surile indicate la (5). (3) Zonele în care pot ap/g259rea for/g1802e t/g259ietoare sup limentare fa/g288/g259 de cele rezultate din com portarea de ansamblu – ac/g288ionând local extremit/g259/g288ile grinzilor /g250i stâlpilor - vor fi dim ensionate /g250i armate transversal pentru a prelua în condi/g288ii de siguran/g288/g259 corespunz/g259toare aceste f or/g1802e, care pot proveni din: (a) ac/g288iunea de diagonal/g259 comprimat/g259 cu l/g259/g288ime relativ mare, exercitat/g259 de panoul de zid/g259rie, rezultat/g259 din îm p/g259narea zid/g259riei în zona nodurilor de cadru (Figura 5.8) (b) lipsa contactului între pere/g288ii de umplutur/g259 /g250i intradosul grinzilor, ca urmare a execu/g288iei in corecte, care are ca efect concentrarea ac /g288iunii de diagonal/g259 com primat/g259 asupra extremit/g259/g288ilor stâlpilor; (c) crearea unor condi/g288ii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grind/g259 scurt/g259, ca urm are a zdrobirii locale a zid/g259riei pe o anumit/g259 por/g288iune în zona nodurilor unde se concentreaz/g259 eforturile de com presiune diagonale sau ca urmare a desprinderii locale a zid/g259riei de elementele cadrului de beton arm at, rezultate din diferen/g288a defor ma/g288iilor structurii /g250i a panourilor de umplutur/g259 (Figura 5.9). (d) prevederea unor goluri de u/g250i sau ferestre în panoul de zid/g259rie (vezi aliniatul (2)) ( ) Not/g259: Pentru stabilirea eforturilor din elementele cadrului în aceste situa/g288ii se va apela la m odele în care ac/g288iunea structural/g259 a panoului se echivaleaz/g259 printr-o diagonal/g259. Pentru a /g288ine seama de variabilitatea mare a caracteristicilor mecanice ale zid/g259riei este recomandabil s/g259 se fac/g259 mai multe ipoteze, cu caracter nefavorabil pentru structura de beton armat, în c eea ce pri ve/g250te propriet/g259/g288ile de rigiditate /g250i de rezisten/g288/g259 ale zid/g259riei (vezi capitolul 8) (4) În vederea reducerii efectelo r negative ale interac /g288iunii structur/g259 – panouri de zid/g259rie, în cazurile când acestea se datoreaz/g259 capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 relativ mari a panourilor, se pot avea în vedere /g250i solu/g288ii im plicând fragmentarea acestor panouri sau adoptarea unor leg/g259turi flexibile între panouri /g250i structur/g259. 116 (5) Pentru a /g288ine seama de incertitudinile legate de efectele interac/g288iunii structur/g259 – panou de umplutur/g259 se vor considera zone critice: (a) ambele extremit/g259/g288i ale stâlpilor în contact cu panourile de zid/g259rie. (b) întreaga lungime a stâlpilor de la primul nivel; (c) întreaga lungime a stâlpilor, în cazul în care panoul este pr ev/g259zut cu un gol de fereastr/g259 sau de u/g250/g259, adiacent stâlpului; (d) întreaga lungime a stâlpilor, când pere/g288ii de umplutur/g259 sunt dispu/g250i numai pe o parte a stâlpilor (a /g250a cum se întâmpl/g259 la stâlpii marginali /g250i de col/g288). ( ) (6) În cazul stâlpului adiacent unui gol în panoul de umplutur/g259 se vor lua suplim entar urm/g259toarele m/g259suri: (0) (a) For/g288a t/g259ietoare de proiectare în stâlpi se determ in/g259 considerând un model de calcu l cu articula/g288ii plastice dezvoltate la cele dou/g259 extremit/g259/g288i ale golului. În cazul stâlpilor din clasa de ductilitate DCH momentele capabile de pro iectare se m ultiplic/g259 cu un coeficient /g74Rd= 1,3; (b) Arm/g259tura transversal/g259 de for/g288/g259 t/g259ietoare se prevede pe distan/g288a golului, plus o lungim e egal/g259 cu hc (dim ensiunea sec/g288iunii stâlpului) în zona în contact cu zid/g259ria; (c) Dac/g259 lungimea pe care stâlpul nu este în contact cu panoul de umplutur/g259 este m ai mic/g259 de 1,5hc, for/g288a t/g259ietoare se va prelua prin arm/g259turi înclinate. ( ) Figura 5.8. Ac/g288iunea de diagonal/g259 comprimat/g259 exercitat/g259 de panoul de zid/g259rie Figura 5.9. Condi/g288ii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grind/g259 scurt/g259 5.10. Proiectarea plan/g250eelor de beton (1) La proiectarea planseelor de beton armat se vor satisface exigentele precizate la cap itolul 4. (2) Pl/g259cile de beton armat pot îndeplini rolul de diafragm /g259 orizontal/g259 pentru înc/g259rc/g259ri ap licate în planul lor, dac/g259 au grosimi de cel pu/g288in 80 mm /g250i sunt armate 117 pentru a fi în m /g259sur/g259 s/g259 preia eforturile ce le revin din înc/g259rc/g259rile verticale /g250i orizontale. (3) Plan/g250eele diafragm/g259 pot fi realizate /g250i ca elemente mixte: din dale prefabricate suprabetonate, cu condi/g288ia conect/g259rii adecvate a celor dou/g259 straturi de beton. (4) Calculul eforturilor în diafragme se va face pe baza prevederilor date în reglem ent/g259rile specifice diferitelor tipuri de structuri (de exem plu, CR 2-1-1.1), iar dim ensionarea lor pe baza prevederilor din SR EN 1992-1-1, ca document normativ de referin /g288/g259. (5) În cazul plan/g250eelor apar/g288inând structurilor cu pere/g288i de beton armat din catego ria de ductilitate înalt/g259 se va verifica transmiterea for/g288elor orizontale de la diafragm e la perete. Aceasta implic/g259: (0) (a) Limitarea eforturilor unitare de forfecare la interfa/g288a perete – diafragm/g259 la valoarea 1,5fctd. (b) Prevederea unei arm/g259turi de conectare, dimensionate pe baza unui model cu diagonale înclinate la 45° sau a conceptului rezisten /g288ei la forfecare prin frecare echivalent/g259. ( ) 118 6 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN O/g287EL 6.1. Generalit/g259 /g288i 6.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Acest capitol se refer/g259 la proiectarea în zone seismice a cl/g259dirilor /g250i a altor construc/g288ii sim ilare cu structur/g259 din o/g288el. (2) Construc/g288iile din o/g288el se proiecteaz/g259 conform seriei de standarde SR EN 1993-1. Prevederile date în continuare com pleteaz/g259 aces te documente normative de referin/g288/g259 pentru cazul proiect/g259rii la ac/g288iunea seismic/g259. (3) Pentru cl/g259diri cu structur/g259 compozit/g259 o/g288el-beton, se aplic/g259 prevederile din capito lul 7. (4) Documentele normative complementare prezentului cap itol sunt indicate în capito lul 1.5. (0) (0) 6.1.2. Principii de proiectare (1) Cl/g259dirile rezistente la seism vor fi proiectate în concord an/g288/g259 cu unul din urm /g259toarele concepte (vezi tabelul 6.1) privind r/g259spunsul seismic al structurilor: (a) Comportare disipativ/g259 a structurii; (b) Comportare slab disipativ/g259 a structurii. ( ) (2) În conceptul (a) se /g288ine cont de capacitatea unor p/g259r/g288i ale structurii (zone disipative) de a prelua ac/g288iunea seism ic/g259 printr-o comportare inelastic/g259. Când se folosesc co ndi/g288iile de proiectare (spectrul de proiectare) definite în capitolul 3, valoarea de referin /g288/g259 a factorului de comportare q, care depinde de clasa de ductilitate /g250i tipul structurii (vezi 6.3), se ia m ai mare de 2,0. Aplicarea conceptului (a) presupune îndeplinirea prevederilor date în 11 . 6 2 . 6/g121. (3) Structurile proiectate dup/g259 conceptul (a) trebuie s/g259 apar/g288in/g259 claselor de ductilitate a structurii DCM sau DCH. Aces tor clase le corespunde o capacitate substan/g288ial/g259 a structurii de a disipa energia în mecanisme plastice. Pentru o anumit/g259 clas/g259 de du ctilitate trebuie satisf/g259cute cerin/g288e specifice în ceea ce prive/g250te clasa sec/g288iunilo r /g250i capacitatea de rotire a zonelor poten/g288ial plastice. (4) În conceptul (b) starea de eforturi /g250i deform a/g288ii în structur/g259 este evaluat/g259 printr- un calcul elastic, f/g259r/g259 a considera o incursiune substan/g288ial/g259 a materialului în domeniul inelastic. Aceste structuri ap ar/g288in clasei de ductilitate DCL. Vezi 4.4.3.1(5) pentru im plica/g288iile neregularit/g259/g288ii structurale asupra valorilor de referin/g288/g259 ale factorului de com portare q. Pentru evaluarea rezisten/g288ei elem entelor /g250i a îmbin/g259rilor se utilizeaz/g259 seria de standarde SR EN 1993-1 ca documente normative de referin/g288/g259, f/g259r/g259 nici o cerin/g288/g259 suplimentar/g259. (5) Pentru structurile proiectate conform conceptului (b) din elem ente cu sec/g288iuni de clas/g259 1, 2 sau 3 valoarea de referin/g288/g259 a factorului de comportare q se poate lu a în intervalul 1-1,5. 119 Tabelul 6.1: Concepte de proiectare, clase de ductilitate ale structurii /g250i limita superioar/g259 a valorii de referin/g288/g259 a factorilor de comportare Conceptul de proiectare Clasa de ductilitate a structurii Domeniul valorilor de referin/g288/g259 a factorilor de comportare q Conceptul (a) Comportare disipativ/g259 a structurii DCH (înalt/g259) limitat doar de valorile din Tabelul 6.3 DCM (medie) q /g100 4,0 limitat /g250i de valorile din Tabelul 6.3 Conceptul (b) Comportare slab-disipativ/g259 a structurii DCL (joas/g259) q /g100 1,5 (6) Pentru structurile proiectate conform conceptului (b) din elem ente cu sec/g288iuni de clas/g259 4 valoarea de referin/g288/g259 a factorului de comportare q se lim iteaz/g259 la valoarea 1,0. (0) Elem entele structurale realizate di n sec/g288iuni se clas/g259 4 se verific/g259 conform SR EN 1993-1-3, respectiv SR EN 1993-1-5. Dac/g259 valoarea tensiunii din sec/g288iune, rezultat/g259 din solicitarea de calcul, este mai mare sau egal/g259 cu tensiunea critic/g259, verificarea se face folosind caracteristicile geometrice ale sec/g288iunii eficace. Dac/g259 valoarea tensiunii din sec/g288iune este mai mic/g259 decât tensiunea critic/g259, verificarea se face folosind caracteristicile elastice ale sec/g288iunii. 6.1.3. Verificarea siguran/g288ei (1) Pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259, coeficientul par/g288ial pentru o/g288el /g74s=/g74M trebu ie s/g259 /g288in/g259 cont de posibilitatea degrad/g259rii de rezisten/g288/g259 datorit/g259 solicit/g259rii ciclice. În lipsa unor date specifice, se pot adopta urm/g259toarele valori ale coeficien/g288ilor par/g288iali de siguran /g288/g259 pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 în gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri: - pentru verificarea de rezisten/g288/g259 a sec/g288iunii transversale: /g74M0=1,1 - pentru verificarea de stabilitate a barelor: /g74M1=1,1 - pentru verificarea rezisten/g288ei la rupere a sec/g288iunilor transversale întinse: /g74M2=1,25 Coeficien/g288ii par/g288iali d e siguran/g288/g259 /g74M2, /g74M3, /g74M4, /g74M5, /g74M6,ser /g250i /g74M7 pentru rezisten/g288a îmbin/g259rilor se aplic/g259 conform SR EN 1993-1-8 /g250i anexa sa na/g288ional/g259. (2) În verific/g259rile ierarhiei capacit/g259/g288ii p rev/g259zute în paragrafele 6.6-6.12, se /g288ine seam a de posibilitatea ca limita de curgere efe ctiv/g259 a o/g288elului s/g259 fie mai mare decât limita de curgere nominal/g259 (fy), pr in introducerea unui factor de suprarezisten/g288/g259 a lim itei de curgere /g74ov. (0) 6.2. Condi/g288ii privind materialele (1) O/g288elul utilizat trebuie s/g259 respecte prevederile documentelor normative de la 6.1.1.(4). 120 (2) O/g288elul folosite în elementele structurale cu rol disipativ vor avea raportul dintre rezis ten/g288a la rupere fu /g250i limita de curgere fy de cel pu/g288in 1,20, iar alungirea la rupere de cel pu /g288in 20%. O/g1802elul trebuie s/g259 prezinte un palier de curgere distinct, cu alungire specific/g259 la sfâr/g250itul palierului de curgere de cel pu/g288in 1,5%. (3) Elementele din tabl/g259 de grosimi mai mari de 16 mm, solicitate la tensiu ni de întind ere, perpendicular pe planul lor, se vor controla ultrasonic pe toat/g259 zona astfel solic itat/g259. Se vor efectua încerc/g259ri la trac/g288iune pe direc/g288ie perpendicular/g259 pe suprafa/g288a pieselor din zona îm bin/g259rilor rigide grind/g259-stâlp solicitate la tensiuni de întindere perpendicular pe planul lor (SR EN ISO 6892-1). (4) Distribu/g288ia în structur/g259 a propriet/g259/g288ilor materialelor, cum ar fi limita de curgere /g250i rezilien /g288a, trebuie s/g259 fie de a/g250a natur/g259, încât zonele disipative s/g259 se formeze acolo unde s-a inten/g288ionat la p roiectare. (5) Cerin/g288a de la (4) poate fi considerat/g259 satisf/g259cut/g259 dac/g259 limita de curgere real/g259 fy,max a o/g288elului din zona disipativ/g259 satisface urm/g259toarea expresie: fy,max/g148 /g74ov/g152fy, unde factorul de suprarezisten/g288/g259 /g74ov este definit ca raportul dintre limita de curgere real/g259, fy,max /g250i limita de curgere nominal/g259, fy. Factorul de suprarezisten/g288/g259 poate fi determinat dup/g259 cum urmeaz/g259: (a) În lipsa unor date specifice proiectului, valorile factorului de suprarezisten/g288/g259 /g534ov pot fi considerate egale cu: /g534ov = 1,40 pentru S235; /g534ov = 1,30 pentru S275; /g534ov = 1,25 pentru S355. (b) În cazul în care produc/g259torul de o/g288el garanteaz/g259 valoarea superioar/g259 a limitei de curgere a o/g288elu lui (f y,max), factorul de suprarezisten/g288/g259 poate fi determinat din expresia /g74ov = fy,max / fy. (c) În cazul în care se fac m/g259sur/g259tori ale propriet/g259/g288ilor mecanice pe o/g288elul folosit la realizarea structurii, factorul d e suprarezisten/g288/g259 poate fi determinat din expresia /g74ov = fy,max / fy. ( ) (6) Pentru zonele /g250i barele disipative, valoarea limitei de curgere fy,max care nu poate fi dep /g259/g250it/g259 de materialul folosit efectiv la realizarea structurii, trebuie specificat/g259 /g250i notat/g259 în planurile de execu /g288ie. (7) Îmbin/g259rile cu /g250uruburi ale structurilor rezistente la seism se vor proiecta cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 grupele 8.8 /g250i 10.9. (8) /g249uruburile de ancoraj ale stâlpilor în funda/g288ii vor fi realizate d in o/g288eluri din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 /g250i 6.8. În cazul so licit/g259rilor foarte mari, care ar conduce la rezo lv/g259ri constructive complicate ale bazelor stâlpilor, se accept /g259 utilizarea /g250uruburilor cu caracteristici fizico-m ecanice ale grupei de calitate 8.8. (din o/g288el slab aliat cu tratam ent termic de normalizare). (9) Tenacitatea o/g288elului /g250i a sudurilor trebuie s/g259 satisfac/g259 cerin/g288ele pentru ac/g288iunea seism ic/g259 la valoarea cvasi-permanent/g259 a temperaturii de exploatare (vezi SR EN 1993- 1-10). (0) Grosim ea maxim/g259 a pere/g288ilor elementelor în func/g288ie de marca o/g288elului, valoarea KV a energiei de rupere (în J), temperatura minim/g259 de referin/g288/g259 TEd (pentru o perioad/g259 de revenire de 50 ani) în elementele întinse sau încovoiate este dat/g259 în Tabelul 6.2. Energia de rupere KV a o/g288elului /g250i a îmbin/g259rilor sudate va fi cel pu/g288in 27J la temperatura minim/g259 de referin/g288/g259 considerat/g259 în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. Aceste valori vor fi înscrise în planurile de execu/g288ie. 121 Tabelul 6.2 Grosimea maxim/g259 a pere/g288ilor elementelor (în mm) Marca o/g288elului (SR EN 10025- 1, SR EN 10025-2, SR EN 10210-1) Calitatea Energia Charpy KV Temperatura de referin/g288/g259 TEd [°C] 10 0 -10 -20 -30 -40 -50la T [°C] Jmin S235 JR 20 27 60 50 40 35 30 25 20 J0 0 27 90 75 60 50 40 35 30 J2 -20 27 125 105 90 75 60 50 40 S275 JR 20 27 55 45 35 30 25 20 15 J0 0 27 75 65 55 45 35 30 25 J2 -20 27 110 95 75 65 55 45 35 M,N -20 40 135 110 95 75 65 55 45 ML,NL -50 27 185 160 135 110 95 75 65 S355 JR 20 27 40 35 25 20 15 15 10 J0 0 27 60 50 40 35 25 20 15 J2 -20 27 90 75 60 50 40 35 25 K2,M,N -20 40 110 90 75 60 50 40 35 ML,NL -50 27 155 130 110 90 75 60 50 6.3. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 6.3.1. Tipuri de structuri (1) Construc/g288iile din o/g288el vor fi încadrate în unul din urm/g259toarele tipuri structurale în func/g288ie d e comportarea structurii de rezisten/g288/g259 sub ac/g288iunea seismic/g259 (vezi Tabelul 6.3): (0) (a) Cadre necontravântuite. For/g288ele orizontale sunt preluate în principal prin încovoiere. La aceste structuri, zonele disipative sunt situate la capetele grinzilor în vecin/g259tatea îmbin/g259rii grind/g259-stâlp, iar energia este disipat/g259 prin încovoiere ciclic/g259. Zonele disipative pot fi situate /g250i în stâlpi: - la baza stâlpilor; - la partea superioar/g259 a stâlpilor de la ultimul etaj al cl/g259dirilor multietajate; - la partea superioar/g259 /g250i la baza stâlpilor la cl/g259dirile cu un singur nivel la care NEd în stâlpi satisface condi/g288ia NEd/Npl,Rd < 0,3. ( NEd – efortul axial de proiectare rezultat din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seism ic/g259; Npl,Rd – rezisten/g1802a plastic/g259 de proiectare a sec/g1802iunii la efort axial). 122 (b) Cadrele contravântuite centric. For/g288ele orizontale sunt, în principal, preluate de elemente solicitate la eforturi axiale. În aceste structuri, zonele disipativ e sunt, de regul/g259, situate în diagonalele întinse. Contravântuirile pot fi proiectate în una din urm/g259toarele dou/g259 solu/g288ii: - Contravântuiri cu diagonale întinse active, la care for /g288ele orizontale sunt preluate num ai de diagonalele întinse, neglijând diagonalele comprimate. - Contravântuiri cu diagonale în V, la care for/g288ele orizontale sunt preluate atât de diagonalele întinse cât /g250i cele com primate. Punctul de intersectare al acesto r diagonale este situat pe grind/g259, care trebuie s/g259 fie continu/g259. Contravântuirile în K, la care intersec/g288ia diagonalelor este situat/g259 pe stâlpi (vezi Figura 6.1) nu sunt permise. Figura 6.1. Cadru cu contravântuiri în K (c) Cadre contravântuite excentric. La aceste structuri for/g288ele orizontale sun t preluate, în principal, de elementele înc /g259rcate axial. Prinderea excentric/g259 a diagonalelor pe grind/g259 duce la apari/g288ia unor zone disipative care disipeaz /g259 energia prin încovoiere ciclic /g259 /g250i/sau prin forfecare ciclic/g259. Trebuie utilizate con figura/g288iile din Tabelul 6.3, care asigur/g259 c/g259 toate barele disip ative pot fi active. (d) Structuri de tip pendul inversat. La aceste structuri, cel pu/g288in 50% din mas/g259 este am plasat/g259 în treimea superioar/g259 a în/g259l/g288imii construc/g288iei sau disiparea energiei seism ice are loc preponderent la baza unui singur element structural (de exem plu structurile cu un singur stâlp cu sec /g288iune plin/g259 sau cu z/g259brele). Structurile de tip cadre parter necontravântuite pe ambele direc/g288ii cu partea superioar/g259 a stâlpilor legat/g259 pe ambele direc /g288ii, la care for/g288ele axiale din stâlpi îndeplinesc condi/g288ia NEd<0,3Npl,Rd, nu fac parte din aceast/g259 categorie. (e) Structuri din o/g288el asociate cu nuclee sau pere/g288i de beton armat. La aceste structuri for/g288ele orizontale sunt preluate, în principal, de nucleele sau pere/g288ii d in beton arm at, în timp ce structura metalic/g259 preia numai for/g288ele gravita/g288ionale. (f) Structuri d uale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite) . La aceste structuri for /g288ele orizontale sunt preluate de am bele tipuri de cadre propor/g288ional cu rigiditatea acestora. (g) Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat. La aceste structuri for/g288ele orizon tale sunt preluate în principal de elemente solicitate la eforturi axiale. Zonele disipative sunt situate în contravântuiri, a c/g259ror alc/g259tuire special/g259 împiedic/g259 flambajul miezului de o/g288el, asigurând un r/g259spuns ciclic stabil /g250i qvasi-simetric. Rezult/g259 o com portare global/g259 superioar/g259 cadrelor contravântuite centric clasice (vezi pun ctul (b)). ( ) 123 6.3.2. Factori de comportare (1) Factorul de comportare q exprim /g259 capacitatea structurii de disipare a energiei. Factorul q poate fi luat din Tabelul 6.3, cu condi/g288ia satisfacerii cerin/g288elor de regularitate a structurii din capitolul 4 /g250i a condi/g288iilor de la 6.4 ÷ 6.11. (2) Dac/g259 cl/g259direa este neregulat/g259 în eleva/g288ie (vezi 4.4.3.3.), valorile lui q m en/g288ionate în Tabelul 6.3 trebuie reduse cu 20%. (3) Când nu sunt efectuate calcule pent ru evaluarea m ultiplicatorului /g302u//g3021 pot fi utilizate valorile aproximative ale raportului /g302u//g3021 prezentate în Tabelul 6.3. Parametrii /g302u /g250i /g3021 sunt defini/g288i dup/g259 cum urmeaz/g259: /g3021 factorul de multiplicare al for/g288elor seismice de proiectare corespunz/g259tor apari/g288iei primei articula/g288ii plastice în sistem. /g302u factorul de multiplicare al for/g288elor seismice de proiectare care corespunde form/g259rii unui num/g259r de articula/g288ii plastice suficient de mare pentru a aduce structura în situa/g288ia de mecanism cinematic. Coeficientul /g302u poate fi ob/g288inut printr-un calcul structural static neliniar (biografic). (4) Valorile raportului /g302u//g3021 ob/g288inute prin calcul pot rezulta mai mari decât cele date în Tab elul 6.3. Valoarea adoptat/g259 în calcul se limiteaz/g259 la: /g302u//g3021 = 1,6. (5) Structura va fi conformat/g259 astfel încât s/g259 aib/g259 capacitatea de deformare în dom eniul inelastic cât mai apropiat/g259 pe ambele direc/g288ii. Factorul de comportare q se va considera pe fiecare direc/g288ie cu valoarea dat/g259 în Tabelul 6.3. (0) Tabelul 6.3 . Limitele superioare ale valorilo r factorilor de comportare q pentru structuri regulate în eleva/g288ie Tipuri de structuri Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM a) Cadre necontravântuite - Structuri parter 3,0 2,5 1 , 1 1 u /g32/g68 /g68 0 , 1 1 u /g32/g68 /g68 1 5 u/g68 /g68 4 - Structuri etajate 2 , 1 1 u /g32/g68 /g68 3 , 1 1 u /g32/g68 /g68 - Z one disipative în grinzi /g250i la baza stâlpilor 1 u5 /g68 /g68 4 124 Tabelul 6.3 (continuare) Tipuri de structuri Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM b) Cadre contravântuite centric Contra vântuiri cu diagonale întinse Zonele disi pative - numai diagonalele întinse 4 4 Contravântuiri cu diagonale în V Zone disipative - diagonalele întinse /g250i comprimate 2,5 2 c) Cadre contravântuite excentric 2 , 1 1 u /g32/g68 /g68 Zone disipative în barele disipative încovoiate sau forfecate 1 u5 /g68 /g68 4 d) Pendul inversat Zone disipative la baza stâlpilor Zone disipative în stâlpi NEd / Npl Rd > 0,3 1 u2 /g68 /g68 2 e) Structuri cu nuclee sau pere/g288i de beton vezi cap. 5 1 1 u /g32/g68 /g68 1 , 1 1 u /g32/g68 /g68 125 Tabelul 6.3 (continuare) Tipuri de structuri Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM f) Ca dre duale (cadre necontravântuite asociat e cu ca dre contravântuite în X /g250i alternante) 2 , 1 1 u /g32/g68 /g68 Zone disipative în cadrele necontravântuite /g250i în diagonalele întinse 1 u4 /g68 /g68 4 Cadre duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite în V) 2 , 1 1 u /g32/g68 /g68 Zone disipative în cadrele necontravântuite /g250i în diagonale 1 2,5 u/g68 /g68 2 Cadre duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite excentric) 2 , 1 1 u /g32/g68 /g68 Zone disipative în cadrele necontravântui te /g250i în barele disipative înco voiate sau forfecate 1 u5 /g68 /g68 4 g) Cadre cu contravântuiri c u flambaj împiedicat 2 , 1 1 u /g32/g68 /g68 Zone disipative în contravântuirile cu flambaj împiedicat 1 u5 /g68 /g68 4 126 6.4. Calculul structurii (1) Proiectarea plan/g250eelor ca diafragme orizontale, trebuie s/g259 satisfac/g259 4.4.1.6. (2) Calculul structurii se realizeaz/g259 în ipoteza c/g259 toate elementele structurilor sunt activ e, cu excep/g288ia structurilor în cadre contravântuite centric, cu diagonale în X sau alternante, la care, dac/g259 nu se efectueaz/g259 un calcul neliniar, diagonala com primat/g259 se consider/g259 c/g259 nu particip/g259 la preluarea ac/g288iun ii seismice. (0) 6.5. Reguli pentru comportarea disipativ/g259 a structurilor 6.5.1. Generalit/g259/g288i (1) Criteriile de proiectare date la 6.5.2 se aplic/g259 zonelor sau barelor structurilor proiectate confor m conceptului de comportare disipativ/g259 a structurii la ac /g288iunea seismic/g259. (2) Criteriile de proiectare date la 6.5.2 se consider/g259 satisf/g259cute dac/g259 sunt respectate regulile date la 6.5.3 /g121 6.5.5. (0) 6.5.2. Criterii de proiectare pentru structuri disipative (1) Structurile cu zone disipative trebuie proiectate as tfel încât plasticizarea sec/g288iunilo r, pierderea stabilit/g259/g288ii locale sau alte fenomene datorate com port/g259rii histeretice s /g259 nu conduc/g259 la pierderea stabilit/g259/g288ii generale a structurii. (2) Elementele componente ale sec/g288iunii zonelor disipative trebu ie s/g259 îndeplineasc/g259 condi/g288iile de ductilitate /g250i rezisten/g288/g259. (3) Zonele disipative pot fi situate în barele structurii sau în îmbin/g259ri. (4) Dac/g259 zonele disipative se afl/g259 în elementele structurale, p/g259r/g288ile nedisipative /g250i îm bin/g259rile nedisipative trebuie s/g259 aib/g259 o suprarezisten/g288/g259 suficient/g259 pentru a permite dezvoltarea plasticiz/g259rilor ciclice nu mai în zonele poten/g288ial plastice (disipative). (5) Dac/g259 zonele disipative se afl/g259 în îmbin/g259ri, elementele îmbinate trebuie s/g259 aib/g259 o suprarezisten/g288/g259 suficient/g259 pentru a permite dezvoltarea plasticiz/g259rilor ciclic e în îm bin/g259ri. (0) 6.5.3. Reguli de proiectare pentru elemente disipative supuse la compresiune /g250i/sau încovoiere (1) Elementelor care disipeaz/g259 energia lucrând la compresiune /g250i/sau încovoiere, trebu ie s/g259 li se asigure o ductilitate suficient/g259 prin limitarea suple/g288ii pere/g288ilor sec/g288iunii, conform claselor de sec/g288iuni transversale definite SR EN 1993-1-1. (2) Cerin/g288ele impuse clasei de sec/g288iune a elementelor disipative în func/g288ie de clasa de ductilitate a structurii /g250i valoarea de referin/g288/g259 a factorului de com portare q este indicat/g259 în T abelul 6.4. (0) 127 Tabelul 6.4. Cerin/g288ele clasei de sec/g288iune a elementelor disipative în func/g288ie de clasa de ductilitate a structurii /g250i valoarea de referin/g288/g259 a factorului de comportare q. Clasa de ductilitate a structurii Valoarea de referin/g288/g259 a factorului de comportare q Clasa de sec/g288iune DCH conform Tabelului 6.3 clasa 1 DCM conform Tabelului 6.3 clasa 1 sau 2 DCL 1,0 /g100 q /g100 1,5 clasa 1, 2 sau 3 q = 1,0 clasa 1, 2, 3 sau 4 6.5.4. Reguli de proiectare pentru elemente întinse (1) Cerin/g288ele de ductilitate pentru elemente întinse sunt date în SR EN 1993-1-1. (0) 6.5.5. Reguli de proiectare pentru îmbin/g259ri în zone disipative (1) Alc/g259tuirea constructiv/g259 a îmbin/g259rilor în zone disipative trebuie s/g259 limiteze apari/g288ia tensiunilo r reziduale mari, defectelor de execu /g288ie /g250i s/g259 dirijeze dezvoltarea defor ma/g288iilor plastice în zonele special conformate în acest scop. (2) Îmbin/g259rile nedisipative ale elementelor disipative realizate cu sudur/g259 în relief sau cu /g250uruburi trebuie s /g259 satisfac/g259 urm/g259toarea rela/g288ie: fy ovd R 1 , 1 R/g74/g116 (6.1) unde, Rd rezisten/g288a îmbin/g259rii, corespunz/g259toare modului de solicitare la care este supus/g259. Pentru calculul Rd se utilizeaz/g259 SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin/g288/g259 Rfy rezisten/g288a plastic/g259 a elementului disipativ care se îmbin/g259 corespunz/g259toare modului de solicitare la care acesta este supus, conform prevederilor din 6.6.2, 6.7.3 /g250i 6.8.2 utilizând limita de curgere de calcul a o/g288elului /g534ov conform 6.2(5) (3) Îmbin/g259rile nedisipative ale elementelor disipative realizate cu sudur/g259 în adâncim e cu p/g259trundere complet/g259 (nivel de acceptare B, conform reglement/g259rilor tehnice în vigoare privind calitatea îmbin/g259rilor sudate din o/g288el ale construc/g288iilor) pot fi considerate c/g259 înd eplinesc cerin/g288a de suprarezisten/g288/g259 dac/g259 alc/g259tuirea acestora a fost validat/g259 experimental. (4) Îmbin/g259rile cu /g250uruburi solicitate în planul îmbin/g259rii (/g250uruburi supuse la forfecare) se vor realiza cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 (grupa 8.8 sau 10.9) pretens ionate, eforturile fiind transmise prin frecare. Sunt admise îmbin /g259ri din catego riile B (lunecarea împiedicat/g259 la starea limit/g259 de serviciu) /g250i C (lunecarea îm piedicat/g259 la starea limit/g259 ultim/g259), a/g250a cum sunt prezentate în SR EN 1993-1-8. Suprafe/g288ele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încad ra în clasele A (coeficient de frecare 5 . 0/g116 /g80) sau B (coeficient de frecare ) 4 . 0/g116 /g80 a/g250a cum sunt descrise în S R EN 1090-2, ca document normativ de referin/g288/g259. 128 (5) Îmbin/g259rile cu /g250uruburi solicitate perpendicular pe planul îmbin/g259rii (/g250uruburi supuse la întindere) se vor realiza cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 (grupa 8.8 sau 10.9) pretensionate. Se folosesc îmbin/g259ri din categoria E (SR EN 1993-1-8). (6) Îmbin/g259rile cu /g250uruburi supuse la solicit/g259ri complexe (în planul îmbin/g259rii /g250i perpendicular pe planu l acestora) se vor realiza cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 (grupele 8.8 /g250i 10.9) pretensionate. Sunt admise îmbin/g259ri din categoriile B /g250i C (SR EN 1993-1-8), suprafe/g288ele pieselor în contact fiind prelucrate pentru a se încadra în clasele A sau B. (7) La îmbin/g259rile cu /g250uruburi solicitate în planul lor, rezisten/g288a la forfecare a /g250uruburilor trebuie s /g259 dep/g259/g250easc/g259 cu cel pu/g288in 20% rezisten/g288a la presiune pe pere/g288ii g/g259urii. (8) Atunci când exist/g259 incertitudini asupra comport/g259rii unor elemente structurale se va recurg e /g250i la încerc/g259ri experimentale. În aceste situa/g288ii, rezisten/g288a /g250i ductilitatea elementelor /g250i a îmbin/g259rilor vor fi stabilite prin încerc/g259ri la înc/g259rc/g259ri ciclice, pentru a satisfac e cerin/g288ele specifice definite la 6.6 /g121 6.9 pentru fiecare tip de structur/g259 /g250i clas/g259 de ductilitate structural/g259. (9) Se pot folosi rezultatele experimentale din literatura de specialitate, ob/g288inute pe elem ente similare. (10) Se admite ca rezisten/g288a la forfecare sau presiune pe pere/g288ii g/g259urii a îmbin/g259rilor cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten /g288/g259 s/g259 se calculeze ca pentru îmbin/g259ri cu /g250uruburi obi/g250nuite. Pentru determ inarea rezisten/g288ei îmbin/g259rilor supuse la forfecare /g250i/sau întindere /g250i forfecare, se va utiliza SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin/g288/g259. (11) Într-o îmbinare cu /g250uruburi nu se vor folosi, pentru preluarea eforturilor, /g250i cordoane de sudur/g259. (12) Se accept/g259 folosirea g/g259urilor ovalizate la îmbin/g259ri solicitate în planul lor, cu condi/g288ia ca o valizarea s/g259 fie perpendicular/g259 pe direc/g288ia de solicitare. (0) 6.5.6. Reguli de proiectare pentru /g250uruburile de ancoraj (1) /g249uruburile de ancoraj vor fi proiectate la efortul maxim de întindere rezultat din com bina/g288ia de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. Efectele ac/g288iunii EFd (eforturile de la baza stâlpului) se determ in/g259 cu rela/g288ia: ,,Fd F G T F EE EE/g32/g14 /g58 Sem nifica/g288iile termenilor EF,G, EF,E sunt cele de la 4.6.2.5. Raportul /g525T reprezint/g259 valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural /g250i se calculeaz/g259 în func/g288ie de tipul structurii (vezi rela/g288iile de la 6.6.3 pentru cadre necontravântuite, rela/g288iile de la 6.7.4 pentru cadre contravântuite centric, rela/g288iile de la 6.8.3 pentru cadre contravântuite excentric /g250i rela/g288iile de la 6.11.5 pentru cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat). Valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T va fi limitat/g259 astfel încât s/g259 fie îndeplinit/g259 condi/g288ia T q/g58/g100 (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat, se pot adopta valorile suprarezisten/g288ei din Anexa F. 129 (2) Pentru evitarea ruperii fragile, se recomand/g259 ca detaliul de prindere a stâlpilor în infrastruc tur/g259 s/g259 asigure o zon/g259 de deforma/g288ie liber/g259 a /g250uruburilor de ancoraj de mi nim 5d, unde d este diametrul tijei /g250urubului. (3) Se recomand/g259 ca transmiterea for/g288elor orizontale de la infrastructur/g259 la suprastructur/g259 s/g259 nu se realizeze prin intermediul /g250uruburilor de ancoraj. Pentru aceasta, se poate aplica una din urm/g259toarele condi/g288ii constructive: (0) (a) înglobarea bazei stâlpului într-o suprabetonare armat/g259 pe o în/g259l/g288ime egal/g259 cu cel pu/g288in 40 cm sau 0,5 din în/g259l/g288imea sec/g288iunii stâlpului; (b) prevederea unor elemente sudate sub placa de baz/g259 a stâlpului, care vor fi înglobate în goluri spec ial executate în funda/g288ii, odat/g259 cu sub-betonarea bazei. Aceste elemente vor fi dimensionate astfel încât s/g259 poat/g259 transmite for/g288a t/g259ietoare de la baza stâlpului la funda/g288ie. (c) înglobarea stâlpului în infrastructur/g259 pe o în/g259l/g288ime care s/g259 îi asigure ancorarea direct /g259, f/g259r/g259 a fi necesare /g250uruburi de ancoraj. ( ) 6.6. Cadre necontravântuite 6.6.1. Criterii de proiectare (1) Cadrele necontravântuite trebuie proiectate astfel încât articula/g288iile plastice s/g259 se form eze în grinzi sau în îmbin/g259rile acestora. Se accept/g259 formarea articula/g288iilor plastice /g250i în stâlpi conform 6.3.1(1)(a). (2) În func/g288ie de zonele disipative alese (elemente sau îmbin/g259ri), se aplic/g259 prevederile de la 6.5.2(4), respectiv 6.5.2(5). (3) Formarea articula/g288iilor plastice în zonele special conform ate în structur/g259 poate fi ob/g288inut/g259 respectând 6.6.2 /g250i 6.6.3. (0) 6.6.2. Grinzi (1) Pentru verificarea /g250i conformarea grinzilor la stabilitate general/g259 se va utiliza SR EN 1993-1-1 în ipoteza c/g259 num ai la unul din capete s-a format o articula/g288ie plastic/g259. (2) În zonele poten/g288ial plastice trebuie ca momentul capabil plastic, /g250i capacitatea de rotire a sec/g288iunii s/g259 nu fie dim inuate de eforturile axiale /g250i de forfecare. Pentru aceasta trebuie îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii: 0 , 1M M Rd , pl Ed /g100 (6.2) 15 , 0N N Rd , pl Ed /g100 (6.3) 5 , 0V V Rd , pl Ed /g100 (6.4) 130 /g250i for/g288a t/g259ietoare, din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259; Npl,Rd, Mpl,Rd, Vpl,Rd sunt rezisten/g1802ele plastice de proiectare ale sec/g288iunii; VEd,G for/g288a t/g259ietoare din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259; VEd,M for/g288a t/g259ietoare rezultat/g259 din aplicarea momentelor plastice Mpl,Rd,A /g250i Mpl,Rd,B cu semne opuse la cele dou/g259 capete A /g250i B ale grinzii; VEd,M= (Mpl,Rd,A+Mpl,Rd,B) / L; unde L este deschiderea grinzii. (3) Pentru sec/g288iuni de clas/g259 3, în rela/g288ia (6.2) se va înlocui Mpl,Rd cu Mel,Rd (vezi SR EN 1993-1-1:2006). (4) Pentru dirijarea articula/g288iilor plastice în grind/g259, se poate reduce l/g259/g288imea t/g259lpilor în vecin/g259tatea îmbin/g259rii grind/g259-stâlp (vezi Anexa F). Sec/g288iunea redus/g259 se va verifica la starea limit/g259 ultim/g259 la eforturile de proiectare din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. (5) La capetele zonelor poten/g288ial plastice ambele t/g259lpi ale grinzilor vor fi rezemate lateral direct sau indirect. Suplimentar, reazemele laterale vor fi amplasate în zonele unde se aplic/g259 for/g288ele concentrate /g250i în alte locuri unde calculul structurii indic/g259 posibilitatea apari/g288iei unei articula/g288ii plastice. (6) Reazemele laterale adiacente zonelor poten/g288ial plastice vor fi proiectate s/g259 preia o for/g288/g259 lateral/g259 egal/g259 cu 0,06/g534 ov fy tf b. Celelalte reazeme laterale vor fi calculate pentru o for/g288/g259 egal/g259 cu 0,02/g534ovfytf b. (0) 6.6.3. Stâlpi (1) Stâlpii se vor verifica considerând cea mai defavorabil/g259 combina/g288ie de eforturi. Pentru verific/g259rile de rezisten/g288/g259 /g250i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259. Eforturile de calcul în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare se determin/g259 cu rela/g288iile: NEd= NEd,G+ T/g58NEd,E MEd= MEd,G+ T/g58MEd,E (6.6) VEd= VEd,G+ T/g58VEd,E în care: NEd,G, M Ed,G, V Ed,G sunt eforturile de proiectare, respectiv for/g288a axial/g259, moment încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare, din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. NEd,E, MEd,E, VEd,E efortul axial, momentul încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare în stâlp din ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare. unde: VEd=VEd,G+ VEd,M (6.5) NEd, MEd, VEd sunt eforturile de proiectare, respectiv f or/g288a axial/g259, moment încovoietor 131 /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural. Pentru cadrele necontravântuite, ov1,1 M T /g74/g58/g32 /g58/g152/g152 /g58M valoarea minim/g259 a lui /g58i M = Mpl,Rd,i / M Ed,i calculat/g259 pentru toate grinzile în care sunt zone poten/g288ial plastice. Valoarea lui /g525M se calculeaz/g259 pentru fiecare direc/g1802ie a structurii; Mpl,Rd,i este rezisten/g288a plastic/g259 de proiectare în grinda "i"; MEd,i este momentul încovoietor în grinda " i" din gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. Not/g259. Valoarea suprarezisten/g288ei /g58T va fi limitat/g259 astfel încât s/g259 fie îndeplinit/g259 condi/g288ia /g58T /g148 q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezisten/g288ei din Anexa F. (2) Pentru fiecare grind/g259 a structurii, se calculeaz/g259 un singur raport /g58i M, la cap/g259tul grinzii unde mom entul |MEd,i| are valoarea maxim/g259. Diferen/g1802a dintre valorile maxime /g250i m inime ale raportului /g58i M (pe fiecare direc/g1802ie a structurii) trebuie s/g259 fie mai mic/g259 de 25%. Nota 1: În cazul în care nu se poate asigura o varia/g288ie sub 25% a raportului /g159i M, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar. Nota 2:. În mod practic valorile eforturilor N Ed, MEd, VEd se ob/g288in din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, unde ac/g288iunea seismic/g259 se multiplic/g259 cu /g159T. (3) For/g288a t/g259ietoare din stâlp, VEd, rezultat/g259 din calculul structurii trebuie s/g259 satisfac/g259 condi/g288ia 5 , 0V V Rd , pl Ed /g100 (6.7) (4) Transferul eforturilor de la grinzi la stâlpi se face în ipoteza de îm binare grind/g259-stâ lp rigid/g259. hb tfb Vj Vj Mpl,Rd,j Mpl,Rd,i Vi Vi Vwp,Ed Vwp,Ed Figura 6.2. Îmbinare grind/g259 – stâlp. Panoul de inim/g259 a stâlpului. (5) Panourile de inim/g259 ale stâlpilor din zona îmbin/g259rilor grind/g259-stâlp (Figura 6.2) trebu ie s/g259 satisfac/g259 urm/g259toarea condi/g288ie: 0 , 1V V Rd , wp Ed , wp /g100 (6.8) 132 stâlpu lui ( cor ,pl RdM ) cor ,, ,, j , cor pl Rd i pl Rd wp Ed bf b MMV ht /g14/g32 /g16 (6.9) tfb grosimea t/g259lpii grinzii hb în/g259l/g288imea total/g259 a sec/g288iunii grinzii (inim/g259 + t/g259lpi) Vwp,Rd rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare a panoului inimii stâlpului, determinat conform SR EN 1993-1-8, paragraful 6.2.6.1. (6) Când îmbinarea grind/g259-stâlp se realizeaz/g259 prin sudarea direct/g259 de t/g259lpile stâlpu lui a t/g259lpilor grinzilor sau a ecliselor prev/g259zute pe t/g259lpile grinzilor, se vor prevedea rig idiz/g259ri de continuitate pentru a transmite eforturile din t/g259lpile grinzii la inim a sau inimile stâlpului. Aceste rigidiz/g259ri vor avea grosimea cel pu/g288in egal/g259 cu grosim ea t/g259lpii grinzii sau a eclisei de pe talpa grinzii. (7) Prinderea rigidiz/g259rilor de continuitate de t/g259lpile stâlpului se va face cu sudur/g259 în adân cime cu p/g259trunderea complet/g259 sau cu suduri în relief pe ambele fe/g288e. Îmbin/g259rile sudate vor avea capacitatea de rezisten/g288/g259 egal/g259 cu minimul dintre: - capacitatea de rezisten/g288/g259 a rigidiz/g259rilor de continuitate; - efortul maxim din t/g259lpile grinzii. (8) Prinderile rigidiz/g259rilor de continuitate de inima stâlpului vor avea rezisten/g288a capabil/g259 cel pu/g288in egal/g259 cu: - rezisten/g288a capabil/g259 a rigidiz/g259rilor de continuitate; - efortul efectiv care este transmis de rigidizare. (9) În zona îmbin/g259rii grind/g259-stâlp, t/g259lpile stâlpu lui vor fi legate lateral la nivelu l t/g259lp ii superioare a grinzilor. Fiecare rezemare lateral/g259 va fi proiectat/g259 la o for/g288/g259 egal/g259 cu 0,02 fy tf b (tf, b – dimensiunile t/g259lpii grinzii). (10) În planul cadrelor în care grinzile pot forma articula/g288ii plastice, zvelte /g288ea stâlpu lui se limiteaz/g259 la: e y 7 , 0f E7 , 0 /g79 /g32 /g83 )f E( y e /g83 /g32 /g79 (6.10) (11) În planul în care nu se pot forma articula/g288ii plastice în grinzi, zvelte/g288ea stâlpului se lim iteaz/g259 la: (0) e y 3 , 1f E3 , 1 /g79 /g32 /g83 (6.11) 6.6.4. Îmbin/g259rile grind/g259-stâlp (1) Dac/g259 structura este proiectat/g259 s/g259 disipeze energia în grinzi, îmbin/g259rile grinzilor cu stâlpii trebuie s/g259 fie proiectate astfel încât s/g259 lucreze în domeniul elastic pe toat/g259 în care: Vwp,Ed valoarea for/g288ei t/g259ietoare în panou calculat/g259 în func/g288ie de momentele plastice ale zonelor disipative ale grinzilor adiacente, corectate prin proiectarea la fa/g1802a 133 0,5L /g71/g84/g32 (6.12) unde /g303 /g250i L sunt s/g259geata grinzii la m ijlocul deschiderii /g250i, respectiv, deschiderea grinzii (Figura 6.3). /g71 0.5L 0.5L Figura 6.3. S/g259geta /g303 la mijlocul grinzii luat/g259 în considerare pentru calculul rotirii /g537 6.6.5. Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor (1) Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor se vor amplasa la aproximativ 1/3 din în/g259l/g288imea de etaj a stâlpului /g250i se vor calcula în conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin/g288/g259. (0) 6.7. Cadre contravântuite centric 6.7.1. Criterii de proiectare (1) Cadrele contravântuite centric trebuie proiectate astfel încât plasticizarea diagonalelor întinse s/g259 se produc/g259 înainte de formarea articula/g288iilor plastice sau de pierderea stabilit/g259/g288ii generale în grinzi /g250i stâlpi. Îmbin/g259rile vor fi verificate în conformitate cu prevederile de la 6.5.5. (2) Diagonalele contravântuirilor trebuie amplasate astfel încât structura s/g259 aib/g259 deplas/g259ri laterale relative cu valori apropiate, la fiecare nivel /g250i pe orice direc/g288ie contravântuit/g259. (3) În acest scop, la fiecare etaj trebuie respectate urm/g259toarele reguli: (0) 134 durata de ac/g288iune a seismului, în func/g288ie de momentul capabil Mpl,Rd /g250i de for/g288a t/g259ietoare (VEd,G + VEd,M) evaluate conform 6.6.2. (2) Capacitatea de rotire total/g259 a nodului grind/g259-stâlp /g537 trebuie s/g259 fie cel pu/g1802in egal/g259 cu 0,04 rad, pentru str ucturile din clasa de ductilitate DCH, respectiv 0,03 rad pentru cele din clasa DCM. (0) Capacitatea de rotire total/g259 /g537 trebuie s/g259 fie asigurat/g259 la înc/g259rc/g259ri ciclice, f/g259r/g259 degrad/g259ri ale rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii mai mari de 20%. Aceast/g259 cerin/g288/g259 este valabil/g259 indiferent de amplasarea zonelor disipative luate în considerare la proiectare. 05 , 0A A A A /g100/g14 /g16 /g16 /g14 /g16 /g14 (6.13) în care A+ /g250i A- sunt ariile proiec/g288iilor orizontale ale sec/g288iunilor transversale ale diagonalelor întinse, când ac/g288iunea seismic/g259 orizontal/g259 are sensuri diferite (Figura 6.4). 6.7.2. Particula rit/g259/g288i de calcul (1) Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale, se consider/g259 preluate numai de grinzi /g250i stâlpi, f/g259r/g259 a se /g288in e cont de elementele de contravântuire. (2) Sub ac/g288iunea seismic/g259, într-un calcul static liniar (calcul în domeniul elastic) se consider/g259 c/g259: - la cadre cu contravântuiri în X sau alternante (la care diago nalele întinse /g250i cele com primate nu se intersecteaz/g259, vezi Figura 6.4), se iau în considerare num ai diagonalele întinse; - la cadre cu contravântuiri în V, se iau în considerare atât diagonalele întinse cât /g250 i cele comprimate. /g68/g681 2 /g68/g681 2 A = A cos A2 - 22 2 A = A cos A 1 1+ 1 1 Figura 6.4. Exemple de aplicare a prevederilor de la 6.7.1.(2) (3) Cadrele contravântuite în X pe dou/g259 nivele se asim ileaz/g259 cadrelor cu contravântuiri în X pe un nivel. (4) Performan/g288a seismic/g259 a cadrelor cu contravântuiri dezvoltate pe mai multe nivele trebuie verificat/g259 printr-un calcul static sau dinamic neliniar. (5) Luarea în considerare a ambelor tipuri de diagonale, întinse /g250i comprimate, în calcu lul oric/g259ror tipuri de contravântuiri centrice este permis/g259, dac/g259 sunt satisf/g259cute urm /g259toarele condi/g288ii: (0) (a) se face un calcul static neliniar (biografic) sau un calcul dinamic neliniar (tim e history); (b) discretizarea diagonalelor se face cu elemente finite care s/g259 modeleze flambajul diagonalelor com primate; ( ) 135 6.7.3. Calculul diagonalelor (1) La cadrele cu contravântuiri cu diagonale în X, valorile zvelte/g288ei adimensionale /g79 trebuie s/g259 fie cuprinse în intervalul: 0 , 2 3 , 1/g100 /g31/g79 ( ee 0 , 2 3 , 1/g79 /g100 /g79 /g31 /g79). cr y N Af/g32 /g79 unde Ncr for/g288a critic/g259 de flambaj 2 cr 2 cr L EIN /g83/g32 Lcr lungimea de flambaj Limita de 1,3 este stabilit/g259 pentru a evita supraînc/g259rcarea stâlpilor în stadiul premerg/g259tor atingerii for/g288ei critice de flambaj (când atât diagonalele comprimate cat /g250i cele întinse sunt active). La construc/g288iile cu pân/g259 la dou/g259 niveluri nu se aplic/g259 nici o limitare suplimentar/g259 pentru /g79 fa/g288/g259 de cele date în SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259. (2) La cadrele contravântuite cu diagonale care lucreaz /g259 la întindere dar nu sunt dispuse în X (vezi Tabelul 6.3 /g250i Figura 6.4), zvelte/g288ea /g79 trebuie limitat/g259 la: ) 2,0 ( . 0 , 2e/g79 /g100 /g79 /g100 /g79 (3) La cadrele cu contravântuiri în V, zvelte/g288ea trebuie limitat /g259 la ) 2,0 ( 0 , 2e/g79 /g100 /g79 /g100 /g79 (4) Rezisten/g1802a plastic/g259 de proiectare a sec/g288iunii transversale a diagonalelor Npl,Rd trebu ie s/g259 îndeplineasc/g259 condi/g288ia: EdRd , pl N N. (5) Pentru dimensionarea la compresiune a diagonalelor comprim ate ale cadrelor cu contravântuiri în V se utilizeaz/g259 SR EN 1993-1-1 ca docum ent norm ativ de referin /g288/g259. (6) Îmbin/g259rile diagonalelor cu celelalte elemente ale structurii trebuie s/g259 satisfac/g259 prevederile de la 6.5.5. (7) Diagonalele vor avea clasa sec /g288iunii conform Tabelului 6.4; suple/g288ea cornierelo r va fi mai mic/g259 decât yf 2350 , 11 .(0) 6.7.4. Calculul grinzilor /g250i stâlpilor (1) Stâlpii /g250i grinzile se vor verifica considerând cea mai defavorabil/g259 combina/g288ie de eforturi. Pentru verific/g259rile d e rezisten/g288/g259 /g250i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca docum ent normativ de referin/g288/g259. Eforturile de calcul în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare se determ in/g259 cu rela/g288iile: ,, ,, Ed Ed G T Ed E Ed Ed G T Ed E NN N MM M /g32/g14 /g58 /g32/g14 /g58 (6.14) 136 în care, NEd,G, MEd,G efortul axial, respectiv momentul încovoietor, din stâlp sau grind/g259 din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259; NEd,E, MEd,E efortul axial, respectiv moment încovoietor în grind/g259 sau stâlp, din ac/g288iunile seismice de proiectare; /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural. Pentru cadrele cu contravântuiri centrice, ov1,1 N T /g74/g58/g32 /g152 /g58/g152 /g58N este valoarea minim/g259 a raportului i , dE i , Rd , pl N i N / N/g32/g58 calculat/g259 pentru diagonalele întinse ale sistemului de contravântuiri al cadrului. Valoarea lui /g525N se calculeaz/g259 pentru fiecare direc/g1802ie a structurii; Npl,Rd,i este rezisten/g1802a plastic/g259 la efort axial a diagonalei i; NEd,i este efortul axial de proiectare în aceea/g250i diagonal/g259 i, în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. Not/g259. Valoarea suprarezisten/g288ei /g58T va fi limitat/g259 astfel încât s/g259 fie îndeplinit/g259 condi/g288ia /g58T /g148 q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezisten/g288ei din Anexa F. (2) Diferen/g1802a dintre valorile maxime /g250i minime ale raportului /g58i N (pe fiecare direc/g1802ie a structurii) treb uie s/g259 fie mai mic/g259 de 25%. Nota 1. În cazul în care nu se poate asigura o varia/g288ie sub 25% a raportului /g159i N, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar. Nota 2. În mod practic, valorile eforturilor NEd /g1800i MEd se ob/g288in din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, unde ac/g288iunea seismic/g259 se multiplic/g259 cu /g159T. (3) La cadre cu contravântuiri în V, grinzile trebuie proiectate pentru a prelua: - toate ac/g288iunile neseismice, f/g259r/g259 a se lua în considerare reazemul format de diagonale (n umai în cazul contravântuirilor în V inversat); - eforturile produse de ac/g288iunea seismic/g259 aplicat/g259 grinzii de c/g259tre contravântuiri dup/g259 flam bajul diagonalei comprimate. Aceste efortu ri se calculeaz/g259 considerând Npl,Rd pentru diagonala întins/g259 /g250i 0,3Npl,Rd pentru diagonala c omprimat/g259. (4) La cadrele la care diagonalele nu se intersecteaz /g259 (Figura 6.4) se vor considera eforturile de întindere sau com presiune din stâlpi corespunz/g259toare eforturilor capabile la flambaj ale diagonalelor. (5) În sec/g288iunea de intersec/g288ie cu diagonalele, grinda va fi prev/g259zut/g259, atât la talpa superioar/g259 cât /g250i la talp a inferioar/g259, cu leg/g259turi laterale capabile s/g259 preia fiecare o for/g288/g259 lateral/g259 egal/g259 cu 0,02b tf fy. (6) Zvelte/g288ea stâlpilor în planul contravântuit, se limiteaz/g259 la . 1,3f E3 , 1 e y /g79 /g32 /g83 (7) Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din în/g259l/g288im ea de etaj a stâlpului /g250i se vor calcula în conformitate cu preved erile SR EN 1993-1-8. (0) 137 6.8. Cadre contravântuite excentric 6.8.1. Criterii de proiectare (1) Cadrele contravântuite excentric trebuie proiectate în a/g250a fel în cât barele disipative, elem ente special amplasate în structur/g259, s/g259 fie capabile s/g259 disipeze energia prin form area de mecanisme plastice de încovoiere /g250i/sau de forfecare. (2) Structura va fi astfel proiectat/g259 încât s/g259 se ob/g288in/g259 o comportare de ansamblu om ogen/g259, prin realizarea unor bare disipative cu caracteristici cât mai apropiate. (3) Regulile date în continuare sunt menite s/g259 asigure c/g259 formarea articula/g288iilor plastice (inclusiv efectele rezultate d in consolidarea o/g288elului în articula/g288iile plastice) va avea loc în barele disipative, înainte de pierderea stabilit/g259/g288ii generale sau apari/g288ia articula /g288iilor plastice în alte elemente struct urale (stâlpi, contravântuiri, grinzi adiacen te barelor disipative). (4) Barele disipative pot fi orizontale sau verticale (v ezi structurile din tabelul 6.3). (0) 6.8.2. Calculul barelor disipative (1) Inima unei bare disipative trebuie s/g259 fie realizat/g259 dintr-un singur element (f/g259r/g259 pl/g259ci d e dublare) f/g259r/g259 g/g259uri. (2) Barele disipative sunt clasificate în 3 categorii în func/g288ie de tipul m ecanismului plastic dezvoltat: - bare disipative scurte, care disipeaz/g259 energia prin plasticizarea barei din for/g288/g259 t/g259ietoare (eforturi principale); - bare disipative lungi, care disipeaz/g259 energia prin plasticizarea sec/g288iunii din moment încovoietor; - bare disipative intermediare , la care plasticizarea sec/g288iunii este produs/g259 de mom ent încovoietor /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare; (3) Pentru sec/g288iunile dublu T, sunt folosi/g288i urm/g259torii parametri pentru a defini eforturile capabile p lastice (Figura 6.5): /g11/g12 , 0 y ff pl link M f bt h t M /g74 /g16 /g32 (6.15) /g11/g12 /g11/g12 , 0 /3y wf pl link M f th t V /g74 /g16 /g32 (6.16) b tf h tw hw Figura 6.5. Nota/g288ii pentru bara disipativ/g259 cu sec/g288iune dublu T 138 (4) Dac/g259 15 , 0 N / NRd , plEd /g100 la ambele capete ale barei disipative vor fi satisf/g259cute condi/g288iile: link , pl EdV V/g100 (6.17) link , plEd M M/g100 (6.18) în care, NEd, MEd, VEd sunt eforturile de proiectare (for/g288a axial/g259, momentul încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare), la ambele capete ale barei disipative. (5) Dac/g259 NEd /Npl,Rd > 0,15, în rela/g288iile (6.17) /g250i (6.18) trebuie folosite urm/g259toarele valori reduse Vpl,link,r /g250i Mpl,link,r în locul valorilor Vpl,link /g250i Mpl,link: Vpl,link,r =Vpl,link /g11/g12/g62/g64 5 , 02 Rd , pl EdN / N 1/g16 (6.19) Mpl,link,r =1,18Mpl,link /g11/g12 ,1/ Ed pl RdNN/g170/g186/g16/g172/g188 (6.20) (6) Dac/g259 NEd /Npl,Rd /g149 0,15 lungimea barei disipative e, trebuie s/g259 satisfac/g259 rela/g288ia (6.21) dac/g259 R < 0,3 /g250i rela/g288ia (6.22) dac/g259 R /g149 0,3: e /g148 1,6 Mpl,link. / Vpl,link (6.21) e /g148 (1,15 - 0,5R) 1,6 Mpl,link. / Vpl,link (6.22) coeficien tul R având expresia: A V t 2 dt N R Ed f w Ed /g16/g32 în care A este aria brut/g259 a barei disipative (7) Lungimile e care definesc tipul ba rei disipative cu sec/g288iune dublu T simetrice se stab ilesc dup/g259 cum urmeaz/g259 (Figura 6.6, a): dac/g259 e < 1,6 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativ/g259 este scurt/g259 (6.23) dac/g259 e > 3,0 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativ/g259 este lung/g259 (6.24) dac/g259 1,6 M pl,link / V pl,link /g148 e /g148 3,0 Mpl,link / V pl,link - bara disipativ/g259 este intermediar/g259 (6.25) (8) Când se formeaz/g259 o singur/g259 articula/g288ie plastic/g259 la unul din capetele barei disipative (Figura 6.6, b), lungim ile e care definesc tipurile de bare disipative cu sec/g288iune dublu T sunt: e < 0,8 (1 + /g68) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative scurte (6.26) e > 1,5 (1 + /g68) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative lungi (6.27) 0,8 (1 + /g68) Mpl,link / Vpl,link /g148 e /g148 1,5 (1 + /g68) Mpl,link / Vpl,link - bare d isipative intermediare (6.28) 139 în care, 0 , 1M M B , Ed A , Ed /g31 /g32/g68 B , EdA , Ed M M/g31 MEd,A /g250i MEd,B sunt momentele încovoietoare la capetele barei disipative produse de ac/g288iunea seismic/g259 /g84p /g84p e e a) b) Figur a 6.6. Configura/g288ii de cadre contravântuite excentric cu (a) momente egale la capetele barei disipative sau (b) momente inegale la capetele barei disipative. (9) Unghiul de rotire inelastic/g259 al barei disipative /g537p (definit în Figura 6.7), form at între bara disipativ/g259 /g250 i elementul din afara acesteia, rezultat în urma unui calcu l nelin iar, se va limita la: - /g537p /g148 0,08 radiani pentru barele disipative scurte; - /g537p /g148 0,02 radiani pentru barele disipative lungi; - /g537p va avea o valoare determinat/g259 prin interpolare liniar/g259 între valorile de mai sus, pentru barele disipative intermediare. (10) La capetele barei disipative, în dreptul contravântuirii, se vor prevedea rigid iz/g259ri pe toat/g259 în/g259l/g288imea inimii pe ambele fe/g288e ale acesteia. Rigidiz/g259rile trebuie s/g259 aib/g259 o l/g259/g288ime însum at/g259 de cel pu/g288in (b – 2tw) /g250i grosimea tst/g1490,75tw, respectiv tst/g14910 mm. (11) Barele disipative trebuie prev/g259zute cu rigidiz/g259ri ale inimii, dup/g259 cum urmeaz/g259 (vezi Anexa F.3): (a) Barele disipative scurte trebuie s/g259 fie prev/g259zute cu rigidiz/g259ri intermediare am plasate pe inim/g259 la distan/g288e a care trebuie s/g259 respecte condi/g288iile: - a /g148 (30 tw – hw/5) pentru p/g84= 0,08 rad - a /g148 (52 tw – hw/5) pentru p/g84/g148 0,02 rad Pentru 0,02rad< p/g84<0,08rad, a se determin/g259 prin interpolare liniar/g259. (b) Barele disipative lungi trebuie s/g259 fie prev/g259zute cu rigidiz/g259ri pe am bele fe/g288e ale inim ii, amplasate la distan/g288a de 1,5b de fiecare cap/g259t al barei disipative (rigidiz/g259ri ce delim iteaz/g259 zonele poten/g288ial plastice). (c) Barele disipative intermediare, trebuie s/g259 fie prev/g259zute cu rigidiz/g259ri ale inimii care s/g259 întruneas c/g259 cerin/g288ele de la a) /g250i b) de mai sus. (d) Nu sunt necesare rigidiz/g259ri intermediare pe inima barelor disipative cu o lungime ma i mare de 5Mpl,link / Vpl,link. 140 (e) Rigidiz/g259rile inimii trebuie s/g259 se prevad/g259 pe to ata în/g259l/g288imea acesteia. La barele disipative cu o în/g259l/g288im e mai mic/g259 de 600 mm, rigidiz/g259rile se pot prevedea numai pe o singur/g259 parte a inimii, alternativ. ( ) Grosim ea tst a rigidiz/g259rii va fi tst /g149tw /g250i tst /g14910mm, iar l/g259/g288imea rigidiz/g259rii bst/g149b/2–tw. (12) Sudurile în relief ale rigidiz/g259rilor de inima barei disipative trebuie s/g259 aib/g259 rezis ten/g288a mai mare sau egal/g259 cu /g534ovfyAst, unde Ast = tstbst este aria sec/g288iunii rigidiz/g259rii. Rezisten/g288a sudurilor în relief dintre rigidizare /g250i t/g259lpi trebuie s/g259 fie mai mare sau egal/g259 cu /g534ovfyAst/4. (13) La capetele barei disipative, atât la talpa superioar /g259 cât /g250i la talpa inferioar/g259, trebu ie prev/g259zute leg/g259turi laterale, având o rezisten/g288/g259 la compresiune mai mare sau egal/g259 cu 0,06 fy b tf (b, tf – dimensiunile sec/g288iunii t/g259lpii barei disipative). (14) Barele disipative vor av ea clasa 1 de sec/g288iune. Pentru barele disipative scurte (e /g148 1,6 Mpl,link. / Vpl,link) se permite utilizarea unor sec/g288iuni cu t/g259lpi de clas/g259 2. (0) 6.8.3. Elementele nedisipative (1) Elementele nedisipative: stâlpii, contravântuirile /g250i segmentele grinzilor situate în afara barelor d isipative se vor verifica considerând cea mai defavorabil/g259 combina/g288ie de eforturi. Pentru verific/g259rile de rezisten /g288/g259 /g250i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca docum ent normativ de referin/g288/g259. Eforturile de calcul în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare se determ in/g259 cu rela/g288iile: ,, TEd Ed G Ed ENN N/g32/g14 /g58 ,, TEd Ed G Ed EMM M/g32/g14 /g58 ,, TEd Ed G Ed EVV V/g32/g14 /g58 (6.29) în care, NEd,G, MEd,G, VEd,G sunt eforturile de proiectare, r espectiv for/g288a axial/g259, moment încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare, din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259; NEd,E, MEd,E, VEd,E efortul axial, momentul încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare în stâlp din ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare. /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural, unde: - pentru cadrele contravântuite excentric cu bare disipative scurte; ov1, 5 V T /g74/g58/g32 /g152 /g58/g152 /g58V pentru bare disipative scurte este valoarea minim/g259 a raportului ,, , /V i pl link i Ed iVV/g58/g32 calculat/g259 pentru toate barele disipative scurte. Valoarea lui /g525V se calculeaz/g259 pentru fiecare direc/g1802ie a structurii. - pentru cadrele contravântuite excentric cu bare disipative intermediare /g250i lungi ov1, 5 M T /g74/g58/g32 /g152 /g58/g152 141 M/g58pentru bare disipative intermediare /g250i lungi este valoarea minim/g259 a raportului /g58i M = M pl,link,i / M Ed,i calculat/g259 pentru toate barele disipative. Valoarea lui /g525M se calculeaz/g259 pentru fiecare direc/g1802ie a structurii. VEd,i, MEd,i sunt valorile de proiectare ale for/g288ei t/g259ietoare /g250i momentului încovoietor în bara disipativa "i", în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259; Vpl,link,i, Mpl,link,i sunt rezisten/g1802ele plastice de proiectare din for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i din moment încovoietor, în bara disipativa "i" conform 6.8.2(3). Nota 1. Valoarea suprarezisten/g288ei /g58T va fi limitat/g259 astfel încât s/g259 fie îndeplinit/g259 condi/g288ia /g58T /g148 q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezisten/g288ei din Anexa F. Nota 2. Atunci când bara disipativ/g259 /g1800i grinda care o con/g1802ine sunt confec/g1802ionate dintr-o singur/g259 bar/g259, eforturile din segmentul de grind/g259 situat în afara barei disipative se pot determina conform rela/g1802iilor (6.29) folosind /g3/g74ov = 1,0. (2) Diferen/g1802a dintre valorile maxime /g250i minime ale raportului /g58i (pe fiecare direc/g1802ie a structurii) treb uie s/g259 fie mai mic/g259 de 25%. Nota 1. În cazul în care nu se poate asigura o varia/g288ie sub 25% a raportului /g159i, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar. Nota 2. În mod practic valorile eforturilor NEd, MEd /g250i VEd se ob/g288in din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, unde ac/g288iunea seismic/g259 se multiplic/g259 cu /g159T. (3) Zvelte/g288ea stâlpilor, în planul contravântuiri, se limiteaz/g259 la e y 1,3 f E3 , 1 /g79 /g32 /g83. (4) Pentru verificarea la pierderea stabilit/g259/g288ii locale a inim ilor grinzilor adiacente barei disipative se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259. (5) Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din în/g259l/g288im ea de etaj a stâlpului /g250i se vor calcula în conformitate cu preved erile SR EN 1993-1-8 ca docum ent normativ de referin/g288/g259. (0) 6.8.4. Îmbin/g259rile barelor disipative (1) Îmbin/g259rile barelor disipative sau ale elementelor care con/g288in bare disipative trebu ie proiectate luând în considerare rezerva de rezisten/g288/g259 a sec/g288iunii /g525T (vezi 6.8.3(1)) /g250i sporul probabil al lim itei de curgere a materialului exprimat prin /g534ov (vezi 6.1.3). (0) ,d ,E Edd G TEE/g116/g14/g58 în care, G , dE solicitarea îmbin/g259rii produs/g259 de înc/g259rc/g259rile neseismice din gruparea care include ac/g288iunea seismic/g259; E , dE solicitarea îmbin/g259rii produs/g259 de ac/g1802iunea seismic/g259; T/g58 suprarezisten/g288a sistemului structural, conform 6.8.3(1). 142 6.9. Reguli de proiectare pentru structuri de tip pendul inversat (1) La structurile de tip pendul inversat (definite la 6.3.1(d)), stâlpii vor fi verifica /g288i la compresiune /g250i încovoiere, luând în considerare cea mai defavorabil/g259 com bina/g288ie de eforturi axiale /g250i momente încovoietoare. (2) La verific/g259ri se vor folosi eforturile NEd, MEd /g250i VEd calculate conform 6.6.3 (3) Coeficientul de zvelte/g288e al stâlpilor trebuie limitat la 5 , 1/g100/g79 . (4) Coeficientul de sensibilitate la deplasarea relativ/g259 de nivel /g537 definit la 4.6.2.2(2) trebu ie limitat la /g84 /g148 0,2. (0) 6.10. Reguli de proiectare pentru structurile din o/g288el cu nuclee sau pere/g288i din beton armat /g250i pentru structuri duale 6.10.1. Structuri cu nuclee sau pere/g288i din beton armat (1) Pentru verificarea elementelor din o/g288el se vor respecta prevederile prezentului capito l /g250i se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259. Elementele de beton vor fi proiectate conform capitolului 5. (2) Elementele la care exist/g259 o interac/g288iune între metal /g250i beton, trebuie verificate conform capitolului 7. (0) 6.10.2. Structuri duale (1) Structurile duale cu cadre necontravântuite /g250i cadre contravântuite lucrând în aceea/g250i d irec/g288ie, trebuie proiectate folosind un singur factor q. For/g288ele orizontale trebuie distribuite între diferitele cadre propor/g288ion al cu rigiditatea lor elastic/g259. (2) Cadrele necontravântuite, situate pe direc/g288ia contravântuit/g259 a cl/g259dirii, vor fi astfel proiectate în cât s/g259 poat/g259 prelua cel pu/g288in 25% din ac/g288iunea seismic/g259 de calcul, în ipoteza în care cadrele contravântuite au ie/g250it din lucru. Not/g259: Dac/g259 aceast/g259 prevedere nu este satisf/g259cut/g259, structura trebuie considerat/g259 cadru contravântuit (centric sau excent ric) /g250i se proiecteaz/g259 conform prevederilor 6.7, 6.8 respectiv 6.11. (3) Cadrele necontravântuite /g250i cadrele contravântuite vor respecta prevederile 6.6, 6.7, 6.8 /g250i 6.11.(0) 6.11. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat 6.11.1. Criterii de proiectare (1) Contravântuirile cu flambaj împiedicat (BRB) sunt elemen te disipative care sunt calculate s/g259 dezvo lte deforma/g288ii plastice semnificative atunci când sunt supuse ac/g288iunii seismice de calcul. Contravântuirile sunt realizate dintr-un mi ez din o/g288el introdus într-un sistem care împiedic/g259 flambajul miezului (vezi Figura 6.7). (2) Cadrele cu contravântuiri cu flambaj împiedicat trebuie pr oiectate astfel încât plasticizarea contravântuirilor s/g259 se produc/g259 înainte de formarea articula/g288iilor plastice sau de pierderea stabilit/g259/g288ii g enerale în grinzi /g250i stâlpi. (0) 143 B-B A B B A A-A Miez din o/g908el Mortar Tub din o/g908el Figura 6.7. Alc/g259tuirea de principiu a unei contravântuiri cu flambaj împiedicat. 6.11.2. Rezisten/g288a contravântuirii (1) Prinderile contravântuirii /g250i elementele adiacente se calculeaz/g259 folosind capacitatea corectat/g259 a contravântuirii la com presiune /g250i întindere. Aceste cap acit/g259/g288i corectate se determ in/g259 pe baza datelor din încerc/g259rile experimentale. (2) Capacitatea corectat/g259 la compresiune se calculeaz/g259 cu rela/g288ia: max ovP yf A/g69/g90/g74/g32/g152/g152 /g152 /g152 unde: /g69 – factorul de corec/g288ie a capacita/g288ii la compresiune; /g90 – factorul de corec/g288ie datorat consolid/g259rii. (3) Capacitatea corectat/g259 la întindere se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (vezi Figura 6.8): max ovT yf A/g90/g74/g32/g152/g152 /g152 Not/g259: În cazul în care se efectueaz/g259 încerc/g259ri la trac/g288iune pe fiecare lot de material folosit la fabricarea miezului contra vântuirilor, produsul /g74ov/g152fy poate fi înlocuit cu valoarea maxim/g259 a limitei de curgere determinat/g259 experimental, fy,max, vezi 6.2(5)-c. (4) Factorul de corec/g288ie a capacita/g288ii la compresiune, /g69, se calculeaz/g259 ca raport între for/g288a m axim/g259 de compresiune, Pmax /g250i for/g288a maxim/g259 de întindere, Tmax a specim enului încercat experimental pentru deforma/g288ia de calcul /g3/g39bm (vezi Figura 6.8). În calcul se va adopta valoarea m axim/g259 ob/g288inut/g259 din cele dou/g259 încerc/g259ri cerute. Valoarea factorulu i /g69 trebuie s/g259 fie cuprins/g259 între 1 /g1800i 1,3. /g39by /g39bm -/g39by -/g39bm Py Pmax = /g69/g152/g90/g152/g74ov/g152fy/g152A Tmax = /g90/g152/g74ov/g152fy/g152A Ty = /g74ov/g152fy/g152A Figura 6.8. Diagrama for/g288/g259 - deforma/g288ie pentru contravântuire. max max P T/g69/g32 ; max y T Af/g90 /g152/g32 unde : Pmax - for/g288a maxima de compresiune; Tmax - for/g288a maxima de întindere; 144 (5) Factorul de corec/g288ie datorat consolid/g259rii, /g90, se calculeaz/g259 ca raport între for/g288a maxim/g259 de întindere a specimenului încercat experimental la deforma/g288ia de calcul /g3/g39bm /g250i for/g288a de curgere (vezi Figura 6.8). În calcul se adopt/g259 valo area maxim/g259 ob/g288inut/g259 din cele dou /g259 încerc/g259ri cerute. Atunci când materialul din miezul încercat experimental difer/g259 de cel din prototip, /g90 se calculeaz/g259 pe baza încerc/g259rii la întindere pe materialul din prototip. (0) 6.11.3. Particularit/g259/g288i de calcul (1) Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale, se consider/g259 preluate numai de grinzi /g250i stâlpi, f/g259r/g259 a se /g288in e cont de elementele de contravântuire. (2) Contravântuirile în V /g250i cele în V întors vor respecta urm/g259toarele cerin/g288e: (0) (a) Capacitatea portant/g259 a grinzilor care intersecteaz /g259 contravântuirile, îmbin/g259rile lor /g250i elem entele adiacente vor fi calculate în ipoteza c/g259 diagonalele nu contribuie la preluarea în c/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale. Pentru combina/g288iile care includ ac/g288iunea seism ic/g259, efectul contravântuirii asupra grinzii, exprimat printr-o for/g288/g259 vertical/g259 /g250i una orizontal/g259, se determ in/g259 pe baza rezisten/g288ei corectate la întindere /g250i compresiune. (b) Grinzile vor fi continue între stâlpi. Ambele t/g259lpi ale grinzii vor fi prinse lateral. Se vor dispune leg/g259turi laterale în dreptul punctului de intersec/g288ie cu contravântuirile în V (sau V întors), în afara de cazul când grinda are o rigiditate în afara planu lui care s/g259 îi asigure stab ilitatea între sec/g288iunile cu leg/g259turi laterale. ( ) 6.11.4. Calculul contravântuirilor (1) Miezul din o/g288el trebuie calculat s/g259 reziste la for/g288a axial/g259 dezvoltat/g259 în contrav ântuire. Valoarea de calcul a rezisten/g288ei contravântuirii la efort axial de întindere sau compresiune, NRd, se determin/g259 cu rela/g288ia urm/g259toare: 0 y Rd M A fN /g74 /g152/g32 unde: A aria sec/g288iunii transversale a miezului din o/g288el fy limita de curgere nominal/g259 a o/g288elului din miez. /g74M0 coeficientul par/g288ial de siguran/g288/g259. Not/g259: în cazul în care se efectueaz/g259 încerc/g259ri la trac/g288iune pe fiecare lot de material folosit la fabricarea miezului contra vântuirilor, valoarea nominal/g259 a limitei de curgere fy poate fi înlocuit/g259 cu cea determinat/g259 din încerc/g259ri, fy,max. (2) Nu sunt permise îmbin/g259ri de continuitate pe lungimea miezului din o/g288el. (3) O/g288elul trebuie s/g259 satisfac/g259 cerin/g288ele minime referitoare la energia de rupere (vezi tabelul 6.2). (4) Contravântuirile împiedicate la flambaj trebuie proiectate, executate /g250i încercate ex perimental pentru a fi capabile s/g259 dezvolte deforma /g288iile produse sub ac/g288iun ea seismic/g259 de calcul. Aceste deforma/g288ii corespund dublului deplas/g259rii relative de nivel de calcul la ULS, dar nu mai pu/g288in de 0.02 din în/g259l/g288imea de etaj. Sistemul de prevenire a flam bajului nu va flamba el însu/g250i pân/g259 la deforma/g288ii egale cu de dou/g259 ori valoarea de calcu l a deplas/g259rii relative de nivel. 145 Figura 6.9. Schema subansamblului pentru încercarea experimental/g259 6.11.5. Grinzile /g250i stâlpii (1) Stâlpii /g250i grinzile se vor verifica considerând cea mai defavorabil/g259 combina/g288ie de eforturi. Pentru verific/g259rile de rezisten/g288/g259 /g250i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259. Eforturile de calcul în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare corespund atingerii rezisten/g288ei corectate la întindere /g250i compresiune în contravântuiri /g250i se determin/g259 cu rela/g288iile: ,,Ed Ed G T Ed ENN N/g32/g14 /g58 ,,Ed Ed G T Ed EMM M/g32/g14 /g58 ,,Ed Ed G T Ed EVV V/g32/g14 /g58 (6.30) în care, NEd,G, MEd,G, VEd,G sunt eforturile de proiectare, r espectiv for/g288a axial/g259, moment încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare, din ac/g288iunile neseismice con/g288inute în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259; NEd,E, MEd,E, VEd,E efortul axial, momentul încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare în stâlp din ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare. /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural. Pentru cadrele cu contravântuiri împiedicate la flambaj: ov N T /g69/g90/g74/g58/g32 /g152 /g58/g152/g152 N/g58 este valoarea minim/g259 a raportului ,, , /N ip l R d i E d iNN/g58/g32 calculat/g259 pentru contravântuirile cadrului. Valoarea lui /g525N se calculeaz/g259 pentru fiecare direc/g1802ie a structurii; Npl,Rd,i este rezisten/g1802a plastic/g259 la efort axial a diagonalei i; NEd,i este efortul axial de proiectare în aceea/g250i diagonal/g259 "i", în gruparea de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259. Not/g259. Valoarea suprarezisten/g288ei /g58T va fi limitat/g259 astfel încât s/g259 fie îndeplinit/g259 condi/g288ia /g58T /g148 q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezisten/g288ei din Anexa F. 146 (5) Conformitatea contravântuirilor se bazeaz/g259 pe efectuarea de încerc/g259ri experimentale realizate pe baza prevederilor din SR EN 15129. Încerc/g259rile constau în încerc/g259ri tip ini/g288iale (încerc/g259ri de validare) /g250i încerc/g259ri de control al produc/g288iei în fabric/g259. Sunt acceptate în calcul atât rezultatele ob/g288inute în cadrul încerc/g259rilor pentru proiectul respectiv cât /g250i rezultatele încerc/g259rilor experimentale prezentate în literatura de specialitate sau încerc/g259ri pentru alte proiecte similare. (0) (2) Diferen/g1802a dintre valorile maxime /g250i minime ale raportului /g58i N (pe fiecare direc/g1802ie a structurii) treb uie s/g259 fie mai mic/g259 de 25%. Nota 1: În cazul în care nu se poate asigura o varia/g288ie sub 25% a raportului N i/g58, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar. Nota2: În mod practic, valorile eforturilor NEd, MEd /g250i VEd se ob/g288in din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, unde ac/g288iunea seismic/g259 se multiplic/g259 cu T/g58. (3) Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din în/g259l/g288im ea de etaj a stâlpului /g250i se vor calcula în conformitate cu preved erile SR EN 1993-1-8 ca docum ent normativ de referin/g288/g259. (0) 6.11.6. Îmbin/g259rile contravântuirilor (1) Îmbin/g259rile contravântuirilor trebuie s/g259 fie dimensionate astfel încât s/g259 nu se plasticizeze la o for/g288/g259 corespunz/g259toare curgerii m iezului din o/g288el. (2) Îmbin/g259rile contravântuirilor trebuie dimensionate la for/g288a axial/g259 m axim/g259 de com presiune care se poate dezvolta în contravântuire (vezi 6.11.2), majorat/g259 cu un factor egal cu 1,1: ov1,1dyR fA/g69/g90/g74/g116/g152/g152/g152/g152 /g152 Not/g259: în cazul în care se efectueaz/g259 încerc/g259ri la trac/g288iune pe fiecare lot de material folosit la fabricarea miezului contra vântuirilor, produsul /g74ovfy poate fi înlocuit cu valoarea maxim/g259 a limitei de curgere determinat/g259 experimental, fy,max, vezi 6.2(5)(c). (3) Calculul îmbin/g259rii trebuie s/g259 ia în considerare flambajul local /g250i global. Acest lucru se po ate face prin calculul guseului îmbin/g259rii la o for/g288/g259 transversal/g259 similar/g259 cu cea dezvo ltat/g259 în timpul încerc/g259rii sau prin dispunerea unor rigidiz/g259ri sau contrafi/g250e pe guseu sau pe contravântuire. (0) 6.11.7. Îmbin/g259rile grind/g259-stâlp (1) Acolo unde contravântuirea se prinde de ambele elemente ale unei îmbin /g259ri grind/g259 stâlp, îm binarea poate fi articulat/g259 sau rigid/g259 /g250i trebuie s/g259 îndeplineasc/g259 una din urm /g259toarele condi/g288ii: (0) (a) Atunci când se realizeaz/g259 articulat/g259, îmbinarea trebuie s/g259 permit/g259 dezvoltarea unei rotiri de 0,025 rad. (b) Atunci când se realizeaz/g259 rigid/g259, îmbinarea trebuie realizat/g259 ca /g250i îmbinare nedisipativ /g259 conform prevederilor de la 6.5.5.( ) 6.12. Controlul execu/g288iei (1) Controlul execu/g288iei trebuie s/g259 asigure c/g259 structura real/g259 corespunde celei proiectate. (2) În acest scop, pe lâng/g259 prevederile din SR EN 1090-2 /g1800i din reglement/g259rile tehnice în vigoare privind calitatea îm bin/g259rilor sudate din o/g1802el ale construc/g1802iilor, trebu ie satisf/g259cute urm/g259toarele cerin/g288e: 147 (a) Desenele elaborate pentru execu/g288ie /g250i montaj trebuie s/g259 indice detaliile îmbin/g259rilor, m /g259rimea /g250i calitatea /g250uruburilor /g250i sudurilor precum /g250i marca o/g288elului. Pe desene va fi notat/g259 lim ita de curgere maxim/g259 admis/g259 a o/g288elului fy,max ce poate s/g259 fie utilizat/g259 de fabricant în zonele disipative; (b) Trebuie controlat/g259 respectarea prevederilor din 6.2(1)-6.2(5); (c) Controlul strângerii /g250uruburilor /g250i calitatea sudurilor trebuie s/g259 se realizeze în conform itate cu prevederile normelor de la 6.1.1(4) (d) În timpul execu/g288iei, se va verifica dac/g259 limita de curgere a o/g288elului folosit în barele /g250i zonele d isipative este cea indicat/g259 în proiect. În mod excep/g288ional, se accept/g259 o dep/g259/g250ire de m axim 10% a valorii fy,max înscris/g259 pe desene. ( ) (3) Atunci când una din condi/g288iile de mai sus nu este satisf/g259cut/g259, trebuie elaborate solu/g288ii de rem ediere a deficien/g288elor pentru îndeplinirea cerin/g288elor din prezentul cod /g250i asigurarea unui nivel corespunz/g259tor al siguran/g288ei structurii. (0) 148 (2) Regulile din acest capitol sunt complementare prevederilor din stan dardele din seria SR EN 1994-1-1, indicate la capitolul 1.5 (3) Dac/g259 pentru anumite situa/g288ii, nu se dau preciz/g259ri specifice în acest capitol, se pot aplica, dup/g259 caz, prevederile pentru construc/g288iile de beton armat din capitolul 5 sau pentru construc/g288iile de o/g288el din capitolul 6 cuprinse în prezentul cod, precum /g250i din standardele din seria SR EN 1992-1-1, respectiv SR EN 1993-1-1. (0) 7.1.2. Principii de proiectare (1) Structurile compozite rezistente la ac/g288iunea seismic/g259 vor fi proiectate în concordan/g288/g259 cu urm/g259toarele concepte privind r/g259spunsul seismic al structurilor: (a) r/g259spuns structural disipativ al structurii (b) r/g259spuns structural slab disipativ al structurii ( ) (2) În cazul (a), comportarea structural/g259 se caracterizeaz/g259 prin dezvoltarea deforma/g288iilor neliniare în anumite zone ale structurii numite zone disipative. Factorul de comportare q va avea în acest caz valori mai mari decat 1.5-2.0 /g250i va depinde de tipul structurii compozite. (3) Prevederile de proiectare pentru structurile disipative compozite urm /g259resc mobilizarea unui mecanism structural favorabil de disipare a energiei seismice. (4) În proiectarea structurilor disipative compozite, se definesc dou/g259 clase de ductilitate: DCM – clasa de ductilitate m edie /g250i DCH – clasa de ductilitate înalt/g259. Ele corespund unei anum ite capacit/g259/g288i de disipare a energiei prin mecanisme structurale neliniare. O structur/g259 încadrat/g259 într-o clas/g259 de ductilitate trebuie s/g259 respecte anumite condi/g288ii referitoare la: tipul structurii, calculul capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, clasa sec/g288iunilor de o/g288el, capacitatea de rotire a articula/g288iilor plastice /g250i detaliile constructive prev/g259zute în capitolele 5, 6 /g250i 7 din prezentul cod. (5) În cazul (b) structura va avea un r/g259spuns în domeniul cvasi-elastic. Clasa de ductilitate este în aceast/g259 situa/g288ie DCL – clasa de ductilitate joas/g259. Aceste tipuri de structuri compozite nu sunt permise decât în zone seismice caracterizate de valo ri ale accelera/g288iei terenului ag/g1000,10g. Capacitatea de rezisten/g288/g259 a elementelor /g250i a îmbin/g259rilor 7 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR COMPOZITE 7.1. Generalit/g259/g288i 7.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Prevederile din acest capitol se refer/g259 la proiectarea structurilor compozite o/g288el laminat - beton armat solicitate la ac/g288iunea seismic/g259. Structurile compozite sunt structurile alc/g259tuite din elemente compozite la care conlucrarea între betonul armat /g250i otelul lam inat se manifest/g259 la nivel de sec/g288iune. Într-o sec/g288iune compozit/g259, componentele de o/g288el laminat pot fi neînglobate, par/g288ial sau total înglobate în beton armat (sec/g288iuni din beton armat cu arm/g259tura rigid/g259 - BAR). În cadrul a cestui capitol se fac referiri /g250i la structurile hibride. Aceste structuri sunt alc/g259tuite din elemente sau subsisteme din materiale diferite care conlucreaz/g259 între ele în cadrul structurii hibride de exemplu stâlpi de beton armat /g250i grinzi de o/g288el. 149 Conceptul de proiectare Factorul de comportare q Clasa de ductilitate Structur/g259 cu disipare mare q /g149 4 DCH – înalt/g259 Structur/g259 cu disipare medie 1,5-2< q<4 DCM -medie Structur/g259 slab disipativ/g259 q=1,5-2 DCL -joas/g259 (7) În cazul structurilor hibride se recomand/g259 solu/g288ii care s/g259 nu conduc/g259 la varia/g288ii bru/g250te de rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate pe vertical/g259. (0) 7.2. Materiale 7.2.1. Beton (1) În structurile compozite se vor utiliza betoane de clas/g259 cel pu/g288in C20/25. Prevederile din prezentul cod se aplic/g259 la clase de beton de pân/g259 la C40/50. (2) Valorile de proiectare ale rezisten/g288elor /g250i deforma/g288iilor specifice ale betonului sunt date în SR EN 1992-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259. (0) 7.2.2. Arm/g259tura din o/g288el (1) Pentru valorile de proiectare ale rezisten/g288elor /g250i deforma/g288iilor specifice ale arm/g259turii din o/g288el beton utilizat/g259 în zonele disipative /g250i în zonele puternic solicitate ale structurilor nedisipative, se va utiliza SR EN 1992-1-1 ca document normativ de referin/g288/g259 împreun/g259 cu condi/g288iile date în capitolul 5 din prezentul cod. (2) Elementele structurale se armeaz/g259 numai cu bare de o/g288el profilat. Fac exceptie etrierii /g250i agrafele pentru armarea transversal/g259 care se pot realiza din bare neprofilate. (3) În zonele disipative pentru clasa de ductilitate DCH se vor folosi numai bare de o/g288el cu alungiri specifice corespunz/g259toare efortului maxim de cel pu/g288in 7,5% (o/g288eluri din clasa C). (4) Pentru clasa de ductilitate DCM o/g288elul de armare utilizat pentru zonele disipative va fi din clasa B sau C (conform SR EN 1992-1-1). (5) Plasele sudate de o/g288el neductil se vor folosi în zonele disipative numai dac/g259 sunt dublate de o armatur/g259 ductil/g259 sau dac/g259 arm/g259turile neductile sunt solicitate sub limita conven/g288ional/g259 de curgere. (0) 150 în acest caz se va evalua conform SR EN 1992-1-1, SR EN 1993-1-1 /g250i SR EN 1994- 1-1, f/g259r/g259 alte condi/g288ii suplimentare. (6) În tabelul 7.1 sunt date clasele de ductilitate ale structurilor compozite /g250i valorile maxime ale factorilor de comportare corespunz/g259tori: Tabelul 7.1 Clase de ductilitate /g1800i valori maxime ale factorilor de comportar e corespunz/g259tori (1) Structurile compozite se clasific/g259 în func/g288ie de alc/g259tuirea /g250i de comportarea lor la ac/g288iuni seismice astfel: (0) (a) Cadre necontravântuite . Cadrele pot fi realizate în solu/g288ie compozit/g259 cu grinzi /g250i stâlpi compoziti sau în solu/g288ie hibrid/g259 alc/g259tuite de exemplu cu stâlpi de beton armat /g250i grinzi de o/g288el sau compozite. (b) Cadre contravântuite. Contravântuirile cadrelor compozite sau hibride se pot realiza în solu/g288ie compozit/g259 sau de o/g288el. Cadrele pot avea: b1) contravântuiri centrice b2) contravântuiri excentrice. (c) Structuri de tip pendul inversat . La aceste tipuri de structuri, zona disipativ/g259 se dezvolt/g259 la baza unui singur element compozit vertical, iar cea mai mare parte din mas/g259 se concentreaz/g259 la partea superioar/g259 a structurii. (d) Structuri compozite cu pere/g288i structurali compozi/g288i. (e) Structuri compozite duale: pere/g288i /g250i cadre compozite (f) Structuri compozite sensibile la torsiune( ) 7.3.2. Factori de comportare (1) Factorii de comportare q exprim/g259 capacitatea de disipare a energiei seismice a unui anumit tip de structur/g259 compozit/g259. În condi/g288iile în care sunt respectate criteriile de bun/g259 conformare date în prezentul cod se pot considera în calcul factori de comportare având valori maxime conform tabelului 7.2. (2) Valorile factorului de comportare q date în tabelul 7.2 se vor reduce cu 20% dac/g259 cl/g259direa este neregulat/g259 în eleva/g288ie conform capitolul 4.4.3.1(5). (3) Pentru cazurile obi/g250nuite se pot adopta valorile /g302 u//g302l date în tabelul 7.2 (4) Se pot adopta pentru q valori mai mari decât cele date în tabelul 7.2 dac/g259 raportul /g302u//g302l se determin/g259 printr-un calcul static neliniar. Valoarea raportului /g302u//g302l nu va dep/g259/g250i 1,6. (0) 7.2.3. O/g288elul structural ( rigid) (1) Condi/g288iile impuse o/g288elului structural (rigid) utilizat la structurile compozite rezistente la ac/g288iuni seismice sunt cele prevazute în capitolul 6, în afara regulilor din prezentul capitol. (0) 7.3. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare 7.3.1. Tipuri de structuri 151 Tabelul 7.2 Valori maxime ale factorilor de comportare pentru structuri compozite Tipuri de structuri compozite Clasa de ductilitate DCH DCM DCL a) Cadre com pozite f/g259r/g259 contravântuiri /g250i structuri duale: 5/g302u//g302l 4/g302u//g302l 2 a1) Cadre cu un nivel /g302u//g302l=1,1 a2) Cadre cu o deschidere /g250i mai multe niveluri /g250i pere/g288i cupla/g288i /g302u//g302l=1,2 a3) Cadre cu mai multe deschideri /g250i niveluri /g302u//g302l=1,3. b) Cadre compozite contravântuite: b1) cu contravântuiri centrice 4 4 2 b2) cu contravântuiri excentrice /g302u//g302l =1,2 5/g302u//g302l 4 2 c) Structuri de tip pendul invers 2/g302u//g302l 2 1,5 c1) Zone disipative la baza stâlpilor /g302u//g302l =1,0 d) Structuri cu pere/g288i structurali compozi/g288i 4kw/g302u//g3021 3k w/g302u//g302l 1,5 d1) pere/g288i compozi/g288i cu zone de cap/g259t compozite /g250i inima de beton armat, /g302u//g302l =1,1 d2) pereti compozi/g288i sau de beton armat cupla/g288i cu grinzi de o/g288el sau compozite /g302u//g302l =1,2 d3) pere/g288i compozi/g288i alc/g259tui/g288i dintr-un panou de o/g288el înglobat în betonul armat al inimii peretelui, sudat de cadrul de înr/g259mare de o/g288el sau de beton armat cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 /g302 u//g302l =1,2 d4) pere/g288i de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 cu diagonale de o/g288el înglobate în betonul armat al inimii peretelui, cu bulbii /g250i centurile arma/g288i cu armatur/g259 rigid/g259 /g302u//g302l=1,2 f) Structuri compozite sensibile la torsiune 3 2 1,5 kw este coeficientul de form/g259 al pere/g288ilor determinat cu rela/g288iile 5.2 /g250i 5.3 din capitolul 5. 7.4. Ac/g288iunea de diafragm/g259 a plan/g250eelor compozite (1) Plan/g250eele compozite trebuie s/g259 fie capabile s/g259 colecteze /g250i s/g259 transmit/g259, for/g288ele seism ice de proiectare la sistem ele structurale verticale la care sunt conectate. Pentru proiectarea plan/g250eelor compozite se va tine cont de prevederile din capitolul 4.4.4. Pentru verif ic/g259rile de rezisten/g288/g259 ale plan/g250eelor compozite ca diafragme orizontale, se vor utiliza for/g288ele seismice asociate mecanismului structural de plastificare. (2) Pentru ca pl/g259cile compozite cu tabl/g259 cutat/g259 s/g259 îndeplineasc/g259 rolul de diafragm/g259, vor avea o grosim e minim/g259 de 100 mm, iar grosimea minim/g259 a stratului de beton de peste tabla cutat/g259 va fi de 50 mm. 152 (1) Zonele disipative se vor dirija prin proiectare, de regul/g259, c/g259tre elementele structurale compozite cu poten/g288ial de r/g259spuns neliniar favorabil, elemente la care fenomenul de curgere, flambajul local /g250i alte fenomene asociate comport/g259rii neliniare alternante nu afecteaz/g259 stabilitatea general/g259 a structurii. În zonele disipative trebuie s/g259 existe posibilitatea de interven/g288ie post seism. (2) Zonele disipative ale structurilor compozite vor fi înzestrate prin proiectare cu capacitate de rezisten/g288/g259 /g250i ductilitate adecvate. Capacitatea de rezisten/g288/g259 se va determina conform SR EN 1994-1-1 sau conform prevederilor din acest cod. Ductilitatea va fi asigurat/g259 prin respectarea unor reguli de alc/g259tuire constructiv/g259 /g250i îndeplinirea unor condi/g288ii specifice. (3) Zonele nedisipative, vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior fa/g288/g259 de zonele disipative pentru a se dirija dezvoltarea deforma/g288iilor neliniare numai c/g259tre zonele disipative. (0) 7.6. Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite 7.6.1. Prevederi generale (1) Cadrele compozite se vor proiecta astfel încât zonele disipative s/g259 fie dirijate la extremit/g259/g288ile grinzilor compozite. Se admit deforma/g288ii neliniare în sec/g288iunile de la baza stâlpilor /g250i în sec/g288iunile stâlpilor de partea superioar/g259 a ultimului nivel al cadrelor etajate în condi/g288iile în care for/g288a axial/g259 îndepline/g250te condi/g288ia impus/g259 prin rela/g288ia (7.9). (2) Zonele disipative ale cadrelor compozite se vor înzestra prin proiectare cu o ductilitate adecvat/g259. (3) Nodurile grind/g259-stâlp vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative. (0) 7.6.2. Calculul structural al cadrelor compozite (1) Rigiditatea sec/g288iunilor compozite având beton în zona comprimat/g259 se calculeaz/g259 pentru determinarea valorilor eforturilor sectionale prin transformarea lor în sec/g288iuni echivalente, cu considerarea unui coeficient de echivalen/g288/g259 n=Ea /Ecm unde Ea /g250i Ecm sunt modulul de elasticitate al o/g288elului /g250i respectiv modulul de elasticitate al betonului pentru înc/g259rc/g259ri de scurt/g259 durat/g259. (2) În calculul rigidit/g259/g288ii sec/g288iunilor compozite, betonul întins se neglijeaz/g259 fiind fisurat. (3) Conectorii dintre plac/g259 (compozit/g259 sau de beton armat) /g250i grinzile de o/g288el se vor verifica la ac/g288iunea combinat/g259 a înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale /g250i seismice. Rela/g288iile pentru calcul conectorilor sunt date în SR EN 1994-1-1. (0) 7.5. Proiectarea structurilo r disipative compozite 7.5.1. Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite 153 (3) În cazul grinzilor compozite, se pot considera dou/g259 rigidit/g259/g288i la încovoiere: EaI1 pentru zona de m oment pozitiv cu luarea în considerare a l/g259/g288imii efective de plac/g259 în zon/g259 com primat/g259 /g250i Ea I2 pentru zona de moment negativ cu considerarea arm/g259turii din l/g259/g288im ea efectiv/g259 de plac/g259 întins/g259.(pentru beff vezi tabelul 7.5), unde I1 /g250i I2 sunt mom entele de iner/g288ie ale sec/g288iunilor echivalente de o/g288el în zona de moment pozitiv /g250i respectiv negativ. (4) Se poate realiza un calcul simplificat al rigidit /g259/g288ii grinzii considerând pentru întreaga grin d/g259 compozit/g259 un moment de iner/g288ie echivalent constant egal cu: Ieq=0,6I1+0,4I2 (7.1) (5) Pentru stâlpii compozi/g288i, rigiditatea echivalent/g259 se va calcula cu rela/g288ia: (EI )c=0,9(EIa+ 0,5EcmIc+Es Is ) (7.2) Ia , Ic , Is, sunt momentele de iner/g288ie ale sec/g288iunilor de arm/g259tur/g259, de beton /g250i respectiv de o/g288el rigid. (6) Rela/g288iile de calcul ale eforturilor de proiectare pentru impunerea mecanismului de disip are în cazul cadrelor compozite sunt cele date la 5.3.3 /g250i în capitolul 6. (0) 7.6.3. Suple/g288ea pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el care alc/g259tuiesc elementele compozite (1) Ductilitatea elementelor compozite disipative solicita te la com presiune /g250i încovoiere este condi/g288ionat/g259 d e evitarea fenomenelor de instabilitate local /g259 a elem entelor de o/g288el. De aceea se impune limitarea suple/g288ei pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el. Zonele comprim ate ale elementelor compozite cu sec/g288iunea de o/g288el neînglobat/g259 în beton vor respecta condi/g288iile d e suple/g288e prev/g259zute în Anexa F a prezentului cod. În cazul zonelor disipative ale elem entelor compozite cu sec/g288iunea de o/g288el înglobat/g259 în beton, suple/g288ea lim it/g259 va fi cea dat/g259 în tabelul 7.3. (2) Limitele c/tf date în tabelul 7.3 pot fi m/g259rite dac/g259 sunt prev/g259zute detaliile speciale de conectare ale t/g259lp ilor prev/g259zute în paragraful 7.6.8.(0) 7.6.4. Transferul de eforturi /g250i deforma/g288ii între o/g288el /g250i beton (1) Pentru manifestarea ac/g288iunii compozite pe tot domeniul de solicitare, se va asigura transferul de eforturi /g250i de deform a/g288ii între componenta din o/g288el /g250i componenta din beton armat prin aderen/g288/g259 , frecare sau prin conectori. Atingerea valorilor de proiectare ale m omentelor capabile la încovoiere cu for/g288/g259 axial/g259 /g250i ale for/g288ei t/g259ietoare capabile ale elem entelor compozite este cond i/g288ionat/g259 de asigurarea unei conlucr/g259ri eficiente între com ponenta din beton armat /g250i cea din o/g288el. (2) Pentru calculul valorii de proiectare a lunecarii longitudinale capabile prin aderen /g288/g259 /g250i frecare /g306Rd între componentele de o/g288el /g250i beton se vor folosi urm/g259toarele valori de proiectare ale efortului tangen/g288ial (valori din SR EN 1994-1-1 m ultiplicate cu 0.5). - sec/g288iuni de o/g288el total înglobate (acoperire minim/g259 100 mm) 0,33N/mm2 - t/g259lpile profilelor par/g288ial înglobate 0,1N/mm2 - inimile profilelor par/g288ial înglobate - 154 - interiorul /g288evilor circulare umplute cu beton 0,275N/mm2 - interiorul /g288evilor rectangulare umplute cu beton 0,20N/mm2 Tabelul 7.3 Rela/g288ia intre factorul de comportare /g250i limitele suple/g288ei pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el ale elementelor compozite Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM Factorul de comportare q q/g1494 1,5..2<q<4 T/g259lpile sec/g288iunilor I sau H par/g288ial înglobate (c/tf ) 9/g304 14/g304 Sec/g288iuni de /g288evi rectangulare umplute cu beton (h/t) 24/g304 38/g304 Sec/g288iuni de /g288evi circulare umplute cu beton (d/t) 80/g3042 85/g3042 T/g259lpile sec/g288iunilor I sau H ale elementelor BAR (c/t f) 23/g304 35/g304 Inimile sec/g288iunilor I sau H ale elementelor BAR sau par/g288ial înglobate în beton (d/t w) 96/g304 150/g304 /g287evi rectangulare umplute /g250i înglobate în beton (h/t) 72/g304 100/g304 /g287evi circulare înglobate /g250i umplute cu beton (d/t) 150/g3042 180/g3042 /g304=(235/fy)0.5 unde: c/tf reprezint/g259 raportul dintre l/g259/g288imea aripii t/g259lpii /g250i grosimea ei, d/tw raportul dintre în/g259l/g288imea /g250i grosimea inimii sec/g288iunii din o/g288el, d/t raportul între dimensiunea exterioar/g259 maxim/g259 /g250i grosimea peretelui /g288evii, fy valoarea caracteristic/g259 a limitei de curgere a o/g288elului (în N/mm2). (3) Valorile de proiectare ale for/g288elor de lun ecare vor fi cele asociate m ecanismului de disipare multiplicate cu un factor de suprarezisten/g288/g259 /g534Rd = 1,2 (4) În cazul grinzilor de o/g288el compozite cu plac/g259 de beton armat, se va neglija aderen /g288a între beton /g250i talpa sec/g288iunii din o/g288el, în preluarea ef orturilor tangen/g288iale, lunecarea fiind preluat/g259 în întregime de conectori. (5) În cazul folosirii conectorilor ductili de tipul dornurilo r cu cap, grinzile disipative v or avea între placa de beton armat /g250i grinda de o/g288el conectare total/g259 sau conectare par/g288ial/g259 cu un grad de conectare m ai mare de 0,8. (6) În cazul în care se utilizeaz/g259 conectori neductili de tip rigid, conectarea între plac/g259 /g250 i grind/g259 va fi total/g259. 155 (7) În calculul valorilor de proiec tare ale eforturilor capabile ale conectorilo r în zonele disipative se va aplica un coeficient de reducere egal cu 0,75. Rela/g288iile de calcul ale v alorilor de proiectare ale eforturilor capabile ale conectorilor sunt date în SR EN 1994-1-1 (8) La stâlpii compozi/g288i trebuie s/g259 se asigure rep artizarea reac/g288iunilor verticale transm ise de grinzi în noduri între componentele de beton armat /g250i o/g288el, reparti/g288ie propor/g288ional/g259 cu rig iditatea acestor componente. (9) În cazul stâlpilor compozi/g288i, dac/g259 aderen/g288a /g250i frecarea nu pot asigura intregral transferu l de eforturi tangen/g288iale asociate mecanismului de disipare, prin dep/g259/g250irea valorilor de proiectare ale eforturilor tangen /g288iale date la 7.6.4 (2), se vor dispune conecto ri care s/g259 asigure conectarea total/g259 /g250i preluarea for/g288elor de lunecare de proiectare. (0) 7.6.5. Grinzi compozite (1) În zonele disipative ale grinzilor compozite se vor verifica urm /g259toarele condi/g288ii: MEd /Mpl,Rd /g1481,0 (7.3) NEd/Npl,Rd /g148 0,15 (7.4) VEd/Vpl,Rd/g148 0,5 (7.5) unde: MEd , NEd ,VEd valorile de proiectare ale eforturilor sec/g288ionale din grind/g259 Npl,Rd Mpl,Rd Vpl,Rd valorile de proiectare ale eforturilor capabile plastice ale grinzii (2) Pentru grinzile compozite se vor determina valorile efortu rilor de pro iectare VEd, MEd cu rela/g288iile prev/g259zute în articolul 5.3.3.2. (3) Valorile de proiectare ale eforturilo r capabile ale grin zilor compozite se vor determina în conformitate cu prevederile din SR EN 1994-1-1. (0) 7.6.5.1 Grinzi din o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton armat (1) Pentru asigurarea ductilit/g259/g288ii, în zonele disipative se va limita în/g259l/g288imea relativ/g259 a zonei com primate a betonului pl/g259cii grinzii compozite x/hb conform tabelului 7.4. (2) În zonele disipative ale grinzilor com pozite din apropierea nodului grind/g259 - stâlp vor fi prev/g259zu te în plac/g259 arm/g259turi suplimentare. Dispunerea acestor bare este ar/g259tat/g259 în Figura 7.2, ia r calculul lor este dat în Anexa G. (3) L/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii beff (Figura 7.1) va avea valoarea: beff = be1+be2 (7.6) 156 Tabelul 7.4 Valori maxime ale în/g259l/g288imii relative a zonei comprimate de beton x/hb pentru asigurarea ductilit/g259/g288ii grinzilor din o/g288el compozite cu plac/g259 de beton armat Clasa de ductilitate q f y (x/hb)max DCH q/g1494 355 0,20 DCH q/g1494 235 0,27 DCM 1,5 <q<4 355 0,27 DCM 1,5 <q<4 235 0,36 unde: hb în/g259l/g288imea total/g259 a grinzii compozite fy valoarea caracteristic/g259 a limitei de curgere a o/g288elului arm/g259turii. Figura 7.1. Defini/g288ia l/g259/g288imilor efective be /g250i beff (4) L/g259/g288imile efective par/g288iale ale pl/g259cii situate deoparte /g250i de alta a axei grinzii ,be1 /g250i respec tiv be2 utilizate pentru calculul momentelor capabile MRd /g250i respectiv a rigid itatilor EI se vor determina conform tabelulu i 7.5. Aceste valori nu vor dep/g259/g250i jum /g259tatea distan/g288elor între grinzi (b1) /g250i distan/g288a pân/g259 la marginea liber/g259 a pl/g259cii (b2). (5) Valorile date în tabel sunt valabile în condi/g288iile în care în plac/g259 sunt prev/g259zute arm /g259turile suplimentare din Figura 7.2. (0) hb be1 be2 beff b1 b1 b2 157 Tabelul 7.5 L/g259/g288imea efectiv/g259 par/g288ial/g259 a pl/g259cii grinzilor compozite în zona nodurilor be be Condi/g288ii de alc/g259tuire din zona nodului grind/g259- stâlp be pentru calculul momentul capabil M Rd(plastic) be pentru calculul rigidit/g259/g288ii EI(elastic) A.Stâlp interior Exist/g259 sau nu grind/g259 tran sversal/g259 cu arm/g259tur/g259 suplimentar/g259 AT /g250i AS Pentru M- : 0,1l Pentru M+ : 0,075l Pentru M- : 0.05 l Pentru M+: 0,0375 l B1. Stâlp exterior Exist/g259 o grind/g259 marginal/g259 transversal/g259 rezemat/g259 pe stâlp în care se ancoreaz/g259 arm/g259turile longitudinale ,cu conexiune total/g259 cu placa /g250i arm/g259turi suplimentare în plac/g259 A T /g250i AS, Pentru M- : 0,1l Pentru M+ : 0,075l B2. Stâlp exterior Exist/g259 o fâ/g250ie de plac/g259 în consol/g259 fa/g288/g259 de stâlp în care arm/g259turile longitudinale se ancoreaz/g259 cu bucle /g250i arm/g259turi suplimentare Pentru M- : 0,1l Pentru M+:bc/2+0,7hc/2 sau h c/2+0,7bc/2 B3. Stâlp exterior Exist/g259 un dispozitiv adi/g288ional fixat de talpa stâlpului cu o l/g259/g288ime b el mai mare decât l/g259/g288imea t/g259lpii stâlpului bc, iar arm/g259turile longitudinale din plac/g259 nu sunt ancorate Pentru M- : 0 Pentru M+:bc/2/g148be,max be,max =0.05l Pentru M- :0 Pentru M+: 0,0375 l B4. Stâlp exterior Nu exist/g259 element transversal sau arm/g259turile longitudinale nu sunt ancorate de stâlp Pentru M - : 0 Pentru M+: bc/2 sau h c/2 Pentru M-: 0 Pentru M+ : 0,025 l unde: M-, M+ indic/g259 situa/g288iile de calcul ale valorii l/g259/g288imii efective par/g288iale de plac/g259 be (în zona de moment negativ /g250i respectiv pozitiv). Pentru momentul negativ, betonul pl/g259cii fiind fisurat, l/g259/g288imea efectiv/g259 par/g288ial/g259 de plac/g259 be cuprinde arm/g259turile întinse care intervin în determinarea momentului capabil /g250i a rigidit/g259/g288ii. l deschiderea interax a grinzii. bc l/g259/g288imea stâlpului perpendicular/g259 pe axa grinzii , hc în/g259l/g288imea sec/g288iunii stâlpului, bel l/g259/g288imea elementului suplimentar sudat de stâlp. AS /g250i AT arm/g259turile suplimentare amplasate în plac/g259 în zona stâlpului ( As arm/g259tura longitudinal/g259 /g250i AT arm/g259tura transversal/g259). Rela/g288iile de calcul pentru aceste arm/g259turi /g250i pentru rezultanta eforturilor de compresiune din plac/g259 sunt date în Anexa G. Cazurile A, B1, B2, B3 sunt ilustrate în Figura 7.2. 158 A - Nod interior B - Nod exterior C - Grind/g259 compozit/g259 D - Grind/g259 marginal/g259 compozit/g259 E - Fâ/g250ie de plac/g259 în consol/g259 fa/g288/g259 de stâlp F – Conectori G - Dispozitive suplimentare sudate de stâlp pentru preluarea compresiunilor din plac/g259 Figura 7.2. Dispunerea barelor suplimentare As, A T /g250i situa/g288ii de calcul ale l/g259/g288imii efective de plac/g259 7.6.5.2. Grinzi compozite de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 (1) Pentru proiectarea grinzilor compozite de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 se vor resp ecta prevederile SR EN 1994-1-1 /g250i prevederile din capitolele 5 /g250i 6, dac/g259 nu contravin prevederilor din acest capitol. (2) L/g259/g288imea efectiv/g259 de plac/g259 pentru calculul grinzilor la starea limita de rezisten/g288/g259 la încovoiere se va determ ina în conformitate cu 5.3.4.1.1. Arm/g259turile din plac/g259 se consider/g259 active la m oment negativ dac/g259 sunt plasate pe l/g259/g288imea beff /g250i dac/g259 sunt corespunz/g259tor ancorate. 159 VRd,a /Vpl,Rd,a /g148 0,5 VEd,c/Vpl,Rd,c /g148 1 (7.7) (4) În structurile disipative, se consider/g259 zone disipative (critice), zonele de la extremit/g259/g288ile grinzilor cu lungimea l cr=1.5hb ( hb - în/g259l/g288imea grinzii) m/g259surat/g259 de la fa/g288a stâlpilor sau zonele de aceea/g250i lungime situate deoparte /g250i de alta a unei sec/g288iuni din câmpul grinzii în care se atinge Mpl,Rd în combina/g288iile dintre ac/g288iunea seismic/g259 cu cea gravita/g288ional/g259. (5) Asigurarea cerin/g288elor de ductilitate local/g259 în aceste zone se va face respectând condi/g288iile de la 5.3.4.1.2. (0) 7.6.6. Stâlpi compozi/g288i din beton armat cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 ( cu sec/g288iunea din o/g288el total înglobat/g259 în beton ) (1) Pentru stâlpii compozi/g288i se vor determina eforturile de proiectare cu rela/g288iile prev/g259zute în articolul 5.3.3.3. Aceste eforturi vor respecta urm/g259toarele condi/g288ii: MEd /Mpl,Rd /g148 1,0 (7.8) NEd/Npl,Rd /g148 0,3 (7.9) VEd,c/Vpl,Rd,c /g148 1 /g250i VEd,a/Vpl,Rd,a /g148 0,5 (7.10) (2) Eforturile sec/g288ionale de proiectare se vor determina astfel încât s/g259 favorizeze dezvoltarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice. La un anumit nivel momentele din stâlpi /g250i grinzi se pot redistribui în condi/g288iile realiz/g259rii echilibrului de nod /g250i a p/g259strarii constante a for/g288ei t/g259ietoare de nivel. (3) Rela/g288iile pentru calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile M pl,Rd, ale stâlpilor compozi/g288i sunt date în SR EN 1994-1-1. Valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare capabile Vpl,Rd a stâlpului se va determina ca sum/g259 a for/g288elor t/g259ietoare capabile ale componentelor de beton armat Vpl,Rd,c /g250i de beton armat Vpl,Rd,a determinate conform capitolelor 5 /g250i 6 din prezentul cod. For/g288a t/g259ietoare de proiectare VEd se va distribui între sec/g288iunea de beton armat V Ed,c /g250i o/g288el VEd,a în raport cu valorile momentelor de proiectare capabile ale sec/g288iunilor acestor componente: beton armat MRd,c /g250i o/g288el MRd,a. (4) În structurile compozite disipative, zonele de la extremit/g259/g288ile stâlpilor se proiecteaza ca zone disipative pentru care se iau m/g259suri de asigurare a ductilit/g259/g288ii. 160 (3) Pentru verificarea la fort/g259 t/g259ietoare a grinzilor, for/g288a t/g259ietoare de proiectare VEd se va distribui între sec/g288iunea de beton armat VEd,c /g250i o/g288el VEd,a în raport cu valor ile momentelor de proiectare capabile ale acestor componente. MRd,c /g250i o/g288el MRd,a. Rela/g288iile pentru calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile M pl,Rd, ale grinzilor compozite sunt date în SR EN 1994-1-1. VRd,c /g250i VRd,a se vor calcula în conformitate cu prevederile capitolelor 5 /g250i 6. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare se va realiza cu rela/g288iile: (5) Lungimea zonelor critice ale stâlpilor compozi/g288i se calculeaz/g259 cu rela/g288iile: lcr=max(hc,lcl/6,600mm) pentru DCM (7.11) lcr=max(1,5hc,lcl/6,600mm) pentru DCH (7.12) unde: hc în/g259l/g288imea sec/g288iunii stâlpului compozit lcl lungimea liber/g259 a stâlpului. Dac/g259 lcl / hc <3, întreaga lungime a stâlpului se consider/g259 critic/g259. (6) În zonele disipative ale stâlpilor compozi/g288i, dac/g259 rela/g288ia (7.9) nu este îndeplinit /g259, pentru a asigura o capacitate de rotire plastic/g259 suficient/g259, se va respecta condi/g288ia: 0035 , 030 0 , /g16b bc d sy dwd /g72 /g81 /g80 /g68/g90/g77 (7.13) unde, /g541 /g301 valoarea necesar/g259 a factorului ductilit/g259/g288ii de curbur/g259 1 2/g16 /g32q/g77/g80 , dac/g259 T1 /g149 0,7Tc 1 2/g16 /g32cq/g77/g80 , dac/g259 T1 < 0,7Tc (7.14) c coeficientul de amplificare a deplas/g259rilor definit conform prevederilor Anexei E. T1 perioada proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii Tc perioada de control (col/g288) a spectrului de r/g259spuns q factorul de comportare al structurii /g542d for/g288a axial/g259 de proiectare normalizat/g259 /g542d = NEd / Npl,Rd = NEd / (Aa fyd,a +Ac fcd + As fyd,s ) (7.15) /g304sy,d valoarea de proiectare a deforma/g288iei la ini/g288ierea curgerii o/g288elului bc, b0 l/g259/g288imea sec/g288iunii transversale de beton, respectiv l/g259/g288imea miezului de beton confinat, m/g259surate între axele etrierilor marginali /g550wd factorul (coeficientul) de armare volumetric al arm/g259turii transversale de confinare din zona critic/g259 cd yd wd f f beton denucleuluivolumul agrafelorsietrierilorvolumul /g16/g32/g90 (7.16) Pentru o sec/g288iune dreptunghiular/g259 de beton, rela/g288ia (7.16) devine. cd ydst hst b wd f f s h b h A n b A n 0 0 00 /g14/g32/g90 (7.17) 161 hc, h0 în/g259l/g288imea sec/g288iunii transversale de beton, respectiv în/g259l/g288imea miezului de beton confinat, m/g259surate între axele etrierilor marginali bc, b0 l/g259/g288imea sec/g288iunii transversale de beton, respectiv l/g259/g288imea miezului de beton confinat, m/g259surate între axele etrierilor marginali nb, nh num/g259rul de ramuri de etrieri pe fiecare direc/g288ie a sec/g288iunii transversale de beton Ast aria unei ramuri de etrier /g302 factorul de eficien/g288/g259 a confin/g259rii s n/g68/g68/g68/g32 (7.18) - pentru sec/g288iuni dreptunghiulare: /g166 /g32 /g16 /g32 n i i n h b b 1 0 0 2 61/g68 (7.19) /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 00 2121 h s b s s/g68 (7.20) - - pentru sec/g288iuni transversale circulare, armate cu etrieri circulari , 1/g32n/g68 /g250i: 2 021 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32D s s/g68 (7.21) - - pentru sec/g288iuni transversale circulare, armate cu spir/g259 circular/g259, 1/g32n/g68 /g250i: /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 021 D s s/g68 (7.22) unde: n num/g259rul barelor longitudinale fixate lateral de etrieri /g250i agrafe bi distan/g288a între barele longitudinale succesive fixate lateral s distan/g288a între etrieri D0 diametrul interior al spirei sau etrierului circular (7) Distan/g288ele s între etrieri în zonele disipative nu vor dep/g259/g250i valorile: s/g148 min (bo/2,200mm, 9dbL), pentru clasa de ductilitate DCM (7.23) s/g148 min (bo/2,175mm, 8dbL), pentru clasa de ductilitate DCH (7.24) unde, b o dimensiunea minim/g259 a miezului de beton m/g259surat/g259 între axele etrierilor dbL diametrul barelor longitudinale Pentru zona disipativ/g259 de la baza stâlpilor din clasa de ductilitate DCH 162 s /g148 min (bo/2,150mm, 6dbL) (7.25) (8) În cazul primelor dou/g259 niveluri ale cl/g259dirii, etrierii se vor îndesi pe o lungime egal/g259 cu d e 1.5 ori lungimea critic/g259 a stâlpilor. (9) Diametrul etrierilor dbw trebuie s/g259 respecte condi/g288iile: dbw/g1496mm pentru clasa de ductilitate DCM dbw/g149max (0,35dbL max[fydL/fydw]0.5, 8mm) pentru clasa DCH (7.26) unde fydL /g250i fydw sunt valorile de proiectare ale rezisten/g288elor la curgere a o/g288elului arm/g259turilor longitudinale /g250i respectiv transversale. (10) În zonele disipative, diametrul etrierilor de confinare dbw pentru îm piedicarea flam bajului local al t/g259lpii comprimate va respecta condi/g288ia: dbw /g149 [(bf tf /8)(fydf /fydw)]0,5 (7.27) unde: bf , tf l/g259/g288imea /g250i grosimea t/g259lpii , fydf, fydw valorile de proiectare ale rezisten/g288ei la curgere a o/g288elului t/g259lpii /g250i respectiv a arm/g259turii transversale. (11) În zonele disipative (critice) distan/g288a între dou/g259 bare longitudinale consecutive legate la col/g288 de etrieri sau cu agrafe nu va dep/g259 /g250i 200mm pentru clasa de ductilitate DCM /g250i 150mm pentru clasa de ductilitate DCH. (12) Prevederile constructive privind ancorajul /g250i înn/g259direa arm/g259turilor stâlpilor com pozi/g288i vor fi acelea/g250i cu cele date în capitolul 5 pentru stâlpii de beton armat. (13) Acoperirea cu beton a arm/g259turii rigide va fi de minim 75 mm pentru elemente de clasa DCM /g250i 100 mm pentru elem ente din clasa DCH. (0) 7.6.7. Stâlpi compozi/g288i din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton (1) Pentru proiectarea stâlpilor din /g288evi de o/g288el umplute cu beton sau umplute /g250i înglobate în beton se vor respecta prevederile din SR EN1994-1-1, paragraful 6.7. (2) În cazul elementelor disipative din /g288evi umplute cu beton, valoarea de proiectarea a for/g288ei t/g259ietoare cap abile a stâlpului se va determina luând în considerare în calcul sau num ai contribu/g288ia sectiunii de o/g288el, sau numai pe cea a miezului de beton arm at considerând ca arm/g259tur/g259 transversal/g259 /g288eava de o/g288el. (3) Rela/g288ia între clasa de ductilitate /g250i suple/g288ea limit/g259 a pere/g288ilo r /g288evii este dat/g259 în Tabelul 7.3. (0) 7.6.8. Elemente compozite cu sec/g288iunea din o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton armat (1) În zonele disipative ale elementelor compozite cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton, distan/g288ele s între arm /g259turile transversale vor satisface condi/g288iile date la 7.6.6 /g250i SR EN 1994-1-1, paragraful 6.7. 163 (2) În cazul elem entelor disipative, valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare capabile se va determ ina considerând în calcul numai contribu/g288ia sec/g288iunii de o/g288el cu excep/g288ia cazurilor în care sunt luate m/g259suri speciale de mobilizare a capacit/g259/g288ii de rezis ten/g288ei la for/g288/g259 t/g259ietoare a betonului armat, prin realizarea de leg/g259turi transversale între beton /g250i grinda de o/g288el. (3) Arm/g259turile suplimentare sudate de t/g259lpi ca în Figura 7.3, b, pot întârzia flam bajul local al t/g259lpilor în zonele disipative. În cazurile în care aceste bare se afl/g259 la o distan/g288/g259 sl < c, unde c este l/g259/g288imea aripii t/g259lpii iar sl este distan/g288a longitudinal/g259 între axele acestor bare, valorile pentru suple /g288ea limit/g259 a t/g259lpilor din tabelul 7.3 pot fi m/g259rite astfel: p entru sl /c < 0.5 limitele date în tabelul 7.3 pot cre/g250te cu 50% (4) Pentru 0.5 < s l /c < 1 se va realiza o interpolare liniar/g259 între valorile din tabel /g250i cele m /g259rite cu 50% a) etrieri sud a/g288i de inim/g259 b) bare drepte sudate de t/g259lpi Figura 7.3. Arm/g259tura transversal/g259 a elementelor compozite par/g288ial înglobate în beton (5) Diametrul acestor arm/g259turi suplimentare dbw va fi cel pu/g288in 8mm /g250i va verifica rela/g288ia (7.27). (6) Arm/g259turile suplimentare se vor suda de t/g259lpi la ambele capete, iar rezisten/g288a sudurilor nu va fi m ai mic/g259 decât rezisten/g288a la întindere a arm/g259turilor. Aceste arm/g259turi vor avea acoperirea cuprins/g259 între 20 mm /g250i 40 mm. (0) 7.6.9. Nodurile cadrelor compozite disipative (1) Pentru proiectarea nodurilor compozite /g250i hibride se vor respecta prevederile din capitolele 5 /g250i 6 din prezen tul cod. (2) Nodurile compozite vor fi dime nsionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative ale elem entelor adiacente astfel încît deforma /g288iile neliniare s/g259 fie dirijate c/g259tre acestea. (3) În timpul ac/g288iunii seismice se va asigura integritatea betonului comprimat al pl/g259cii din jurul stâlp ilor prin prevederea de arm/g259turi suplimentare. Arm/g259turile din plac/g259, am plasate în zona nodurilor, vor respecta condi/g288iile de alc/g259tuire prev/g259zute în Figura 7.2 /g250i Anexa G. (4) Pentru proiectarea îmbin/g259rilor cu sudur/g259 sau cu /g250uruburi a elementelor în nod se va respecta condi/g288ia: 164 Rd /g149 1.5 Rfy (7.28) unde Rd valoarea de proiectare a eforturilor capabile ale îmbinarii iar Rfy valoarea de proiectare a eforturilor capabile ale elementelor disipative care se îmbin/g259. (5) În cazul nodurilor compozite grind /g259 –stâlp la care panoul de o/g288el al nodului este total în globat în beton, capacitatea de rezisten/g288/g259 a nodului se va calcula ca sum/g259 a contribu/g288iei betonului arm at /g250i a panoului de o/g288el din nod care se determin/g259 conform prevederilo r din capitolele 5 /g250i 6 din prezentul cod ,dac/g259 sunt îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii: (a) raportul dimensiunilor nodului va respecta condi/g288iile 0,6/g148 hb/hc /g1481,4 (7.29) unde hb /g250i hc sunt dimensiunile panoului nodului (egale cu în/g259l/g288imea sec/g288iunii de o/g288el a grinzii /g250i respectiv a stâlpului) (b) ( ) Vj,Ed < Vj,Rd (7.30) unde: V j,Ed valoarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare a nodului asociat/g259 form/g259rii articula/g288iilor plastice în zonele disipative ale grinzilor compozite adiacente, calculata în raport cu valorile momentelor de proiectare capabile ale componentelor din beton armat MRd,c /g250i o/g288el MRd,a ale acestora, considerand /g250i factorul de suprarezisten/g288/g259 al o/g288elului. Vj,Rd valoarea de proiectarea a for/g288ei t/g259ietoare capabil/g259 a nodului compozit. Valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare capabile Vj,Rd a nodului se va determina ca sum/g259 a for/g288elor t/g259ietoare capabile ale componentelor de beton armat Vj,Rd,c /g250i de o/g288el Vj,Rd,a ale nodului determinate conform capitolelor 5 /g250i 6 din prezentul cod. (6) La proiectarea nodurilor compozite alc/g259tuite din grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton arm at /g250i stâlpi compozi/g288i sau de beton armat se vor lua urm/g259toarele m /g259suri: - la fa/g288a stâlpului se vor amplasa rigidiz/g259ri verticale. - for/g288a t/g259ietoare din grinzi se va distribu i între arm/g259turile verticale suplimentare sudate de talpa grinzii /g250i sec/g288iunea de o/g288el a stâlpului. (7) La proiectarea nodurilor hibride alc/g259tuite din grinzi de o/g288el sau compozite /g250i stâlpi de beton arm at se va /g288ine seama de urm/g259toarele condi/g288ii de alc/g259tuire: - grinda de o/g288el va trece continu/g259 prin nod - la fa/g288a stâlpului se vor dispune rigidiz/g259ri verticale - în apropierea rigidiz/g259rilor verticale se vor dispune în stâlpi arm/g259turi verticale suplim entare sudate de t/g259lpile grinzii, având o rezisten/g288/g259 la întindere egal/g259 cu for/g288a t/g259ietoare de proiectare a grinzii de o /g288el. Betonul din zona acestor arm/g259turi 165 va fi confinat cu arm/g259tur/g259 transversal/g259 care va respecta condi/g288iile din paragraful 7.6.6. (8) Nodurile hibride alc/g259tuite din stâlpi de beton armat /g250i grinzi de o/g288el nu se recom and/g259 în zone cu seismicitate ridicat/g259 ag/g1160.16. (0) 7.7. Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice (1) La proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri cen trice se vor respecta prevederile sec/g288iunii 6.7 referitoare la: - -criteriile de proiectare (6.7.1) - -calculul cadrelor (6.7.2) - -dimensionarea elementelor diagonale (6.7.3) a grinzilor /g250i stâlpilor (6.7.4) (2) Cadrele compozite cu diagonale centrice vor fi alc/g259tuite din grinzi /g250i stâlpi în solu/g288ie compozit/g259 cu noduri rigide /g250i diagonale din o/g288el sau com pozite. (0) 7.8. Proiectarea cadrelor compozite cu contravantuiri excentrice (1) La proiectarea cadrelor com pozite cu contravântuiri excentrice se vor respecta prevederile sec/g288iunii 6.8 referitoare la: - criteriile de proiectare (6.8.1) - dimensionarea barelor disipative (6.8.2) - dimensionarea elementelor care nu con/g288in bare disipative (6.8.3) (2) Cadrele compozite cu contravântuiri excentrice vor fi alc/g259tuite din grinzi, stâlpi /g250i diagonale com pozite sau de o/g288el. Barele disipative vor fi de o/g288el. (3) Cadrele compozite cu diagonale excentrice se vor proiecta astfel încât disiparea s/g259 se produc/g259 prin for marea de zone critice la extremit/g259/g288ile barelor disipative înaintea ced/g259rii îm bin/g259rilor, a curgerii sau flambajului grinzilor /g250i a stâlpilor. (4) Diagonalele, stâlpii, /g250i zonele grinzilor din afara zonelor disipative se vor proiecta s/g259 lucreze în dom eniul elastic la for/g288ele maxime asociate plastific/g259rii barelor disipative, cu considerarea efectelor consolid /g259rii o/g288elului. (5) În cazul structurilor la care barele disipative sunt amplasate lâng/g259 stâlpi de beton arm at sau stâlpi compozi/g288i, se vor prevedea la fa/g288a stâlpilor rigidiz/g259ri verticale pe am bele p/g259rti ale sec/g288iunii barei disipative. Armatura transversal/g259 din stâlp din zona barei d isipative va respecta condi/g288iile date la 7.6.6. (6) Îmbin/g259rile barelor disipative se vor proiecta considerând suprarezisten /g288a sec/g288iunii /g250i cea a materialului barei disipative datorat/g259 consolid/g259rii o/g288elului. (7) În evaluarea valorii de proiectare a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la întindere a diagonalelor com pozite se va considera în calcul numai sec/g288iunea de o/g288el a diagonalei. (0) 166 7.9. Proiectarea structurilor cu pere/g288i compozi/g288i (1) Prevederile acestui capitol se refer/g259 la sistemele structurale com pozite apar/g288inând tipurilor definite în Figura 7.4 (2) În cazul pere/g288ilor compozi/g288i de tipul 1 energia se disipeaz/g259 prin încovoiere în zonele d isipative amplasate la baza pere/g288ilor. Tip 1 Pere/g288i compozi/g288i de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 în zonele de capat Tip 2 Pere/g288i compozi/g288i sau de beton armat cupla/g288i cu grinzi compozite sau de o/g288el Tip 3 –Pere/g288i compozi/g288i cu panou de o/g288el înglobat în inim/g259 /g250i cu bulbi /g250i centuri cu armatura rigid/g259 Tip 4 –Pere/g288i compozi/g288i cu diagonale de armatur/g259 rigid/g259 înglobate în inim/g259 /g250i cu bulbi /g250i centuri cu armatur/g259 rigid/g259 Figura 7.4. Sisteme structurale pentru pere/g288ii compozi/g288i (3) În cazul tipului 2 de pereti compozi/g288i disiparea energiei se realizeaz/g259 în zona de la baza pere/g288ilo r /g250i în grinzile de cuplare. (4) În cazul peretilor com pozi/g288i de tip 3 cu panoul de o/g288el înglobat în betonul arm at al inimii disiparea energiei se produce în zona de la baza peretelui. Pr in înglobarea în beton arm at, panoul de o/g288el este impiedicat s/g259-/g250i piard/g259 stabilitatea. (5) În cazul pere/g288ilor compozi/g288i de tip 4, disiparea energiei seismice se produce în sec/g288iunile de la baza pere/g288ilor, diagonalele de o/g288el înglobate asigurând armarea eficient/g259 la f or/g288/g259 t/g259ietoare a inimii peretelui. (0) 167 7.9.1. Calculul structurilor cu pere/g288i compozi/g288i (1) Calculul rigidit/g259/g288ii de proiectare a pere/g288ilor compozi/g288i va /g288ine seama de aportul arm /g259turii rigide înglobate. (2) Rela/g288iile de calculul ale eforturilor de proiectare pentru im punerea m ecanismului de plastificare în cazul pere/g288ilor compoziti sunt date în capitolul 5.3.3.5. (3) Pentru calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile /g250i pentru alc/g259tuirea pere/g288ilor com pozi/g288i se vor respecta prevederile din capitolele 5 /g250i 6. (4) În cazul pere/g288ilor compozi/g288i cu inima de beton armat (tipul 1 /g250i tipul 2) se consider/g259 c/g259 for/g288a t/g259ieto are este preluat/g259 integral de inima de beton armat a peretelu i iar m omentul de incovoiere de ansamblul peretelui. (5) În cazul pere/g288ilor compozi/g288i care au armatur/g259 rigid/g259 în in im/g259 (tipul 3 /g250i 4) for/g288a t/g259ietoare es te preluat/g259 prin suma contribu/g288iilor betonului armat /g250i a arm/g259turii rigide din inim/g259. (6) Asigurarea cerin/g288elor de ductilitate local/g259 /g250i lu ngimile zonelor dis ipative ale pere/g288ilo r compoziti sunt cele din 5.3.4.3.2. (7) Panourile de beton armat ale peretilor compozi/g288i vor respecta prevederile de alc/g259tuire co nstructiv/g259 /g250i de dimensionare ale pere/g288ilor de beton armat date în cap 5. (8) Zonele de la extremitatile sec/g288iunii pere/g288ilor cu armatur/g259 rigid/g259 total înglobat/g259 în beton vor fi proiectate în conform itate cu paragraful 7.6.6 din prezentul cod. (9) Zonele de la extremit/g259/g288ile sec/g288iunii pere/g288ilor cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 cu înglobare par/g288ial/g259 în beton se vor proiecta /g288inând cont de prevederile paragrafului 7.6.8 a)Element de cap/g259t par/g288ial înglobat în beton utilizat în sisteme de tip 1 b)Elem ent de cap/g259t total înglobat în beton utilizat în sisteme de tip 1 A = bare sudate de stâlp B = arm/g259tur/g259 transversal/g259 C = conectori D = agrafe Figura 7.5. Detalii pentru zonele de cap/g259t ale pere/g288ilor compozi/g288i 168 (10) Transferul eforturilor tangen/g288iale între zonele de la extrem it/g259/g288ile peretelui /g250i panoul din beton arm at al inimii peretelui se va realiza prin conectori, prin bare sudate de sec/g288iunea de o/g288el sau bare trecute prin g /g259urile arm/g259turii rigide (Figura 7.5) (11) Riglele de cuplare de o/g288el sau compozite cu plac/g259 de beton armat vor avea o lungim e de înglobare suficient/g259 în peretele din beton armat, capabil/g259 s/g259 transmit/g259 peretelui m omentele /g250i for/g288ele t/g259ietoare de proiectare ale grinzii de cuplare. Lungimea de înglobare le se m/g259soar/g259 de la primul rând de armatur/g259 al zonelor de cap/g259t (Figura 7.6). Lungim ea de înglobare nu va fi mai mic/g259 de 1.5h unde h este în/g259l/g288imea grinzii de cuplare. (12) În zona de înglobare a grinzii de cuplare se vor dispune în perete arm /g259turi verticale sudate de t/g259lpile grinzii cu o capacitate de rezisten /g288/g259 la întindere egal/g259 cu for/g288a t/g259ietoare capabil/g259 a grinzii. 2/3 din aria acestei arm/g259turi se va amplasa în prima jum /g259tate a lungimii de înglobare. Arm/g259tura se va prelungi simetric deasupra /g250i dedesubtul t/g259lpilor grinzii de cuplare cu o lungim e egal/g259 cu lungimea de ancoraj. În aceast/g259 zon/g259 arm /g259tura transversal/g259 va respecta condi/g288iile date în 7.6.6. (13) În cazul clasei de ductilitate DCM arm/g259tura de confinare a elementelor de cap/g259t ale pere/g288ilor com poziti se va realiza pe o distanta egala cu h, iar p entru clasa de ductilitate DCH aceasta distan ta se va extinde pe lungimea peretelui la 2 h ,dar cel pu/g288in lw=h/10. ( h este în/g259l/g288imea sec/g288iunii elementului de capat în planul peretelui, Figura 7.5). (14) Conectarea panoului de o/g288el cu cadrul de înr/g259mare se va realiza continuu cu sudur/g259 sau cu /g250uruburi. (15) Grosimea minim/g259 de înglobare în beton a panoului de o/g288el va fi de 200 mm (m inimum 100m pe fiecare parte a panoului). (16) Procentul minim de armare al betonului de înglobare va fi de 0.25% pe ambele direc/g288ii. (17) Conectarea între panoul de o/g288el /g250i betonul de înglobare se va realiza cu conecto ri suda/g288i sau cu agrafe care trec prin g/g259uri practicate în panoul de o/g288el. (18) Golurile din panoul de o/g288el al inimii peretelui compozit vor fi rigidizate. (0) A=Arm/g259tur/g259 suplimentar/g259 a peretelui în zona de înglobare a grinzii de o/g288el B = Grind/g259 de cuplare de o/g288el C = Rigidiz/g259ri verticale Figura 7.6. Grinzi de cuplare de o/g288el ale pere/g288ilor de beton armat /g250i detalii de înglobare pentru clasa de ductilitate DCH h le A B C le C 169 7.10. Proiectarea funda/g288iilor structurilor compozite (1) Sistemul de funda/g288ii al structurilor compozite se va proiecta cu un grad de asigurare sp orit în raport cu suprastructura, la for/g1802e corespunzatoare mecanismului structurii de disipare a energiei în co nformitate cu capitolul 4.6.2.5. (2) Se recomand/g259 ca armatura rigid/g259 de o/g288el a elementelor compozite verticale s/g259 fie ancorat/g259 în elem entele de beton armat ale infrastructurii (pere/g288ii subsolurilor /g250i în funda/g288ii) astfel încât placa de baz/g259 a acesteia s/g259 se afle sub cota în care se consider/g259 încas trarea structurii. Armatura rigid/g259 se va ancora atat la nivelul pl/g259cii de baz/g259, cât /g250i pe în/g259l/g288imea de înglobare. (3) La proiectarea infrastructur ilor se v or respecta prevederile capitolele 5.8 din prezen tul cod. (0) 170 8 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE ZID/g258RIE 8.1. Generalit/g259 /g288i 8.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Prezentul capitol are ca obiect enun/g288area cerin/g288elor generale /g250i a condi/g288iilor tehnice specifice pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259, definit/g259 conform Codului CR0, privind: - calculul /g250i alc/g259tuirea arhitectural-structural/g259 a cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie; - calculul, alc/g259tuirea /g250i detalierea constructiv/g259 a pere/g288ilor struc turali din zid/g259rie. Proiectarea elementelor nestructurale /g250i a panourilor de zid/g259rie înr/g259mate în cadre se va face conform prevederilor generale din acest Cod /g250i prevederilor specifice din capitolul 10. (2) Prevederile pentru s itua/g288ia de proiectare seismic/g259 stabilite în acest Capitol com pleteaz/g259 /g250i se aplic/g259 împreun/g259 cu prevederile generale de calcul (ipoteze, procedee, modele /g250i metode) /g250i cu detaliile constructive pentru situa /g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare, definite conform 8.1.3.(2), date în Codul CR 6. (3) Pere/g288ii structurali care constitue obiectul acestui capitol sunt defini/g288i dup/g259 cum urmeaz/g259: (a) Perete structural: perete destinat s/g259 reziste for/g288elor verticale /g250i orizontale care ac/g288ioneaz/g259, în principal, în planul s/g259u. Pere/g288ii de zid/g259rie care în deplinesc condi/g288iile geometrice minime date la 8.5.2.1.2, care au continuitate pân/g259 la funda/g288ii /g250i care sunt executa/g288i din materialele men/g288ionate la 8.2. sunt "pere/g288i structurali" /g250i vor fi calcula/g288i /g250i alc/g259tui/g288i conform regulilor generale din Codul CR 6 /g250i prevederilor suplimentare din prezentul Cod. (b) Perete stru ctural de rigidizare : perete dispus perpendicular pe un perete structural, cu care con lucreaz/g259 la preluarea for/g288elor verticale /g250i orizontale /g250i contribuie la asigurarea s tabilit/g259/g288ii acestuia. ( ) În cazul cl/g259dirilor cu p lan/g250ee care descarc/g259 pe o singur/g259 direc/g288ie, pere/g288ii structurali paraleli cu direc/g288ia elementelor principale ale plan/g250eului, care nu sunt înc/g259rca/g288i direct cu for/g1802e verticale, dar care preiau for/g288ele orizontale care ac/g288ioneaz/g259 în planul lor, sunt denumi/g288i /g250i pere/g288i de contravântuire. ( ) (4) Cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie /g250i pere/g288ii structurali din zid/g259rie se vor proiecta confor m prevederilor generale pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare stabilite în Codul CR 6 /g250i, în plus, conform prevederilor din prezentul Cod pentru: - efectele ac/g288iunii seismice de proiectare în planul pere/g288ilor, cu valorile for/g288elor calculate confor m acestui capitol; - efectele ac/g288iunii seismice de proiectare perpendiculare pe planul pere/g288ilor, cu valorile for/g288elor calcu late conform capitolului 10 din acest Cod. (5) Prevederile acestui capitol se refer/g259 la: 171 - cerin/g288ele de performan/g288/g259 seismic/g259 pentru ansamblul structurii /g250i pentru pere/g288ii structurali; - condi/g288iile de efectuare a verific/g259rilor de siguran/g288/g259 pentru situa/g288ia de proiectare seism ic/g259 pentru ansamblul structurii /g250i pentru pere/g288ii structurali; - coeficien/g288ii de calcul specifici pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259, pentru diferite m ateriale /g250i pentru diferite tipuri de structuri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie; - cerin/g288ele specifice pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259 pentru materialele utilizate pen tru pere/g288ii structurali /g250i unele condi/g288ii tehnologice speciale; - cerin/g288ele/regulile constructive pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259 pe care trebu ie s/g259 le satisfac/g259 diferitele tipuri de zid/g259rie folosite pentru realizarea pere/g288ilo r structurali. (6) Prevederile se aplic/g259 structurilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie cu element e din argil/g259 ars/g259 /g250i din beton celular autoclavizat (BCA), cu urm/g259toarele tipuri de alc/g259tuire: - zid/g259rie simpl/g259/nearmat/g259 (ZNA); - zid/g259rie confinat/g259 (ZC); - zid/g259rie confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturile orizontale (ZC+AR); - zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 (ZIA). (7) Prevederile din acest capitol nu se aplic/g259 pere/g288ilor structurali realiza/g288i cu: (0) (a) Elemente pentru zid/g259rie /g250i/sau cu mortare pentru care nu exist/g259 reglement/g259ri europene adoptate ca standarde na /g288ionale (SR EN) sau alte reglement/g259ri na/g288ionale sau cu elemente pentru care nu exist/g259 reguli de proiectare pentru situa /g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare; (b) Elemente cu forme speciale care permit armarea interioar/g259. ( ) 8.1.2. Documente normative de referin/g288/g259 (1) Prevederile din prezentul capitol sunt indicate la capitolul 1.5 /g250i se aplic /g259 îm preun/g259 cu prevederile reglement/g259rilor tehnice în vigoare referitoare la: (0) - ac/g288iuni în construc/g288ii, clasificarea /g250i gruparea înc/g259rc/g259rilor; - calculul, alc/g259tuirea /g250i execu/g288ia construc/g288iilor de beton, beton armat, o/g288el /g250i lemn; - calculul, alc/g259tuirea /g250i execu/g288ia structurilor din zid/g259rie; - calculul, alc/g259tuirea /g250i execu/g288ia cl/g259dirilor pe terenuri de fundare dificile; - cercetarea /g250i calculul terenului de fundare; - materialele componente ale zid/g259riei (elemente pentru zid/g259rie, mortare). 172 8.1.3. Defini/g288ii (1) În acest capitol se folosesc defini/g288iile generale din capitolul 1.2 din acest Cod. (2) Situa/g288iile de proiectare la care se face referire în acest Capitol sunt definite confor m Codului CR 0, dup/g259 cum urmeaz/g259: - Situa/g288ie persistent/g259 de proiectare: situa/g288ie de proiectare care este relevant/g259 pe un interval d e timp de acela/g250i ordin cu durata vie/g288ii structurii. - Situa/g288ie tranzitorie de proiectare: situa/g288ie d e proiectare care este relevant/g259 pe o durat/g259 de tim p mai scurt/g259 decât durata proiectat/g259 a vie/g288ii structurii /g250i care are o probabilitate m are de a se produce; - Situa/g288ie de proiectare seismic/g259: situa/g288ie de proiectare excep/g288ional/g259 când structura este expus/g259 un ui eveniment seismic. (3) Defini/g288iile specifice lucr/g259rilor din zid/g259rie folosite în acest capitol sunt identice cu cele din Codul CR 6, cu preciz/g259ri suplimentare fa/g288/g259 de acestea, când este cazul. (0) 8.1.4. Simboluri (1) În acest capitol se folosesc simbolurile generale date la capitolul 1.3. (2) Simbolurile specifice lucr/g259rilor din zid/g259rie folosite în acest capitol sun t identice cu cele date în Codul CR 6, par.1.4.. (3) Nota/g288iile suplimentare introduse în acest capitol sunt explicitate în text. (0) 8.2. Materiale componente (1) Condi/g288iile de calitate /g250i caracteristicile m ecanice de rezisten/g288/g259 /g250i de defor mabilitate ale materialelor co mponente /g250i ale zid/g259riilor realizate cu acestea, folosite la proiectarea structu rilor /g250i a pere/g288ilor structurali din zid/g259rie conform prezen tului Cod, vor fi stabilite pe baza încerc/g259rilor efectuate conform standardelor europene adoptate ca standarde rom âne corespunz/g259toare. În lipsa datelor ob/g288inute din încerc/g259ri, se vor folosi valorile forfetare pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare date în Codul CR 6, cu respectarea condi/g288iilor speciale de utilizare prev/g259zute în fiecare caz în p arte. (2) Pentru stabilirea valorilor de proiectare ale caracteristicilor mecanice, fizice /g250i chim ice ale materialelor pentru zid/g259rie se vor folosi date rezultate din încerc/g259ri efectuate de produc/g259tor, conform specifica/g288iei tehnice de produs aplicabile (standard arm onizat, standard european, agrement tehnic armonizat, agrement tehnic). (3) Caracteristicile mecanice, geometrice, de form/g259 /g250i de aspect, inclusiv tole ran/g288ele de fabrica/g288ie, ale elementelor pentru zid/g259rie specificate în proiecte /g250i folosite la execu/g288ie vor fi confor me cu datele comunicate în mod ofi cial de c/g259tre produc/g259to r în documentele care înso/g288esc produsul. Verificarea conformi t/g259/g288ii produselor cu specifica/g288iile tehnice ale pro iectului se va face conform prevederilor reglem ent/g259rilor tehnice specifice aplicabile, în vigoare. (4) Pentru pere/g288ii structurali din zid/g259rie, valorile necesare ale rezisten/g288elor /g250i ale celorlalte caracteristici ale elem entelor pentru zid/g259rie /g250i ale mortarelor pentru zid/g259rie vor fi stabilite de c/g259tre proiectant astfel încât s /g259 se ob/g288in/g259 rezisten/g288e ale zid/g259riei cu 173 (c) Rezisten/g288ele caracteristice necesare la încovoiere perpendicular pe plan ale zid/g259riei fxk1 /g250i fxk2. ( ) Valorile (fxk1) /g250i (fxk2) utilizate în proiect vor fi cel pu/g288in egale cu valorile minime date în tabelul 8.5, în func/g288ie de accelera/g288ia terenului pentru proiectare. ( ) (5) Propriet/g259/g288ile mecanice /g250i fizico-chimice ale elementelor /g250i ale mortarelor alese conform (4) /g250i dimensiunile pere/g288ilor structurali realiza/g288i cu acestea, trebuie s/g259 asigure /g250i satisfacerea tuturor cerin/g288elor esen/g288iale/fundamentale aplicabile construc/g288iilor. (0) 8.2.1. Cerin/g288e speciale pentru elemente pentru zid/g259rie. (1) Prevederile acestui capitol se refer/g259 la zid/g259riile pere/g288ilor structurali realizate cu urm/g259toarele tipuri de elemente pentru zid/g259rie: - din argil/g259 ars/g259, pline /g250i cu goluri verticale (SR EN 771-1); - din beton celular autoclavizat – BCA (SR EN 771-4). (2) Prevederile capitolului nu se aplic/g259 la proiectarea pere/g288ilor structurali executa/g288i cu: - elemente pentru zid/g259rie din silico-calcar; - elemente pentru zid/g259rie din beton, cu agregate obi/g250nuite/u/g250oare; - elemente pentru zid/g259rie din piatr/g259 artificial/g259; - elemente pentru zid/g259rie din piatr/g259 cioplit/g259. Utilizarea pentru execu/g288ia pere/g288ilor structurali a elementelor pentru zid/g259rie men/g288ionate la (2) se va face conform prevederilor reglement/g259rilor tehnice specifice aplicabile, în vigoare. (3) Pentru satisfacerea cerin/g288ei de robuste/g288e, în scopul evit/g259rii ruperilor fragile locale sub efectul ac/g288iunii seismice, pentru executarea pere/g288ilor structurali din zid/g259rie, se vor folosi numai elemente din argil/g259 ars/g259 sau BCA clasificate în grupele 1 /g250i 2, având propriet/g259/g288ile din tabelul 8.1. 174 valori mai mari sau egale cu cele minime date în tabelele 8.2 ÷ 8.5 necesare pentru preluarea solicit/g259rilor din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri stabilit/g259 conform Codului CR_0 /g250i prezentului Cod, astfel: (a) Rezisten/g288ele caracteristice necesare la compresiune ale zid/g259riei, (fk) /g250i (fkh). Valorile (fk) /g250i (fkh) utilizate în proiect vor fi cel pu/g288in egale cu valorile minime date în tabelele 8.2 /g250i 8.3, în func/g288ie de num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i de accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) (b) Rezisten/g288a caracteristic/g259 ini/g288ial/g259 necesar/g259 la forfecare a zid/g259riei fvk0. Valoarea fvk0 prev/g259zut/g259 în proiect va fi cel pu/g288in egal/g259 cu valoarea minim/g259 dat/g259 în tabelul 8.4 în func/g288ie de num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i de accelera/g288ia terenului pentru proiectare. Tabelul 8.1.Propriet/g259/g288ile geometrice ale elementelor pentru zid/g259rie Caracteristici Grupa 1 Argil/g259 ars/g259 /g250i BCA Grupa 2 Elem ente din argil/g259 ars/g259 cu goluri verticale Volumul total al golurilor (% din volumul brut) /g148 25% ag /g148 0,15g ag/g1490,20g >25%; /g148 55% >25%; /g14845% Volumul fiec/g259rui gol (% din volumul brut) /g148 12,5%*fiecare d in golurile multiple /g148 2% *total goluri de m anipulare/g14812,5% Valoarea declarat/g259 a grosimii pere/g288ilor interiori /g250i exteriori (mm) F/g259r/g259 cerin/g288e perete interior perete exterior ag/g148 0,15ga g /g149 0,20g ag/g148 0,15g ag/g149 0,20g /g149 5 /g14910 /g1498 /g149 12 (4) Elementele pentru zid /g259rie cu goluri verticale folosite în zonele cu accelera/g288ia seism ic/g259 ag/g1490,20g trebuie s/g259 îndeplineasc/g259 /g250i urm/g259toarele condi/g288ii: (a) Aria unui singur gol /g1481200 mm2 (b) Pere/g288i verticali interiori continui pe toat/g259 lungimea elementului (în planul peretelui) ( ) (5) În condi/g288iile specifice de proiectare /g250i de execu/g288ie stabilite prin acest Cod, prin excep/g288ie de la (3), pentru pere/g288ii structurali din zid/g259rie, pot fi folosite /g250i alte elemente încadrate în grupa 2: c /g259r/g259mizi /g250i blocuri din argil/g259 ars/g259 cu goluri verticale cu geometrie specia l/g259 (cu pere/g288i sub/g288iri - grupa 2S) care îndeplinesc urm/g259toarele condi/g288ii referitoare la geometria blocului: (a) volumul golurilor /g10050% din volumul blocului; (b) grosimea pere/g288ilor exteriori 11mm /g100te<15mm; (c) grosimea pere/g288ilor interiori 6mm /g100ti<10mm; (d) pere/g288ii verticali interiori sunt realiza/g288i continuu pe toat/g259 lungimea elementului (în planul peretelui). ( ) În prezentul capitol sunt stabilite condi/g288iile specifice de proiectare ale pere/g288ilor structurali cu aceste elemente pentru zid/g259rie. (6) Utilizarea elementelor pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 cu goluri orizontale realizate la turnare nu este permis/g259 pentru executarea pere/g288ilor structurali din zid/g259rie cu excep/g288ia anexelor gospod/g259re/g250ti /g250i a construc/g288iilor provizorii. (7) Pentru executarea pere/g288ilor structurali d in zid/g259rie, indiferent de accelera/g288ia terenu lui pentru proiectare ag, se vor folosi numai elemente pentru zid /g259rie din catego ria I, cu excep/g288ia construc/g288iilor men/g288ionate la (8). (8) Elementele pentru zid/g259rie din categoria II pot fi folosite numai pentru: (0) - pere/g288i structurali la cl/g259diri din clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV în zonele cu ag/g1480,15g; - pere/g288i structurali la anexe gospod/g259re/g250ti /g250i construc/g288ii provizorii în toate zonele s eismice. 175 8.2.2. Cerin/g288e speciale pentru mortare (1) Pentru executarea pere/g288ilor structurali din zid/g259rie se vor folosi mortare pentru zid/g259rie pentru utilizare general/g259 (G) /g250i mortare pentru rosturi sub/g288iri (T) definite confor m SR EN 998-2. (2) Mortarul p entru zid/g259rie pentru utilizare general/g259 (G) , preparat la /g250antier, va putea fi folosit pentru executarea pere/g288ilor structurali din zid/g259rie, dac/g259 respect/g259 toate prevederile din reg lement/g259rile tehnice specifice privind execu/g288ia lucr/g259rilor din zid/g259rie, aplicabile, în vigoare, numai pentru: - Cl/g259diri din clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV, în toate zonele seismice; - Cl/g259diri din clasa de importan/g288/g259 II în zonele seismice cu ag/g1480,15g; - Anexe gospod/g259re/g250ti /g250i construc/g288ii provizorii, în toate zonele seismice. (3) Pentru pere/g288ii structurali executa/g288i cu elemente din BCA sau cu elemente din argil/g259 ars/g259 cu fe/g288ele de a/g250ezare prelucrate special, pot fi folosite /g250i mortare pentru rosturi sub /g288iri (T) în rosturi cu grosimi cuprinse între 0,5÷3,0 mm. Pentru arm area acesto r rosturi se vor folosi produse cu grosimi adecvate. (0) 8.2.3. /g287eserea zid/g259riei (1) Pere/g288ii structurali din zid/g259rie pentru care se folosesc elementele men/g288ionate la 8.2.1 vor fi realiza /g288i cu zid/g259rie "/g288esut/g259", conform prevederilor reglement/g259rilor tehnice specifice aplicabile, în v igoare. (2) Pentru pere/g288ii structurali ai tuturor cl/g259dirilor, d in toate clasele de importan /g288/g259, indiferen t de valoarea accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag la amplasam ent, rosturile verticale /g250i orizontale ale zid /g259riei vor fi umplute complet cu mortar. (3) În cazul utiliz/g259rii pentru pere/g288ii structurali a elementelo r pentru zid/g259rie a/g250ezate pe loca/g250uri de mortar se vor folosi valorile de proiectare ale rezisten/g288elor la com presiune, la forfecare /g250i la încovoiere pentru acest sistem de zidire, aplicabile în condi/g288iile sp ecifice solicit/g259rilor seismice, declarate de produc/g259tor. (4) Elementele pentru zid/g259rie cu fe/g288e verticale de cap/g259t de tip "nut /g250i feder/lamb/g259 /g250i uluc", produse în /g288ar/g259 sau din im port, nu vor fi folosite pentru realizarea pere /g288ilor structurali din zid /g259rie indiferent de num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) /g250i de valoarea accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag la amplasament. (0) 8.2.4. Cerin/g288e privind rezisten/g288ele caracteristice minime ale zid/g259riei la compresiune, forfecare /g250i încovoiere (1) Pentru pere/g288ii structurali din zid/g259rie cu elemente din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA rezisten /g288a caracteristic/g259 la compresiune a zid/g259riei perpendicular pe rosturile de a/g250ezare (fk) va avea valorile minime date în tabelul 8.2 în func/g288ie de: - în/g259l/g288imea cl/g259dirii (num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare); - accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag la amplasament - clasa de importan/g288/g259-expunere a cl/g259dirii. 176 Tabelul 8.2.Valori minime necesare ale rezisten/g288ei caracteristice la compresiune fk (N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III - IV Num/g259r niveluri nniv Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag 0,10g /g250i 0,15g 0,20g /g250i 0,25g 0,30g ÷0,40 g 1 (P) 1,70 2,15 3,00 2 (P+1) 1,85 2,30 3,15 3 (P+2) 2,00 2,50 3,25 4 (P+3) 2,50 3,00 4,00 5 (P+4) 2,70 *** *** *** Se aplic/g259 prevederile art.8.3.2.2. (7) Pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 II /g250i I, valorile minime din tabel se vor spori cu 0,5 N/mm2 , respectiv cu 1,0 N/mm2.. (2) Pentru pere/g288ii structurali cu elemente din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA, rezisten/g288a caracteristic /g259 la compresiune a zid/g259riei paralel cu rosturile de a/g250ezare (fkh) va av ea valorile m inime din tabelul 8.3. Tabelul 8.3. Valori minime ale rezisten/g288ei caracteristice la compresiune fkh (N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III – IV Num/g259r niveluri nniv Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag 0,10g /g250i 0,15g 0,20g /g250i 0,25g 0,30g ÷0,40 g 1 (P) 0,425 0,550 0,700 2 (P+1) 0,450 0,575 0,725 3 (P+2) 0,500 0,625 0,750 4 (P+3) 0,625 0,750 0,875 5 (P+4) 0,650 *** *** *** Se aplic/g259 prevederile art.8.3.2.2. (7) Pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasa de importan/g288/g259 II valorile minime din tabelul 8.3 se vor spori cu 15% iar pentru cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 I valorile din tabel se vor spori cu 30%. (3) Valorile rezisten/g288elor caracteristice la compresiune ale zid/g259riei (f k) /g250i (fkh) folosite pen tru situa/g288ia seismic/g259 de proiectare vor fi mai mari decât cele din tabelele 8.2 /g250i 8.3 /g250i, în lipsa rezultatelor încerc/g259rilor conform SR EN 1052-1, se vor calcula cu for mulele date în codul CR 6, pe baza rezisten/g288ei standardizate a elementelor (fb /g250i fbh) /g250i a rezis ten/g288ei mortarului (M), folosind prevederile generale pentru calculul acesto r rezis ten/g288e pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare. (4) Valorile minime necesare ale rezisten/g288ei caracteristice ini/g288iale la forfecare fvk0 folosite pentru situa /g288ia seismic/g259 de proiectare , pentru zid/g259riile cu elemente din argil/g259 ars/g259 /g250i din B CA, zidite cu mortare tip (G) sau (T), se vor lua din tabelul 8.4. 177 Tabelul 8.4.Valori minime ale rezisten/g288ei caracteristice ini/g288iale la forfecare fvk0 (N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III – IV Num/g259r niveluri nniv Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag 0,10g /g250i 0,15g 0,20g /g250i 0,25g 0,30g ÷ 0,40 g 1 (P) 0,125 0,175 0,225 2 (P+1) 0,140 0,190 0,240 3 (P+2) 0,150 0,200 0,250 4 (P+3) 0,200 0,250 0,300 5 (P+4) 0,225 *** *** *** Se aplic/g259 prevederile art. 8.3.2.2.(7) Pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasa de importan/g288/g259 II valorile din tabelul 8.3 se vor spori cu 15% iar pentru cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 I valorile din tabel se vor spori cu 30%. (5) Valorile minime necesare ale rezisten/g288elor caracteristice la încovo iere ale zid/g259riei perpendicular pe planul peretelui, f olosite pentru situa/g288ia seismic/g259 de proiectare pentru zid/g259rie cu mortare tip (G) /g250i (T) se vor lua din tabelul 8.5. (0) Tabelul 8.5. Valori minime necesare ale rezisten/g288elor caracteristice la încovoiere fxk1 /g250i fxk2 (în N/mm2) pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 III – IV Tipul elementelor Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag ag /g148 0,15g ag /g149 0,20g fxk1 fxk2 fxk1 fxk2 Argil/g259 ars/g259 - grupa 1, pline sau cu max. 25 % goluri 0,100 0,200 0,200 0,400 Argil/g259 ars/g259- grupa 2 /g250i 2S cu 25 ÷55% goluri 0,075 0,150 0,150 0,300 BCA -grupa 1, pline 0,050 0,100 0,100 0,200 Pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasa de importan/g288/g259 II valorile din tabelul 8.5 se vor spori cu 15% iar pentru cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 I valorile din tabel se vor spori cu 30%. 8.2.5. Betoane (1) Clasa betonului specificat/g259 în proiect pentru elementele de confinare (centuri /g250i stâlpi/g250ori) /g250i pentru stratul median al zid/g259riei cu inim/g259 armat/g259 va fi stabilit/g259 prin calcul în func/g288ie de intensitatea cea mai mare a eforturilor din grup/g259rile de înc/g259rc/g259ri fundamentale /g250i seismice, cu respectarea urm/g259toarelor valori minime: (0) (a) pentru elementele de confinare clasa minim/g259 a betonului va fi C12/15. 178 (b) pentru stratul median al pere/g288ilor din ZIA se va folosi mortar-beton (grout) cu rezis ten/g288a caracteristic/g259 la compresiune fmbk /g116 12 N/mm 2 sau beton din clasa /g116C12/15. ( ) Pentru betoanele curente valorile de proiectare ale rezisten/g288elor se vor lua se vor lua din tabelul 8.6. Tabelul 8.6. Valorile de proiectare ale propriet/g259/g288ile mecanice ale betoanelor pentru elemente de confinare pentru toate clasele de importan/g288/g259 Valori de proiectare (N/mm2) În/g259l/g288ime de turnare Clasa betonului/grout-ului C12/15 C16/20 Rezisten/g288a la întindere (/g534M =1,50) /g149150 cm 0,50 0,65 < 150 cm 0,60 0,80 Rezisten/g288a la compresiune (/g534M =1,35) /g149150 cm 5,80 7,70 < 150 cm 6,70 8,90 Rezisten/g288a la forfecare (/g534M= 1,50) /g149150 cm 0,115 0,140 < 150 cm 0,135 0,165 Modulul de elasticitate Oricare 24000 27000 8.2.6. Arm/g259turi (1) Arm/g259turile din o/g288el pentru pere/g288ii din zid/g259rie armat/g259 (ZC, ZC+AR /g250i ZIA), inclusiv pen tru grinzile de cuplare, în cazul pere/g288ilor cu goluri, vor avea caracteristicile m ecanice de rezisten/g288/g259 din tabelul 8.7. Limita de curgere a o/g288elurilor pentru armarea elem entelor de confinare /g250i a pere/g288ilor din ZIA va fi în toate cazurile Re(Rp0.2) /g100 400 MPa. Tabelul 8.7. Propriet/g259/g288ile mecanice minime ale o/g288elurilor pentru armarea elementelor de confinare /g250i a ZIA Tipul o/g288elului Lim ita de curgere Rezisten/g288a de proiectare Re(Rp0.2) (N/mm2) fyd (N/mm2) Categoria de rezisten/g288/g259 2340 300 Categoria de rezisten/g288/g259 1240 210 (2) O/g288elurile din tabelul 8.7. vor fi din clasa de ductilitate B conform ST 009, cu excep/g288ia o/g288elurilo r folosite în zonele seismice cu ag /g1490,25g pentru armarea elementelor de confinare (cen turi /g250i stâlpi/g250ori), a riglelor de cuplare /g250i pentru armarea zid/g259riei în rosturile de a/g250eza re la parterul cl/g259dirilor cu în/g259l/g288ime /g149P+2E unde se va folosi o/g288el din clasa d e ductilitate C. (3) Folosirea plaselor sudate pentru armarea stratului median al pere /g288ilor din zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 este permis/g259 numai în condi/g288iile date în Codul CR 2-1-1.1 pentru structurile cu pere/g288i structurali din beton arm at. (0) 179 8.2.7. Alte materiale pentru armarea zid/g259riei (1) Zid/g259ria poate fi armat/g259 cu grile polimerice de înalt/g259 densitate /g250i rezisten/g288/g259 sau cu polim eri arma/g288i cu fibre (FRP) printr-unul din urm/g259toarele procedee: (0) (i) inser/g288ia produselor în rosturi; (ii) inser/g288ia produselor în tencuial/g259. ( ) 8.3. Construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie 8.3.1. Tipuri de pere/g288i structurali din zid/g259rie (1) Prezentul capitol se refer/g259 la pere/g288ii de zid/g259rie cu alc/g259tuirile enumerate la 8.1.1.(6). (2) Pentru pere/g288ii structurali din zid/g259rie armat/g259 (ZC, ZC+AR /g250i ZIA) conlucrarea zid/g259riei cu betonul/m ortarul armat se ob/g288ine prin turnarea elementelor de beton dup/g259 executarea zid/g259riei. (0) 8.3.2. Condi/g288ii de utilizare (1) Sec/g288iunea de încastrare a ansamblului pere/g288ilor structurali pentru calculul la for/g1802e orizontale, fa/g288/g259 de care se define/g250te num /g259rul de niveluri nniv, se va considera astfel: (a) la nivelul superior al soclurilor, pentru cl/g259dirile f/g259r/g259 subsol; (b) la plan/g250eul peste subsol, pentru cl/g259dirile cu pere/g288i de/g250i (sistem fagure) /g250i pentru cl/g259dirile cu pere/g288i rari (s istem celular) la care s-au prev/g259zut pere/g288i suplimentari în subsol (subsol cu pere/g288i de/g250i); (c) peste nivelul funda/g288iilor pentru cl/g259dirile cu pere/g288i rari, dac/g259 nu s-au prev/g259zut pere/g288i suplim entari în subsol (subsol cu pere/g288i rari). ( ) (2) Num/g259rul maxim de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) al cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid /g259rie, pentru care se aplic/g259 prevederile prezentului Cod, se lim iteaz/g259 în func/g288ie de: - accelera/g288ia terenului pentru proiectare la amplasament (ag); - clasa de regularitate/neregularitate s tructural/g259 definit/g259 conform 8.3.3.; - clasa de importan/g288/g259 a cl/g259dirii, stabilit/g259 conform 4.4.5; - tipul/alc/g259tuirea zid/g259riei (ZNA, ZC, ZC+AR, ZIA); - grupa elementelor pentru zid/g259rie definit/g259 conform 8.2.1. - (3) Densitatea pere/g288ilor structurali ai cl/g259dirilor din zid/g259rie, interiori+ex teriori, pe fiecare din direc/g288iile principale ale cl/g259dirii, este definit/g259 prin procentul ariei nete totale a pere /g288ilor structurali din zid/g259rie (Az,net) de pe direc/g288ia respectiv/g259, raportat/g259 la aria plan/g250eu lui (Apl) de la nivelul respectiv (0) /g11/g12 pl net , z A A100 % p/g32 (8.1) 180 Condi/g288ii de utilizare pentru structuri cu pere/g288i din zid/g259rie /g250i a ductilit/g259/g288ii reduse, deficien/g288e care favorizeaz/g259 ruperile fragile, se recomand/g259 ca utilizarea structurilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) s/g259 fie evitat/g259. (2) Structurile cu pere/g288i de zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente pentru zid/g259rie definite conform 8.2.1 vor fi folosite, în condi/g288iile stabilite în tabelul 8.8, numai dac/g259 sunt îndeplinite toate condi/g288iile de mai jos: (a) cl/g259direa se încadreaz/g259 în categoria "cl/g259diri regulate cu regularitate în plan /g250i în eleva/g288ie"; (b) cl/g259direa se încadreaz/g259 în clasele de importan/g288/g259 III sau IV; (c) sistemul de a/g250ezare a pere/g288ilor este de tip "pere/g288i de/g250i" (sistem fagure); (d) în/g259l/g288imea nivelului hetaj /g100 3,00 m; (e) sunt prev/g259zute elemente verticale /g250i orizontale pentru asigurarea integrit/g259/g288ii structurale /g250i conlucr/g259rii spa/g288iale ale pere/g288ilor conform (4) (f) sunt respectate cerin/g288ele de alc/g259tuire a zid/g259riei /g250i plan/g250eelor din acest Cod; (g) materialele folosite satisfac cerin/g288ele de la par.8.2 din acest Cod. ( )( ) (3) Utilizarea structurilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II nu este permis/g259, în toate zonele seismice indiferent de num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv). (4) Structurile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 cu nniv /g149 2 (/g149 P+1E) în zonele seismice cu ag /g148 0,25g indiferent de materialul /g250i de caracteristicile geometrice /g250i mecanice ale elementelor pentru zid/g259rie, vor fi prev/g259zute cu stâlpi/g250ori /g250i centuri de beton armat, în pozi/g288iile indicate la 8.5.4.2.1.(1) pentru asigurarea integrit/g259/g288ii ansamblului cl/g259dirii în stadiile avansate de solicitare sub efectul unor cutremure care dep/g259/g250esc accelera/g288ia a g stabilit/g259 conform figurii 3.1 pentru amplasamentul respectiv. Rezisten/g288a acestor elemente nu se va lua în considerare pentru calculul rezisten/g288ei de proiectare a pere/g288ilor structurali /g250i nici pentru verificarea siguran/g288ei ansamblului structurii. (5) Num/g259rul maxim de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) /g250i valoarea minim/g259 constructiv/g259 asociat/g259 a densit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali – (p%), pe fiecare din direc/g288iile principale, în func/g288ie de accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag), sunt date în tabelul 8.8. 8.3.2.1. nearmat/g259 (ZNA) (1) Din cauza capacit/g259/g288ii sc/g259zute de a disipa energia seismic/g259, datorit/g259 rezisten/g288ei mici la întindere perpendicular pe rostul de a/g250ezare /g250i la eforturi principale de întindere 181 Tabelul 8.8.Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali (p%) pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din ZNA. nniv Accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g /g250i 0,15g 0,20g /g250i 0,25 g 0,30g ÷ 0,40 g Argil/g259 ars/g259 gr.1 /g250i 2 Argil/g259 ars/g259 gr.2S /g250i BCA Argil/g259 ars/g259 gr.1 /g250i 2 Argil/g259 ars/g259 gr.2S /g250i BCA Argil/g259 ars/g259 gr.1 /g250i 2 Argil/g259 ars/g259 gr.2S /g250i BCA 1 (P) /g1164,0% /g1164,5% /g1165,0% /g1165,5% NA N.A2 (P+1) /g1164,5% /g1165,0% /g1165,5% /g1166,0% 3 (P+2) /g1165,0% /g1165,5% NA NA NA - nu se accept/g259 folosirea zid/g259riei nearmate (ZNA) (6) Valorile din tabelul 8.8 se refer/g259 la primul nivel peste sec/g288iunea de încastrare. Pentru urm /g259toarele niveluri se accept/g259 reducerea densit/g259/g288ii pere/g288ilor cu maximum 1% pe nivel p /g259strând condi/g288iile de regularitate în eleva/g288ie. (7) În cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din ZNA m ansarda /g250i/sau construc/g288iile anexe (usc /g259torii, sp/g259l/g259torii, etc) - definite la 8.3.2.2.(5) , se consider/g259 "nivel" care se include în num/g259rul total admis conform tabelului 8.5. chiar dac/g259 sunt îndeplinite condi/g288iile sp eciale de alc/g259tuire constructiv/g259 de la 8.3.2.2. (4). (8) Structurile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elementele de zid/g259rie definite conform 8.2.1 pot fi folosite, în toate zonele seismice, f/g259r/g259 verificarea siguran /g288ei în situa/g288ia de proiectare seismic/g259, pentru: (0) - construc/g288ii cu un singur nivel peste sec/g288iunea de încastrare, cu func/g288iunea de anexe gospod/g259re/g250ti care ad/g259postesc bunuri de valoare redus/g259 /g250i în care accesul oam enilor este întâmpl/g259tor; - construc/g288ii provizorii, cu durata de utilizare prev/g259zut/g259 mai mic/g259 de trei ani (construc/g288ii pentru organizare de /g250antier, de exemplu). 8.3.2.2. Condi/g288ii de utilizare pentru structuri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie armat/g259(ZC, ZC+AR, ZIA) (1) Structurile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie armat/g259 (ZC, ZC+AR, ZIA), pot fi utilizate, în condi/g288iile de calcul, de dim ensionare /g250i de alc/g259tuire constructiv/g259 precizate în acest Cod, num ai pentru cl/g259diri cu num/g259r de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) /g250i cu densitatea minim/g259 constructiv/g259 a pere/g288ilor structurali - interiori + exterio ri (p%), pe fiecare direc/g288ie principal/g259, care se încadreaz/g259 în valorile din tabelul 8.9. 182 Tabelul 8.9. Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali (p%) pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie armat/g259 nniv Accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g /g250i 0,15g 0,20g /g250i 0,2 5g 0,30g ÷ 0,40g Argil/g259 ars/g259 gr.1 /g250i 2 Argil/g259 ars/g259 gr.2S /g250i BCA Argil/g259 ars/g259 gr.1 /g250i 2 Argil/g259 ars/g259 gr.2S /g250i BCA Argil/g259 ars/g259 gr.1 /g250i 2 Argil/g259 ars/g259 gr.2S /g250i BCA 1 (P) /g1493,0% /g1493,0% /g1494,0% /g1494,0% /g1495,0% /g1495,5% 2 (P+1E) /g1493,5% /g1494,5% /g1495,5% /g1496,5% 3 (P+2E) /g1494,0% /g1494,0% /g1495,0% /g1495,5%* /g1496,0%* /g1496,0%* 4 (P+3E) /g1495,0% /g1496,0%* /g1496,0% * /g1496,5%* ** 5 (P+4E) /g1495,0%* /g1495,5* ** ** ** NA * Pentru aceste situa/g288ii se vor folosi obligatoriu alc/g259tuirile ZC+AR sau ZIA. ** Numai în condi/g288iile de la art. 8.3.2.2.(7) NA - nu se accept/g259 (2) Densitatea pere/g288ilor structurali stabilit/g259 în tabelu l 8.9 se refer/g259 la primul nivel peste sec/g288iu nea de încastrare. Pentru urm/g259toarele niveluri se accept /g259 reducerea densit /g259/g288ii pere/g288ilor cu maximum 1% pe nivel cu obliga/g288ia de p/g259strare a condi/g288iilor de regularitate în eleva/g288ie. În cazul în care, prin aceast/g259 reducere, condi/g288iile de regularitate nu mai sunt satisf/g259cute, calculul for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 se va face cu metoda de calcul modal folosind, dup/g259 caz, modele de calcul plan sau spa/g288ial conform tabelului 4.1 din acest Cod. (3) În zonele seismice cu ag=0,15g /g250i ag=0,20g cel pu/g288in 75% din for/g288a t/g259ietoare de baz/g259, calculat/g259 conform 8.4.2., trebuie s/g259 fie preluat/g259 cu pere/g288i structurali din zid/g259rie confinat/g259 cu stâlpi/g250ori din beton armat la ambele extremit/g259/g288i sau cu pere/g288i structurali din zid/g259 rie cu inim/g259 armat/g259. În zonele seismice cu agı0,25g for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 trebu ie s/g259 fie preluat/g259 integral cu pere/g288i structurali confina/g288i cu stâlpi/g250ori din beton arm at la ambele extremit/g259/g288i sau cu pere/g288i structurali din zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259. În am bele situa/g288ii, pozi/g288ionarea, dimensiunile /g250i armarea stâlpi/g250orilor de beton armat trebuie s/g259 respecte prevederile din acest Capitol. (4) În cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie armat/g259 (ZC, ZC+AR /g250 i ZIA) cu m ansard/g259 peste ultimul nivel curent, aceasta nu se include în num/g259rul de niveluri peste sec/g288iu nea de încastrare maxim admis conform tabelului 8.9. num ai dac/g259 sunt îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii constructive: (a) densitatea minim/g259 constructiv/g259 a pere/g288ilor din tabelul 8.9 se majoreaz/g259 cu 1,0%; (b) pere/g288ii perimetrali din zid/g259rie nu dep/g259/g250esc în/g259l/g288imea medie de 1,25 m; (c) pere/g288ii de compartimentare sunt de tip u/g250or (gips-carton sau similar); (d) /g250arpanta din lemn este proiectat/g259 astfel încât s/g259 nu rezulte împingeri în pere/g288ii perimetrali; 183 (e) zid/g259ria pere/g288ilor structurali de la mansard/g259 este confinat/g259 cu stâlpi/g250ori de beton arm at în continuarea celor de la nivelul inferior; (f) la partea superioar/g259 a pere/g288ilor de zid/g259rie ai mansardei este prev/g259zut/g259 o centur/g259 de beton arm at. ( )( ) Dac/g259 cel pu/g288in una din aceste condi/g288ii nu este îndeplin it/g259, mansarda va fi considerat/g259 "nivel" iar cl/g259direa se va încadra, din punct de vedere al în/g259l/g288imii /g250i al densit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali, în condi/g288iile date în tabelul 8.9. (5) În cazul în care pe plan/g250eul peste ultimul nivel curent al cl/g259dirii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie arm at/g259 (ZC, ZC+AR /g250i ZIA) sunt prev/g259zute construc/g288ii anexe (usc/g259torii, sp/g259l/g259torii, etc) care ocup/g259 cel mult 20% din suprafa/g288a nivelului curent /g250i a c/g259ror în/g259l/g288im e nu este mai mare decât în/g259l/g288imea acestuia, înc/g259perile respective vor fi considerate ca o proem inen/g288/g259 a cl/g259dirii principale /g250i vor fi tratate conform prevederilor de la (6) f/g259r/g259 a fi considerate ca "nivel" în limitele date în tabelul 8.9. (6) În cazul cl/g259dirilor men/g288ionate la (5) calculul for/g288ei t/g259ietoare cu metoda for/g288elor statice echivalente se va face astfel: (a) For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 (Fb) pentru întreaga cl/g259dire (cu masa total/g259 m) se va calcu la ca la 8.4.2. considerând c/g259 masa proeminen/g288ei (mp) se adaug/g259 masei ultimului nivel. (b) For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 (Fbp) aferent/g259 masei (mp) se va calcula cu rela/g288ia: ( )( ) m mF 2 F p bbp /g32 (8.2) (7) Num/g259rul maxim de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) dat în tabelul 8.9 poate fi dep/g259/g250it cu un nivel, dar f/g259r/g259 a dep/g259/g250i în/g259l/g288imea de P+4E pentru zonele cu ag/g1480,15g, dac/g259 sunt îndeplinite urm/g259toarele dou/g259 condi/g288ii: - se folosesc elemente pentru zid/g259rie /g250i mortar cu care se ob/g288ine rezisten/g288a caracteristic /g259 la compresiune a zid/g259riei fk /g149 4,5 N/mm2; - siguran/g288a structurii este verificat/g259 prin calcul cu un procedeu static neliniar (biografic) confor m 4.5.3.5.2. (8) În acelea/g250i condi/g288ii ca la (7) se accept/g259 sc/g259derea cu cel mult 20% a densit/g259/g288ii m inime a pere/g288ilor (p%) stabilit/g259 în tabelul 8.9, dar f/g259r/g259 ca aceasta s/g259 devin/g259 mai mic/g259 de 3%. (9) Prevederile de la (7) /g250i (8) nu se vor aplica structurilor pentru care factorul de suprarezis ten/g288/g259 definit la 8.3.4.(2) are valoarea /g302u//g3021=1,0. (10) Prevederea în proiect a densit/g259/g288ii minime constructive a pere/g288ilo r structura li (p%), conform tabelelor 8.8 /g250i 8.9 /g250i/sau a rezisten/g288elor caracteristice minime ale zid/g259riei din tabelele 8.2 ÷ 8.5 nu asigur/g259 satisfacerea cerin/g288ei de siguran/g288/g259, în toate cazurile de alc/g259tu ire arhitectural-structural/g259 a cl/g259dirii /g250i pentru toate zonele seismice, /g250i în consecin /g288/g259, nu elimin/g259 obliga/g288ia proiectantului de a verifica, prin calcul, îndeplinirea acestei cerin /g288e. (0)(0) Se excepteaz/g259 de la aceast/g259 p revedere cl/g259dirile "simple din zid/g259rie" definite la 8.9 pentru care nu este obligatorie verificarea prin calcul a cerin/g288ei de siguran/g288/g259 pentru situa/g288ia seismic/g259 de proiectare. 184 Tabelul 8.10. Factori de comportare "q" pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie Regularitate Factorul de comportare q pentru tipul zid/g259riei Plan Eleva/g288ie ZNA ZC ZC+AR ZIA Da Da 1,75 /g302u//g3021 2,25 /g302u//g3021 2,50 /g302u//g3021 2,75 /g302u//g3021 Nu Da Da Nu 1,50 /g302u//g3021 2,00 /g302u//g3021 2,25 /g302u//g3021 2,50 /g302u//g3021 Nu Nu 1o Pentru structurile cu un singur nivel valorile "q" din acest tabel se reduc cu 15% 2o Pentru structurile cu pere/g288i din zid/g259rie confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturile orizontale (ZC+AR) valorile "q" din tabel se vor folosi numai dac/g259 în to/g288i pere/g288ii care preiau for/g288a seismic/g259 conform art.8.3.2.2.(3) arm/g259turile din rosturile de a/g250ezare respect/g259 cerin/g288ele minime din acest Cod. Dac/g259 aceste condi/g288ii nu sunt respectate se vor lua valorile corespunz/g259toare zid/g259riei confinate (ZC). (2) Factorul de suprarezisten/g288a este definit prin expresia 1 u//g68/g68 în care: - /g68u reprezint/g259 90% din for/g288a seismic/g259 orizontal/g259 pentru care, dac/g259 efectele celorlalte ac/g288iuni r/g259mân constante, structura atinge valoarea maxim/g259 a for/g288ei laterale capabile; - /g681 reprezint/g259 for/g288a seismic/g259 orizontal/g259 pentru care, dac/g259 efectele celorlalte ac/g288iuni r/g259mân constante, primul element structural atinge rezisten/g288a ultim/g259 (la încovoiere cu for/g288a axial/g259 sau la forfecare). (3) Calculul factorului de suprarezisten/g288/g259 se poate face folosind orice procedeu de calcul static neliniar. Valorile /g302u//g3021 ob/g288inute prin calcul nu vor dep/g259/g250i cu mai mult de 25% valorile forfetare date la (4). (4) Dac/g259 nu se efectueaz/g259 un calcul static neliniar conform (3), pentru cl/g259dirile cu nniv/g1162 , în cazul zid/g259riilor cu lege constitutiv/g259 /g305-/g72 cu deforma/g288iile specifice /g304mu//g304m1>>1,0 , valorile /g68u//g681 se vor lua dup/g259 cum urmeaz/g259: - cl/g259diri cu structura din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA): /g68u//g681=1,10 - cl/g259diri cu structura din zid/g259rie armat/g259 (ZC, ZC+AR, ZIA): /g68u//g681=1,25 8.3.3. Regularitate /g250i neregularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 (1) Criteriile specifice de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259, în plan /g250i în eleva/g288ie, pentru cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie folosite pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259 sunt identice cu cele folosite pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare detaliate în Codul CR 6 /g250i sunt în concordan/g288/g259 cu prevederile capitolul 4 din prezentul Cod. (0) 8.3.4. Factori de comportare (1) Factorii de comportare " q" pentru structurile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie, se vor lua din tabelul 8.10 185 (5) Pentru structurile cu pere/g288i din zid/g259rie cu lege constitutiv/g259 liniar/g259 cu /g72mu//g72m1/g351,0 pentru toate tipurile de elemente pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA, factorii de comportare q se vor lua dup/g259 cum urmeaz/g259: (0) - pentru zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA): q=1,50 - pentru zid/g259rie confinat/g259 (ZC) /g250i pentru zid/g259rie confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturile orizon tale (ZC+AR): q=2,0. 8.4. Calculul seismic al cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie (1) Calculul seismic al cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie se va face confor m principiilor /g250i regulilor generale din acest Cod, par. 4.5 cu preciz/g259rile specifice d ate în cele ce urmeaz/g259. (2) Spectrul de r/g259spuns elastic va fi calculat cu rela/g288ia (A.7.1.) din acest Cod. Factoru l de corec/g288ie dat de rela/g288ia (A.7.2) se va lua /g423=0,88, corespunz/g259tor frac/g288iunii din am ortizarea critic/g259 /g430=8%.(0) 8.4.1. Condi/g288ii generale (1) Modelul de calcul structural trebuie s/g259 reprezinte în mod adecvat propriet/g259/g288ile de rig iditate ale întregului sistem structural. (2) Determinarea eforturilor sec/g288ionale (N,M,V) în pere /g288ii structurali /g250i a deplas/g259rilor laterale ale structurii se poate face p rin procedee de calcul manual sau cu orice program de calcul bazat pe principiile recunoscute ale mecanicii structurilor. (3) Rigiditatea elastic/g259 a elementelor va fi calculat/g259 considerând deforma/g288iile din încovoiere /g250i din forfecare ale zid/g259riei nefisurate. (4) Rezultate mai exacte se ob/g288in folosind rigiditatea zid/g259riei fisurate: (a) pentru pere/g288ii din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA): (i) caracteristicile geometrice ale sec/g288iunii nefisurate din zid/g259rie; (ii) ½ din valoarea modulul de elasticitate secant de scurt/g259 durat/g259 al zid/g259riei (Ez) cu valoarea calculat/g259 în func/g288ie de rezisten/g288a caracteristic/g259 fk (iii) ½ din valoarea modulului de elasticitate transversal; ( ) (b) pentru zid/g259ria confinat/g259 (ZC) /g250i pentru zid/g259ria cu inim/g259 armat/g259 (ZIA): ( ) (i) caracteristicile geom etrice ale sec/g288iunii întregi nefisurate (zid/g259rie /g250i beton) (ii) ½ din valoarea modulului de elasticitate longitudinal echivalent, de scurt/g259 durat/g259, (EZC(ZIA)); (iii) ½ din valoarea mo dulului de elasticitate transversal echivalent (GZC(ZIA)). ( ) (5) Rigiditatea riglelor de cuplare din beton armat se va lua în calcu l cu valorile folosite p entru calculul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din beton armat (a se vedea CR2-1-1). (6) În modelul de calcul pentru pere/g288ii cu goluri din zid/g259rie nearmat/g259 nu se va /g288ine seam a de efectul riglelor de cuplare. Acestea vor fi arm ate constructiv, astfel încât 186 cedarea rig lei s/g259 precead/g259 cedarea reazemului (montantului) prin zdrobirea local/g259 a zid/g259riei. (7) Pentru calculul seismic, plan/g250eele cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie se clasific/g259 din punct de vedere al rigidit /g259/g288ii în plan orizontal în: - plan/g250ee rigide în plan orizontal; - plan/g250ee cu rigiditate nesemnificativ/g259 în plan orizo ntal. (8) La cl/g259dirile curente cu pere/g288i structurali din zid/g259rie, pentru modelul de calcul, pot fi considerate, f/g259r/g259 verific/g259 ri suplimentare, ca diafragme rigide în plan orizontal , dac/g259 nu sun t sl/g259bite semnificativ de goluri, f/g259r/g259 verificarea prin calcul, plan/g250eele care au urm /g259toarele alc/g259tuiri: - plan/g250ee din beton armat monolit sau din predale cu suprabetonare continu/g259 cu grosim e /g116 60 mm, armat/g259 cu plas/g259 de o/g288el beton cu aria /g116 250 mm 2/m pe fiecare d irec/g288ie; - plan/g250ee din panouri sau semi panouri prefabricate din beton armat îmbinate pe contur prin piese m etalice sudate, bucle de o/g288el beton /g250i beton de monolitizare; - plan/g250ee executate din elemente prefabricate de tip "fâ/g250ie", cu bucle sau cu bare de leg /g259tur/g259 la extremit/g259/g288i /g250i cu suprabetonare continu/g259 cu grosime /g116 60 mm, ar mat/g259 cu plas/g259 din o/g288el beton cu aria /g116250 mm 2/m pe fiecare direc /g288ie (/g1165/g418/m). (9) Plan/g250eul care nu satisface integral prevederile de la (8) poate fi considerat rigid în plan orizontal dac /g259, atunci când este modelat cu flexibilitatea sa real/g259 în plan, deplas/g259rile orizon tale calculate în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 nu dep/g259/g250esc nic/g259ieri cu m ai mult de 10 % din deplasarea orizontal/g259 absolut/g259 corespunz/g259toare. (10) Urm/g259toarele categorii de plan/g250ee vor fi considerate cu rigiditate nesemnificativ/g259, în plan orizontal: (a) plan/g250ee din elemente prefabricate de tip "fâ/g250ie" cu bucle sau cu bare de leg/g259tu r/g259 la extremit/g259/g288i; (b) plan/g250ee din elemente prefabricate din beton cu dimensiuni mici sau din blocuri ceram ice, f/g259r/g259 suprabetonare armat/g259 sau cu /g250ap/g259 nearmat/g259 cu grosimea /g10030 mm; (c) plan/g250ee din lemn. ( ) (11) În cl/g259dirile curente, indiferent de tipul zid/g259riei (ZNA, ZC, ZIA), în zonele seism ice cu ag/g1490,30g nu se accept/g259 prevederea plan/g250eelor par/g288iale (supante). În zonele cu ag/g1480,25g for/g288a seismic/g259 pentru cl/g259diri cu supante se va determina prin calculul modal cu spectre de r/g259spuns. (12) În cazul pere/g288ilor cu goluri de u/g250i /g250i/sau ferestre, plinurile orizontale din zid/g259rie vor fi considerate ca grinzi de cuplare num ai dac/g259 sunt /g288esute efectiv cu montan/g288ii al/g259tu ra/g288i /g250i dac/g259 sunt legate atât cu centura plan/g250eului cât /g250i cu buiandrugul de beton arm at de sub zid/g259rie (dac/g259 acesta este separat de centura plan/g250eului). (13) For/g288ele t/g259ietoare de baz/g259 pentru pere/g288ii structurali determinate prin calculul liniar elastic, confor m paragrafelor 4.4.3 /g250i 8.4.2.1.din acest Cod pot fi redistribuite între pere /g288ii de pe aceia/g250i direc/g288ie, cu condi/g288ia ca echilibrul global s/g259 fie satisf/g259cut /g250i ca 187 (1) Pentru proiectarea cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie în vederea satisfacerii cerin/g288elor fundamentale de siguran/g288a vie/g288ii /g250i de limitare a degrad/g259rilor efectele ac/g288iunii seismice /g250i ale altor ac/g288iuni incluse în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare se determin/g259 pe baza comport/g259rii liniar-elastice a structurii. (2) Pentru verificarea satisfacerii cerin/g288ei de evitare a pr/g259bu/g250irii locale sau generalizate, efectele ac/g288iunilor incluse în gruparea de înc/g259rc/g259ri pentru situa/g288ia seismic/g259 de proiectare se determin/g259 pe baza unui model care /g288ine seama de comportarea post-elastic/g259 a/g250teptat/g259 a structurii. (3) În condi/g288iile de la (1) în func/g288ie de caracteristicile de regularitate ale cl/g259dirii se va utiliza unul dintre urm/g259toarele tipuri de calcul liniar elastic: (a) Calculul cu for/g1802e seismice static echivalente (b) Calculul modal cu spectru de r/g259spuns ( ) (4) For/g288ele seismice de proiectare care ac/g288ioneaz/g259 perpendicular pe planul pere/g288ilor structurali se vor determina cu formula (10.1) folosind factorul de importan/g288/g259 al cl/g259dirii (/g534Ie) /g250i urm/g259toarele valori ale parametrilor /g533 /g250i q: (0) - pere/g288i structurali exteriori rezema/g288i în consol/g259 (calcane, frontoane) /g533 =2,5 q=1,5 - pere/g288i structurali exteriori rezema/g288i sus /g250i jos /g533= 1,0 q = 1,5 - pere/g288i structurali interiori /g533 = 1,0 q = 2,5 8.4.2.1. Calculul cu for/g1802e seismice statice echivalente (1) Calculul cu for/g1802e seismice statice echivalente se folose/g250te pentru toate cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie care îndeplinesc condi/g288iile de regularitate în plan /g250i în eleva/g288ie. (2) Prin excep/g288ie de la (1) calculul cu modele plane poate fi folosit /g250i în cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie care nu au regularitate în plan dar au regularitate în eleva/g288ie, numai dac/g259 sunt îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii suplimentare de alc/g259tuire: (a) cl/g259direa are plan/g250ee rigide în plan orizontal la toate nivelurile; (b) cl/g259direa se încadreaz/g259 în clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV; (c) în/g259l/g288imea cl/g259dirii este /g14810,0m (/g148 P+2E, în cazul cl/g259dirilor curente); 188 for/g288a t/g259ietoare în oricare perete s/g259 nu fie redus/g259/sporit/g259 cu mai mult de 20%. Redistribuirea este permis/g259 numai pentru zid/g259riile de lege /g305-/g72 de form/g259 liniar- dreptunghiular/g259 cu /g72mu>>/g72m1 /g250i nu se aplic/g259 în cazul zid/g259riilor fragile pentru care /g72mu/g35/g72m1 /g250i numai în cazul plan/g250eelor care au rezisten/g288/g259 suficient/g259 stabilit/g259 conform Codului CR 6, cap.6. (0) 8.4.2. Modele /g250i metode de calcul pentru stabilirea for/g288elor seis mice de proiectare (d) raportul dimensiunilor cl/g259dirii în plan, lungime /l/g259/g288ime este /g148 2.5 (e) sunt satisf/g259cute, la fiecare nivel, rela/g288iile ( ) (i) rx 2 > lpl 2 + e0x 2 (8.3a) (ii) ry 2 > lpl 2 + e0y 2 (8.3b) ( ) în care nota/g288iile sunt - lpl este raza de gira/g288ie a plan/g250eului; - rx /g250i ry sunt razele de torsiune; - e0x /g250i e0y sunt distan/g288ele între centrul de mas/g259 /g250i centrul de rigiditate m/g259surate pe direc/g288iile "x" /g250i respectiv "y" În cazu l în care condi/g288iile speciale de mai sus sunt îndeplinite, cu excep/g288ia rela/g288iilor (8.3a) /g250i (8.3b), se accept/g259 folosirea calculului cu dou/g259 modele plane dar toate valorile efectelor ac/g288iunii seismice care se ob/g288in vor fi majorate 25%. (3) M/g259rimile din rela/g288iile (8.3a) /g250i (8.3b) sunt definite astfel: (a) Raza de gira/g288ie a plan/g250eului se calculeaz/g259 cu rela/g288ia pl pl , p pl A Il /g32 (8.4) unde Apl este aria plan/g250eului Ip,pl este momentul polar al suprafe/g288ei plan/g250eului calculat cu rela/g288ia Ip,pl = Ix (pl) + Iy (pl) (8.5) în care Ix(pl) /g250i Iy(pl) sunt momentele de iner/g288ie ale ariei plan/g250eului în raport cu un sistem de axe paralel cu axele Oxy, care are originea în centrul maselor (centrul de greutate al suprafe/g288ei plan/g250eului). (b) Razele de torsiune ale structurii se calculeaz/g259 cu rela/g288iile( ) /g166 /g32 x R x 0 K Jr /g166 /g32 y R y 0 K Jr (8.6) unde JR este rigiditatea la torsiune a structurii; /g54Kx /g250i /g54Ky sunt rigidit/g259/g288ile relative de nivel ale structurii pe direc/g288iile principale (a se vedea Cap.4) (4) În condi/g288iile de la (1) /g250i (2) calculul se va face folosind dou/g259 modele plane constituite fiecare din pere/g288ii structurali dispu/g250i p e direc/g288iile principale ale cl/g259dirii (5) For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 pentru ansamblul cl/g259dirii, pentru fiecare direc/g288ie principal/g259, se calculeaz/g259 cu rela/g288ia general/g259 (4.5) din acest Cod detaliat/g259, simplificat, sub for ma (0) 189 G c mq aF s g e I b /g32/g32 /g79/g75/g69/g74 0 , (8.7) unde /g5330 = 2,50 ordonata maxim/g259 a spectrului elastic /g536 = 0,88 factorul de reducere care /g288ine seama de amortizarea zid/g259riei /g543=8% q factorul de comportare conform tabelului 8.10 sau, dup/g259 caz, conform 8.3.4.(5) /g534I,e factorul de importan/g288/g259 /g540 = 1,0 pentru cl/g259dirile P, P+1E /g250i /g540=0,85 pentru cl/g259dirile /g149P+2E m masa total/g259 a cl/g259dirii supus/g259 ac/g288iunii seismice G = g×m greutatea total/g259 a cl/g259dirii cs coeficientul seismic global Rela/g288ia (8.7) /g288ine seama de faptul c/g259 pentru cl/g259dirile curente din zid/g259rie cu în/g259l/g288ime /g148 P+4E, perioada proprie a m odului fundamental vibra/g288ie calculat/g259 cu rela/g288ia (B.3) din Anexa B la acest Cod rezult /g259 T1<0,7s. 8.4.2.2. Calcul modal cu spectrul de r/g259spuns (1) Pentru cl/g259dirile care nu satisfac condi/g288iile de regularitate în eleva/g288ie se va folosi calcu lul modal cu spectrul de r/g259spuns, cu modele plane sau spa/g288iale conform tabelului 4.1 din acest Cod. (2) Calculul modal cu spectrul de r/g259spuns va fi folosit pentru cl/g259dirile încadrate în clasa d e importan/g288/g259 I chiar dac/g259 sunt satisfacute condi/g288iile de regularitate care permit calcu lul cu dou/g259 modele plane. (0) 8.4.2.3. Metode de calcul neliniar (1) Pentru evaluarea /g250i/sau validarea unor alc/g259tuiri arhitectural-structurale care nu respec t/g259 în totalitate recomand/g259rile /g250i/sau condi/g288iile generale de regularitate date în capito lul 4 din acest Cod vor fi folosite procedee de calcul care iau în consid erare com portarea postelastic/g259 a pere/g288ilor structurali de zid/g259rie. Procedeul este aplicabil numai în cazul zid/g259riilor pentru care parametrii curbei /g305-/g72 sunt /g72mu>>/g72m1. (2) Procedeul de calcul static neliniar (calcul " biografic") urm/g259re/g250te, pe m/g259sura sporirii înc /g259rc/g259rilor laterale, evolu/g288ia nivelurilor de solicitare atinse de pere/g288ii structurali (montan/g288i /g250i, dup/g259 caz, grinzi de cuplare) p ân/g259 la ie/g250irea succesiv/g259 din lucru a acesto ra. Capacitatea de rezisten/g288/g259 a structurii este considerat/g259 atins/g259 când reducerea for/g288ei cap abile ini/g288iale este de 15%. (3) Pentru cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie cu nniv/g1483 calculul biografic se poate face pentru fiecare etaj în parte. (4) Folosirea procedeelor de calcul dinam ic neliniar nu este justificat/g259 pentru cl/g259dirile curente cu pere/g288i stru cturali din zid/g259rie. (0) 190 (1) Pentru calculul cu modele plane, pentru fiecare direc/g288ie principal/g259, for/g288a seismic/g259 de proiectare de nivel pentru ansamblul construc/g288iei Fi calculat/g259 cu rela/g288ia (4.5) se va distribui pere/g288ilor structurali propor/g288ional cu rigiditatea relativ/g259 de nivel a fiec/g259ruia, determinat/g259 conform principiilor de la 8.4.1 /g250i /g288inând seama de efectele de torsiune calculate conform 4.5.3.2.4. (2) În cazul calculului modal cu spectrul de r/g259spuns folosind modele spa/g288iale, distribu/g288ia for/g288ei seismice între pere/g288ii structurali rezult/g259 din calculul structural. (0) 8.4.3.2.2.Cl/g259diri cu plan/g250ee cu rigiditate nesemnificativ/g259 în plan orizontal (1) Pentru cl/g259dirile cu plan/g250ee cu rigiditate nesemnificativ/g259 în plan orizontal, for/g288a seismic/g259 de proiectare pentru ansamblul construc/g288iei se distribuie pere/g288ilor structurali propor/g288ional cu masa aferent/g259 fiec/g259ruia, compus/g259 din greutatea proprie a peretelui /g250i din înc/g259rc/g259rile aduse de plan/g250eele aferente. (0) 8.5. Principii /g250i reguli generale de alc/g259tuire specifice construc/g288iilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie 8.5.1. Condi/g288ii generale (1) Cl/g259dirile etajate cu pere/g288i structurali din zid/g259rie trebuie s/g259 satisfac/g259 prevederile generale de alc/g259tuire de ansamblu date la 4.4. /g250i prevederile generale pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare date din Codul CR 6. (2) Pentru asigurarea comport/g259rii spa/g288iale a structurilor cu pere/g288i din zid/g259rie, în proiect se vor prevedea m/g259suri adecvate pentru realizarea unor leg/g259turi sigure, între: (0) - pere/g288ii structurali de pe cele dou/g259 direc/g288ii principale; - pere/g288i /g250i plan/g250ee. 8.4.3. Determinarea for/g288elor seismice de proiectare pentru pere/g288ii structurali 8.4.3.1. Distribu/g288ia for/g288elor seismice orizontale pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii (1) Pentru cl/g259dirile curente cu pere/g288i structurali din zid/g259rie, distribu/g288ia for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii se va face cu rela/g288ia (4.5) din acest Cod, admi/g288ând c/g259 forma proprie a modului fundamental este o linie dreapt/g259. (0) 8.4.3.2. Distribu/g288ia for/g288ei t/g259ietoare între pere/g288ii structurali 8.4.3.2.1.Cl/g259diri cu plan/g250ee rigide în plan orizontal 191 8.5.2. Proiectarea suprastructurii 8.5.2.1. Pere/g288i structurali 8.5.2.1.1.Condi/g288ii generale (1) To/g288i pere/g288ii din zid/g259rie care îndeplinesc condi/g288iile de la 8.1.1. (3) vor fi considera/g288i "pere/g288i structurali" /g250i vor fi proiecta/g288i conform acestui capitol. (2) Pere/g288ii din zid/g259rie care nu îndeplinesc condi/g288iile de la 8.1.1. (3) vor fi considera/g288i "pere/g288i nestructurali" /g250i vor fi calcula/g288i /g250i alc/g259tui/g288i, pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i situa/g288ia tranzitorie de proiectare conform prevederilor din Codul CR 6 /g250i pentru situa/g288ia seism ic/g259 de proiectare conform prevederilor din capitolul 10 din acest Cod. (3) Structurile construc/g288iilor etajate curente din zid/g259rie, se clasific/g259 dup/g259 cum urm eaz/g259: (0) - structuri cu pere/g288i structurali de/g250i (sistem fagure); - structuri cu pere/g288i structurali rari (sistem celular). - structuri mixte ( dual) la care pere /g288ii structurali conlucreaz/g259 cu cadre din beton arm at pentru preluarea for/g288elor seismice 8.5.2.1.2.Arii de zid/g259rie /g250i cerin/g288e privind geometria pere/g288ilor (1) Valorile necesare ale ariilor nete ale pere/g288ilo r structurali, pe ambele direc /g288ii principale ale construc/g288iei, se vor stabili prin calcul. Aces te valori treb uie s/g259 fie cel pu/g288in egale cu cele din tabelele 8.8 /g250i 8.9 sau cu valorile reduse conform 8.3.2.2.(7) /g250i 8.3.2.2.(8). (2) Lungimea minim/g259 (lmin) a spale/g288ilor adiacen/g288i golurilor de u/g250i /g250i de ferestre se lim iteaz/g259, în func/g288ie de cea mai mare în/g259l/g288ime a golurilor adiacente (hgol) sau de grosim ea peretelui (t), dup/g259 cum urmeaz/g259: (a) pentru zid/g259ria nearmat/g259 (ZNA): - spale/g288i de cap/g259t la pere/g288i de fa/g288ad/g259 /g250i interiori: lmin=0,6hgol /g116 1,20 m - spale/g288i intermediari la pere/g288i de fa/g288ad/g259 /g250i interiori: lmin=0,5hgol /g116 1,00 m (b) pentru zid/g259ria confinat/g259 (ZC sau ZC+AR): - spale/g288i de cap/g259t la pere/g288i de fa/g288ad/g259 /g250i interiori: lmin =0,5hgol /g116 1,00 m - spale/g288i intermediari la pere/g288i de fa/g288ad/g259 /g250i interiori: lmin=0,4hgol /g116 0,80 m (c) pentru zid/g259ria cu inim/g259 armat/g259 (ZIA): lmin=3t unde t este grosim ea total/g259 a peretelui. ( ) 192 Figura 8.1. Dispunerea în plan a golurilor din pere/g288ii de zid/g259rie (3) Raportul /g85 între ariile în plan ale golurilor de u/g250i /g250i ferestre /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie v a fi limitat la valorile din tabelul 8.11. Pentru determinarea raportu lui /g545 se iau în consid erare numai elementele verticale cu continuitate pân/g259 la funda/g288ii /g250i care au dim ensiuni cel pu/g288in egale cu valorile minime date la (2). Tabelul 8.11. Raportul /g85 între ariile în plan ale golurilor de u/g250i /g250i ferestre /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie Accelera/g288ia ag 0,10 g 0,15 g 0,20 g /g250i 0,25g 0,30g÷ 0,40g Perete exterior nniv/g1003 /g85/g1001,5 nniv/g1003 /g85 /g100 1,25 /g85/g1001,00 /g85/g1000,80 nniv=4,5 /g85/g1001,25 nniv=4 /g85 /g100 1,00 Perete interior nniv/g1003 /g85/g1000,55 nniv/g1003 /g85 /g100 0,45 /g85/g1000,35 /g85/g100 0,.25 nniv=4,5 /g85 /g100 0,45 nniv=4 /g85 /g100 0,35 (4) Grosimea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cerin/g288a de siguran/g288/g259 structural/g259, indiferent de materialul elementelor din care este executat/g259 zid/g259ria va fi 240 mm. Pentru satisfacerea celorlalte cerin/g288e esen /g288iale, grosimile pere/g288ilor se vor stabili confor m reglement/g259rilor specifice în vigoare. (5) Indiferent de rezultatele calculelor de rezisten/g288/g259, raportul între în/g259l/g288imea etaju lui ( het) /g250i grosimea peretelui structural (t) trebuie s/g259 satisfac/g259 urm/g259toarele condi/g288ii: (0) - zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) het/t/g10012; - zid/g259rie confinat/g259 (ZC) /g250i zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 (ZIA) het/t/g10015. 8.5.2.1.3.Sec/g288iuni de zid/g259rie sl/g259bite prin goluri /g250i /g250li/g288uri. (1) Se aplic/g259 prevederile comune pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare date în Codul CR 6, indiferent de zona seismic/g259, de în/g259l/g288im ea cl/g259dirii /g250i de materialele din care este realizat/g259 zid/g259ria. (0) 193 8.5.2.2. Plan/g250ee (1) Pentru proiectarea plan/g250eelor se va /g288ine seama de prevederile comune pentru situa/g288ia persisten t/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare, de condi/g288iile g enerale date în acest Cod, art.4.4.4., /g250i de prevederile specifice date în continuare. (2) Plan/g250eele cu rigiditate nesemnificativ/g259 în plan orizontal sunt permise numai pentru: - ultimul nivel al cl/g259dirilor cu pere/g288i s tructurali din zid/g259rie, cu un singur nivel cu sau f/g259r/g259 m ansard/g259 - (P) sau (P+M) , pentru zonele seismice cu ag=0,10g; - plan/g250eele intermediare ale construc/g288iilor cu dou/g259 /g250i trei niveluri (P+1E÷2E), din clasele de im portan/g288/g259 III /g250i IV, în zonele seismice cu ag/g1480,15g (cu excep/g288ia plan/g250eu lui peste subsol); (3) În cazul plan/g250eelor cu goluri de dimensiuni mari se vor respecta condi/g288iile generale date la 4.4.4.5 /g250i preved erile de la (4) /g250i (5). (4) Pozi/g288iile golurilor de dimensiuni mari vor fi stabilite încât s/g259 nu conduc/g259 la reducerea rigidit/g259/g288ii /g250i a rezisten /g288ei plan/g250eelor /g250i s/g259 asigure transferul for/g288elor orizon tale la pere/g288ii structurali f/g259r/g259 concentr/g259ri importante de eforturi. În acest scop, se va evita pozi/g288ionarea golurilor la col/g288urile plan/g250eelor, lâng/g259 pere/g288ii de contur sau al/g259tu rarea mai multor goluri. Figura 8.2. Pozi/g288ionarea golurilor de mari dimensiuni în plan/g250ee (5) În cazurile în care sl/g259birea semnificativ/g259 a plan/g250eelor prin goluri nu poate fi evitat/g259 s e va /g288ine seama de efectul rigidit/g259/g288ii finite a plan/g250eului prin adoptarea unui model de calcul spa/g288ial. (0) 8.5.3. Proiectarea infrastructurii (1) Alc/g259tuirea infrastructurii cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie va respecta prevederile generale pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzito rie de proiectare, principiile generale date la 4.4.1.7 /g250i prevederile specifice date în continuare. (2) Dimensionarea funda/g288iilor, soclurilor /g250i pere/g288ilor de subsol se va face prin calcul pentru satisfacerea condi/g288iilo r de rezisten/g288/g259 sub efectele rezultate din gruparea funda mental/g259 de înc/g259rc/g259ri. Dimensiunile astfel ob/g288inute vor fi verificate /g250i pentru efectele înc/g259rc/g259rilor din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri. (3) În zonele seismice cu ag/g1490.25g, pentru dimensionarea funda/g288iilor, soclurilor /g250i pere/g288ilo r de subsol, efectele ac/g288iunii seismice se vor lua în calcu l cu valorile 194 8.5.3.1. Funda/g288iile pere/g288ilor structurali (1) Funda/g288iile pere/g288ilor structurali din zid/g259rie vor fi de tip "talp/g259 continu/g259". (2) Prin excep/g288ie de la (1), în zonele cu accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare ag/g1000,15g, în cazul unor înc/g259rc/g259ri verticale reduse (cl/g259diri /g100 P+1E+M), pentru cl/g259diri din clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV, pe terenuri normale de fundare, cu presiunea conven/g288ional/g259 pe teren pconv > 200 kPa, se pot prevedea /g250i funda/g288ii izolate din beton simplu, legate cu grinzi din beton armat pe ambele direc/g288ii. (0) 8.5.3.2. Socluri (1) În cazul construc/g288iilor f/g259r/g259 subsol, soclul /g250i funda/g288iile vor fi executate din beton armat, cu excep/g288ia situa/g288iilor prev/g259zute la (2). (2) În cazul amplasamentelor cu teren normal de fundare, pentru construc/g288ii din clasa de importan/g288/g259 III, cu nniv /g100 3, în zonele seismice cu ag/g1000,15g, precum /g250i pentru construc/g288ii din clasa de importan/g288/g259 IV, în toate zonele seismice, soclul poate fi executat din beton simplu dac/g259 rezultatele calculelor de dimensionare cu înc/g259rc/g259rile men/g288ionate la 8.5.3.(2) permit aceast/g259 solu/g288ie. (0) 8.5.3.3. Pere/g288i de subsol (1) Pere/g288ii de subsol ai cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie se vor realiza din beton armat cu excep/g288ia situa/g288iilor prev/g259zute la (2). (2) În cazul amplasamentelor cu teren normal de fundare, pentru construc/g288ii din clasa de importan/g288/g259 III, cu nniv/g1003, în zonele seismice cu ag/g1000,15g, precum /g250i pentru construc/g288ii din clasa de importan/g288/g259 IV, în toate zonele seismice, pere/g288ii de subsol pot fi executa/g288i din beton simplu dac/g259 rezultatele calculelor de dimensionare cu înc/g259rc/g259rile men/g288ionate la 8.5.3.(2) permit aceast/g259 solu/g288ie. (3) În zonele seismice cu ag/g1160,25g se va evita sl/g259birea semnificativ/g259 prin goluri a pere/g288ilor de subsol, rezisten/g288a zonelor sl/g259bite va fi verificat/g259 prin calcul /g250i, dac/g259 este necesar, se vor adopta solu/g288ii de sporire a rezisten/g288ei acestora. (4) Pentru cl/g259dirile cu pere/g288i dispu/g250i în sistem celular, în zonele cu ag/g1160,25g, în afara m/g259surilor de la (3) se recomand/g259 sporirea rigidit/g259/g288ii subsolului prin introducerea unor pere/g288i suplimentari (realizarea unui subsol cu pere/g288i de/g250i). (0) 8.5.3.4. Plan/g250ee la infrastructur/g259 (1) Plan/g250eul peste subsol va fi realizat din beton armat indiferent de zona seismic/g259 a amplasamentului, de în/g259l/g288imea cl/g259dirii /g250i de materialele din care este realizat/g259 zid/g259ria. (0) rezisten/g288elor de proiectare la încovoiere cu for/g288/g259 axial/g259 ale pere/g288ilor din eleva/g288ie determinate considerând rezisten/g288a arm/g259turilor majorat/g259 cu 25%. În cazul pere/g288ilor cupla/g288i se va /g288ine seama /g250i de modificarea for/g288ei axiale corespunz/g259tor rezisten/g288elor de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare ale grinzilor de cuplare. (0) 195 8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie (1) Pentru proiectarea pere/g288ilor structurali /g250i a plan/g250eelor se vor respecta regulile generale din paragraful 8.5.2. /g250i regu lile specifice date în continuare. (2) Se recomand/g259 ca dimensiunile în plan ale plinurilor de zid/g259rie, între goluri sau pân/g259 la c ap/g259tul peretelui, s/g259 fie multiplu de ½ din lungimea elementului pentru zid/g259rie. (3) Condi/g288ia de la (2) este obligatorie pentru zid/g259riile realizate cu elem ente din argil/g259 ars/g259 din grupa 2S; în acest caz , pentru a se elimina t/g259ierea/spargerea la /g250antier a elem entelor, se vor folosi numai elemente speciale, cu lungimea egal/g259 cu un submultiplu al lungimii nominale, din sortimentele respective. Dac/g259 nu se realizeaz/g259 modularea se vor spori dim ensiunile stâlpi/g250orilor din beton armat. (4) În cazul zid/g259riilor cu în/g259l/g288imea de referin/g288/g259 a rândului /g116200 mm, în/g259l/g288imea panoului de zid/g259rie, în tre centurile de beton armat, va fi un multiplu întreg al în/g259l/g288imii rândului (în /g259l/g288imea elementului + grosimea stratului de mortar de circa 10/g12112 mm). h - în/g259l/g288imea elementului. l - lungimea elementului Figura 8.3. Modularea zid/g259riilor în raport cu dimensiunile elementelor pentru zid/g259rie (5) În cazul cl/g259dirilor cu plan/g250ee alc/g259tuite din elemente liniare (care descarc/g259 pe o singur/g259 direc/g288ie), în toate zonele seismice /g250i indiferent de tipul zid/g259riei (ZNA, ZC sau ZIA), se vo r prevedea m/g259suri constructive pentru ancorarea, la fiecare plan/g250eu, a pere/g288ilo r structurali exte riori dispu/g250i paralel cu elementele principale ale plan/g250eului. Se recom and/g259 ca to/g288i pere/g288ii structurali de pe contur s/g259 fie înc/g259rca/g288i direct de plan/g250eu. (0) 8.5.4.2. Reguli specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) (1) Toate cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259, indiferent de elem entele pentru zid/g259rie /g250i de mortarele folosite, vor avea stâlpi/g250ori din beton armat dispu/g250i con structiv, în func/g288ie de zona seismic/g259 conform 8.5.4.2.1. (1). (2) Peste golurile de u/g250i /g250i de ferestre se vor prevedea buiandrugi din beton armat lega/g288i, de regul/g259, cu cen tura de la nivelul plan/g250eului. 196 Reguli specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie (1) În cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie, indiferent de elementele pentru zid/g259rie /g250i de mortarele folosite, vor fi prev/g259zute elemente de confinare din beton armat dispuse vertical (stâlpi/g250ori) /g250i orizontal (centuri) dup/g259 cum urmeaz/g259: (a) pentru cl/g259dirile din ZNA /g314 elemente cu rol constructiv; (b) pentru cl/g259dirile din ZC /g250i ZC+AR /g314 elemente cu rol structural. ( ) (2) Pozi/g288iile în plan /g250i pe vertical/g259 /g250i dimensiunile sec/g288iunii transversale /g250i armarea longitudinal/g259 /g250i transversal/g259 ale stâlpi/g250orilor /g250i centurilor se stabilesc /g288inând seama de efectele înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i ale for/g288elor seismice de proiectare, cu respectarea condi/g288iilor precizate în continuare. (0) 8.5.4.3.1.Prevederi referitoare la stâlpi/g250ori (1) La toate cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie simpl/g259 (ZNA) cu elemente din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA , se vor prevedea, ca m/g259sur/g259 constructiv/g259, stâlpi/g250ori de beton armat în urm/g259toarele pozi/g288ii (figura 8.4,a): (a) Pentru zonele seismice cu ag/g1480,15g. la toate col/g288urile exterioare /g250i intrânde de pe conturul construc/g288iei (SC1) (b) Pentru zonele seismice cu 0,15 g<ag/g1480,25g la toate col/g288urile exterioare /g250i intrânde de pe conturul construc/g288iei (SC1) /g250i la casa sc/g259rii (SC2). ( ) (2) La cl/g259dirile cu pere/g288i din zid/g259rie confinat/g259 (ZC), cu elemente din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA, stâlpi/g250orii de beton armat vor fi amplasa/g288i în urm/g259toarele pozi/g288ii (figura 8.4b): (a) la toate col/g288urile exterioare /g250i intrânde de pe conturul construc/g288iei(S1); (b) la capetele libere ale fiec/g259rui perete; (c) de ambele p/g259r/g288i ale oric/g259rui gol (S3) cu suprafa/g288a /g1162,5 m2 în zonele seismice cu ag/g1480,20g /g250i de ambele p/g259r/g288i ale oric/g259rui gol cu suprafa/g288a /g1491,5 m2 în zonele seismice cu ag/g1490,25g; golurile cu dimensiuni mai mici vor fi m/g259rginite cu stâlpi/g250ori dac/g259 necesitatea acestora rezult/g259 din calcule sau din cerin/g288a d; (d) în lungul peretelui (S2), astfel încât distan/g288a între axele stâlpi/g250orilor s/g259 nu dep/g259/g250easc/g259: (i) 5.0 m în cazul structurilor cu pere/g288i de/g250i (sistem fagure); (ii) 4.0 m în cazul structurilor cu pere/g288i rari (sistem celular); ( ) (e) la intersec/g288iile pere/g288ilor, dac/g259 cel mai apropiat stâlpi/g250or amplasat conform regulilor de mai sus se afl/g259 la o distan/g288/g259 mai mare de 3 t unde t este grosimea peretelui (f) în to/g288i spale/g288ii care nu au lungimea minim/g259 prev/g259zut/g259 la art.8.5.2.1.2 (2) ( ) (3) Pentru cl/g259dirile amplasate în zone seismice cu ag/g1160,15g în zonele de leg /g259tur/g259 între pere/g288ii perpendiculari (col/g288uri, ramifica/g288ii /g250i intersec/g288ii) se vor prevedea arm/g259turi în rosturile orizontale conform 8.5.4.2.4. (0) 8.5.4.3. confinat/g259 (ZC) 197 (a) Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor constructivi la cl/g259diri din zid/g259rie nearmat/g259 - (b) Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor din beton armat la structuri din zid/g259rie confinat/g259 Figur a 8.4. Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor din beton armat la structuri din zid/g259rie confinat/g259 (3) Stâlpi/g250orii vor fi executa/g288i pe toat/g259 în/g259l/g288imea construc/g288iei. (4) Sec/g288iunea transversal/g259 a stâlpi/g250orilor de beton armat va satisface urm/g259toarele condi/g288ii: (a) aria sec/g288iunii transversale /g116 625cm2; (b) latura minim/g259 /g149 25cm. ( ) (5) Armarea stâlpi/g250orilor se va stabili prin calcul, cu urm/g259toarele condi/g288ii minime: (a) procentul de armare longitudinal/g259: (i) /g149 1,0% pentru zonele seismice ag/g1490,25g; (ii) /g149 0,8% pentru zonele seismice ag=0,15g /g250i ag=0,20g. (iii) /g149 0,6 % pentru zonele seismice ag=0,10g( ) (b) diametrul barelor longitudinale /g14912mm; (c) armare transversal/g259: ( ) (i) etrieri închi/g250i cu /g301/g1166 mm; (ii) distan/g288a între etrieri: /g10015cm în câmp curent /g250i /g10010 cm pe lungim ea de înn/g259dire a barelor longitudinale /g250i pe 60 cm la intersec/g288iile cu centurile (peste /g250i sub centur/g259). ( ) 198 (6) Barele longitudinale ale stâlpi/g250orilor de la ultimul nivel vor fi ancorate în centurile ultimului nivel conform SR EN 1992-1-1. (7) Înn/g259direa barelor longitudinale din stâlpi/g250ori se va face prin suprapunere, f/g259r/g259 cârlige, pe o lungim e /g11650/g41; în sec/g288iunea de la baz/g259 (sec/g288iunea de încastrare), suprapunerea barelor lo ngitudinale ale stâlpi/g250orilor din suprastructur/g259 cu must/g259/g288ile din socluri sau din pere /g288ii de subsol se va face pe o lungime /g11660/g41. (0) 8.5.4.3.2.Prevederi referitoare la centuri (1) Pentru toate cl/g259dirile, indiferent de alc/g259tuirea zid/g259riei (ZNA, ZC sau ZIA) /g250i d e zona seismic/g259, se vor prevedea centuri de beton armat în planul pere/g288ilor: (a) la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu, indiferent de materialul din care este realizat. (beton arm at sau lemn) /g250i de tehnologia de realizare a acestuia, (b) în pozi/g288ie intermediar/g259, la construc/g288iile etajate cu pere/g288i rari (sistem celular) /g250i la con struc/g288iile tip “sal/g259/hal/g259” ai c/g259ror pere/g288i structurali au în/g259l/g288imea >3,20 m, în zonele seism ice cu ag/g1490,15 g, sau >4,00 m - în zonele seismice cu ag=0,10g. ( ) (2) În cazul cl/g259dirilor cu mansard/g259 sau cu pod necirculabil /g250i cu /g250arpant/g259 din lemn se vor prev edea centuri la partea superioar/g259 a tuturor pere/g288ilor care dep/g259/g250esc nivelul ultimului plan/g250eu. (3) Centurile prev/g259zute conform (1) vor fi continue pe toat/g259 lungimea peretelui /g250i vor alc/g259tu i contururi închise. Centurile de la ni velul plan/g250eelor curente /g250i cele de la acoperi/g250 nu vor fi întrerupte de goluri de u/g250i /g250i ferestre cu excep/g288ia situa/g288iilor m en/g288ionate la (4). (4) Continuitatea centurilor poate fi întrerupt/g259 num ai în urm/g259toarele situa/g288ii: (a) centura plan/g250eului curent, în dreptul casei sc/g259rii, cu condi/g288ia s/g259 se prevad/g259: (i) stâlpi/g250ori din beton armat la ambele margini ale golului; (ii) o centur/g259-buiandrug, la podestul intermediar, legat/g259 de cei doi stâlpi/g250ori; ( ) (b) centura peste zidul de la ma nsard/g259, în dreptul lucarnelor, cu condi/g288ia s/g259 se prevad/g259: ( ) (i) stâlpi/g250ori de beton armat la ambele margini ale golului, cu arm/g259turile longitudinale ancorate corespunz/g259 tor în centura plan/g250eului inferior; (ii) centur/g259 peste parapetul de zid/g259rie al ferestrei, legat/g259 de cei d oi stâlpi/g250ori. ( ) Figura 8.5. Întreruperea centurilor la casa sc/g259rii 199 (5) Se recom and/g259 ca întreruperea centurilor de la casa sc/g259rii, s/g259 fie prev/g259zut/g259 num ai pentru cl/g259dirile din zonele seismice cu ag /g1000,20g. (6) Sec/g288iunea transversal/g259 a centurilor de beton armat va satisface urm/g259toarele condi/g288ii: (a) aria sec/g288iunii transversale /g116 500cm2, cu respectarea urm/g259toarelor dimensiuni: ( ) (i) l/g259/g288imea /g11625 cm, dar /g116 /g1152 din grosimea peretelui; (ii) în/g259l/g288imea /g149 decât grosimea pl/g259cii plan/g250eului pentru pere/g288ii interiori /g250i /g149 decât dub lul acesteia pentru pere/g288ii de pe conturul cl/g259dirii /g250i de la casa sc/g259rii. ( ) (7) Armarea centurilor se va stabili prin calcul cu urm/g259toarele condi/g288ii minime: (a) procentul de armare longitudinal/g259: (i) /g149 1,0% pentru zonele seismice ag /g149 0,25g; (ii) /g149 0,8% pentru zonele seismice ag=0,15g /g250i ag =0,20g. (iii) /g149 0,6 % pentru zonele seismice ag=0,10g( ) (b) diametrul barelor longitudinale /g14912mm; (c) armare transversal/g259: ( ) (i) etrieri închi/g250i cu /g301/g1166mm; (ii) distan/g288a între etrieri: /g10015 cm în câmp curent /g250i /g100 10 cm pe lungim ea de înn/g259dire a barelor longitudinale /g250i pe 60 cm la intersec/g288iile cu stâlpi/g250orii. ( ) (8) Înn/g259dirile barelor longitudinale se vor face prin suprapunere, f/g259r/g259 cârlige, pe o lungim e de 60/g41. Sec/g288iunile de înn/g259dire ale barelor vor fi decalate cu cel pu/g288in 1.00 m; într-o sec/g288iune se vor înn/g259di cel mult 50% din barele centurii. Figura 8.6. Înn/g259direa barelor din centuri (9) La col/g288uri, intersec/g288ii /g250i ramifica/g288ii se va asigura leg/g259tu ra monolit/g259 a centurilor am plasate pe cele dou/g259 direc/g288ii iar continuitatea transmiterii eforturilor va fi realizat/g259 prin ancorarea barelor longitudinale în centurile perpendiculare pe o lungim e /g149 60/g41. (10) În cazul sli/g288urilor verticale realizate prin zidire, continuitatea arm /g259turilor din centuri care se în trerup va fi asigurat/g259 prin bare suplimentare având o sec/g288iune cu cel pu/g288in 20% m ai mare decât cea a barelor întrerupte. Figura 8.7. Armarea centurilor sl/g259bite prin /g250li/g288uri (11) În cazul cl/g259dirilor cu /g250arpant/g259, în centurile de la ultim ul nivel se vo r prevedea piese m etalice pentru ancorarea cosoroabelor /g250arpantei. (0) 200 8.5.4.3.3.Prevederi referitoare la buiandrugi /g250i rigle de cuplare (1) În cl/g259dirile curente, riglele de cuplare vor fi legate m onolit cu centura plan/g250eului. (2) Lungimea de rezemare a riglelor de cuplare pe pere/g288ii de zid/g259rie va fi /g11640cm (3) L/g259/g288imea riglelor de cuplare va fi egal/g259 cu grosimea peretelui. Pentru pere/g288ii de fa/g288ad/g259 se accept/g259 o reducere de 5cm pentru aplicarea protec/g288iei termice. (4) În condi/g288iile de la (1) armarea elementului constituit din centur/g259 /g250i rigla de cuplare (buiandrug) va satisface u rm/g259toarele condi/g288ii: (a) la partea superioar/g259, arm/g259tura din centur/g259 va fi continu/g259 în rigla de cuplare; (b) la partea inferioar/g259 procentul de armare va fi 0,1% raportat la sec/g288iunea de beton; (c) pentru elementele cu h>700 mm se aplic/g259 prevederile SR EN 1992-1-1; (d) capacitate de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare va fi superioar/g259 cu cel pu/g288in 25% celei corespunz/g259toare m omentelor ultime ale elementului calculate /g288inând seama de suprarezisten/g288a arm/g259turilor. ( ) (5) Dac/g259 buiandrugul prev/g259zut la (4) nu este legat cu centura plan/g250eului, armarea acestu ia se va determina numai pentru înc/g259rc/g259rile verticale aferente /g250i va respecta condi/g288iile din SR EN 1992-1-1 pentru elem ente neparticipante la preluarea eforturilo r din cutrem ur. (0) 8.5.4.3.4.Prevederi referitoare la armarea zid/g259riei în rosturile orizontale (1) Pentru cl/g259dirile din ZC+AR sec/g288iunea arm /g259turilor dispuse în rosturile orizontale ale zid/g259riei va fi determinat/g259 prin calcul. (2) La cl/g259dirile situate în zone seismice cu a g/g1160,15g, rosturile orizontale ale zid/g259riei vor fi arm ate, indiferent de rezultatele calculului, pentru urm/g259toarele elemente: (a) spale/g288ii între ferestre sau u/g250i care au raportul în/g259l/g288ime / l/g259/g288ime /g1002,5, da c/g259 nu sunt înt/g259ri/g288i cu stâlpi/g250o ri din beton armat la extremit/g259/g288i; (b) zonele de leg/g259tur/g259 între pere/g288ii perpendiculari (intersec/g288ii, col/g288uri /g250i ramifica/g288ii); (c) parape/g288ii de sub ferestre. ( ) La intersec/g288ii, col/g288uri /g250i ramifica/g288ii arm /g259turile vor dep/g259/g250i marginea intersec/g288iei, pe toate direc/g288iile, cu cel pu/g288in 1,00 m. Figura 8.8. Armarea zid/g259riei la intersec/g288ii de pere/g288i (3) Arm/g259turile din rosturile orizontale dispuse conform (1) /g250i (2) vor satisface urm/g259toarele condi/g288ii: (a) distan/g288a între rosturile orizontale armate va fi: (i) /g148 2 asize în cazul elementelor cu în/g259l/g288ime între 188 ÷ 240 mm; 201 (ii) /g148 3 asize în cazul elementelor cu în/g259l/g288ime < 188 mm; (iii) aria arm/g259turilor dispuse într-un rost orizontal va fi /g149 1,0 cm² (2/g418 mm); ( ) (b) acoperirea lateral/g259 cu mortar a barelor din rosturi va fi stabilit/g259 pentru a asigura protec /g288ia anticoroziv/g259 a barelor. ( ) (4) Arm/g259turile din rosturile orizontale vor fi ancorate în stâlpi/g250ori sau prelungite în zid/g259rie, dincolo de m arginea opus/g259 a stâlpi/g250orului, pentru a se realiza o lungime total/g259 de ancoraj d e cel putin 60/g301. Barele se vor fasona f/g259r/g259 cârlige. (5) Înn/g259dirile barelor din rosturi se vor face prin suprapunere, f/g259r/g259 cârlige, pe o lungim e de /g11660/g301. Sec/g288iunile de înn/g259dire ale barelor vor fi decalate cu cel pu/g288in 1.00m; într-o sec/g288iune se vor înn/g259di cel mult 1/3 din barele peretelui. (0) 8.5.4.4. Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i din zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 (ZIA). (1) Pere/g288ii de c/g259r/g259mid/g259 din straturile marginale vor avea grosimea de minimum ½ c/g259r/g259m id/g259 (minimum 115mm), vor fi executa/g288i cu zid/g259ria /g288esut/g259 /g250i vor avea rosturile verticale co mplet umplute cu mortar. Nu se accept/g259 folosirea elementelor cu îmbinare m ecanic/g259 (nut /g250i feder) pentru cele dou/g259 straturi de zid/g259rie ale ZIA. (2) Grosimea stratului median, de beton sau mortar-beton (grout), va fi /g14910cm. (3) Armarea stratului median se va determina prin calcul. (4) Pentru primul nivel al cl/g259dirilor cu nniv/g1493, procentele de armare minime, raportate la sec/g288iunea de beton a stratului m edian, vor respecta condi/g288iile din tabelul 8.12. Diametrul minim al barelor va fi /g1498mm iar distan/g288a între bare va fi /g100 150mm. Tabelul 8.12. Procente de armare minime pentru pere/g288i din ZIA Accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare Barele orizontale Barele verticale Categoria 1 Categoria 2 Categoria 1 Categoria 2 ag/g1490,20g 0,30% 0,25% 0,25% 0,20% ag/g148 0,15g 0,25% 0,20% 0,20% 0,15% (5) Pentru construc/g288iile cu nniv<3, /g250i pentru nivelurile de peste parter ale construc/g288iilo r cu nniv/g1493, procentele minime de armare se vor lua egale cu 80% din valorile din tabelul 8.12. Diam etrul minim al barelor va fi /g1496mm iar distan/g288a între bare va fi /g1001.5tm unde tm este grosimea stratului median. (6) Armarea cu plase sudate se va face numai dac/g259, din calcul, rezu lt/g259 c/g259, în situa/g288ia de proiectare seism ic/g259, arm/g259turile r/g259mân în domeniul elastic de comportare. Ar marea cu plase sudate nu se va folosi la pere/g288ii parterului, indiferent de num/g259rul nivelu rilor peste sec/g288iunea de încastrare, pentru cl/g259dirile din zone cu ag/g1490.15g. (0) 202 8.6. Verificarea siguran/g288ei (1) Verificarea siguran/g288ei cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie în situa/g288ia de proiectare seism ic/g259 se va face prin calcul, indiferent de tipul zid/g259riei, de num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare (nniv) /g250i de accelera/g288ia terenului pentru proiectare la am plasament (ag) cu excep/g288ia "cl/g259dirilor simple" definite /g250i detaliate la par.8.9. (2) Verificarea siguran/g288ei structurilor din zid/g259rie se face în raport cu: - st/g259rile limit/g259 ultime de rezisten/g288/g259 /g250i de stabilitate (ULS); - starea limit/g259 de serviciu (SLS). (3) Combinarea efectelor înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i seismice se va face conform Codului CR 0 /g250i cap itolului 4 din acest Cod. (0) 8.6.1. Cerin/g288a de rezisten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) (1) Pentru ac/g288iunea cutremurului de proiectare, cu accelera/g288ia terenului ag dat/g259 în Figura 3.1. din acest Cod, cerin/g288a de rezisten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) se verific/g259 pentru: - efectul for/g288elor seismice care ac/g288ioneaz/g259 în planul peretelui structural; - efectul for/g288elor seismice care ac/g288ioneaz/g259 perpendicular pe planul peretelui structural. (2) Rezisten/g288ele de proiectare ale pere/g288ilor structurali la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS), pentru gruparea seism ic/g259 de înc/g259rc/g259ri, se vor calcula pe baza rezisten/g288elor caracteristice folosind valorile coeficien /g288ilor par/g288iali de siguran/g288/g259 /g534M din tabelul 8.1 3. Pentru celelalte grup /g259ri de înc/g259rc/g259ri, pentru calculul structurilor cu pere/g288i structurali din zid/g259 rie se folosesc valorile /g534M date în Codul CR 6 pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare. (0) Tabelul 8.13. Coeficien/g288i par/g288iali de siguran/g288/g259 /g534M pentru calculul pere/g288ilor structurali din zid/g259rie la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) pentru gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri Categoria elementelor Mortar Tipul controlului la execu/g288ie Redus Normal Special Categoria I De re/g288et/g259 (G) preparat la /g250antier 2,4 2,2 1,9 De re/g288et/g259 (G) preparat industrial, semifabricat industrial 2,2 1,9 1,8 Performant (T) /g250i (G) --- 1,8 1,8 Categoria II De re/g288et/g259 (G) preparat la /g250antier 2,7 2,5 2,2 De re/g288et/g259 (G) preparat industrial, semifabricat industrial 2,4 2,2 2,0 203 8.6.1.1. Cerin/g288a de rezisten/g288/g259 pentru efectele cutremurului în planul peretelui (1) Pere/g288ii structurali vor fi proiecta/g288i pentru a avea, în toate sec/g288iunile, rezisten/g288ele de proiectare la eforturi sec/g288ionale (NRd, MRd, VRd) mai mari decât eforturile sec/g288ionale de proiectare (NEd, MEd, VEd) rezultate din înc/g259rc/g259rile din gruparea seismic/g259. (2) Pentru proiectarea cl/g259dirilor cu structuri din zid/g259rie, mecanismul de disipare a energiei seism ice va fi ales astfel încât s/g259 se asigure comportarea ductil/g259 a structurii în func/g288ie de valoarea accelera/g288iei terenului pentru proiectare ( ag) din zona am plasamentului. (3) Pentru cl/g259dirile situate în zonele seismice cu ag/g1490,25g este obligatorie asigurarea m ecanismului favorabil de disipare a energiei seismice la cutremure sev ere care const/g259 în dirijarea tuturor zonelor de dezvoltare a deform a/g288iilor inelastice în zona de la baza montan/g288ilor (peste sec/g288iunea de "încastrare"). (4) Pentru cl/g259dirile situate în zonele seismice cu ag=0,15g /g250i ag=0,20g, mecanismul favorabil de disipare a energiei seismice descris la (3) poate fi asigurat num ai pentru o parte dintre pere/g288ii structurali care vor fi confina/g288i cu stâlpi/g250ori de beton armat la am bele extremit/g259/g288i - a se vedea 8.3.2.2. (3). Ace/g250ti pere/g288i vor fi considera/g288i ca elemente structu rale principale -conform 4.4.2. din acest Cod. (5) Pentru cl/g259dirile situate în zonele seismice cu accelera/g288ia de proiectare ag=0,10g respectarea m /g259surilor constructive generale prev/g259zute în Codul CR 6 /g250i în prezentul Cod asigur/g259 un r/g259spuns seismic adecvat. (6) Realizarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice stabilit la (3) se ob/g288ine, în principal, prin urm/g259toarele m/g259suri de proiectare conceptual/g259 (ierahizarea capacit/g259/g288ii d e rezisten/g288/g259): - momentele încovoietoare capabile în peretele structural vor fi superioare, în toate sec/g288iunile, valorii mom entului corespunz/g259tor plastific/g259rii din sec/g288iunea de încastrare; - capacitatea de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare a pere/g288ilor structurali va fi superioar/g259, în toate sec /g288iunile, for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la compresiune excentric/g259; (7) În zonele seismice cu ag/g1490,30g, nu se vor proiecta cl/g259diri pentru care, în cazul cutrem urului de proiectare, mecanismul de disipare a energiei implic/g259 form area articula /g288iilor plastice în montan/g288ii dintre golurile de u/g250i/ferestre la parter. Aceste elem ente vor fi proiectate pentru a r/g259mâne în domeniul elastic de comportare. (8) În conformitate cu principiul ierarhiz /g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, în starea lim it/g259 ultim/g259, valoarea rezisten/g288ei de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare VRd a fiec/g259rui perete structural, trebuie s/g259 satisfac/g259 rela/g288iile: VRd /g116 1.25VEdu (8.8) VRd /g100 qVEd (8.9) unde 204 VEdu valoarea for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 rezisten/g288ei la compresiune excentric/g259 (for/g288/g259 axial/g259 + încovoiere) a sec/g288iunii din zid/g259rie simpl/g259, confinat/g259 sau cu inim/g259 armat/g259, determinat/g259 /g288inând seama de suprarezisten/g288a arm/g259turilor (1.25fyd); VEd valoarea for/g288ei t/g259ietoare determinat/g259 prin calculul structurii în domeniul elastic liniar cu for/g288ele din situa/g288ia de proiectare seimic/g259; q factorul de comportare utilizat pentru calculul structurii. (9) În cazul pere/g288ilor structurali a c/g259ror rezisten/g288/g259 de proiectare la încovoiere MRd îndepline/g250te condi/g288ia (0) MRd /g149 qMEd (8.10) unde M Ed este momentul încovoietor determinat prin calculul structurii în domeniul elastic liniar, rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare VRd va fi limitat/g259 la VRd = qVEd (8.11) 8.6.1.2. Cerin/g288a de rezisten/g288/g259 pentru efectele cutremurului perpendicular pe planul peretelui (1) Pentru pere/g288ii structurali cu /g250i f/g259r/g259 goluri de u/g250i sau ferestre, momentele încovoietoare de proiectare date de for/g288a seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul peretelui (MExd1 /g250i MExd2) vor fi calculate conform Codului CR 6. (2) Calculul rezisten/g288elor de proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui d in zid/g259rie (MRxd1 /g250i MRxd2) se va face conform Codului CR 6. (0) 8.6.1.3. Verificarea plan/g250eelor (1) Verificarea rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii plan/g250eelor la for/g1802e seism ice orizontale, conform Codului CR 6, cap.6 va fi f/g259cut/g259 pentru urm/g259toarele categorii de cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie: (a) cl/g259diri etajate cu pere/g288i rari (sistem celular); (b) cl/g259diri tip "sal/g259/hal/g259", pentru plan/g250eul de acoperi/g250; (c) cl/g259diri etajate cu goluri mari în plan/g250ee; (d) cl/g259diri cu plan/g250ee prefabricate (pentru verificarea capacit/g259/g288ii îmbin/g259rilor). ( ) (2) În cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i de/g250i (sistem fagure) verificarea plan/g250eelor din beton arm at la for/g1802e seismice orizontale nu este necesar/g259. (0) 8.6.2. Cerin/g288a de rigiditate (1) Structurile din zid/g259rie /g250i trebuie s/g259 fie proiectate astfel ca valoarea deplas/g259rii relative de n ivel dr determinat/g259 conform paragrafului 8.8 s/g259 nu dep/g259/g250easc/g259 deplas/g259rile relative de nivel admisibile stabilite conform art. 4.6.3.2. Cerin/g288a de rigiditate nu trebu ie s/g259 fie verificat/g259 prin calcul pentru cl/g259dirile cu pere/g288i de/g250i. (0) 205 (1) Pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II situate în zone seismice cu accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag/g1490,30g, rezisten/g288a pere/g288ilor structurali din zid/g259rie va fi verificat/g259 la ac/g288iunea cutremurului cu interval mediu de recuren/g288/g259 mai mic decât cel al cutremurului de proiectare. Factorul de reducere a ac/g288iunii seismice pentru verificarea rezisten/g288ei se va lua /g547=0,5 iar pentru deplas/g259rile laterale impuse factorul /g547 se va lua conform art.10.3.2.2. (2) În condi/g288iile de la (1) cerin/g288a de siguran/g288/g259 se va verifica astfel: - Eforturile sec/g288ionale de proiectare (NEd, MEd,VEd) se vor calcula, pentru toate tipurile de zid/g259rie, cu factorul de comportare q=1,0. (în domeniul elastic) - Rezisten/g288ele de proiectare (NRd, MRd,VRd) se vor calcula cu coeficientul par/g288ial de siguran/g288/g259 pentru material /g534M = 1,5 (3) Pentru pere/g288ii structurali ai cl/g259dirilor din clasa de importan/g288/g259 III /g250i IV nu se impun cerin/g288e speciale pentru SLS. (0) 8.7. Calculul valorilor de proiectare ale rezisten/g288elor pere/g288ilor structurali din zid/g259rie 8.7.1. Prevederi generale de calcul. (1) Calculul valorilor de proiectare ale rezisten/g288elor pere/g288ilor structurali din zid/g259rie la: - la for/g288/g259 axial/g259 /g250i încovoiere în planul peretelui, - for/g288/g259 t/g259ietoare, - încovoiere perpendicular pe planul peretelui; /g250i - calculul rezisten/g288ei plan/g250eelor, - calculul deplas/g259rilor laterale, se vor face conform ipotezelor, modelelor /g250i metodelor stabilite în Codul CR 6, cap.6. (2) Rezisten/g288a de proiectare a pere/g288ilor structurali se va determina pentru: (0) 206 8.6.3. Cerin/g288a de stabilitate (1) Cerin/g288a de stabilitate lateral/g259 a pere/g288ilor structurali din zid/g259rie este satisf/g259cut/g259 dac/g259 sunt respectate cerin/g288ele de alc/g259tuire pentru ansamblul construc/g288iei /g250i cerin/g288ele geometrice /g250i de alc/g259tuire constructiv/g259 pentru fiecare perete în parte. (0) 8.6.4. Cerin/g288a de ductilitate (1) Cerin/g288a de ductilitate este considerat/g259 satisf/g259cut/g259 dac/g259 sunt respectate prevederile de calcul, de dimensionare /g250i de alc/g259tuire constructiv/g259 formulate pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare /g250i prevederile suplimentare date în prezentul Capitol. (0) 8.6.5. Cerin/g288e de rezisten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 de serviciu (SLS) - eforturile sec/g288ionale care ac/g288ioneaz/g259 în planul peretelui: for/g288a axial/g259 (NRd) , încovoiere (MRd) /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare (VRd); - eforturile sec/g288ionale care ac/g288ioneaz/g259 perpendicular pe planul peretelui: încovoiere în plan paralel cu rosturile orizontale ( MRxd1), încovoiere în plan perpendicular pe rosturile orizontale (MRxd2). 8.7.2. Prevederi suplimentare pentru calculul pere/g288ilor structurali la for/g288/g259 axial/g259 /g250i încovoiere în planul peretelui (1) În cazul cl/g259dirilor la care predomin/g259 pere/g288ii structurali cu form/g259 complex/g259 nesim etric/g259 a sec/g288iunii transversale (L,I,T) rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 axial/g259 /g250i mom ent încovoietor în planul peretelui /g250i rezisten/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare se vor calcula pentru am bele sensuri de ac/g288iune a for/g288ei seismice sau vor fi luate, acoperitor, egale cu valorile m inime respective care rezult/g259 pentru cele dou/g259 sensuri ale ac/g288iunii seismice (2) În cazul pere/g288ilor structurali cu form/g259 complex/g259 (L,I,T), rezisten/g288a de proiectare se va determ ina pe baza sec/g288iunii de calcul (inclusiv t/g259lpile); leg/g259tura dintre inim /g259 /g250i talp/g259 va fi verificat/g259 pentru eforturile de forfecare verticale corespunz/g259toare for/g288ei t/g259ietoare de proiectare. (3) Verificarea de la (2) nu este necesar/g259 dac/g259: (0) - leg/g259tura între talp/g259 /g250i inima peretelui este realizat/g259 prin /g288esere; /g250i dac/g259 - pentru construc/g288iile situate în zonele seismice cu ag/g1490,20g, la col/g288uri, intersec /g288ii /g250i ramifica/g288ii sunt prev/g259zute în rosturile orizontale minimum dou/g259 bare cu d=8mm la interval /g100400 mm care continu/g259 în perete pe o lungime de 40d/g116600 mm. 8.7.3. Prevederi suplimentare privind rezisten/g288a de proiectare a pere/g288ilor structurali cupla/g288i (1) În cazul pere/g288ilor structurali din zid/g259rie confinat/g259 care particip/g259 la preluarea for/g288ei seism ice, grinzile de cuplare din beton armat între montan/g288ii pere/g288ilor cu goluri de u/g250i/ferestre vor fi proiectate astf el încât sub efectul eforturilor din gruparea de proiectare seism ic/g259: (0) (a) Cedarea grinzii din încovoiere s/g259 precead/g259: (i) cedarea montantului prin compresiune excentric/g259; (ii) cedarea grinzii prin for/g288/g259 t/g259ietoare. ( ) (b) Cedarea grinzii din for/g288/g259 t/g259ietoare s/g259 precead/g259 cedarea reazemului grinzii (m ontantului) prin zdrobirea local/g259 a zid/g259riei sau prin cedarea la compresiune excentric/g259 a stâlp i/g250orului de la marginea golului (dac/g259 acesta exist/g259). ( ) 207 (1) Prin excep/g288ie de la prevederile art. 8.6 capitol cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie care satisfac condi/g288iile constructive enun/g288ate în continuare pot fi proiectate f/g259r/g259 verificarea prin calcul a siguran/g288ei la efectele provenite din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri. Aceste cl/g259diri sunt denumite în continuare, cl/g259diri simple din zid/g259rie. (2) Pentru aceste cl/g259diri, siguran/g288a elementelor structurale verticale, a plan/g250eelor, a /g250arpantelor /g250i a funda/g288iilor va fi verificat/g259 prin calcul pentru toate celelalte grup/g259ri de înc/g259rc/g259ri prev/g259zute în Codul CR 0. (3) Cl/g259dirile cu pere/g288i structurali din zid/g259rie încadrate în clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV, sunt considerate "cl/g259diri simple de zid/g259rie" numai dac/g259 respect/g259 în totalitate: - cerin/g288ele de la 8.9.2. ÷ 8.9.4; - cerin/g288ele generale de alc/g259tuire /g250i detaliere constructiv/g259 pentru tipurile respective de zid/g259rie (ZNA, ZC, ZIA), /g250i cerin/g288ele referitoare la alc/g259tuirea /g250i dimensionarea prin calcul a infrastructurii /g250i funda/g288iilor. (4) Dac/g259 cel pu/g288in una din condi/g288iile enun/g288ate în continuare la 8.9.2. ÷ 8.9.4. nu este îndeplinit/g259, sau dac/g259 proiectantul dore/g250te folosirea materialelor care asigur/g259 rezisten/g288ele minime prev/g259zute în tabelele 8.2 ÷ 8.5 (valorile de baz/g259, f/g259r/g259 majorarea de 20% prev/g259zut/g259 la 8.9.2.(2)), cerin/g288a de siguran/g288/g259 va fi verificat/g259 prin calcul /g250i pentru aceast/g259 grupare de înc/g259rc/g259ri conform metodologiei generale care se aplic/g259 pentru situa/g288ia seismic/g259 de proiectare. (0) 8.9.2. Materiale pentru zid/g259rie (1) Pentru executarea cl/g259dirilor simple din zid/g259rie se vor folosi elementele pentru zid/g259rie /g250i mortarele men/g288ionate la 8.2. (2) Rezisten/g288ele la compresiune ale elementelor pentru zid/g259rie /g250i ale mortarelor vor fi alese de proiectant astfel încât rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune a zid/g259riei, perpendicular pe rosturile de a/g250ezare (fk) s/g259 aib/g259 cel pu/g288in valorile din tabelul 8.2 majorate cu 20%.(0) 208 8.8. Calculul deforma/g288iilor /g250i deplas/g259rilor laterale în planul peretelui 8.8.1. Condi/g288ii generale (1) Pentru calculul deforma/g288iilor /g250i deplas/g259rilor laterale în planul peretelui structural se vor folosi legea constitutiv/g259 "efort unitar - deforma/g288ie specific/g259 /g116-/g72" /g250i valorile modulelor de elasticitate longitudi nal /g250i transversal ale zid/g259riei stabilite conform prevederilor din codul CR 6-2013. (0) 8.8.2. Deforma/g288iile laterale ale pere/g288ilor structurali din zid/g259rie (1) Cerin/g288a de rigiditate a cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie se va considera satisf/g259cut/g259 dac/g259 deplas/g259rile relative de nivel ale cl/g259dirii dr sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor din gruparea seismic/g259, se înscriu în limitele stabilite în Anexa. E. (0) 8.9. Proiectarea cl/g259dirilor simple din zid/g259rie 8.9.1. Generalit/g259/g288i 8.9.3. Condi/g288ii de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 (1) Cl/g259dirile simple din zid/g259rie trebuie s/g259 satisfac/g259 cerin/g288ele de regularitate în plan /g250i în eleva /g288ie din acest capitol /g250i urm/g259toarele cerin/g288e suplimentare (a) Planul trebuie s/g259 fie aproximativ dreptunghiular. Aria retragerilor de la forma dreptunghiular/g259 trebuie s /g259 fie /g14815% din aria total/g259 a plan/g250eului. (b) Raportul dintre lungimea laturii scurte /g250i cea a laturii lung i în plan trebuie s/g259 fie ( ) (i) /g1490,33 pentru cl/g259diri cu pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 (ii) /g1490,25 pentru cl/g259diri cu pere/g288i din zid /g259rie confinat/g259 /g250i din zid/g259rie cu inim a armat/g259 (2) Pere/g288ii structurali ai cl/g259dirii trebuie s/g259 satisfac/g259 to ate cerin/g288ele urm/g259toare: (a) cl/g259direa trebuie s/g259 fie rigidizat/g259 prin pere/g288i structurali, dispu/g250i aproximativ sim etric în plan pe dou/g259 direc/g288ii ortogonale astfel încât s/g259 fie evitat/limitat efectulde torsiune de ansam blu; aceast/g259 condi/g288ie se consider/g259 satisf/g259cut/g259 dac/g259 distan /g288a între centrul de mas/g259 /g250i centrul de rigiditate ale structurii, pe oricare dintre cele dou/g259 direc/g288ii, este /g1480.1L unde L este dimensiunea cl/g259dirii perpendicular pe direc/g288ia considerat/g259. (b) pe fiecare dintre cele dou/g259 direc/g288ii ortogonale ale cl/g259dirii trebuie s/g259 existe cel pu/g288in câte d oi pere/g288i paraleli iar lungimea fiec/g259rui perete trebuie s/g259 fie >30% din lungim ea cl/g259dirii pe direc/g288ia peretelui considerat; (c) distan/g288a între pere/g288ii cei mai dep/g259rta/g288i de centrul de rigiditate de pe cel pu/g288in una din direc/g288ii trebuie s /g259 fie > 75 % din lungimea cl/g259dirii pe cealalt/g259 direc/g288ie; (d) cel pu/g288in 75 % din înc/g259rc/g259rile verticale trebuie s/g259 fie preluate de pere/g288ii structurali; (e) pere/g288ii structurali trebuie s/g259 fie continui de la acoperi/g250 pân/g259 la funda/g288ii. ( ) (3) În ambele direc/g288ii orizontale, masa de etaj /g250i sec/g288iunile orizontale ale pere/g288ilor structurali p ot fi mai mici cu cel mult 15% în raport cu nivelul imediat inferior. (4) Pentru cl/g259dirile cu pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 /g250i din zid/g259rie confinat/g259, pere/g288ii de pe o direc/g288ie trebuie s/g259 fie lega/g288i cu pere/g288ii de pe direc/g288ia ortogonal/g259 la o distan/g288/g259 /g1487,0 m în zonele seismice cu ag/g1480,10g /g250i /g1485,0m în zonele seismice cu ag=0,15g /g250i ag=0,20g. (5) Efortul unitar mediu de compresiune în pere/g288ii structurali, la parter, dat de înc/g259rc/g259rile verticale din gruparea fundamental/g259 va fi /g148 0,25fd. (0) 209 Tipul zid/g259riei Num/g259r de niveluri (nniv) Accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g 0,15g 0,20g Zid/g259rie nearmat/g259 1 4, 0% 5,0 % NA 2 NA NA Zid/g259rie confinat/g259 1 3,5% 4, 0% 4, 5% 2 4,0% 5,0% 5,5%* 3 5,0%* 6,0%* NA Zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 1 3,0% 3, 5% 4, 0% 2 3,5% 4,5% 5,5% 3 4,5% 6,0% NA * Numai cu condi/g288ia satisfacerii cerin/g288elor constructive pentru zid/g259rie confinat/g259 /g250i arm at/g259 în rosturile orizontale (ZC+AR) NA - nu se accept/g259 Tabelul 8.15 Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cl/g259diri simple din zid/g259rie cu elemente din argil/g259 ars/g259 din grupa 2S /g250i din BCA Tipul zid/g259riei Num/g259r de niveluri (nniv) Accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g 0,15g 0,20g Zid/g259rie nearmat/g259 1 4, 5% 5,5 % NA 2 NA NA Zid/g259rie confinat/g259 1 4, 0% 5, 0% 6,0% 2 4,5% 5,5%* NA 3 5,0%* NA * Numai cu satisfacerea cerin/g288elor constructive pentru zid/g259rie confinat/g259 /g250i arm at/g259 în rosturile orizontale (ZC+AR) NA - nu se accept/g259 210 8.9.4. Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cl/g259diri simple din zid/g259rie (1) Pentru cl/g259dirile simple din zid/g259rie num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare ( nniv) /g250i densitatea minim/g259 asociat/g259 a pere/g288ilor structurali vor respecta valorile din tabelele 8.14 /g250i 8.15 în func/g288ie de tipul zid/g259riei /g250i de accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare ag. În num/g259rul de niveluri admis conform tabelelor 8.14 /g250i 8.15 se include mansarda /g250i nu se include podul necirculabil. (0) Tabelul 8.14.Num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare /g250i densitatea minim/g259 a pere/g288ilor structurali pentru cl/g259diri simple din zid/g259rie cu elemente din argil/g259 ars/g259 din grupele 1 /g250i 2 9 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN LEMN 9.1. Generalit/g259 /g288i 9.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Acest capitol se aplic/g259 proiectarii în zone seismice a cl/g259dirilor /g250i a altor construc/g288ii sim ilare definite la capitolul 1, paragraful 1.1, realizate cu structuri de rezistent /g259 pentru care se utilizeaz /g259 lemn brut, lemn ecarisat, lemn lamelat încleiat /g250i panouri pe baz/g259 de lem n, îmbinate cu adezivi, prin chertare sau cu elem ente de îmbinare m etalice (conectori). (2) Prevederile prezentului capitolului trebuie corelate cu prevederile din capito lele 1–4 în care sunt detaliate aspectele de ansamblu pentru proiectarea specific/g259 construc/g288iilo r din diferite materiale /g250i componente nestructurale. (3) Documentele normative de referin/g288/g259 pentru proiectarea construc/g288iilor din lemn, inclusiv la ac/g288iunea sesismic/g259, sunt indicate la capitolul 1.5. (4) Standardele de referin/g288/g259 complementare prezentului capitol sunt indicate la capito lul 1.5. (0) 9.1.2. Defini/g288ii (1) În acest capitol sunt folosi/g288i urm/g259torii termeni: (0) - Îmbin/g259ri s emi-rigide: Îmbin/g259ri cu o flexibilitate important/g259, a c/g259ror influen/g288/g259 trebuie consid erat/g259 în calcul structural. Îmbin/g259rile semi-rigide ofer/g259 un anumit grad de interac/g288iune al elementelor îmbinate, în func/g288ie de caracteristicile componentelor. Îmbin/g259rile semi-rigide trebuie s/g259 fie capabile s/g259 transm it/g259 eforturile interne /g250i momentele rezultate din analizele statice (ex. îmbin/g259ri cu tije). - Îmbin/g259ri rigide: Îmbin/g259ri cu flexibilitate neglijabil/g259. Îmbin/g259rile rigide trebu ie s/g259 posede suficient/g259 rigiditate la rotire pentru a putea justifica analiza bazat/g259 pe noduri continue (ex. îmbin/g259ri incleiate). - Îmbin/g259ri a rticulate: Îmbin/g259ri cu o flexibilitate important/g259, a c/g259ror influen/g288/g259 trebuie considerat /g259 în calcul structural. Îmbin/g259rile articulate trebuie s/g259 fie capabile s/g259 transm it/g259 eforturile interne f/g259r/g259 o dezvoltare semnificativ/g259 a mom entelor încovoietoare care s/g259 afecteze elementele structurale îmbinate sau întreaga structur/g259. Un nod articulat trebuie s/g259 preia rotirile rezultate din aplicarea eforturilo r calculate (ex. îmbin/g259ri prin chertare). - Îmbin/g259ri c u tije: Îmbin/g259ri cu elemente metalice de îmbinare de tip dorn (ex. cuie, /g250uruburi, dornuri, etc.) înc/g259rcate perpendicular pe axa lor. - Îmbin/g259ri p rin chertare: îmbin/g259rile la care eforturile se transmit prin arie de presiune /g250i f/g259r/g259 elemente metalice de îmbinare. - Ductilitate static/g259: raportul dintre deforma/g288ia ultim/g259 /g250i deforma/g288ia la sfâr/g250itul comport/g259rii elastice, evaluat/g259 în testele ciclului cvasi-static. 211 9.1.3. Concep/g288ia de proiectare (1) Construc/g288iile din lemn, rezistente la cutremur, trebuie proiectate /g288inând cont de unul din urm /g259toarele concepte (tabelul 9.1): (a) comportare structural/g259 disipativ/g259; (b) comportare structural/g259 slab disipativ/g259. ( ) (2) Comportarea structural/g259 disipativ/g259 (conceptul a) este considerat/g259 capacitatea unei p/g259r/g288i stru cturale (zone disipative) de a rezista ac/g288iunii seismice prin incursiuni dincolo de lim ita elastic/g259. Când se folose/g250te spectrul de proiectare, factorul de comportare q poate fi luat mai mare ca 1.5. Valoarea lui q depinde de tipul structurii de rezisten /g288/g259 din lemn /g250i de clasa de ductilitate. (3) În conceptul b), efectele ac /g288iunii sunt calculate pe baza unei analize globale elas tice, f/g259r/g259 a lua în considerare comportarea neliniar/g259 a materialului. Când se folosesc condi/g288iile de proiectare definite în paragraful 3.2.2.5, factorul de com portare q nu se ia mai mare de 1.5. Acest concept este corespunz/g259tor clasei de ductilitate D CL. (4) Structurile din lemn pentru cl/g259diri proiectate în conformitate cu (a) se împart în dou/g259 clase de ductilitate, clasa du ctilitate înalt/g259 (DCH) /g250i clasa de ductilitate m edie (DCM), în func/g288ie de capacitatea de disipare a energiei /g250i de rezisten/g288a la for/g1802e laterale. Structu rile proiectate pentru DCH au ductilitate de ansamblu /g250i local/g259 superioar/g259 celor proiectate pentru DCM. Pentru a reduce cerin/g288ele de ductilitate, s tructurile din clasa de ductilitate medie vor fi dotate cu o capacitate de rezisten/g288/g259 superioar/g259 structurilor din prima clasa. (5) Zonele disipative vor fi localiza te în îm bin/g259ri /g250i conectori metalici, luând în considerare /g250i eventualele influen/g288e locale datorate tijelor care se deformeaz/g259, iar elem entele din lemn r/g259mân în domeniul de comportare elastic/g259. (6) În anum ite situatii, structurile de cl/g259diri se pot proiecta pentru o capacitate m inimal/g259 de disipare a energiei seismice prin deforma/g288ii plastice (de ductilitate), cu o cre/g250tere corespunzatoare a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la for/g1802e laterale. Structurile proiectate în conformitate cu clasa de ductilitate joasa (DCL) vor respecta, în principal, regulile de proiectare generale pentru construc/g288ii din lem n îm preun/g259 cu prevederile suplimentare specifice acestei clase date în prezen tul capitol. (7) Deplas/g259rile laterale asociate cerin/g288elor de ductilitate vor fi suficient de reduse pentru a nu ap/g259rea p ericolul pierderii stabilit/g259/g288ii. (0) Tabelul 9.1. Tipuri de structuri /g250i valori ale factorului de comportare q în func/g288ie de clasa de ductilitate cerut/g259 Concept de proiectare Factor de comportare q Clasa de ductilitate cerut/g259 Structuri slab disipative 1 < q /g148 1,5 DCL (joas/g259) Structuri disipative 1,5 < q /g148 2.5 DCM (medie) 2,5 < q /g148 5 DCH (înalt/g259) 212 9.2. Condi/g288ii privind comportarea structural/g259 disipativ/g259 (1) La proiectarea structurilor din lemn pe baza conceptului de comportare disipativ/g259, prezen /g288a factorului de comportare q conduce la structuri cu o rezisten /g288/g259 redus/g259, care trebuie com pensat/g259 printr-o buna ductilitate. Componentele structurale disipative se dim ensioneaz/g259 la eforturile din gruparea seismic/g259 de înc/g259rcari /g250i trebu ie s/g259 îndeplineasc/g259 cerin/g288ele care s/g259 le asigure o comportare ductil/g259. (2) În componentele nedisipative trebuie prevenite deforma/g288iile pl astice, prin asigurarea unei suprarezisten /g288e fa/g288/g259 de cele disipative. Eforturile de calcul în com ponentele nedisipative se stabilesc pe baza conceptului de proiectare bazat/g259 pe capacitatea de rezisten/g288/g259. (3) La proiectarea structurilor din lemn pe baza conceptului de comportare slab- disipativ/g259, structura se bazeaz/g259 pe rezisten/g288a pentru preluarea ac/g288iunii seismice. Verificarea com ponentelor structurale se face la eforturile de calcul din com bina/g288ia seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, în mod similar cu proiectarea în gruparea funda mental/g259 de încarc/g259ri, nefiind necesare adoptarea unor m/g259suri speciale de asigurare a d uctilit/g259/g288ii. (4) Când se utilizeaz/g259 conceptul de comportare structural/g259 disipativ/g259, se vor aplica urm/g259toarele prevederi: (a) Zonele dispative sunt realizate de materialele /g250i tipurile de conectori metalici care au o comportare corespunz/g259toare la solicitarea de oboseal/g259; (b) Îmbin/g259rile incleiate sunt considerate ca având comportare elastic/g259; (c) Îmbin/g259rile prin chertare nu pot fi folosite atunci când eforturile de forfecare sau de întindere perpendicular /g259 pe fibre sunt predominante. ( ) (5) Pentru placajele pere/g288ilor structurali /g250i ale diafragmelor de plan/g250ee, cerin/g288ele pentru conceptul de comportare structural /g259 sunt satisf/g259cute dac/g259 sunt îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii: (a) Pl/g259cile aglomerate derivate au densitatea specific/g259 de cel pu/g288in 650 kg/m3. (b) Placajele au cel pu/g288in 9 mm grosime. (c) Pl/g259cile fibrolemnoase (PFL) /g250i cele din a/g250chii din lemn (PAL) au cel pu/g288in 13 mm grosi me. (d) Pl/g259cile cu lamele de lemn dublu orientate (OSB) au cel putin 12mm grosime. ( ) (6) Cerin/g288ele men/g288ionate pentru conceptul de com portare structural/g259 disipativ/g259 sunt satisf/g259cu te dac/g259 conectorii, sub forma de piese (plane sau cu forme diverse) sau tije, pentru imbin/g259ri la structurile din lemn respect/g259 urmatoarele cerin/g288e: (0) (a) Conectorii, ca material /g250i structur/g259, utiliza/g288i pentru îmbin/g259rile structurilor din lem n satisfac cerin/g288ele normelor tehnice /g250i standardelor de calitate în vigoare. (b) Propriet/g259/g288ile de ductilitate ale imbin/g259rilor grinzilor cu z/g259brele /g250i placajelor, ca /g250i ale structurilo r de lemn încadrate în clasele de ductilitate DCM sau DCH (vezi 9.3) trebuie verificate pentru confor mitate cu 9.3(4) prin încerc/g259ri ciclice ale com bina/g288iilor de elemente din lemn îmbinate /g250i conectori. ( ) 213 9.3. Tipuri de structuri /g250i factori de comportare (1) Valorile coeficientului de comportare q sunt asociate spectrelor de proiectare /g250i /g288in cont de influen/g288a co eficientului de amortizare propriu fiec /g259rei construc/g288ii. În concordan /g288/g259 cu comportarea lor ductil/g259 /g250i capacitatea de disipare de energie sub ac/g288iuni seismice, structurile din lemn se vor încadra în una dintre cele trei clase de ductilitate DCL, DCM /g250i DCH. Factorul de comportare q are valorile prezentate în tabelul 9.2 cu condi/g288ia satisfacerii cerin/g288elor de regularitate a structurii /g250i respectarea prevederilo r capitolul 4 din prezentul cod. (2) Pentru structuri neregulate pe în/g259l/g288ime, coeficientul q se reduce cu 20% fa/g288/g259 de valorile prezentate în tabelul 9.2 (cu condi/g288ia q /g149 1.5). (3) Elementul structural cel mai pu/g288in ductil din ansamblul structurii de rezisten/g288/g259 determ in/g259 valoarea coeficientului de comportare q. (4) Pentru a se asigura posibilitatea de utilizare a valorilor date ale factorului q, zonele d isipative trebuie s/g259 fie capabile s/g259 se deformeze plastic în cel pu/g288in trei ciclu ri complete de înc/g259rcare-desc/g259rcare cu ductilitate 4 pentru structurile din clasa de d uctilitate DCM /g250i ductilitate 6 pentru structurile pentru clasa de ductilitate D CH, f/g259r/g259 o reducere mai mare de 20% a rezisten/g288ei lor. Tabelul 9.2. Factori de comportare q pentru structuri de lemn Tip de structur/g259 Clasa de ductilitate Factor de comportare q Console Grinzi Grinzi cu z/g259brele având îmbin/g259rile realizate prin chertare Grinzi cu z/g259brele având îmbin/g259rile realizate cu inele Sarpante asamblate cu conectori Arce cu 2 sau 3 articula/g288ii Capacitate joas/g259 de disipare de energie (DCL) 1,5 Grinzi cu z/g259brele având îmbin/g259rile realizate cu dornuri sau buloane Structuri mixte (cadre /g250i elemente de închidere care nu particip/g259 la preluarea for/g288elor orizontale) Pere/g288i din panouri din lemn cu fe/g288e încleiate, îmbinate cu cuie /g250i buloane Capacitate medie de disipare de energie (DCM) 2 Structuri în cadre având îmbinarile realizate cu dornuri sau buloane (vezi pct. 9.4.2.(4)) 2,5 Pere/g288i din panouri din lemn cu fe/g288e îmbinate cu cuie /g250i buloane pe scheletul din lemn (vezi pct. 9.4.2.(5)) Grinzi cu z/g259brele având îmbin/g259rile realizate cu cuie Capacitate înalt/g259 de disipare de energie (DCH) 3 Structuri în cadre având îmbinarile realizate cu dornuri sau buloane (vezi pct. 9.4.2.(7)) 4 Structuri din panouri din lemn cu fe/g288e îmbinate cu cuie pe scheletul din lemn(vezi pct. 9.4.2.(7)) 5 214 (5) Regimul de în/g259l/g288ime maxim recomandat este de 10.00m pentru construc/g288iile am plasate în zone seismice cu ag<0.15g /g250i 7.00m pentru zone cu ag/g1490.15g. În/g259l/g288im ea se calculeaz/g259 de la cota ±0.00 a construc/g288iei la cornis/g259 (strea/g250in/g259). (6) Regimul de în/g259l/g288ime peste 10.00 m se poate admite dup/g259 evaluarea capacit/g259/g288ii structurale, pe m odele la scar/g259 natural/g259 sau redus/g259 la 1/2 sau 1/4. (0) 9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare (conectori) (1) Îmbin/g259rile, realizate cu elemente de îmbinare – conectori - se vor proiecta astfel încât acestea s/g259 prezinte o ductilitate bun/g259, s/g259 nu fie sensibile la sarcini repetate /g250i s/g259 asigure, prin m odul de alc/g259tuire, disiparea energiei. (2) Pentru evitarea ruperii prin fisurare prematur/g259 a lemnului, se vor respecta reguli privind distan/g288ele d intre tije /g250i distan/g288ele dintre tije /g250i cap/g259tul elementului din lemn care se îm bin/g259, conform reglement/g259rilor tehnice specifice privind proiectarea construc /g288iilor din lemn, aplicabile în vigoare. Majorarea spa/g288iilor dintre piesele de îm binare /g250i cele fa/g288/g259 de limitele elementului din lemn contribuie la cre/g250terea rezis ten/g288ei la fisurare /g250i, în consecin/g288/g259, la ductilitatea îmbin/g259rii. (3) Fisurarea poate fi prevenit/g259 prin ad/g259ugarea în zona de îmbinare a unor piese de rigidizare, cu o bun/g259 rezisten/g288/g259 la întindere transversal/g259, cum sunt contrapl/g259cile. (4) Capacitatea de disipare de energie poate fi îmbunat/g259/g288it/g259 prin alegerea de tije zvelte, care perm it formarea de articula/g288ii plastice. Ductilitatea este îmbun/g259t/g259/g288it/g259 când coeficientul de zvelte/g288e al tijei mai mare ca 8. (5) Fisurarea poate fi limitat/g259 prin cr/g250terea grosimii elementului din lemn în raport cu diam etrul conectorilor sub form/g259 de tij/g259. (6) Elemente de îmbinare de tip tije (cuie, agrafe /g250i /g250uruburi), cu excep/g288ia elementelor din o/g288el dur, cuiele, agraf ele /g250i /g250uruburile au o comportare plastic/g259. (7) Cre/g250terea lungimii de p/g259trundere a tijei în elementul de lemn previne riscul de sm ulgere. Pentru majorarea rezistentei la smulgere se recom and/g259 utilizarea tijelor profilate (cu caneluri în spiral/g259, cu din/g288i, etc.). (8) Pentru îmbin/g259rile între panourile de placaj /g250i structura de lemn, comportarea ductil/g259 se manifest/g259 atun ci când coeficientul de zvelte/g288e al tijei este mai mare ca 4. Încerc/g259ri pe panouri cu structura din lemn îmbinate cu cuie demons treaz/g259 o ductilitate sporit /g259 /g250i o capacitate mare de disipare de energie. (9) Bro/g250e (dornuri) - Îmbin/g259rile cu tije metalice zvelte au capacitatea de a plastifica în acelasi tim p o/g288elul /g250i lemnul din îmbinare, ceea ce permite o disipare bun/g259 de energie. Coeficientu l de zvelte/g288e al dornului trebuie s/g259 fie mai mare ca 8, ca s/g259 se ob/g288in/g259 o ductilitate bun/g259. (10) La conectorii de tip tij/g259 masiv/g259 capacitatea de disipare de energie a structurii depinde num ai de capacitatea portant/g259 a lemnului. (11) Pentru îmbin/g259rile cu conectori de tip bulon, ruperea fibrelor de lemn rezultat/g259 în urma practic/g259rii g/g259urilor (preg/g259urire) provoac/g259 neregularit/g259/g288i în distribu/g288ia eforturilor. În zone seism ice se recomand/g259 realizarea cu precizie a acestor 215 îm bin/g259ri /g250i utilizarea de buloane zvelte împreun/g259 cu piese metalice de fixare de tip inele cu din/g288i. (12) Inele - Din cauza capacit/g259/g288ii reduse de deformare plastic/g259, utilizarea acestor m ijloace de îmbinare nu este indicat/g259 pentru îmbin/g259ri disipative. (13) Crampoane (inele cu din/g288i) - Dac/g259 sunt bine concepute, acestea sunt capabile de o bun/g259 comportare plastic/g259. Pentru prevenirea fisur/g259rii lemnului, trebuie respectate distan /g288ele dintre din/g288i, prev/g259zute în reglement/g259rilor tehnice specifice privind proiectarea construc/g288iilor din lemn, aplicabile în vigoare. (14) Conectori cu din/g288i ambutisa/g288i - în cazul utiliz/g259rii conectorilor cu din/g288i, exist/g259 eventua litatea unei rupturi fragile a pl/g259cii /g250i a smulgerii din/g288ilor. Acest tip de im binare se calculeaz/g259 /g250i se dimensioneaz/g259 pentru stadiul elastic de comportare. În consecin/g288/g259, conectorii cu din/g288i ambutisa/g288i nu sunt recomanda/g288i în îmbin/g259ri disipative. (0) 9.4.2. Reguli pentru îmbin/g259ri (1) Elementele comprimate /g250i îmbin/g259rile care pot ceda din deforma/g288ii datorate înc/g259rc/g259rilor alternante vor fi proiectate astfel încât s/g259 se previn/g259 distan/g288area pieselor componente. (2) Buloanele /g250i dornurile vor fi montate în goluri practicate în prealabil prin preg/g259urire. Buloanele /g250i dornurile m ari (d>16 mm) nu vor fi folosite în îmbin/g259rile lem n pe lemn /g250i metal pe lemn, exceptând combina/g288iile cu al/g288i conectori. (3) Dornurile /g250i cuiele netede nu vor fi folosite f/g259r/g259 piese suplimentare de strângere (buloane) care se dispun în noduri sau pe lungim ea elementului com pus pentru a strânge pachetul de bare împotriva retragerilor. (4) Îmbin/g259rile cu cuie, buloane /g250i dornuri, lemn pe lemn sau metal pe lemn, sunt suficient de ductile atunci când grosim ea minim/g259 a elementelor îmbinate este de 10d /g250i diametrul tijei d /g148 12 mm. (5) Panourile realizate din produse din lemn, îmbinate cu cuie, prezint /g259 o comportare ductil/g259, dac/g259 pl/g259cile pen tru fe/g288e au grosimea t1 > 4d (d - diametrul cuiului). Pentru îm binarea fa/g288/g259 – ram/g259, se recomand/g259 ca d İ 3,1 mm /g250i o distan/g288/g259 de dispunere de m aximum 150 mm la elementele perimetrale (montan/g288i marginali, rigla superioar/g259 /g250i inferioar/g259) /g250i de m aximum 300 mm la montan/g288ii /g250i riglele intermediare. (6) Toate reazemele trebuie s/g259 aibe o legatur/g259 mecanic/g259. Elementele de fixare trebuie concepute astfel încât s/g259 se evite dep lasarea elementelor de lemn din îmbinare. Tabelul 9.3. Factori de comportare modifica/g288i q pentru structuri Tip de structur/g259 Factor de comportare q Structuri în cadre având îmbinarile realizate cu dornuri sau buloane 2,5 Pere/g288i din panouri din lemn cu fe/g288e încleiate, imbinate cu cuie /g250i buloane 3 (7) Dac/g259 cerin/g288ele de la pct. 4 /g250i 5 nu sunt indeplinite, dar este asigurat/g259 o grosime m inim/g259 a elementelor îmbinate de 8d /g250i 3d pentru cazul (4) /g250i (5), trebuie utilizate reducerile v alorilor limitei superioare ale factorului q din tabelul 9.3. (0) 216 9.4.3. Reguli pentru diafragmele orizontale (1) Distribu/g288ia for/g288elor t/g259ietoare în diafragme se face luând în considerare pozi/g288ia în plan a elem entelor de rezisten/g288/g259 verticale care preiau înc/g259rc/g259rile laterale. (2) Continuitatea grinzilor trebuie asigurat/g259 în special în zonele de discontinuitate ale diafragm elor de plan/g250eu. (3) În cazul în care nu se dispun rigidiz/g259ri pe întreaga în/g259l/g288ime a grinzilor de plan/g250eu, raportu l între în/g259l/g288imea /g250i grosimea grinzilor (h/b) trebuie s/g259 fie mai mic ca 4. (4) Când diafragmele orizontale (plan /g250eele) sunt rigide în plan nu trebuie s/g259 existe nici o discontinuitate a grin zilor în reazemele unde for/g288ele orizontale sun t transferate elementelor verticale / pere/g288ilor structurali. (5) În cazul construc/g288iilor de dimensiuni reduse în plan (ex.: case individuale) se consider/g259 c/g259 diafragma orizontal/g259 (plan/g250eu) asigur/g259 contravântuirea în plan orizon tal dac/g259: (0) - oricare dintre dimensiunile în plan ale cl/g259dirii este mai mica de 12 m; - grinzile diafragmelor orizontale (plan/g250eelor) din lemn sunt continue; - elementele de fixare (tijele) sunt dispuse la maximum 150mm pe conturul exterior al panourilor de plan/g250eu /g250i la 300mm pe riglele intermediare. 9.5. Verific/g259ri de siguran/g288/g259 (1) Pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 a structurilor proiectate conform conceptu lui de comportare stru ctural/g259 slab disipativ/g259 (Clasa DCL), se aplica coeficien /g288ii par/g288iali de siguran/g288/g259 ai propriet/g259/g288ilor materialului /g74M pentru com bina/g288iile fundamentale de înc/g259rc/g259ri, conform SR EN 1995-1-1. (2) Pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 a structurilor proiectate conform conceptului de com portare structural/g259 disipativ/g259 (clasa DCM sau DCH), se aplica coeficien/g288ii par/g288iali de siguran/g288/g259 ai propriet/g259/g288ilor materialului /g74M pentru com bina/g288iile excep/g288ionale de înc/g259rc/g259ri, conform SR EN 1995-1-1. (3) Pentru a se asigura incursiunea în dom eniul post-elastic a zonelor disipative, toate celelalte elem ente structurale /g250i îmbin/g259ri trebuie s/g259 fie proiectate cu suficient/g259 suprarezis ten/g288/g259. Cerin/g288e speciale de suprarezisten/g288/g259 sunt cerute în special pentru: - ancor/g259ri (tiran/g288i); - orice alte îmbin/g259ri la elemente masive din lemn; - îmbin/g259ri între diafragme orizontale /g250i elemente verticale care preiau înc/g259rc/g259ri laterale. (4) Îmbin/g259rile prin chertare nu prezint/g259 riscul de cedare casant/g259 dac/g259 pentru verificarea la for/g288a t/g259ietoare se cons ider/g259 un coeficient de siguran/g288/g259 m/g259rit cu 1,3. (0) 217 (1) Prezentul capitol are ca obiect enun/g288area cerin/g288elor generale /g250i a condi/g288iilor tehnice specifice pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259, definit/g259 conform Codului CR0, pentru subsistem ul Componentelor NeStructurale (CNS) ale categoriilor de construc/g288ii care constituie ob iectul acestui Cod. Condi/g288iile men/g288ionate se refer/g259 numai la com ponentele legate solidar cu structura sau cu alte elemente fixe ale cl/g259dirii. (2) Prevederile pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259 stabilite în acest Capitol com pleteaz/g259 /g250i se aplic/g259 împreun/g259 cu prevederile generale de calcul (ipoteze, procedee, modele /g250i metode) /g250i cu detaliile constructive pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare, definite conform 8.1.3.(2), date în reglem ent/g259rile tehnice specifice fiec/g259rei categorii de CNS. (3) În cazul componentelor nestructurale din zid /g259rie, prevederile stabilite în acest Capitol com pleteaz/g259 /g250i se aplic/g259 împreun/g259 cu prevederile generale de calcul (ipoteze, procedee, modele /g250i metode) /g250i cu detaliile constructive pentru situa/g288ia persistent/g259 de proiectare /g250i pentru situa/g288ia tranzitorie de proiectare, date în CR 6. (4) Prevederile se refer/g259 la: - componentele nestructurale (CNS); - piesele de leg/g259tur/g259 ale CNS de structura principal/g259 sau de alte CNS; - elementele /g250i/sau subansamblurile structurii principale de care sunt prinse CNS. (5) Cerin/g288ele de siguran/g288/g259 /g250i regulile de proiectare stabilite în cele ce urmeaz/g259 sunt diferen/g288iate în func/g288ie de urm/g259torii pa rametri: - clasa de importan/g288/g259 a construc/g288iei stabilit/g259 conform tabelului 4.2; - accelera/g288ia seismic/g259 a terenului pentru proiectare ag la amplasament; - categoria (func/g288iunea) /g250i rolul CNS în func/g288ionarea cl/g259dirii; - propriet/g259/g288ile geometrice /g250i mecanice ale CNS /g250i ale leg/g259turilor acesteia; - interac/g288iunile posibile ale componentei nestructurale cu elementele structurii principale sau cu alte CNS. (6) M/g259surile prev/g259zute în acest capitol se refer/g259 la protec/g288ia CNS fa/g288/g259 de cele dou/g259 efecte ale cu tremurului: 1. Efectul direct al for/g288elor de iner/g288ie corespunz/g259toare produsului dintre masa com ponentei nestructurale /g250i accelera/g288ia pe care aceasta o cap/g259t/g259 în timpul cutremurului. 2. Efectul indirect rezultat din deforma/g288iile impuse componentei nestructurale prin deplas/g259rile laterale relative ale punctelor de prindere/de contact cu structura principal/g259. 218 10 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR 10.1. Generalit/g259/g288i 10.1.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Subsistemul componentelor nestructurale (CNS) include toate p/g259r/g288ile /g250i elementele construc/g288iei, cu excep/g288ia celor care apar/g288in subsistemului elementelor structurale, precum /g250i mobilierul fix de uz profesional. (2) Subsistemul componentelor nestructurale este constituit din urm/g259toarele categorii de componente: A. Componente arhitecturale (p/g259r/g288i/elemente de construc/g288ie): A.1. Elemente ata/g250ate anvelopei construc/g288iei: - finisaje /g250i placaje, elemente de protec/g288ie termic/g259 sau decora/g288ii, din c/g259r/g259mid/g259, beton, piatr/g259, materiale ceramice, sticl/g259 sau similare care au ca suport elementele de închidere, structurale sau nestructurale; - copertine, balustrade /g250i parape/g288i de balcon, atice, profile ornamentale, statui - indiferent de materialul din care sunt executate; - co/g250uri de fum /g250i de ventila/g288ie - indiferent de materialul din care sunt executate; - utilaje, echipamente electromecanice /g250i rezervoare instalate pe acoperi/g250ul sau pe fa/g288ada cl/g259dirii; - firme, reclame, antene de televiziune. A.2. Elemente ale anvelopei: - componentele nestructurale ale anvelopei - panouri de perete indiferent de materialul din care sunt executate, inclusiv panourile de zid/g259rie înr/g259mate în cadre de beton armat sau de o/g288el, dintr-un singur strat sau din dou/g259 straturi, pline sau cu goluri, alte elemente majore de zid/g259rie (timpane, frontoane), montan/g288i, rigle, buiandrugi, centuri; - tâmpl/g259riile înglobate, inclusiv sticla. A.3. Elemente de compartimentare interioar/g259 fixe sau amovibile (inclusiv finisajele /g250i tâmpl/g259riile înglobate) - indiferent de materialul din care sunt executate. A.4. Tavane suspendate. A.5. Pardoseli în/g259l/g288ate A.6. Alte elemente de construc/g288ie: garduri de incint/g259 (împrejmuiri). B. Instala/g288ii: B.1 Instala/g288ii sanitare. B.2 Instala/g288ii electrice/iluminat. B.3 Instala/g288ii de înc/g259lzire, de condi/g288ionare /g250i de ventila/g288ie. B.4 Instala/g288ii speciale cu utilaje care opereaz/g259 cu abur sau cu ap/g259 la temperaturi ridicate (buc/g259t/g259rii, sp/g259l/g259torii, etc). (7) Prevederile referitoare la performan/g288ele seismice a/g250teptate ale CNS pot diferen/g288iate în func/g288ie de performan/g288a seismic/g259 impus/g259 cl/g259dirii prin tema de proiectare. (0) 10.1.2. Subsistemul componentelor nestructurale (CNS) 219 C. Echipamente electro mecanice: C.1 Ascensoare. C.2 Sc/g259ri rulante. D. Mobilier /g250i alte dot/g259ri: D.1 Mobilier/ech ipamente profesion ale fixe: de birou (rafturi, dulapuri), din unit/g259/g288i m edicale, de cercetare, inclusiv sistemele de computere, din mu zee de interes na/g288ional, inclusiv exponatele. D.2 Mobilier /g250i dot/g259ri speciale din construc/g288ii din clasa de importan/g288/g259 I: panouri de control /g250i com and/g259 ale dispeceratelor din servicii de urgen/g288/g259, din unit/g259/g288i de pompieri, poli/g288ie, centrale telefonice, echipamente din sta/g288ii de radiodifuziune/televiziune /g250i similare. D.3 Rafturi din m agazine /g250i din depozite accesibile publicului. (3) Pentru protec/g288ia seismic/g259, în raport cu func/g288iunea în cl/g259dire, CNS se împart în: (0 ) - CNS cu rol esen/g288ial în func/g288ionarea cl/g259dirii, inclusiv pere/g288ii pe care sunt montate acestea, indiferent de m aterialul din care sunt executa/g288i (dac/g259 este cazul). Încetarea func/g288ion/g259rii acestora la cu tremurul de proiectare este acceptat/g259 n umai pe durata de timp necesar/g259 pentru în locuirea sursei de alim entare sau a unor CNS care o sus/g288in. - CNS cu rol de sus/g288inere/alimentare a unei CNS cu rol esen/g288ial inclusiv pere/g288ii pe care sunt m ontate acestea indiferent de materialul din care sunt executa/g288i(dac/g259 este cazul). - CNS cu rol secundar pentru func/g288ionarea cl/g259dirii. Se accept/g259 încetarea func/g288ion/g259rii acestora de lung/g259 durat/g259 f/g259r/g259 a împiedica derularea activit/g259/g288ii în cl/g259dire. 10.2. Cerin/g288e generale de performan/g288/g259 seismic/g259 specifice CNS (1) Cerin/g288ele privitoare la comportarea la cutremur a CNS se refer/g259 la: - evitarea pierderilor de vie/g288i omene/g250ti sau a r/g259nirii persoanelor din exteriorul sau din interiorul construc /g288iilor prin r/g259sturnarea, alunecarea /g250i/sau dezmembrarea par /g288ial/g259 a CNS sau prin degajarea unor substan/g288e toxice sau explozive; - evitarea întreruperii activit/g259/g288ilor /g250i serviciilor esen /g288iale în timpul /g250i dup/g259 cutremur prin avarierea/ie/g250irea din func/g288iune a unor CNS esen/g288iale pentru continuarea activ it/g259/g288ii în cl/g259dire, inclusiv a pere/g288ilor pe care sunt montate acestea, indiferent de materialu l din care sunt executa/g288i, (dac/g259 este cazul), sau prin producerea unor alte evenimente care împiedic/g259 exploatarea normal/g259 a cl/g259dirii (incendii, de exemplu) - evitarea degrad/g259rii bunurilor culturale sau artistice valoroase; - limitarea pagubelor materiale ca amploare /g250i gravitate; - asigurarea c/g259ilor de evacuare a persoanelor din construc/g288ie /g250i a c/g259ilor de acces pen tru echipele de interven/g288ie; 220 - evitarea/limitarea avarierii unor elemente structurale ca urmare a interac/g288iunii acesto ra cu elementele nestructurale; - limitarea impactului psihologic datorat disconfortului ocupan/g288ilor. (2) În func/g288ie de clasa de importan/g288/g259 a construc/g288iei /g250i de rolul componentei în sistem ele respective, CNS trebuie s/g259 realizeze urm/g259toarele performan/g288e seismice: - în cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II, CNS cu ro l esen/g288ial /g250i cele cu rol de sus/g288inere trebu ie s/g259 func/g288ioneze continuu în timpul cutremurului /g250i imediat dup/g259 acesta, cu eventuale întrerup eri în limitele timpului necesar pentru intrarea în func/g288iune a echipamentelor /g250i instala/g288iilor de rezerv/g259; efectele avariilor locale (rupe rea unei conducte de ap/g259, de exemplu) vor fi limitate /g250i nu vor îm piedica func/g288ionarea normal/g259 a restului cl/g259dirii; prin tema de proiectare, lista CNS esen/g288iale /g250i cu rol de sus /g288inere va fi stabilit/g259 de investitor/utilizator; - pentru instala/g288iile cu echipamente speciale, care lucreaz/g259 cu ap/g259 fierbinte sau cu abur sub presiune, pentru instala/g288iile de gaz /g250i instala/g288iile /g250i echipamentele electrice, p recum /g250i pentru recipien/g288ii care con/g288in cantit/g259/g288i importante de substan/g288e toxice sau explozive, indiferent de clasa de im portan/g288/g259 a cl/g259dirii, trebuie s/g259 se evite pericolul de producere a exploziilor /g250i scurt-circuitelor care ar putea genera incendii sau degaj/g259ri de ap/g259 /g250i abur la temperaturi ridicate sau eliberarea n econtrolat/g259 a substan/g288elor periculoase; - în construc/g288iile din toate clasele de importan/g288/g259, trebuie s/g259 fie asigurat/g259 stabilitatea tuturor com ponentelor nestructurale iar rem edierea eventualelor avarii /g250i repunerea în func/g288iune a componentei avariate trebuie s/g259 fie realizabile într-un in terval de timp /g250i cu costuri acceptabile pentru investitor/utilizator; (3) Pentru satisfacerea cerin/g288elor de la (1) /g250i (2), categoriile de componente nestructurale ale construc/g288iilor stabilite la (4), cu excep/g288iile m en/g288ionate la (5), trebuie s/g259 fie proiectate /g250i execu tate astfel încât s/g259 r/g259mân/g259 stabile /g250i s/g259-/g250i p/g259streze integritatea fizic/g259 /g250i, du p/g259 caz, s/g259-/g250i p/g259streze func/g288ionalitatea, sub ac/g288iunea for/g288elor /g250i a deplas/g259rilor produse de efectele ac/g288iu nii seismice. (4) Prevederile prezentului capitol, referitoare la alc /g259tuirea, la detalierea constructiv /g259, inclusiv la propriet/g259/g288ile materialelor constitutive /g250i la calculul seismic, se aplic /g259 în func/g288ie de nivelul de risc din punct de vedere al parametrilor enumera/g288i la 10.1.1.(3) num ai pentru urm/g259toarele categorii de CNS- cu nota/g288iile de la 10.1.2.(2)-, diferen/g288iat în func/g288ie de accelera /g288ia seismic/g259 de proiectare la amplasament /g250i de clasa de importan/g288/g259 a cl/g259dirii: A. Cl/g259diri din clasa de importan/g288/g259 IV: - Componentele A1 /g250i A2 amplasate pe fa/g288adele c/g259tre spa/g288ii publice sau cu aglom er/g259ri de persoane /g250i B4 pentru zonele seismice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g; B. Cl/g259diri din clasa de importan/g288/g259 III: - Componentele A1 /g250i A2 amplasate pe fa/g288adele c/g259tre spa/g288ii publice sau cu aglom er/g259ri de persoane /g250i B4 pentru zonele seismice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g; - Celelalte CNS numai pentru zonele seismice cu ag ı 0,30 g, cu excep/g288ia celor m en/g288ionate la (5); C. Cl/g259diri din clasa de importan/g288/g259 II: 221 - Componentele A1 /g250i A2 amplasate pe fa/g288adele c/g259tre spa/g288ii publice sau cu aglom er/g259ri de persoane, B1(numai pentru instala/g288iile de stingere a incendiilor) /g250i B4 pentru zonele seism ice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g; - Celelalte CNS numai pentru zonele seismice cu ag ı0,20g cu excep/g288ia celor m en/g288ionate la (5) D. Cl/g259diri din clasa de importan/g288/g259 I: - Toate categoriile de CNS pentru zonele seismice cu ag = 0,10 g ÷ 0,40 g cu excep/g288ia celor m en/g288ionate la (5) (5) Se excepteaz/g259 de la prevederile (4) toate componentele din categoriile B (cu excep/g288ia B4), C, D, din cl/g259dirile din clasele de im portan/g288/g259 II /g250i III, indiferent de accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare (ag), dac/g259 îndeplinesc urm/g259toarele dou/g259 condi/g288ii: - sunt montate la în/g259l/g288ime mai mic/g259 de 1,50 m peste nivelul plan/g250eului; - au greutate total/g259 maxim/g259 în exploatare mai mic/g259 de 0,20 kN. (6) În cazul co mponentelor nestructurale pentru care, conform (4), proiectarea seism ic/g259 nu este obligatorie pentru materialele din care acestea sunt alc/g259tuite nu se for muleaz/g259 cerin/g288e speciale privind comportarea la înc/g259rc/g259rile din gruparea seismic/g259. Aceste com ponente se proiecteaz/g259 numai pentru înc/g259rc/g259rile din gruparea fundamental/g259 confor m reglement/g259rilor specifice. (7) Propriet/g259/g288ile mecanice /g250i fizico-chimice ale materialelor alese pentru satisfac erea cerin/g288ei de rezisten/g288/g259 mecanic/g259 /g250i stabilitate la ac/g288iunea seismic/g259 /g250i dim ensiunile CNS realizate cu acestea trebuie s/g259 asigure /g250i satisfacerea celorlalte cerin/g288e aplicabile construc/g288iilor /g250i asigurarea durabilit/g259/g288ii prev/g259zute prin tema de proiectare. (0) 10.3. Bazele calculului seismic al componentelor nestructurale (1) Calculul seismic conform prevederilor acestui p aragraf este obligatoriu pentru toate componentele nestructurale men/g288ionate la 10.2.(4). (2) Prin excep/g288ie de la (1) calculul seismic nu este necesar pentru elementele /g250i subansam blurile de construc/g288ie /g250i de instala/g288ii/echipamente care sunt produse pentru utilizare în zone seismice, pe baza unor standarde recunoscute interna /g288ional (de exem plu, tavane suspendate, pardoseli în/g259l/g288ate, rafturi de depozitare, etc). Pentru acestea, pro iectantul /g250i verificatorul proiectului vor verifica num ai compatibilitatea accelera /g288iei seismice a amplasamentului (ag) cu accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare declarat/g259 de produc/g259tor sau stabilit/g259 printr-un procedeu recunoscut de calificare seismic/g259. (3) În situa/g288ia men/g288ionat/g259 la (2), proiectarea leg/g259turilor /g250i a elementelor de reazem (dim ensionarea /g250i detalierea constructiv/g259 a acestora) se va face conform instruc/g288iunilor tehnice ale furnizorului. Aceste instru c/g288iuni vor fi adaptate de proiectantul de specialitate pentru respectarea condi/g288iilor din reglement/g259rile tehnice în vigoare în Rom ânia în ceea ce prive/g250te caracteristicile geometrice /g250i mecanice de rezisten/g288/g259 /g250i de deform abilitate ale materialelor. În lipsa instruc /g288iunilor furnizorului, proiectarea leg/g259tu rilor /g250i a elementelor de reazem al acestor CNS se va face conform prevederilor acestu i Cod. (0) 222 10.3.1. Principii /g250i metode de evaluare a for/g288ei seismice de proiectare (1) Valoarea de proiectare a for/g288ei seismice pentru CNS depinde de urm /g259torii factori: - importan/g288a/rolul CNS în func/g288ionarea cl/g259dirii; - accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) /g250i caracteristicile spectrului de r/g259spuns elastic; - amplificarea accelera/g288iei terenului la nivelul de prindere al CNS; - amplificarea dinamic/g259 proprie a CNS; - reducerea efectului for/g288ei seismice datorit/g259 capacit/g259/g288ii de absorb/g288ie a energiei a CNS /g250i a leg/g259turilor acesteia de structura principal/g259; - greutatea total/g259 în exploatare a CNS. (2) For/g288a seismic/g259 de proiectare rezultat/g259 din ac/g288iunea direct/g259 a cutremurului asupra unei CNS va fi c alculat/g259 folosind unul dintre urm/g259toarele procedee: - metoda spectrelor de etaj; - metoda for/g288elor static echivalente. (3) For/g288a seismic/g259 de proiectare determinat/g259 conform prezentului Capitol se folose/g250te num ai pentru proiectarea CNS, a leg/g259turilor acesteia /g250i pentru verificarea local/g259 a elem entelor de reazem; efectele sale nu se adun/g259 cu efectele for/g288ei seismice pentru ansamblul stru cturii. (0) 10.3.1.1. Metoda spectrelor de etaj (1) Pentru CNS de mare importan/g288/g259 sau care con/g288in surse de risc deosebit (degajare de substan/g288e toxice /g250i/sau explozibile, etc), calculul for /g288ei seismice din ac/g288iunea direct/g259 a cutrem urului se va face pe baza unui model de calcul complet, folosind spectru l de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ie ob/g288inut din r/g259spunsul seismic al structurii cl/g259dirii la nivelul de prindere al C NS (spectrul de etaj). Se recomand/g259 folosirea acestui model /g250i pentru componentele nestructur ale din categoriile A1, A2 /g250i B4 ale cl/g259dirilor cu în/g259l/g288ime /g149 50,0 m. (2) Modelul de calcul utilizat pentru calculul spectrelor de etaj va /g288ine seama de propriet/g259 /g288ile mecanice relevante ale structurii, ale CNS /g250i ale leg/g259turilor acestora de structura principal/g259. (3) Ac/g288iunea seismic/g259 pentru care se calculeaz/g259 spectrele de etaj va fi modelat/g259 confor m prevederilor de la capitolul 3 din acest Cod. (0) 223 10.3.1.2. Metoda for/g288elor statice echivalente (1) Pentru proiectarea tuturor componentelor nestructurale la care se aplic /g259 prevederile Codului, cu excep/g288ia cazurilor în care este necesar un calcul mai exact confor m 10.3.1.1 (1), efectul ac/g288iunii directe a cutremurului asupra CNS va fi înlocuit cu efectul u nei for/g1802e statice FCNS. (2) For/g288a seismic/g259 orizontal/g259 static/g259 echivalent/g259 FCNS, care cuantific /g259 efectul ac/g288iun ii directe a cutremurului asupra unei CNS aflat/g259 la cota "z" în raport cu baza construc/g288iei, se va calcula cu formula: CNS CNS z CNS g CNS CNS mq K a) z ( F /g69/g74/g32 (10.1) unde: /g74CNS factor de importan/g288/g259 al CNS (a se vedea 10.3.1.3.1); ag accelera/g288ia terenului pentru proiectare stabilit/g259 conform Figurii 3.1 din acest Cod; /g69CNS factor de amplificare dinamic/g259 al CNS (a se vedea 10.3.1.3.2.); Kz factor de amplificare a accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea construc/g288iei H z2 1 Kz /g14 /g32 unde z cota punctului de prindere de structur/g259 a CNS; H în/g259l/g288imea medie a acoperi/g250ului în raport cu baza construc/g288iei; qCNS factor de comportare al CNS (a se vedea 10.3.1.3.3.); mCNS masa maxim/g259 a CNS în exploatare (3) În cazul componentelor nestructurale rezem ate sus /g250i jos, la nivelul a dou/g259 plan/g250ee succesive cu cotele zinf /g250i zsup (în particular, în cazul pere/g288ilor nestructurali /g250i al panourilor de zid/g259rie înr/g259m ate în cadre ), for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 va fi considerat/g259 uniform distribuit/g259 pe în /g259l/g288imea nivelului. Pentru calculul acestei for/g1802e în expresia factorului Kz se va introduce valoarea medie (4) For/g288a seismic/g259 FCNS, calculat/g259 cu rela/g288ia (10.1), va fi limitat/g259 la valorile stabilite confor m inegalit/g259/g288ilor (10.2): 0,75/g534CNS.ag.mCNS /g148 FCNS /g148 4/g534CNS.ag.mCNS (10.2) (5) For/g288a seismic/g259 vertical/g259 static/g259 echivalent/g259 FCNS,V se va calcula cu rela/g288ia (10.1) utilizând valoarea accelera/g288iei componentei verticale, avg, determinat/g259 cu rela/g288ia (3.16) din acest Cod. (6) Pentru calculul rezisten/g288ei /g250i stabilit/g259/g288ii CNS, for/g288a seismic/g259 static/g259 echivalent/g259 FCNS va fi considerat/g259 ac/g288ionând ca: (0) 224 - înc/g259rcare uniform distribuit/g259, perpendicular/g259 pe axa CNS, orizontal /g250i vertical (în cazul elementelor liniare care pot oscila simultan pe cele dou /g259 direc/g288ii - /g288evi, conducte, canale de ventila/g288ie /g250i s imilare); - înc/g259rcare uniform distribuit/g259 sau concentrat/g259, perpendicular/g259 pe planul CNS (în cazu l elementelor plane verticale sau înclinate - pere/g288i interiori /g250i exteriori, fa/g288ade cortin/g259 /g250i similare); - înc/g259rcare uniform distribuit/g259 sau concentrat/g259 în planul CNS (în cazul elem entelor plane orizontale - tavane suspendate, pardoseli în/g259l/g288ate); - for/g288/g259 concentrat/g259 aplicat/g259 în centrul de greutate al CNS, pe direc/g288ia cea m ai defavorabil/g259 (în cazul elementelor care au trei dimensiuni comparabile - utilaje, echipamente, rezervoare, co/g250uri de fum /g250i de ventila/g288ie /g250i similare). 10.3.1.3. Coeficien/g288i de calcul 10.3.1.3.1. Factorul de importan/g288/g259 al CNS (/g74CNS) (1) Factorul de importan/g288/g259 al CNS se va lua /g74CNS /g116 1,5, la aprecierea proiectantului /g250i/sau la solicitarea investitoru lui/utilizatorului, prin tem a de proiectare, pentru urm /g259toarele categorii de componente /g250i pentru leg/g259turilor acestora: - CNS cu rol esen/g288ial /g250i de sus/g288inere pentru continuarea func/g288ion/g259rii cl/g259dirilor din clasa de im portan/g288/g259 I, sau pentru evacuarea în siguran/g288/g259 a acestora; - CNS amplasate pe c/g259ile de evacuare /g250i sistemele de iluminat de rezerv/g259, pentru evacuare, în cl/g259diri din clasa de im portan/g288/g259 II, cu num/g259r mare de persoane; - recipien/g288i /g250i rezervoare care con/g288in substan/g288e toxice sau explozibile în cantit/g259/g288i con siderate periculoase pentru siguran/g288a public/g259; - rafturi din spa/g288ii comerciale /g250i din depozite accesibile publicului. În cazurile în care CNS nom inalizate mai sus sunt suspendate pe pere/g288i nestructurali, indiferent de materialele din care sunt realiza/g288i, pe panouri de zid/g259rie înr/g259mat/g259 sau pe alte CNS, acest factor de importan/g288/g259 se aplic/g259 /g250i componentelor nestructurale pe care sunt rezemate /g250i leg/g259turilor cu acestea. (2) Pentru toate celelalte categorii de CNS, factorul de importan/g288/g259 se va lua /g74CNS/g123/g74Ie unde /g74Ie este factorul de importan/g288/g259 al construc/g288iei. (0) 10.3.1.3.2. Factorul de amplificare dinamic/g259 al CNS (/g69CNS) (1) Factorul de amplificare dinamic/g259 al CNS, care depin de de rigiditatea com ponentei /g250i de pozi/g288iile /g250i caracteristicile mecanice ale leg/g259turilor cu elementele de construc/g288ie pe care CNS este rezemat/g259, se va lua cu valorile forfetare din tabelele 10.1 /g250i 10.2. (0) 10.3.1.3.3. Factorul de comportare al CNS (qCNS) (1) Factorul de comportare al CNS, care depinde de capacitatea deform are /g250i de absorb/g288ie de energie a CNS /g250i a leg/g259turilor acesteia cu structura /g250i este independent de flexibilitatea acesto ra, se va lua cu valorile forfetare din tabelele 10.1/g250i 10.2. (0) 225 Tabelul 10.1 Valorile factorilor /g533CNS /g250i qCNS pentru p/g259r/g288i/elemente de construc/g288ie Categoria /g250i tipul componentelor nestructurale /g69CNS qCNS A.1. Elemente ata/g250 ate anvelopei construc/g288iei: - dac/g259 sunt rezemate în consol/g259 sau dac/g259 sunt ancorate de structura principal/g259 s ub nivelul centrului de greutate, indiferent de material, (de exemplu, co/g250uri de fum sau de ventila/g288ie, parape/g288i, atice) 2, 5 1,5 - dac/g259 sunt ancorate peste ni velul centrului de greutate 1,0 2,5 - ornamente, firme, reclame, antene de televiziune /g250i sim ilare, indiferent de modul de prindere de structura principal/g259 2, 5 1,5 A.2. Elemente ale anvelopei - pere/g288i nestructurali exteriori, indiferent de material, rezema/g288i în consol/g259 (calcane, front oane) 2, 5 1,5 - pere/g288i nestructurali exteriori, indiferent de material, /g250i panouri înr/g259mate din zid/g259rie la fa/g288ade 1, 0 1,5 - placaje /g250i finisaje cu elemente /g250i prinderi ductile 1,0 2,5 - placaje /g250i finisaje cu elemente /g250i pri nderi fragile 1,0 1,5 - prinderi /g250i rigidiz/g259ri ale elem entelor anvelopei 1,25 1,0 A.3. Elemente de compartimentare, fixe sau amovibile, inclusiv finisaje /g250i tâmpl/g259rii înglobate - pere/g288i nestructurali interiori /g250i panouri î nr/g259mate din zid/g259rie simpl/g259 1,0 2,5 - pere/g288i nestructurali interiori /g250i panouri înr/g259mate din zid/g259rie simpl/g259 care nu sunt fixa/g288i de structur/g259 la partea superioar/g259, 2, 5 2,5 - parape/g288i interiori din zid/g259rie simpl/g259 rezema/g288i în cons ol/g259 sau fixa/g288i sub nivelul centrului de greutate 2, 5 2,5 - parape/g288i interiori din zid/g259rie simpl/g259 fixa/g288i peste nivel ul centrului de greutate 1,0 2,5 - elemente de compartimentare interioar/g259 din alte materiale decât zid/g259ria 1,0 2,5 A.4 Tavane suspendate 1, 0 2,5 A.5. Pardoseli în/g259l/g288ate - sisteme simple 1,0 1,5 - sisteme speciale 1,0 2,5 A.6. Garduri de incint/g259 2, 5 2,5 Tabelul 10.2 Valorile factorilor /g533CNS /g250i qCNS pentru instala/g288ii, echipamente /g250i mobilier Categoria /g250i tipul componentelor nestructurale /g69CNS qCNS B. Instala/g288ii B.1 Instala/g288ii sanitare (alimentare cu ap/g259, evacuarea apelor uzate) - sisteme de conducte din materiale de formabile cu prinderi flexibile 2,5 6,0 - sisteme de conducte din materiale fragile (font/g259, sticl/g259, p lastic neductil) 2,5 3,0 B.2 Instala/g288ii electrice/iluminat - sisteme de cabluri principale suspendate 2,5 6,0 - sisteme de cabluri principale montate rigid 1,0 2,5 - echipamente electrice 1,0 2,5 - corpuri de iluminat 1,0 1,5 B.3 Instala/g288ii de condi/g288ionare/înc/g259lzire & ventila/g288ie - echipamente montate în exterior 2,5 6,0 - echipamente izolate cu neopren împotriva vibra/g288iilor 2,5 2,5 - echipamente izolate cu arcuri împotriva vibra/g288iilor 2,5 2,0 - echipamente neizolate împotriva vibra/g288iilor 1,0 2,5 - echipamente montate pe conducte 1,0 2,5 - alte echipamente 1,0 2,5 B.4 Instala/g288ii speciale cu utilaje care opereaz/g259 cu abur sau ap/g259 la temperaturi ridicate - boilere, cazane 1,0 2,5 - vase de presiune rezemate pe manta sau a/g250ezate liber 1,0 2,5 C. Echipamente electromecanice - asce nsoare /g250i sc/g259ri rulante 1,0 2,5 D.Mobilier - m obilier din unit/g259/g288i medicale, de cercetare, inclusiv sistemele de computere; 1,0 1,5 226 mobilier de birou (rafturi,clasoare, dulapuri) - mobilier /g250i exponate din muzee de interes na/g288ional 1,0 1,0 - mobilier /g250i dot/g259ri speciale din construc/g288ii din clasa de importan/g288/g259 IV: (panouri de com and/g259 ale dispeceratelor din servicii de urgent/g259, din unit/g259/g288i de pompieri, poli/g288ie, centrale telefonice, ec hipamente din sta/g288ii de radiodifuziune/televiziune) 1, 0 1,0 - rafturi din o/g288el din magazine /g250i din depozite accesibile publicului (T0/g100 0,06 s) 1, 0 (*) (**) - rafturi din o/g288el din magazine /g250i din depozite accesibile publicului (T0/g116 0,06 s) 2, 5 (*) (**) (*) rafturi montate peste cota /g114 0,00. Pentru rafturile montate la cota /g114 0,00 sau mai jos a se vedea 10.3.1.2. (**) se vor folosi valorile indicate în reglement/g259rile tehnice în vigoare pentru proiectarea rafturilor, în func/g288ie de alc/g259tuirea constructiv/g259 a acestora 10.3.2. Determinarea deplas/g259rilor laterale pentru calculul CNS 10.3.2.1. Deplas/g259ri laterale pentru calculul la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) (1) CNS care sunt legate la dou/g259 cote de nivel d iferite, pe aceia/g250i structur/g259/acela/g250i tronson (A), vor fi proiectate pentru a prelua deplasarea relativ/g259 dr,CNS dat/g259 de rela/g288ia: /g11/g12 etA aA syAsxACNS , r h dY X d d d/g16 /g100 /g16 /g32 (10.3) (2) CNS care sunt legate la dou/g259 cote de nivel diferite pe dou /g259 structuri/dou/g259 tronsoane diferite (A /g250i B) vor fi proiectate pentru a prelua deplasarea relativ/g259 dr,CNS dat/g259 de rela/g288ia etB aB etA aA syBsxACNS , r h Yd h Xdd d d /g14 /g100 /g14 /g32 (10.4) (3) În formulele (10.3) /g250i (10.4) s-a notat: (0) - dsxA deplasarea construc/g288iei A, la nivelul "x"; - dsyA deplasarea construc/g288iei A, la nivelul "y"; - dsyB deplasarea construc/g288iei B, la nivelul "y"; - X cota punctului superior de prindere de la nivelul "x", m/g259surat/g259 de la baza structurii (sec/g288iunea teoretic/g259 de încastrare); - Y cota punctului inferior de prindere de la nivelul "y", m/g259surat/g259 de la baza structurii; - daA, d aB deplas/g259rile relative de nivel admisibile pentru construc /g288ia A /g250i respectiv, co nstruc/g288ia B, definite conform art.4.6.3.2; - hetA, h etB în/g259l/g288imile de etaj folosite pentru calculul deplas/g259rilor relative de nivel la construc /g288ia A /g250i, respectiv, la construc/g288ia B. Deplas/g259rile ds din rela/g288iile (10.3) /g250i (10.4) se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (4.20). 10.3.2.2. Deplas/g259ri laterale pentru calculul la starea limit/g259 de serviciu (SLS) (1) Deplas/g259rile ds din rela/g288iile (10.3) /g250i (10.4) se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (4.19). (2) Factorul /g88, din rela/g288ia (4.19), definit conform 4.6.3.2., se va lua dup/g259 cum urm eaz/g259: (0) (iii) /g88 = 0,7 pentru: - elementele ata/g250ate anvelopei (A1) amplasate pe fa/g288adele c/g259tre spa/g288iile publice (strada) sau c/g259tre alte spa/g288ii în care este posibil/g259 prezen/g288a unui num/g259r 227 m are de persoane (cur/g288i interioare ale /g250colilor, atriumuri, etc.) pentru cl/g259dirile din toate clasele de importan/g288/g259; - sistemele de conducte care sunt fixate pe dou/g259 tronsoane adiacente în cazul cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II; (iv) /g88= 0,5 pentru toate celelalte categorii de CNS din cl /g259dirile din clasa de importan/g288/g259 III (v) /g547 = 0,4 pentru toate celelalte categorii de CNS din cl /g259dirile din clasele de im portan/g288/g259 I /g250i II( ) 10.4. Condi/g288ii generale pentru proiectarea seismic/g259 a componentelor nestructurale 10.4.1. Leg/g259turile CNS 10.4.1.1. Principii generale de proiectare a leg/g259turilor CNS (1) CNS proiectate pentru a rezista ac/g288iunii seismice, vor fi prinse de elemente /g250i/sau subsistem e structurale, sau, dup/g259 caz, de alte CNS, astfel încât eforturile de proiectare (N Ed,CNS, M Ed,CNS,VEd,CNS) determ inate cu înc/g259rc/g259rile stabilite conform 10.9.2, pentru cutrem urul de proiectare, s/g259 fie transmise, în totalitate, elementelor structurale principale sau secundare ale cl/g259dirii. (2) Leg/g259turile CNS vor fi proiectate, de regul/g259, astfel încât s/g259 poat/g259 prelua deplas/g259rile relative ale structurii cu valorile determ inate conform 10.9.3; dac/g259 aceast/g259 condi/g288ie nu este satisf/g259cut/g259, la proiectarea CNS se va /g288ine seama /g250i de eforturile asociate def orma/g288iilor /g250i/sau deplas/g259rilor împiedicate. (3) Leg/g259turile vor avea suficient/g259 rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate /g250i vor fi alc/g259tuite astfel încât s/g259 asigure transferul d irect al for/g288elor seismice /g250i gravita/g288ionale aferente de la CNS la elem entele structurale principale sau secundare ale cl/g259dirii sau la o alt/g259 CNS, care, la rân dul s/g259u, trebuie s/g259 fie legat/g259 direct (nemijlocit) de elementele structurale principale sau secundare ale cl/g259dirii. (4) Leg/g259turile CNS cu elementele structurii principale, sau cu alte CNS, vor avea suficient/g259 d uctilitate pentru a asigura capacitatea de deformare necesar/g259 pentru preluarea deplas/g259rilor relative ale etajelor de terminate conform art.10.9.3. (5) Leg/g259turile CNS cu elementele structurii principale, sau cu alte CNS, pot fi realizate prin orice p rocedeu tehnic, verificat în practic/g259, care asigur/g259 blocarea sau lim itarea deplas/g259rilor, în ambele sensuri, pe direc/g288iile tuturor gradelor de lib ertate ale CNS ( monolitizarea arm/g259turilor, sudur/g259, buloane, etc). (6) Efectul frec/g259rii datorat greut/g259/g288ii proprii a CNS nu va fi luat în considerare pentru tran smiterea for/g288elor seismice corespunz/g259toare CNS la structura cl/g259dirii, sau la alt/g259 CNS. (7) Eforturile sec/g288ionale pentru verificarea rezisten/g288ei, a stabilit/g259/g288ii /g250i a rig idit/g259/g288ii elem entelor de construc/g288ie (structurale sau nestructurale) pe care sunt fixate/rezem ate CNS vor include /g250i eforturile sec /g288ionale suplimentare date de for/g288ele de leg/g259tur/g259. (8) Pentru cl/g259dirile încadrate în clasa de importan/g288/g259 I leg/g259turile CNS esen/g288iale /g250i a celor cu rol de su s/g288inere vor fi proiectate pentru a asigura limitarea deforma/g288iilor/deplas/g259rilor la valorile prev/g259zute de documenta/g288ia tehnic/g259 respectiv/g259. (0) 228 10.4.1.2. Calculul /g250i alc/g259tuirea leg/g259turilor între CNS /g250i elementele de rezemare (1) For/g288ele de proiectare pentru ancore, vor fi determ inate cu înc/g259rc/g259rile de proiectare ale CNS conform 10.9.2 considerând efectele ac/g288iunii seismice majorate cu 30%. (2) Pentru calculul eforturilor în ancore se va /g288ine seama /g250i de condi/g288iile probabile de instalare, inclusiv efectele defavorabile ale excentricit/g259/g288ilor de montare. (3) Pentru leg/g259turile cu ancore înglobate în beton sau în zid/g259rie, indiferent de procedeu l de fixare a acestora (ancore chimice sau m ecanice), eforturile capabile ale leg/g259tu rii vor fi mai mari cu 30% decât eforturile capabile ale CNS care se fixeaz/g259. (4) În cazul în care leg/g259turile se realizeaz/g259 cu elemente cu lungime de ancoraj m ic/g259 (ancore cu La /g100 8d) for/g288ele seismice care ac/g288ioneaz/g259 asupra CNS vor fi calculate folosind, în rela /g288ia (10.1), factorul de comportare qCNS = 1,5. (5) Bol/g288urile montate prin împu/g250care nu vor fi folosite ca an core solicitate la întind ere pentru CNS în construc/g288iile situate în zonele seismice cu ag/g149 0,15g. (0) 10.4.2. Interac/g288iunile CNS 10.4.2.1. Interac/g288iuni cu elementele/subsistemele structurale (1) Interac/g288iunile CNS cu elementele structurale principale /g250i secundare vor fi contro late astfel încât efectele lor reciproce s/g259 nu produc/g259 distrugerea prematur/g259 a elem entelor structurale ca urmare a modific/g259rii schemei statice (de exem plu, prin for marea stâlpilor scur/g288i) sau prin introducerea unor eforturi suplim entare în elem entele structurii (de exemplu, avarierea nodurilor în cazul panourilor din zid /g259rie înr/g259m ate în cadre). (0) 10.4.2.2. Interac/g288iuni cu alte CNS (1) Interac/g288iunile diferitelor CNS /g250i efectele lor reciproce trebuie controlate astfel încât distrugerea/avarierea unei CNS s/g259 nu provoace avarierea, distrugerea sau ie/g250irea din func/g288iune a unui ansamblu de CNS sau a unei CNS de nivel superior (pe care îl sus/g288in /îl deservesc). (0) 10.5. Proiectarea seismic/g259 a componentelor arhitecturale nestructurale (A) 10.5.1. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 (1) Componentele arhitecturale nestructurale enum erate la art.10.1.2.(2), pct.A /g250i leg/g259tu rile acestora trebuie s/g259 reziste înc/g259rc/g259rilor corespunz/g259toare cutremurului de proiectare calculate conf orm paragrafului 10.9.2 /g250i s/g259 preia deplas/g259rile calculate confor m 10.9.3. (0) 10.5.1.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a componentelor arhitecturale nestructurale din zid/g259rie (Az) (1) Componentele arhitecturale nestructurale din zid/g259rie din cl/g259dirile curente sunt: - elemente ata/g250ate anvelopei - co/g250uri de fum /g250i de ventila /g288ie, parapete, atice, corni/g250e /g250i similare (A1z) - pere/g288i de închidere - (A2z) 229 - pere/g288i de compartimentare - interiori - (A3z) (2) Peretii nestructurali din zid/g259rie de în chidere (A2z) /g250i de compartimentare (A3z) sunt defini/g288i dup/g259 cum urmeaz/g259: (a) Perete nestructural : perete care nu face parte din structura principal /g259 a cl/g259dirii; acest tip de perete poate fi suprim at f/g259r/g259 s/g259 prejudicieze integritatea restu lui structurii. Peretele nestructural, indiferent de m aterialul din care este executat, va fi proiectat pentru a prelua urm/g259toarele înc/g259rc/g259ri din gruparea fundamental/g259 (GF- conform Codului CR 0) /g250i din gruparea seismic/g259 (GS - conform Codului CR 0) (i) greutatea proprie; (ii) greutatea obiectelor suspendate pe perete; (iii) înc/g259rc/g259rile perpendiculare pe plan din ac/g288iunea oamenilor /g250i a cutrem urului. ( ) (b) Perete (panou) înr/g259 mat: perete (panou) înglobat într-un cadru de beton arm at/o/g288el, care nu face parte din structura principal/g259, dar care, în anumite condi/g288ii, co ntribuie la rigiditatea lateral /g259 a cl/g259dirii /g250i la disiparea energiei seism ice; suprimarea în tim pul exploat/g259rii cl/g259dirii sau crearea de goluri de u/g250i/ferestre într-un perete de zid/g259rie înr/g259m at se va face num ai pe baza unei justific/g259ri prin calcul (expertiz/g259 tehnic/g259) /g250i cu m /g259suri constructive adecvate. ( ) Acest tip de perete va fi proiectat pentru a prelua solicit/g259rile provenite din gruparea funda mental/g259 (GF- conform Codului CR 0) /g250i din gruparea seismic/g259 (GS - conform Codului CR 0): (i) greutatea proprie; (ii) greutatea obiectelor suspendate; (iii) înc/g259rc/g259rile perpendiculare pe plan din ac/g288iunea oamenilor, a cutrem urului /g250i a vântului (în cazul panourilor de fa/g288ad/g259). (iv) interac/g288iunea cu cadrul, în situa/g288ia de proiectare seismic/g259; (3) Pentru executarea tuturor componentelor arhitecturale nestructurale din zid/g259rie se pot folosi elem entele pentru zid/g259rie men/g288ionate în tabelul 8.1. - elemente pentru zid/g259rie pline din argil/g259 ars/g259 sau din BCA din grupa 1; - elemente pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 cu goluri verticale din grupa 2, cu m ax. 55% goluri verticale /g250i cu grosimea pere/g288ilor exteriori /g149 8 mm /g250i a pere/g288ilo r interiori /g149 5 mm - elemente pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 cu goluri verticale din grupa 2S Elem entele pentru zid/g259rie pot avea orice form/g259 a fe/g288elor de cap/g259t (plan/g259, cu loca/g250 pentru mortar, cu "nut /g250i feder/lamb/g259 /g250i uluc"). Elementele din clasa de densitate LD nu se vor folosi pentru zid/g259rii de fa/g288ad/g259 neprotejate cu tencuial/g259. (4) Utilizarea elementelor pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 cu goluri orizontale realizate la turnare nu este perm is/g259 pentru executarea pere/g288ilor nestructurali /g250i a panourilor de zid/g259rie înr/g259m at/g259, indiferent de accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag /g250i de în /g259l/g288imea cl/g259dirii, cu excep/g288ia anexelor gospod/g259re/g250ti /g250i a construc/g288iilor provizorii. 230 (5) Pentru executarea tuturor elementelor nestructurale de construc/g288ie din zid/g259rie, în cl/g259diri din clasele de im portan/g288/g259 I /g250i II, indiferent de accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag, se vor folosi numai elemente pentru zid/g259rie din categoria I, definit/g259 conform Codului CR 6, art. 1.3.3. Pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 III /g250i IV /g250i pentru anexe gospod/g259re/g250ti /g250i construc/g288ii prov izorii pot fi folosite /g250i elemente pentru zid/g259rie din categoria II (cu excep/g288ia zid/g259riilor care r/g259m ân aparente). (6) Pentru executarea tuturor compone ntelor nestructurale din zid/g259rie se poate folosi m ortar de utilizare general/g259 (G), mortar pentru rosturi sub/g288iri (T) /g250i mortar u/g250or (L) to ate cu rezisten/g288a la compresiune /g149 M2,5. Pentru componentele nestructurale din cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II nu se p ermite folosirea mortarului preparat la /g250antier; p entru acestea se va folosi num ai mortar (G) sau (T) cu rezisten/g288a la com presiune M /g1495,0. În toate cazurile, folosirea mortarelor (T) /g250i (L) se va face confor m instruc/g288iunilor tehnice ale produc/g259torului /g250i pentru calcul rezisten/g288ei zid/g259riei se vor folosi valorile rezisten/g288elor declarate de acesta. (7) Pentru proiectarea seismic/g259 a tuturor componentelor nestructurale din zid/g259rie pentru care se cere calculul seism ic conform 10.2(4), rezisten/g288ele elementelor pentru zid/g259rie la com presiune perpendicular pe rostul de a/g250ezare (fb) /g250i paralel cu rostul de a/g250ezare (fbh) /g250i rezisten/g288ele de aderen/g288/g259, vor fi alese de proiectant as tfel încât în asociere cu mortarul prev/g259zut în proiect (G,T sau L), rezisten/g288ele zid/g259riei la com presiune (fk /g250i fkh), la forfecare ( fvk0) /g250i la încovoiere perpendicular pe plan (fxk1 /g250i fxk2) s/g259 asigure preluarea efectelor înc/g259rc/g259rilor din gruparea seismic/g259 de proiectare calcu late conform 10.9.2. cu coeficien/g288ii par/g288iali de siguran/g288/g259 /g534M stabili/g288i la 10.9.5.(3). (8) Propriet/g259/g288ile de rezisten/g288/g259 /g250i fizico- chimice ale m aterialelor pentru zid/g259rie /g250i dim ensiunile elementelor realizate cu acestea trebuie s/g259 asigu re /g250i satisfacerea cerin /g288elor aplicabile construc/g288iilor /g250i cerin/g288ele de durabilitate stabilite prin tema de proiectare.(0) 10.5.2. Proiectarea seismic/g259 a elementelor de construc/g288ie ata/g250ate anvelopei 10.5.2.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a elementelor de construc/g288ie din zid/g259rie ata/g250ate anvelopei (A1z) (1) Elementele de zid/g259rie minore, cu dimensiuni /g250i mase reduse: co/g250uri de fum /ventila/g288ie, atice, parape/g288i la balcoane sau sc/g259ri, care sunt rezemate în consol/g259, pe acoperi/g250ul sau pe plan/g250eele cl/g259dirilor, indiferent de alc/g259tuirea constructiv/g259 a acestora, vor fi calculate, alc/g259tu ite /g250i detaliate pentru a-/g250i men/g288ine stabilitatea /g250i integritatea fizic/g259 sub efectul înc/g259rc/g259rilor din gruparea seismic/g259 de proiectare calculate conform 10.9.2. (2) Stabilitatea elementelor de zid/g259rie minore, men/g288ionate la (1) pentru efectul ac/g288iun ii seismice perpendicular/g259 pe plan va fi asigurat/g259, indiferent de tipul elementelor pentru zid/g259rie (argil/g259 ars/g259 sau B CA) /g250i al mortarului folosit, prin una dintre urm /g259toarele m/g259suri sau o combina/g288ie a acestora: (a) respectarea raportului în/g259l/g288ime/grosime maxim h/t /g148 8; (b) pila/g250tri / îngro/g250/g259ri locale din zid/g259rie, (c) stâlpi/g250ori intermediari din beton armat cu arm/g259turi ancorate în elementele structurii principale (centuri sau pl/g259ci) sau în stâlpi/g250orii nivelului inferior; (d) centuri de beton armat turnate la partea superioar/g259. ( ) 231 (3) Stabilitatea co/g250urilor de fum sau de ventila/g288ie din zid/g259rie va fi asigurat/g259 prin: - acoperirea zid/g259riei cu tencuieli armate cu barele verticale ancorate în plan/g250eul de la ultim ul nivel; arm/g259turile vor fi determinate prin calcul pentru for/g288a seismic/g259 de proiectare stabilit/g259 conform 10.3.1. - bordarea exterioar/g259 cu profile laminate ancorate în plan/g250eu /g250i acoperite cu tencuial/g259; - ancorarea co/g250urilor, peste jum/g259tatea în/g259l/g288imii, cu tiran/g288i prin/g250i de bride m etalice /g250i fixa/g288i în plan/g250eul ultimului nivel. Figura 10.1. Asigurarea stabilit/g259/g288ii co/g250urilor din zid/g259rie (4) Elementele de zid/g259rie majore - cu dimensiuni /g250i mase mari - (calcane, frontoane, timpane) care lucreaz/g259 în consol/g259, peste nivelul ultim ului plan/g250eu, vor fi asigurate împotriva r/g259sturn/g259rii sub ac/g288iunea cutremurului prin: - ancorare de /g250arpanta cl/g259dirii dac/g259, prin alc/g259tuire /g250i dimensionare, /g250arpanta are rezisten /g288/g259 /g250i rigiditate suficiente pentru a prelua for/g288elor de r/g259sturnare; - continuarea stâlpi/g250orilor de la etajul inferior; - prevederea special/g259 a unor stâlpi/g250ori de beton armat în zid/g259ria de la ultimul nivel al cl/g259dirilor d in ZNA dac/g259 arm/g259turile stâlpi/g250orilor din elementele în consol/g259 nu p ot fi ancorate în centurile ultimului plan/g250eu; - legarea stâlpi/g250orilor cu o centur/g259 de beton armat la partea superioar/g259; dac/g259 zid/g259ria în consol/g259 are în/g259l/g288im e mai mare - orientativ peste 2,0 m - se va prevedea /g250i o centur/g259 intermediar/g259 pentru fragmentarea panoului. Figura 10.2. Asigurarea stabilit/g259/g288ii elementelor majore din zid/g259rie de la fa/g288ade (5) Dimensiunile stâlpi/g250orilor prev/g259zu/g288i pentru asigurarea stabilit/g259/g288ii, distan/g288ele între ace/g250tia /g250i arm /g259turile lor se vor determina prin calcul p entru eforturile provenite din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri. 232 (6) Corni/g250ele /g250i brâiele, care dep/g259/g250esc planul zid/g259riei cu cel mult jum/g259tate din grosim ea peretelui se realizeaz/g259 cu elemente de tip HD prin scoaterea în consol/g259 a c/g259r/g259m izilor, în trepte de cel mult 1/4 din c/g259r/g259mid/g259 la fiecare rând. Pentru corni/g250ele care dep/g259/g250 esc fa/g288a peretelui exterior cu mai mult de jum/g259tate din grosimea acestuia sau la care c/g259r/g259m izile unui rând ies în consol/g259 cu mai mult de 10 cm, în proiect se vor prevedea m /g259suri speciale de ancorare. (7) Se poate utiliza /g250i detaliul de corni/g250/g259 reazemat/g259 pe o plac/g259 de beton armat monolit sau prefabricat; aceasta plac/g259 este sus/g288inut/g259 cu popi pân/g259 la înt/g259rirea zid/g259riei corni/g250ei. În cazul în care placa corni/g250ei nu este în acela/g250i plan cu ultimul plan/g250eu al cl/g259dirii, corni/g250a se anco reaz/g259 cu bare din o/g288el-beton petrecute în rosturile verticale ale zid/g259riei. (fig.10.3b). Aceste arm /g259turi se dimensioneaz/g259 pentru for/g288a seismic/g259 orizontal/g259 corespunz/g259toare m asei corni/g250ei considerat/g259 ca ac/g288ionând la vârful acesteia în ambele sensuri. (a) (b) Figura 10.3. Detalii de realizare a corni/g250elor din zid/g259rie (8) În cazul în care corni/g250a are o deschidere mare, aceasta se va realiza din beton arm at monolit sau prefabricat conform detaliilor din figura 10.4. În acest caz, pen tru dim ensionare se va /g288ine seama /g250i de efectul for/g288ei seismice verticale. (0) Figura 10.4. Exemple de corni/g250e cu deschidere mare 10.5.3. Proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor nestructurali de închidere (A2) /g250i de compartimentare (A3) (1) Pere/g288ii de închidere (A2) /g250i de compartimentare (A3), indiferent de materialul din care sunt realiza/g288i, vor fi calcu la/g288i, alc/g259tui/g288i /g250i detalia/g288i pentru ac/g288iunea seismic/g259 num ai în cazurile în care se încadreaz/g259 în condi/g288iile de la 10.2(4). Ace/g250ti pere/g288i trebuie s/g259 reziste: (0) - for/g288ei seismice perpendicular/g259 pe planul peretelui calculat/g259 cu rela/g288ia (10.1) în care m asa peretelui va include /g250i masa în exploatare a mobilierului sau altor echipam ente sau instala/g288ii suspendate de perete. - eforturilor rezultate din interac/g288iunea cu structura (în func/g288ie de modul de prindere). 233 10.5.3.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor de închidere (A2z) /g250i de compartimentare (A3z) din zid/g259rie (1) Pere/g288ii nestructurali din zid/g259rie (A2z) /g250i (A3z ) pot fi: (0) - pere/g288i nestructurali înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat / o/g288el - pere/g288i nestructurali care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat / o/g288el 10.5.3.1.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor de închidere (A2z) /g250i de compartimentare (A3z) din zid/g259rie înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat/o/g288el (1) Pere/g288ii de zid/g259rie înr/g259mat/g259 pot fi utiliza/g288i pentru toate zonele seismice /g250i pentru orice regim de în/g259l/g288ime, ca pere/g288i de închidere (A2z) sau de compartim entare (A3z) , dac/g259 sunt satisf/g259cute cerin/g288ele privitoare la cadre din C odurile respective (beton armat sau o/g288el), din acest Cod , capitolul 5, /g250i regulile privitoare proiectarea panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 pentru situa/g288ia de proiectare persistent/g259 /g250i pentru situa/g288ia de proiectare tranzitorie din Codul CR 6. (2) Pere/g288ii din zid/g259rie înr/g259mat/g259, executa/g288i dup/g259 tu rnarea/montarea cadrelor de beton armat sau de o/g288el, vor fi introdu/g250i în modelul de calcul pentru ansamblul structurii /g250i vor fi calcula/g288i conform acestui C apitol, numai dac/g259 sunt panouri pline sau cu un gol de u/g250/g259 / fereastr/g259 pentru care se poate identifica un sistem de diagonale com primate care transmit eforturile la cadru. (a) Panou plin (b) Panou cu gol de ferestr/g259 Figur a 10.5. Zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre. Sisteme de diagonale comprimate (3) Pentru structurile alc/g259tuite din cadre din beton armat sau din o/g288el, în modelul de calcul pentru situa/g288ia de proiectare seism ic/g259, se va /g288ine seama de urm/g259toarele efecte nefavorabile posibile ale panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259: - modificarea regularit/g259/g288ii structurale în plan /g250i p e vertical/g259 /g250i reducerea, în consecin /g288/g259, a factorului de comportare "q" pentru ansamblul structu rii precum /g250i a condi/g288iilor de ap licabilitate a metodelor de calcul pentru determ inarea for/g288ei seism ice de baz/g259; - modificarea distribu/g288iei eforturilor sec/g288ionale în subansamblurile structurale verticale ca urm are a cre/g250terii momentului de r/g259sucire prin modificarea pozi/g288iei centru lui de rigiditate în raport cu centrul de mas/g259; - modificarea schemei geometrice de calcul (modificarea lungimilor /g250i/sau a condi/g288iilo r de rezemare ale barelor cadrului); - eforturi locale date de in terac/g288iunea cadru + panou (în particular la nodurile cadrului /g250i la col/g288urile panoului). (4) Datorit/g259 incertitudinilor legate de realizarea efectiv /g259 la execu/g288ie a conlucr/g259rii dintre cadre /g250i panouri /g250i a lipsei unor rezultate experimentale concludente, în modelul 234 (5) Dimensiunile panourilor înr/g259mate din zid/g259rie nearmat/g259 vor fi limitate astfel: - aria panoului rezemat pe patru laturi: Ap = hp × lp /g148 18,0 m2 - aria panoului rezemat pe trei laturi (f/g259r/g259 stâlpi/g250or pe latura vertical/g259 liber/g259): Ap /g148 12,0 m2 - în/g259l/g288imea panoului: hp /g148 3,50 m - lungimea panoului: lp /g148 6,00 m Pentru cazurile în care cerin/g288ele proiectului de arhitectur/g259 impun dimensiuni superioare, panourile vor fi fragmentate prin introducerea unor stâlpi/g250ori /g250i centuri din beton armat (6) For/g288ele seismice de proiectare care ac/g288ioneaz/g259 în planul panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre se calculeaz/g259 considerând ansamblul format din cadru /g250i panourile din zid/g259rie modelat ca un sistem triangulat, cu diagonale articulate la capete în nodurile cadrului. L/g259/g288imea activ/g259 a diagonalei (dp) va fi luat/g259 egal/g259 cu dp = 0,10Dp, unde Dp este lungimea diagonalei panoului din zid/g259rie (figura 10.5). (7) For/g288ele seismice de proiectare care ac/g288ioneaz/g259 perpendicular pe planul pere/g288ilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre de beton armat /g250i de o/g288el, se determin/g259 în conformitate cu prevederile de la 10.3, cu factorii /g533CNS /g250i qCNS pentru panourile de fa/g288ad/g259 (A2z) /g250i pentru panourile interioare (A3z) din tabelul 10.1. (8) În cazul în care rezisten/g288a panourilor din zid/g259rie nearmat/g259 nu satisface cerin/g288a de siguran/g288/g259 conform 10.9.7. pentru grosimile curente ale pere/g288ilor de zid/g259rie /g250i pentru rezisten/g288ele curente ale materialelor (elemente /g250i mortare), se vor lua urm/g259toarele m/g259suri: (0) - dimensiunile panoului vor fi reduse prin introducerea unor stâlpi/g250ori de beton armat, suplimentari fa/g288/g259 de cei introdu/g250i pentru bordarea golurilor; distan/g288a între stâlpi/g250ori se stabile/g250te prin calcul pentru satisfacerea rela/g288iei (10.15) - zid/g259ria va fi placat/g259 cu tencuial/g259 armat/g259 cu plase din o/g288el, grile polimerice sau polimeri arma/g288i cu fibre (FRP) - se adopt/g259 pentru pere/g288ii respectivi o alt/g259 rezolvare constructiv/g259/ alte materiale. de calcul pentru proiectarea seismic/g259 a cl/g259dirilor noi nu se va /g288ine seama de efectele favorabile posibile ale panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259. Efectul favorabil al acestor zid/g259rii va fi luat în considerare numai pentru evaluarea siguran/g288ei cl/g259dirilor existente conform Codului P 100-3, în func/g288ie de r/g259spunsul seismic efectiv al cl/g259dirilor respective. 235 10.5.3.1.2. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor nestructurali de închidere din zid/g259rie (A2z) care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat /o/g288el (1) Pere/g288ii exteriori nestructurali, care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre (de exemplu, pere/g288i rezema/g288i pe console, pere /g288i cu goluri mari pentru care nu se realizeaz/g259 sistemul de diagonale din figura 10.5), executa/g288i din zid/g259rie de c/g259r/g259mid/g259/blocuri din argil/g259 ars/g259 sau din BCA vor fi proiecta/g288i pen tru a rezista efectelor: (a) ac/g288iunii seismice perpendicular/g259 pe plan; (b) presiunii vântului; (c) deplas/g259rilor relative de nivel determinate conform acestui Capitol. ( ) (2) Dimensiunile maxime ale panourilor de zid/g259rie nearmat/g259, neînr/g259mate în cadre, vor fi cu 20% m ai mici decât lim itele date la 10.5.3.1.1.(5). Pentru cazurile în care cerin /g288ele proiectului de arhitectur/g259 impun dimensiuni superioare, panourile vor fi fragmentate prin introducerea unor stâlpi/g250ori /g250i centuri din beton armat (3) Pere/g288ii exteriori executa/g288i din zid/g259rie m en/g288iona/g288i la (1), indiferent de tipul elem entelor pentru zid/g259rie, vor fi prev/g259zu/g288i, la col/g288uri /g250i al/g259turat golurilor, cu stâlpi/g250ori ancora /g288i în structura principal/g259 /g250i cu centuri. Bordarea golurilor se aplic/g259 pentru cl/g259dirile din toate clasele de im portan/g288/g259, pentru goluri cu suprafa/g288a /g149 2,50 m2 în zonele seism ice cu 0,15g /g148 ag /g148 0,25g /g250i pentru goluri cu suprafa/g288a /g149 1,50 m2 pentru zonele seismice cu ag /g149 0,30g.. (4) Pentru proiectarea pere/g288ilor nestructurali, înr/g259ma/g288i sau neînr/g259ma/g288i, care sunt sus/g288inu /g288i pe elemente structurale în consol/g259 sau pe grinzi cu deschideri mari se va /g288ine seama de efectul deforma/g288iilor verticale ale consolei/grinzii produse de mi /g250carea seism ic/g259 (inclusiv de deforma/g288iile datorite rotirii nodului din sec/g288iunea de reazem). (a) Parapet în planul structurii (b) Pa rapet la balcon (pe consol/g259) Figura 10.6. M/g259suri constructive pentru parape/g288i din zid/g259rie (5) Pere/g288ii de fa/g288ad/g259 alc/g259tui/g288i din dou/g259 straturi de zid/g259rie cu gol interior vor fi prev/g259zu/g288i cu ancore de solidarizare conform prevederilor din SR EN 1996-1-1. Ancorele vor respecta prevederile S R EN 845-1. Num /g259rul /g250i dimensiunile ancorelor se vor stabili prin calcul cu valorile minime: - zone seismice cu ag = 0,10g /g314 2 ancore/m2 de perete - zone seismice cu 0,15g /g250i ag 0,20g /g314 3 ancore/m2 de perete - zone seismice cu ag /g149 0,25g /g314 4 ancore/m2 de perete Ancorele vor fi protejate împotriva coroziunii conform Codului CR 6. Nu se permite legarea straturilor cu c/g259r/g259mizi a/g250ezate transversal. 236 (6) În cazul în care rezisten/g288a panourilor din zid/g259rie nearmat/g259 nu satisface cerin/g288a de siguran /g288/g259 conform 10.9.7. pentru grosimile curente ale pere/g288ilor de zid/g259rie /g250i pentru rezis ten/g288ele curente ale materialelor (elemente /g250i mortare) se va lua una dintre m/g259surile propuse la 10.5.3.1.1.(9). (7) Pere/g288ii nestructurali exteriori alc/g259tui/g288i din dou/g259 stra turi zid/g259rie cu gol interior de aer (fa/g288ad e ventilate) vor fi proiecta/g288i conform reglement/g259rilor specifice. (0) 10.5.3.1.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor de compartimentare din zid/g259rie (A3z) care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat/o/g288el (1) Pere/g288ii dep/g259r/g288itori trebuie s/g259 aib/g259 capacitate de rezisten /g288/g259 suficient/g259 pentru a prelua înc/g259rc/g259rile din gruparea seism ic/g259 /g250i deplas/g259rile relative de nivel admise pentru structura p rincipal/g259 conform tabelului E2 din acest Cod. (2) Stabilitatea lateral/g259 a pere/g288ilor de compartim entare se va asigura prin /g288esere cu pere/g288ii adiacen/g288i sau prin leg/g259turi cu bare de o/g288el cu elementele de beton armat adiacente (3) Momentele încovoietoare în panoul de perete date de ac/g288iunea seism ic/g259 perpendicular/g259 pe plan vor fi calculate conform prevederilor din Codul CR 6, cap.6.4 având în vedere condi/g288iile concrete de fixare la extremit/g259/g288ile peretelui. Rezisten/g288a acestor pere /g288i la încovoiere perpendicular pe plan va fi calculat/g259 conform CR 6, art.6.6.5. (4) În cazul în care rezisten/g288a pere/g288ilor desp/g259r/g288itori din zid/g259rie nearmat/g259, inclusiv a panourilor înr/g259m ate în cadre, nu satisface cerin/g288a de siguran/g288/g259 conform 10.9.7. se vor lua urm /g259toarele m/g259suri: - dimensiunile panoului vor fi reduse prin introducerea unor stâlpi/g250ori de beton arm at, suplimentari fa/g288/g259 de cei introdu/g250i pentru bordarea golurilor; distan/g288a între stâlpi/g250ori se s tabile/g250te prin calcul pentru satisfacerea rela/g288iei (10.13) - zid/g259ria va fi placat/g259 cu tencuieli armate cu plase din o/g288el, grile polimerice sau polim eri arma/g288i cu fibre (FRP) - se modific/g259 solu/g288ia constructiv/g259 pentru pere/g288ii respectivi (5) Pere/g288ii desp/g259r/g288itori fixa/g288i la nivelul tavanului suspendat precum /g250i orice al/g288i pere/g288i desp /g259r/g288itori mai înal/g288i de 2,00 m, indiferent de materialul din care sunt realiza/g288i, vor fi fixa/g288i lateral de structura principal/g259, independent de sistemul de fixare al tavanului suspendat. La cl/g259dirile cu structura din cadre, leg/g259turile nu vor favoriza producerea situa/g288iilor de tip stâlp scurt. (6) Dispunerea în plan a elementelor de fixare lateral/g259 /g250i dimensionarea acestora se va face în a/g250a fel încât deplas/g259rile laterale ale capete lor superioare ale pere/g288ilor s/g259 fie compatibile cu deplas/g259rile laterale ale tavanului suspendat din înc/g259perea respectiv/g259. (7) Pere/g288ii interiori nestructurali pot fi executa /g288i din zid/g259rie simpl/g259 dac/g259 eforturile unitare norm ale sunt mai mici, cel mult egale, cu rezisten/g288ele de proiectare la întindere din încovoiere perpendicular pe planul peretelui (fxd1,fxd2). (8) În zonele seismice cu a g /g149 0,25 g, indiferent de rezultatele calculului, leg/g259tura pere/g288ilor interiori nestructurali cu pere/g288ii de zid/g259rie transversali sau cu stâlpii/ 237 pere/g288ii de beton arm at va fi armat/g259 cu cel pu/g288in dou/g259 bare /g301 6 mm o/g288el cu fyd=210 N/mm2. (9) În cazul în care eforturile unitare norm ale din încovoiere perpendicular pe planul p eretelui au valori mai mari decât valorile de proiectare, fxd1,fxd2, se pot adopta urm/g259toarele solu/g288ii: - peretele se armeaz/g259 în rosturile orizontale dac/g259, din calcul, rezult/g259 c/g259 ruperea se produce în plan perpendicular pe rosturile orizontale în câm pul peretelui /g250i la reazem e; aceast/g259 solu/g288ie este recomandat/g259 în special în cazul pere/g288ilor realiza /g288i cu elemente cu îmbinare vertical/g259 mecanic/g259 - nut /g250i feder; - dimensiunile panoului se reduc prin centuri /g250i stâlpi/g250ori intermediari astfel încât efortu rile unitare efective s/g259 devin/g259 mai mici decât rezisten/g288ele unitare de proiectare; centurile /g250i stâlpi/g250orii vor fi ancora/g288i de structura principal/g259 /g250i vor fi dim ensiona/g288i pentru a prelua înc/g259rc/g259rile laterale ale panourilor de zid/g259rie (distan/g288ele Li /g250i Hi se stabilesc prin calcul). Figura 10.7. Centuri /g250i stâlpi/g250ori intermediari la pere/g288i nestructurali (10) Pere/g288ii desp/g259r/g288itori din zid/g259rie care nu pot fi fixa/g288i la nivelul tavanului (pere/g288ii cu în/g259l/g288im e mai mic/g259 decât cea a etajului - la grupurile sanitare, de exemplu) vor fi lega/g288i între ei /g250i lateral de structura principal/g259. Leg/g259tura se va realiza prin /g288esere sau cu piese metalice-bol/g288uri împu/g250cate - dac/g259 elementele laterale sunt stâlpi/pere/g288i din beton arm at. La partea superioar/g259 a pere/g288ilor se va turna o centur/g259 din beton armat dim ensionat/g259 pentru a prelua /g250i transmite la structura principal/g259 eforturile din înc/g259rc/g259rile norm ale pe planul peretelui. Arm/g259 turile centurii vor fi ancorate corespunz/g259tor în elem entele de beton sau în zid/g259ria pere/g288ilor adiacen/g288i. (0) Figura 10.8. Asigurarea stabilit/g259/g288ii pere/g288ilor nestructurali cu în/g259l/g288imea mai mic/g259 decât cea a etajului 10.5.3.2. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a fa/g288adelor prefabricate din beton (1) Pere/g288ii exteriori nestructurali ex ecuta/g288i din panouri prefabricate din beton, montate dup/g259 execu tarea structurii principale, vor fi rezema/g288i direct pe elementele structurii principale sau vor fi lega/g288i de aceasta cu ancore sau cu alte dispozitive care vor respecta cerin /g288ele de la 10.4.1. /g250i, în plus, urm/g259toarele reguli: (0) 238 - leg/g259turile /g250i rosturile între panouri trebuie s/g259 permit/g259 deplas/g259ri relative de nivel cel pu/g288in egale cu d eplasarea de nivel calculat/g259 sau cel pu/g288in 15 mm; - leg/g259turile care asigur/g259 deplasarea liber/g259 în planul panoului, în limitele deplas/g259rii relative de nivel calculat/g259, vor fi realizate folosind g/g259uri ovalizate, fante, leg/g259turi care permit deplas/g259ri prin încovoierea unor piese de o/g288el, sau orice alt sistem care asigur/g259 capacitatea de deplasare necesar/g259 /g250i ductilitatea corespunz/g259toare; - corpul ancorelor/conectorilor trebuie s/g259 aib/g259 suficient/g259 deformabilitate /g250i capacitate de rotire pentru a preveni ruperea betonului/zid /g259riei la deforma/g288ii mici sau în zona prinderilor sudate; - toate piesele sistemelor de fixare vor fi dimensionate conform art.10.4.1.; - m/g259rimea deforma/g288iei perpendiculare pe plan a pere/g288ilor exteriori nestructurali, produse de for/g288ele seism ice de calcul, nu va dep/g259/g250i deforma/g288ia admisibil/g259 a panoului stabilit/g259 în func/g288ie de geometria, propriet/g259/g288ile mecanice ale m aterialelor constitutive, de schema static/g259 a sistemului de legare de structura principal/g259 /g250i de tipu l finisajului; - sticla înglobat/g259 în ferestrele obi/g250nuite /g250i sticla vitrinelo r se va proiecta /g250i monta în confor mitate cu prevederile art.10.5.3.3. 10.5.3.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a fa/g288adelor vitrate (1) Scheletul metalic al fa/g288adelor cortin/g259, ramele v itrinelor /g250i ferestrelor /g250i leg/g259tu rile acestora cu structura principal /g259 vor fi proiectate pentru a prelua deplas/g259rile relative de nivel ale structurii rezultate din calcu lul structurii, f/g259r/g259 deforma/g288ii perm anente /g250i f/g259r/g259 deteriorarea sticlei /g250i a pieselor de etan/g250are. (2) Sticla p/g259r/g288ilor vitrate ale fa/g288adelor trebuie s/g259 satisfac/g259 cerin/g288a referitoare la lim itarea deplas/g259rii relative de nivel dat/g259 de rela/g288ia: CNS , r Iera d 25 , 1 ) sticla ( d/g74/g116 /g116 15 mm (10.5) unde - dra (sticl/g259) deplasarea relativ/g259 de nivel care produce spargerea/c/g259derea sticlei din peretele cortin/g259 sau din vitrin/g259, stabilit/g259 confo rm prevederilor alin (5); - /g74Ie factorul de importan/g288/g259 al construc/g288iei; - dr,CNS deplasarea relativ/g259 de nivel pentru calculul CNS stabilit/g259 conform 10.3.2. (3) Valoarea deplas/g259rii dr,CNS determinat/g259 prin calculul structurii va fi comunicat/g259 produc/g259to rului fa/g288adei /g250i va constitui tem/g259 pentru proiectarea acesteia. (4) Verificarea condi/g288iei (10.5) nu este necesar/g259 dac/g259 spa/g288iul dintre sticl/g259 /g250i cadrul m etalic cliber este suficient de mare pentru ca s/g259 nu se produc/g259 contactul între acestea când este atins/g259 deplasarea m axim/g259: CNS , r Ieliber d 25 , 1 c/g74 /g116 15 mm (10.6) (5) Valoarea cliber se calculeaz/g259 cu rela/g288ia 239 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g14 /g32 1 st 2 st 1 liber c b c h1 2c c (10.7) unde - hst - în/g259l/g288imea panoului de sticl/g259; - bst - l/g259/g288imea panoului de sticl/g259; - c1 - spa/g288iul liber între marginile verticale ale sticlei /g250i cadru; - c2 - spa/g288iul liber între marginile orizontale ale sticlei /g250i cadru. (6) Valoarea dra(sticl/g259), depinde de tipul sticlei respective; aceast/g259 valoare se com unic/g259 de c/g259tre produc/g259tor sau poate fi determinat/g259 prin calcul conform preciz/g259rilor din norm a de produc/g288ie. Aceast/g259 valoare constituie dat/g259 de tem/g259 pentru calculul structurii dac/g259 tipul/elem entele fa/g288adei au fost alese din alte considerente (de plastica fa/g288adei, de exemplu). (7) În zonele seismice cu a g /g149 0,25g, în cazul fa/g288adelor amplasate c/g259tre spa/g288ii publice sau cu aglomer/g259ri de persoane, indiferent de clasa de importan /g288/g259 /g250i de expunere a cl/g259dirii, sticla ferestrelo r cu suprafa/g288/g259 mai mare de 2,00 m2, /g250i care sunt situate la în/g259l/g288ime /g149 2,00 m peste nivelul trotuarului, va fi de tip "securizat".(0) 10.5.3.4. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor de compartimentare din alte materiale (1) Proiectarea /g250i executarea pere/g288ilor desp/g259r/g288itori din sticl/g259 se va face în confor mitate cu prevederile reglement/g259rilor specifice în vigoare. (2) Pere/g288ii nestructurali interiori cu schelet m etalic sau din lemn /g250i panouri de tip "gips carton " /g250i leg/g259turile acestora cu structura principal/g259 vor fi dimensionate pentru a prelua înc/g259rc/g259rile d e proiectare perpendiculare pe plan date la 10.9.2. Greutatea de calcul a pere/g288ilor va include /g250i greutatea în exploatare a mobilierului, a echipamentelor /g250i a instala /g288iilor suspendate de perete. Rezisten/g288a acestor pere/g288i se va calcula folosind reglem ent/g259rile în vigoare pentru materialele scheletului (o/g288el sau lemn). (3) Montarea pere/g288ilor prev/g259zu/g288i la (1) /g250i (2 ) trebuie s/g259 asigure spa/g288ii laterale suficiente pentru a prelua deplas/g259rile calculate confor m 10.9.3. Spa/g288iile libere vor fi tratate pentru asigurarea etan/g250eit/g259/g288ii la aer /g250i la zgomot /g250i a împiedica propagarea focului. (0) 10.5.4. Proiectarea seismic/g259 a tavanelor suspendate (A4) (1) Masa tavanului suspendat pentru care se calculeaz/g259 for/g288a seismic/g259 trebuie s/g259 includ/g259: - re/g288eaua proprie de rezisten/g288/g259 (gr/g259tarul); - panourile de tavan; - corpurile de iluminat care sunt legate prin orice procedeu de tavan; - orice alt/g259 CNS care este sprijinit/g259 lateral de tavan. (2) For/g288a seismic/g259 aferent/g259 masei totale a tavanului calculat/g259 conform (1) va fi transm is/g259, împreun/g259 cu înc/g259rc/g259rile verticale corespunz/g259toare, prin leg/g259turile tavanului, 240 la elem entele structurii principale sau la elementele de margine ale structurii tavanului. Leg/g259turile vor fi dimensionate conform 10.4.1. (3) Tavanele suspendate ale construc/g288iilor din clasele de importan/g288/g259 I ÷ III situate în am plasamente cu ag /g149 0,25g trebuie s/g259 respecte /g250i urm/g259toarele reguli suplimentare:(0) - re/g288eaua de sus/g288inere a panourilor va fi alc/g259tuit/g259 din elemente structurale capabile s/g259 preia for/g288ele /g250i deform a/g288iile la care sunt supuse (de exemplu: profile lam inate din o/g288el, profile din aluminiu etc.); - elementele structurale marginale de închidere vor avea o l/g259/g288ime suficient/g259 de rezem are (de exemplu: pentru profilele laminate din o/g288el l/g259/g288imea va fi de cel pu/g288in 50 mm); - în fiecare di n cele dou/g259 direc/g288ii orizontale ortogonale, un cap/g259t al re/g288elei de sus/g288inere a tavanului va fi fixat de elem entul structural de margine iar cel /g259lalt cap/g259t va avea posibilitatea de deplasare liber /g259 pe cel pu/g288in 20 mm; - tavanele cu suprafa/g288a /g149 100 m2 vor avea leg/g259turi laterale de structu ra principal/g259; - tavanele cu suprafa/g288a > 250 m2 vor fi divizate în zone cu suprafa/g288a /g100 250m2 prin rosturi de separare sau prin pere/g288i dezvo lta/g288i pe toat/g259 în/g259l/g288imea etajului; se poate renun/g288a la aceast/g259 m /g259sur/g259 dac/g259 se demonstreaz/g259 prin calcul c/g259 sistemul de fixare poate prelua integral deplas/g259rile laterale ale tavanului; - se vor prevedea m/g259suri pentru a permite deplasarea liber/g259 a tavanului în vecin/g259tatea capetelor de sprinklere s au a altor piese care traverseaz/g259 tavanul; - în cazul în care tavanul are cote de nivel diferite, stab ilitatea lateral/g259 a fiec/g259rei zon e va fi asigurat/g259 printr-un sistem propriu de blocare a deplas/g259rilor laterale (con travântuire); - conductele, canalele de ventila/g288ie, cablurile electrice /g250i alte elemente de instala/g288ii nu vor fi fixate de tavanul suspendat. 10.5.5. Proiectarea seismic/g259 a pardoselilor în/g259l/g288ate (A5) (1) Pardoselile în/g259l/g288ate sunt sisteme nestructurale alc/g259tuite din reazeme verticale, o re/g288ea de grinzi metalice /g250i din pl/g259ci plasate peste nivelul plan/g250eului curent pentru a crea un spa/g288iu liber pentru diferite conducte /g250i cablu ri (de regul/g259 în s/g259lile IT /g250i în laboratoare). (0) Figura 10.9. Alc/g259tuirea general/g259 a pardoselilor în/g259l/g288ate 241 10.5.5.2. Condi/g288ii generale (1) Pentru calculul for/g288ei seismice static echivalent/g259, greutatea pardoselii în/g259l/g288ate va fi calculat/g259 însu mând greutatea proprie a pardoselii, greutatea total/g259 a echipamentelor fixe /g250i 1/4 din greutatea echipamentelor mobile rezem ate pe pardoseal/g259.. (2) Pentru dimensionarea elementelor pardoselii se va /g288ine seama /g250i de eforturile rezultate din efectul de r/g259sturnare a echipamentelor fixate rigid de pardoseal/g259 (3) For/g288a seismic/g259 orizontal/g259 aferent/g259 unui picior (reazem) al sistemului va fi transm is/g259 de la suprafa/g288a pardoselii în/g259l/g288ate la plan/g250eul suport considerând simultan mom entul de r/g259sturnare, for/g288a axial/g259 /g250i for/g288a t/g259ietoare aferente piciorului respectiv. (4) Dimensionarea componentelor pardoselii în/g259l/g288ate se va face cu înc/g259rcarea util/g259 stabilit/g259 confor m reglement/g259rilor tehnice în vigoare pentru func/g288iunea din înc/g259perea respectiv/g259. Dac/g259 pe pardoseal/g259 u rmeaz/g259 a se monta echipamente grele (orientativ peste 5,0 kN) panourile vor fi verificate pentru o sarcin/g259 concentrat/g259 corespunz/g259toare unui utilaj de m ici dimensiuni (orientativ, o înc/g259rcare concentrat/g259 de 10 kN). (0) a) Înc/g259rc/g259ri concentrate (b) Înc/g259rc/g259ri distribuite Figur a 10.10. Înc/g259rc/g259ri pe pardoseli în/g259l/g288ate 10.5.5.3. Condi/g288ii specifice pentru pardoseli în/g259l/g288ate speciale (1) Sistemul de fixare va fi calculat pentru a prelua for/g288a seismic /g259 static echivalent/g259 confor m prevederilor de la 10.3.1 sau va fi omologat prin încerc/g259ri recunoscute de autorit/g259/g288ile competente. (2) Leg/g259turile care transmit for/g288ele seismice la plan/g250eu vor fi realizate prin piese m ecanice, ancore montate în beton, suduri pe piese înglobate. Nu se accept/g259 leg/g259turi care folosesc frecarea pe suprafa/g288a de contact, cu bol/g288uri îm pu/g250cate sau cu adezivi. (3) Sistemul de contravântuire a supor/g288ilor va fi dimensionat considerând numai elem entele întinse pentru a se evita pierderea stabilit/g259/g288ii ansamblului. (4) Riglele orizontale vor fi dimensionate pentru a transmite for/g288a seismi c/g259 orizontal/g259 la supor/g288i /g250i trebuie s/g259 fie legate rigid de ace/g250tia. (0) 242 10.5.6. Proiectarea seismic/g259 a gardurilor de incint/g259 (A6) (1) În zonele seismice cu a g /g149 0,25g gardurile de incint/g259 din zid/g259rie de c/g259r/g259mid/g259 sau din blocuri de BCA/beton de agregate, cu în/g259l/g288ime mai mare de 1,50 m, vor fi proiectate ca zid/g259rie co nfinat/g259 sau ca panouri înr/g259mate în cadre. Pentru proiectare se vor folosi reglement/g259rile specifice produselor pentru construc/g288ie respective. (2) Stabilitatea de ansam blu a gardurilor de la (1) se va verifica considerând coeficien tul par/g288ial de siguran/g288/g259 egal cu 2 pentru verificarea la r/g259sturnare /g250i egal cu 1,5 pentru verificarea la lunecare/deplasare lateral/g259(0) 10.5.7. Condi/g288ii de proiectare specifice pentru asigurarea c/g259ilor de evacuare din cl/g259dire (1) Pentru evacuarea în siguran/g288/g259, în cazul producerii cutremurului de proiectare, a cl/g259dirilor situate în zon e cu a g /g149 0,20g se vor avea în vedere urm/g259toarele m/g259suri privind elem entele de construc/g288ie /g250i finisajele aflate pe c/g259ile de evacuare: (0) - u/g250ile cu comand/g259 mecanic/g259 ale garajelor sta/g288iilor de salvare, ale unit/g259/g288ilor de pom pieri /g250i similare precum /g250i u/g250ile de evacuare ale cl/g259dirilor care pot ad/g259posti un num/g259r mare persoane (orientativ, peste 250 de persoane) vor fi proiectate astfel încât s/g259 nu se b locheze pentru deplas/g259ri relative de nivel egale cu 1,50 dr,CNS unde dr,CNS este valoarea calculat/g259 pentru ULS; - u/g250ile înc/g259perilor principale ale cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II (s/g259li de clas/g259, de exem plu) /g250i u/g250ile de evacuare ale construc/g288iilor din clasele de im portan/g288/g259 I ÷ III vor fi proiectate astfel încât s/g259 nu se blocheze pentru deplas/g259ri relative de nivel egale cu 1,25dr,CNS unde dr,CNS este v aloarea calculat/g259 pentru ULS; - copertinele peste u/g250ile de evacuare din cl/g259dire vor fi calculate pentru o for/g288/g259 seism ic/g259 vertical/g259 mai mare cu 50% decât cea din rela/g288ia (10.1) pentru cl/g259dirile din clasele de im portan/g288/g259 I /g250i II /g250i cu 25% pentru cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 III; - pardoselile, tavanele suspendate /g250i celelalte finisaje de pe c/g259ile de evacuare vor fi proiectate astf el încât dislocarea/c/g259derea/avarierea lor s/g259 nu împiedice circula/g288ia persoanelor; - în cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II piesele de mobilier de pe c/g259ile de evacuare vor fi fixate de structur/g259 sau de pere/g288ii n estructurali confor m art.10.4.1. 243 10.6. Proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor (B) 10.6.1. Gruparea instala/g288iilor în categorii seismice (1) Pentru diferen/g288ierea m/g259surilor de proiectare la ac/g288iun ea seism ic/g259, instala/g288iile din cl/g259d iri sunt clasificate în trei categorii pe baza rolului func/g288ional /g250i a consecin/g288elor produse de avarierea/ie/g250irea din func/g288iune ale acestora: (0) I. Instala/g288ii "esen/g288iale" necesare func/g288ion/g259rii neîntrerupte a con struc/g288iilor din clasa de im portan/g288/g259 I, inclusiv instala/g288iile care asigur/g259 func/g288ionarea acestora. II. Instala/g288ii a c/g259ror avariere poate avea consecin/g288e grave privind siguran/g288a persoanelor din construc/g288ie sau din exterior, pentru construc/g288iile din clasele de im portan/g288/g259 II /g250i III. III. Instala/g288ii curente (care nu fac parte din cele dou/g259 categorii de mai sus). 10.6.2. Condi/g288ii generale de proiectare pentru sistemele de instala/g288ii (1) Scopul principal al prevederilor acestei sec/g288iuni este proiectarea rezem/g259rilor /g250i prinderilor pentru CNS din categoria instala/g288ii identificate la art. 10.1.2.2. pct. B. (2) Leg/g259turile /g250i reazemele tuturor categoriilor/tipurilor de instala/g288ii men/g288ionate la 10.2(4) vor fi proiectate pentru înc/g259rc/g259rile calculate confor m 10.9.2. /g250i pentru deplas/g259rile relative calcu late conform 10.9.3 pentru ULS sau, dup/g259 caz, pentru SLS. (3) Rezisten/g288a seismic/g259 a utilajelor /g250i echipamentelor incluse în sistemele de instala/g288ii va fi stabilit/g259 confor m cataloagelor furnizorului /g250i trebuie s/g259 fie adecvat/g259 zonei seism ice respective. Dac/g259 dispozitivul sau sistemele de fixare sunt livrate îm preun/g259 cu echipamentele/utilajele, produc/g259torul trebuie s/g259 comunice valorile eforturilor capabile /g250i c ategoria de deformabilitate ale acestora (fragile/ductile). (4) La interfa/g288a cu terenul sau cu structurile adiacen te care se pot deplasa independent, canalele /g250i conductele de alim entare/evacuare vor avea flexibilitate /g250i rezis ten/g288/g259 suficient/g259 pentru a prelua eforturile între punctele fixe. Golurile de trecere prin pere/g288ii infrastructurii/suprastructurii vor fi dimensionate pentru a permite deplas/g259rile relative. (5) Pentru construc/g288iile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II situate în amplasamente cu ag /g116 0,20g, fundate pe terenuri cu consisten/g288/g259 redus/g259, se va /g288ine seama de sensibilitatea la cutrem ur a re/g288elelor exterioare /g250i a zonelor de leg/g259tur/g259 cu instala/g288iile interioare. (6) Pentru utilajele /g250i echipamentele incluse în sistemele de instala/g288ii care au factor de importan/g288/g259 /g74CNS>1,.0 se vor lua /g250i m/g259suri suplimentare pentru evitarea ciocnirii elem entelor vulnerabile la impact cu alte elemente de construc/g288ie sau utilaje. (7) Utilajele/echipamentele care con /g288in cantit/g259/g288i de substan/g288e care pot fi considerate pericu loase pentru siguran/g288a oamenilor, vor fi proiectate conform reglement/g259rilor speciale aprobate de organele competente. (8) Utilajele/echipamentele montate pe izolatori de vibra /g288ii vor fi prev/g259zute cu dispozitive de lim itare a deplas/g259rilor orizontale /g250i verticale. Toate aceste dispozitive vor fi executate din m ateriale ductile /g250i vor avea leg/g259turi redundante cu structura. 244 10.6.3.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor sanitare (B1) (1) Proiectarea sistemelor de sprinklere se va face conform reglement/g259rilor specifice /g250i a prevederilor din acest Cod referitoare la m/g259rimea for/g288elor /g250i a deplas/g259rilor seismice. (2) Leg/g259turile pentru limitarea deplas/g259rilor laterale prev/g259zute la 10.6.2.(9) nu sunt necesare pentru conductele suspendate de elemente structurale, pe toat/g259 lungimea, cu bare rotunde scurte ( /g100 300 mm) dac/g259 conducta poate suporta deplas/g259rile relative între punctele de reazem. Distan/g288a între punctele de prindere se stabile/g250te prin calcul. (0) 10.6.3.2. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor electrice /g250i de iluminat (B2) (1) Leg/g259turile /g250i reazemele prin care se transfer/g259 for/g288ele seismice aferente utilajelor /g250i/sau echipamentelor electrice la structura principal/g259 vor fi realizate din materiale ductile. (2) Pentru sistemele de cabluri care traverseaz/g259 rosturile între cl/g259diri/tronsoane adiacente /g250i pentru sistemele de cabluri legate de echipamente izolate împotriva vibra/g288iilor se vor lua m/g259suri pentru a se asigura preluarea deplas/g259rilor relative calculate conform 10.9.3 pentru SLS. Pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II aceste deplas/g259ri vor fi majorate cu 30%. (3) Tablourile /g250i dulapurile electrice /g250i stelajele pentru baterii vor fi fixate pentru asigurarea stabilit/g259/g288ii, prin ancorare, conform 10.4.1, de elemente de construc/g288ie suficient de rezistente pentru a prelua înc/g259rc/g259rile seismice corespunz/g259toare. (0) 10.6.3.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor de condi/g288ionare, de înc/g259lzire /g250i de ventila/g288ie (B3) (1) Pentru sistemele de conducte /g250i canale care traverseaz/g259 rosturile între cl/g259diri /g250i/sau tronsoane adiacente precum /g250i pentru sistemele de conducte legate de echipamente izolate împotriva vibra/g288iilor se vor lua m/g259suri pentru preluarea deplas/g259rilor relative calculate conform 10.9.3 pentru SLS. Pentru construc/g288iile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II aceste deplas/g259ri vor fi majorate cu 30%. (2) Nu este necesar s/g259 se prevad/g259 leg/g259turi pentru limitarea deplas/g259rilor laterale conform conform 10.6.2.(9) pentru sistemele de conducte/canale ale cl/g259dirilor din clasa de importan/g288/g259 III dac/g259 sunt îndeplinite condi/g288iile de la 10.6.3.1.(2) sau când sec/g288iunea transversal/g259 a conductelor /canalelor este /g100 0,5 m2. (3) Utilajele legate direct cu sistemele de conducte/canale (cum sunt ventilatoare, exhaustoare, schimb/g259toare de c/g259ldur/g259, umidificatoare) a c/g259ror greutate în exploatare este mai mare de 0,35 kN trebuie s/g259 fie rezemate /g250i legate lateral, independent de sistemul de conducte/canale. (9) Deplas/g259rile laterale ale conductelor/canalelor suspendate vor fi limitate prin introducerea unor prinderi laterale sau înclinate. M/g259rimea acestor deplas/g259ri se determin/g259 prin calcul cu for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 stabilit/g259 conform 10.3.1 (0) 10.6.3. Condi/g288ii de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente /g250i/sau subansambluri de instala/g288ii 245 (1) Prezentul articol se refer/g259 la boilerele /g250i la vasele de presiune din cl/g259dirile de locuit, social-culturale /g250i similare. Articolul nu se refer/g259 la instala/g288iile speciale din unit/g259/g288i de produc/g288ie, cu utilaje care opereaz/g259 cu abur sau cu ap/g259 la temperaturi ridicate. (2) Proiectarea boilerelor /g250i vaselor de presiune se va face conform reglement/g259rilor specifice /g288inând seama de prevederile de la 10.6.2. (3) În cazul boilerelor /g250i vaselor presiune din cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II se vor lua m/g259suri constructive pentru a evita interac/g288iunile necontrolate între recipien/g288i, conductele aferente /g250i alte elemente de construc/g288ie structurale/nestructurale (0) 10.7. Proiectarea seismic/g259 a echipamentelor electromecanice (C) 10.7.1. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 (1) Toate componentele fixe /g250i mobile ale ascensoarelor /g250i structura de rezisten/g288/g259 a sc/g259rilor rulante, împreun/g259 cu prinderile respective, vor fi dimensionate, conform reglement/g259rilor specifice, pentru for/g288ele calculate conform 10.9.2. /g250i pentru deplas/g259rile laterale calculate pentru conform 10.9.3 pentru ULS. (0) 10.7.1.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a ascensoarelor (C1) (1) Pentru ascensoarele cu vitez/g259 de deplasare ridicat/g259 (orientativ peste 45 m/minut) se vor prevedea dispozitive de decuplare calibrate pentru o valoare a accelera/g288iei terenului de 50% din accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare pentru SLS. (2) Contragreut/g259/g288ile ascensoarelor vor fi prev/g259zute cu dispozitive speciale, verificate în practic/g259, pentru a evita ie/g250irea de pe /g250inele de ghidaj /g250i impactul lor cu cabina. (3) Se vor prevedea dispozitive de blocare la partea inferioar/g259 /g250i superioar/g259 a cabinei /g250i la contragreutate. (0) 10.7.1.2. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a sc/g259rilor rulante (C2) (1) Sc/g259rile rulante din spa/g288iile aglomerate (centre comerciale, s/g259li de expozi/g288ie, aeroporturi /g250i similare) vor fi proiectate pentru a prelua deplas/g259ri între punctele de reazem cu 25% mai mari decât cele calculate conform 10.9.3 pentru ULS. (0) 246 (4) Pentru conductele/canalele legate direct de echipamente fixarea lateral/g259 nu este obligatorie dac/g259 acestea au flexibilitatea necesar/g259 pentru a suporta deplas/g259rile relative între punctele de prindere. (0) 10.6.3.4. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor speciale cu utilaje care opereaz/g259 cu abur sau cu ap/g259 la temperaturi ridicate (buc/g259t/g259rii, sp/g259l/g259torii, etc) (B4) 10.8. M/g259suri specifice pentru protec/g288ia seismic/g259 a mobilierului din cl/g259diri (D) 10.8.1. Categorii de cl/g259diri /g250i de mobilier/aparatur/g259 care necesit/g259 protec/g288ia la efectele ac/g288iunii seismice (1) Se vor lua m/g259suri pentru asigurarea stabilit/g259/g288ii la r/g259sturnare/deplasare pentru urm /g259toarele categorii de mobilier/aparatur/g259: - mobilierul profesional /g250i aparatura construc/g288iilor din clasa de importan/g288/g259 I care asigur/g259 func/g288ionarea neîntrerupt/g259 în tim pul cutremurului /g250i imediat dup/g259 aceasta - mobilierul profesional (dulapuri, rafturi, etc) în care sunt dep ozitate substan/g288e a c/g259ror degajare/împr/g259/g250tiere poate conduce la incendii/explozii sau poate constitui pericol pentru via/g288a oam enilor (de exemplu dulapurile care con /g288in recip ien/g288i cu bacterii, viru/g250i, etc); - mobilierul /g250i obiectele din muzee de interes na/g288ional; - rafturile de depozitare din spa/g288ii accesibile publicului. (2) Pentru mobilierul aflat pe c/g259ile de acces/evacuare se vor respecta prevederile de la 10.5.7. (0) 10.8.2. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 (1) Stabilitatea mobilierului enumerat la 10.8.1. va f i asigurat/g259 prin dispozitive de fixare dim ensionate pentru for/g288ele stabilite la 10.9.2., cu majorarea cu 25% a efectelor for/g288elor s eismice. (2) Dispozitivele de fixare vor fi ancorate în elem ente de structur/g259 sau nestructurale capab ile s/g259 preia în totalitate for/g288ele de leg/g259tur/g259. Se vor respecta /g250i condi/g288iile tehnice de la 1 0.4.1.2(0) 10.8.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a rafturilor de depozitare din spa/g288ii accesibile publicului (1) Pentru rafturile din o/g288el din spa/g288ii (magazine sau depozite) accesibile publicului, care sunt montate la cota /g114 0,00 sau mai jos, calculul se va face reglem ent/g259rilor tehnice în vigoare pentru proiectarea rafturilor, cu urm /g259toarele preciz/g259ri: (0) - masa supus/g259 ac/g288iunii seismice se va lua egal/g259 cu cea mai mare dintre valorile: - greutatea proprie a raftului + câte /g1152 din înc/g259rcarea capabil/g259 la fiecare nivel de depozitare; - greutatea proprie a raftului + înc/g259rcarea capabil/g259 la cel mai înalt nivel de depozitare; - factorul de comportare, qCNS, se va lua cu valorile indicate în reglement/g259rile tehnice în vigoare pentru pr oiectarea rafturilor, în func/g288ie de alc/g259tuirea constructiv /g259 a acestora - factorul de importan/g288/g259 se va lua /g74CNS = 1,5 247 - pentru rafturi cu T0 > 0.06 s for/g288a seismic/g259 de proiectare se va determina cu rela/g288ia general/g259 (10.1) - pentru rafturile rigide, cu T0 /g100 0,06s, for/g288a seismic/g259 de proiectare se va determina cu rela/g288ia CNS gCNS m a 25 , 1 F/g32 (10.1a) unde mCNS se stabile/g250te ca mai sus. 10.9. Verificarea siguran/g288ei CNS la efectele ac/g288iunii seismice 10.9.1. Generalit/g259/g288i (1) Componentele nestructurale vor fi proiectate pentru a avea, în toate sec/g288iunile, eforturi sec/g288ionale capabile (NRd,CNS, M Rd,CNS, V Rd,CNS) cel pu/g288in egale cu eforturile sec/g288ionale de proiectare rezultate din înc/g259rc/g259rile de calcul determinate conform 10.9.2. (2) Eforturile sec/g288ionale capabile ale CNS /g250i ale leg/g259turilor respective se vor calcu la în conformitate cu reglement/g259rile tehnice specifice materialelor di n care acestea sunt executate (b eton armat, metal, zid/g259rie, lemn, sticl/g259, etc). (0) 10.9.2. Înc/g259rc/g259ri de proiectare (1) Eforturile sec/g288ionale de proiectare (N Ed,CNS,MEd,CNS,VEd,CNS) pentru dim ensionarea CNS vor fi calculate pentru gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, folosind coeficien /g288ii de grupare din Codul CR 0, prin însumarea eforturilor sec /g288ionale provenite din: - for/g288ele seismice orizontale /g250i verticale, determinate conform 10.3.1.1. sau 10.3.1.2.; com binarea efectelor for/g288elor seismice orizontale /g250i verticale (în situa/g288iile în care ambele valori sunt semnificative) se va face cu rela/g288iile de la 4.5.3.6.2.; - for/g288ele verticale provenite din greutatea proprie total/g259 în exploatare a CNS - for/g288ele rezultate din interac/g288iunea CNS cu structura în cazul elementelor înr/g259m ate în cadre, calculate conform 10.5.3.1.1.(6). - for/g288e rezultate din deforma/g288iile împiedicate produse de varia/g288iile de temperatur/g259 În cazul cl/g259dirilo r cu aglomer/g259ri de persoane, pentru calculul parape/g288ilor /g250i balustradelor de pe c/g259ile de evacuare (coridoare /g250i sc/g259ri) ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe plan se va considera simultan cu înc/g259rcarea din împingerea oamenilor stabilit/g259 conform reglement/g259rilor în vigoare pentru situa/g288ia de proiectare persistent/g259. (2) În cazul cl/g259dirilor pentru care, conform tabelului 4.1., determinarea for/g288elo r /g250i defor ma/g288iilor seismice se face cu modele de calcul plan, dimensionarea/verificarea CNS se poate face în mod sim plificat, considerând ac/g288iunea seismic/g259 aplicat/g259 separat în am bele sensuri, pe direc/g288iile principale ale construc/g288iei. (3) La determinarea înc/g259rc/g259rilor de proiectare pentru sistemele de instala/g288ii /g250i echipam ente se va /g288ine seama, dup/g259 caz, /g250i de efectele dinamice ale sistemului de conducte, utilajelor /g250i echipam entelor /g250i ale leg/g259turilor respective. 248 (4) Pentru verificarea condi/g288iei de stabilitate efectul favorabil al înc /g259rc/g259rilor verticale va fi redus cu 1 5% cu excep/g288ia celor provenite din greutatea proprie. (5) Dimensionarea/verificarea elementelor anvelopei /g250i a celor ata/g250ate anvelopei se va face pentru eforturile cele m ai mari care rezult/g259 din ac/g288iunea cutremurului /g250i din ac/g288iunea vântului. Toate prevederile constructive speciale din acest Capitol se vo r aplica chiar dac/g259 efectele ac/g288iunii vântului dep /g259/g250esc efectele ac/g288iunii seismice. (0) 10.9.3. Deplas/g259ri de calcul (1) Toate CNS care în cazul pierderii stabilit/g259/g288ii /g250i/sau a in tegrit/g259/g288ii fizice prezint/g259 risc pentru siguran /g288a vie/g288ii /g250i leg/g259turile acestora cu structura principal/g259 vor fi proiectate pentru a prelua deplas/g259rile rezultate din însum area urm/g259toarelor categorii de deplas/g259ri: - deplas/g259ri relative ale punctelor de prindere de structura principal/g259, determ inate conform 10.3.2.1 pentru ULS; - deplas/g259ri relative între elementele sistemelor de componente nestructurale care po t avea mi/g250c/g259ri diferite în timpul cutremurului; - deplas/g259ri produse de varia/g288iile de temperatur/g259 climatice (pentru elementele anvelopei) sau ale tem peraturii de exploatare (pentru instala /g288ii), dac/g259 acestea sunt sem nificative; - deplas/g259ri relative între tronsoanele adiacente, datorate tas/g259rii terenului de fundare, în cazul în care CNS este fixat/g259 de ambele tronsoane; (2) Pentru toate CNS care în cazul pierderii stabilit/g259/g288ii /g250i/s au a integrit/g259/g288ii fizice nu prezint/g259 risc pentru siguran/g288a vie/g288ii, deplas/g259rile relative ale punctelor de prindere se vor lua în calcul cu v alorile determinate conform 10.3.2.2 pentru SLS (3) Pentru proiectarea CNS /g250i a leg/g259turilor acestora se va /g288ine seama /g250i de abaterile de fabrica/g288ie /g250i de m ontaj în limitele toleran/g288elor specifice structurii /g250i CNS. (0) 10.9.4. Rezisten/g288a de proiectare a panourilor din zid/g259rie înr/g259mate în cadre (1) Rezisten/g288a de proiectare a panourilor din zid/g259rie înr/g259mate în cadre FRd (zic) va fi luat/g259 egal/g259 cu cea m ai mic/g259 dintre valorile corespunz/g259toare urm/g259toarelor moduri de rupere ale zid/g259riei: (a) rupere prin lunecare din for/g288a t/g259ietoare în rosturile orizontale - FRd1(zic) (b) fisurarea în lungul diagonalei comprimate - FRd2 (zic) (c) strivirea diagonalei comprimate la col/g288ul cadrului - FRd3 (zic) ( ) FRd (zic) = min (FRd1,FRd2,FRd3) (10.8) Figura 10.11. Scheme pentru calculul rezisten/g288ei panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 249 (2) Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin lunecare din for/g288/g259 t/g259ietoare în rosturile orizontale se d etermin/g259 cu rela/g288ia: pan , 1 pan 0 vd1 Rd k A f ) zic ( F/g32 (10.9) (3) Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat/g259 în lungul diagonalei com primate se determin/g259 cu rela/g288ia: pan , 2 pan 0 vd2 Rd k A f ) zic ( F/g32 (10.10) (4) Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin strivirea diagonalei com primate este cea mai mic/g259 dintre valorile: pan , 5 pan , 3 p ech , st d31 , Rd k k t b f ) zic ( F/g32 (10.11a) pan , 4 pan dh32 , Rd k A f ) zic ( F/g32 (10.11b) unde bst,echiv este latura stâlpului cadrului echivalent calculat/g259 cu rela/g288ia /g11/g124 2 1ech , st I I 6 b/g14 /g32 (10.12) I1 /g250i I2 sunt momentele de iner/g288ie în planul cadrului ale stâlpilor În tabelele 10.3 /g250i 10.4.pentru valori intermediare se accept/g259 interpolare liniar/g259 Tabelul 10.3.Valorile factorilor k1,pan ÷ k4,pan /g540p = hp/lp 0,50 0,75 1,00 1,50 2,00 k1,pan 1,20 1,45 1,70 2,50 3,30 k2,pan 1,90 2,15 2,40 3,05 3,70 k3,pan 0,640 0,512 0,400 0,245 0,160 k4,pan 0,111 0,125 0,141 0,180 0,224 Tabelul 10.4. Valorile factorului k5,pan Eb/Ez hp/tp 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 4,0 1,20 1,28 1,35 1,41 1,47 6,0 1,32 1,41 1,50 1,57 1,63 8,0 1,41 1,52 1,61 1,68 1,75 10,0 1,50 1,61 1,70 1,78 1,85 12,0 1,60 1,72 1,81 1,90 1,97 14,0 1,70 1,83 1,92 2,02 2,09 250 (5) În rela/g288iile (10.9) /g121 (10.12) s-au folosit nota/g288iile: (0) hp în/g259l/g288imea panoului din zid/g259rie; lp lungimea panoului din zid/g259rie; tp grosimea panoului din zid/g259rie; /g540p = hp/lp factorul de form/g259 al panoului; Apan = tp × lp aria sec/g288iunii orizontale a panoului; /g537 unghiul cu orizontala al diagonalei panoului din zid/g259rie înr/g259mat/g259; Eb, Ez modulii de elasticitate al betonului din cadru /g250i al zid/g259riei (valorile de scurt/g259 durat/g259); fd rezisten/g288a de proiectare la compresiune a zid/g259riei perpendicular pe rostul de a/g250ezare; fdh rezisten/g288a de proiectare la compresiune a zid/g259riei paralel cu rostul de a/g250ezare; fvd0 rezisten/g288a de proiectare la forfecare sub efort de compresiune zero a zid/g259riei. 10.9.5. Reguli generale pentru verificarea siguran/g288ei CNS la ac/g288iunea seismic/g259 (1) Verificarea siguran/g288ei CNS, pentru toate categoriile de CNS stabilite conform art. 10.2(4 ), se va face prin calcul, în raport cu st/g259rile limit/g259 ultime (ULS) relevante: - starea limit/g259 ultim/g259 de stabilitate (r/g259sturnare /g250i deplasare); - starea limit/g259 ultim/g259 de rezisten/g288/g259. (2) Verificarea de siguran/g288/g259 se va face, în fiecare caz, pentru: - componenta propriu-zis/g259; - leg/g259turile componentei cu structura sau cu alt/g259 CNS; - elementele structurale sau nestructurale de care este fixat/g259 com ponenta respectiv/g259 sau cu care aceasta se poate afla în interac/g288iune în tim pul cutremurului. (3) În cazul componentelor nestructurale din zid/g259rie verificarea condi/g288iei de siguran /g288/g259 pentru starea limit/g259 ultim/g259 (USL) la eforturile din gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri se va face cu urm/g259toarele valori ale coeficientului par/g288ial de siguran/g288/g259 pentru m aterial: - componente nestructurale ata/g250ate anvelopei (A1z) /g250i pere/g288i de închidere înr/g259m a/g288i în cadre /g250i neînr/g259ma/g288i (A2z): /g534M = 1,9 - pere/g288i de compartimentare înr/g259ma/g288i în cadre /g250i neînr/g259ma/g288i (A3z): /g534M = 1,5 Pentru eforturile provenite din înc/g259rc/g259rile din gruparea fundam ental/g259 de înc/g259rc/g259ri se vor folosi coeficien/g288ii par/g288iali de siguran/g288/g259 din Codul CR 6. (4) Verificarea siguran/g288ei în raport cu starea limit/g259 de serviciu (SLS) se va face obligatoriu pentru: 251 - CNS esen/g288iale /g250i CNS de suport, inclusiv to/g288i pere/g288ii nestructurali /g250i panourile de zid/g259rie înr/g259m ate în cadre pe care acestea sunt suspendate /g250i m obilierul profesional în cazul cl/g259dirilor din clasele de im portan/g288/g259 I /g250i II - mobilierul /g250i exponatele din muzeele de interes na/g288ional; - mobilierul profesional (dulapuri, rafturi, etc) în care sunt dep ozitate substan/g288e a c/g259ror degajare/împr/g259/g250tiere poate conduce la incendii/explozii sau poate constitui pericol pentru via/g288a oam enilor (de exemplu dulapurile care con /g288in recip ien/g288i cu bacterii, viru/g250i, etc); - elementele ata/g250ate anvelopei (A1). Pentru aceste com ponente calculul se va face considerând /g547 = 0,7 iar factorul de comportare se va lua qCNS =1,0 (calcul elastic). Pentru aceste verific/g259ri coeficientul de siguran/g288/g259 pentru zid/g259rie se va lua /g534M = 1,5. (5) La cererea investitorului formulat/g259 prin tem a de proiectare, verificarea siguran /g288ei în raport cu SLS în condi/g288iile de la aliniatul (3) se va face pentru toate CNS indica te de acesta în scopul limit/g259rii degrad/g259rilor /g250i a pierderilor economice. (0) 10.9.6. Modele de calcul (1) Modelele de calcul utilizate pentru determinarea stab ilit/g259/g288ii, rezisten/g288ei /g250i rigid it/g259/g288ii CNS vor /g288ine seama de: (0) - dimensiunile geometrice ale componentei; - schema static/g259 de fixare a componentei de elementele de reazem; - caracteristicile mecanice de rezisten/g288/g259 /g250i de deformabilitate ale materialelor din care sunt alc/g259tuite componenta /g250i leg/g259turile sale; - direc/g288iile pe care ac/g288ioneaz/g259 for/g288a seismic/g259; - deplas/g259rile relative ale punctelor de fixare determinate conform 10.9.3; - înc/g259rc/g259rile de calcul determinate conform 10.9.2. 10.9.7. Verificarea condi/g288iilor de stabilitate, de rezisten/g288/g259 /g250i de rigiditate (1) Stabilitatea general/g259 a CNS sub efectul ac/g288iunii seismice va fi asigurat/g259 numai cu leg/g259turi sau cu dispozitive mecanic e proiectate conform 10.4.1.(2) . În cazul com ponentelor nestructurale majore din zid/g259rie (frontoane, calcane, corni/g250e importante) stabilitatea va fi asigurat/g259 prin elemente de beton armat (stâlpi/g250ori /g250i centuri) sau prin ancorare cu elem ente metalice de structura /g250arpantei. (2) Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 a CNS este asigurat/g259 d ac/g259 este satisf/g259cut/g259 rela/g288ia: Ed,CNS /g100 Rd,CNS (10.13) unde Ed,CNS valoarea de proiectare a eforturilor sec/g288ionale (NEd,CNS ,M Ed,CNS,VEd,CNS) în CNS rezultate din efectele totale ale înc/g259rc/g259rilor enumerate la 10.9.2.(1); 252 Rd,CNS valoarea de proiectare a eforturilor sec/g288ionale capabile ale CNS (NRd,CNS ,M Rd,CNS,VRd,CNS) stabilite în func/g288ie de natura materialului din care sunt executate. (3) Pentru elementele de leg/g259tur/g259 (prinderi) care asigur/g259 stabilitatea la r/g259sturnare a CNS ata/g250ate anvelopei precum /g250i a boilerelor /g250i vaselor de presiune, condi/g288ia de rezis ten/g288/g259 este: 1,25/g74CNS Eanc /g100 Ranc (10.14) unde Eanc valoarea eforturilor de proiectare în prinderi din înc/g259rc/g259rile de la 10.9.2 (1). Ranc valoarea eforturilor capabile respective. (4) Pere/g288ii din zid/g259rie înr/g259ma/g288i în structurile din cadre se vor verifica la starea limit/g259 ultim/g259, separat, pentru: - efectele rezultate din interac/g288iunea cu structura în cazul solicit/g259rii seismice; - efectele ac/g288iunii seismice sau a presiunii vântului perpendiculare pe planul peretelui. (5) Cerin/g288a de siguran/g288/g259 pentru efectele de ansamblu din interac/g288iunea pere/g288ilor din zid/g259rie cu cadrul este îndeplinit/g259 dac/g259 exist/g259 rela/g288ia: FEd (zic) /g100 FRd (zic) (10.15) unde FEd (zic) for/g288a axial/g259 de proiectare din diagonala comprimat/g259 corespunz/g259toare ac/g288iunii seismice de proiectare, determinat/g259 conform 10.5.3.1.1.(6) FRd (zic) rezisten/g288a de proiectarea a panoului de zid/g259rie înr/g259mat/g259 conform 10.9.4. folosind coeficien/g288ii de siguran/g288/g259 pentru material /g534M stabili/g288i conform.10.9.5 (3) /g250i 10.9.5.(4). (6) Rezisten/g288a pere/g288ilor nestructurali de zid/g259rie, exteriori /g250i interiori, care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre, va fi verificat/g259 la încovoiere perpendicular pe plan, pentru efectele ac/g288iun ii seismice sau a vântului astfel: (0) - valorile momentele încovoietoare de proiectare se vor determina în func/g288ie de for/g288a seismic/g259 static/g259 echivalent/g259 sau de presiunea vântului /g250i de condi/g288iile efective de rezem are, conform prevederilor din Codul CR 6; - valorile momentelor încovoietoare capabile se vor determina confor m prevederilor generale din Codul CR 6, folosind coeficien/g288ii de siguran/g288/g259 pentru m aterial /g534M stabili/g288i conform 10.9.5 (3) /g250i 10.9.5.(4). 253 10.10. Asigurarea calit/g259/g288ii la proiectare /g250i la execu/g288ie (1) Pentru toate CNS prev/g259zute la 10.1.3.(4) documenta/g288ia de execu/g288ie trebuie s/g259 con/g288in/g259 toate informa/g288iile necesare (note de calcul, desene la scar/g259 convenabil/g259) pentru verificarea d imension/g259rii /g250i detalierii constructive ale CNS /g250i ale leg/g259turilor acestora în ceea ce prive/g250te: - m/g259rimea for/g288elor /g250i deplas/g259rilor seismice de proiectare; - verificarea stabilit/g259/g288ii /g250i a rezisten/g288ei componentelor; - rezisten/g288a /g250i detalierea constructiv/g259 a prinderilor. Pentru com ponentele nestructurale din zid/g259rie documenta/g288ia va cuprinde toate preciz/g259rile cerute prin Codul CR 6. (2) Piesele scrise /g250i desenate din documenta/g288ie men/g288ionate la (1) vor fi supuse verific/g259rii d e "rezisten/g288/g259 /g250i stabilitate" de c/g259tre un verificator atestat conform legisla/g288iei în vigoare. (3) Pentru utilajele/echipamentele al c/g259ror factor de importan/g288/g259 este /g74CNS >1,0, furnizorul v a prezenta certificate de conformitate cu rezisten/g288a la for/g288ele seismice cerut/g259 prin docum enta/g288ia de execu/g288ie sau prin Caietul de sarcini. (4) Pentru cl/g259dirile situate în amplasamente cu ag ı 0,30g, proiectantul va stabili, prin caietul de sarcini, un program de verificare a rezisten/g288ei ancorelor montate pentru prinderea CNS care au factorul de importan/g288/g259 /g74CNS >1,0 precum /g250i pentru elementele ata/g250ate anvelopei situate c/g259tre spa/g288ii p ublice sau cu aglomer/g259ri de persoane. (0) /g3 254 11 11. IZOLAREA BAZEI 11.1. Obiect /g250i domeniu de aplicare (1) Capitolul acoper/g259 proiectarea structurilor izolate seismic la care sistemul de izolare, dispus sub masa principal/g259 a suprastructurii, are drept scop reducerea r/g259spunsului seism ic al sistemului de rezisten/g288/g259 la for/g1802e laterale. (2) Reducerea r/g259spunsului seismic a sistemului de rezisten/g288/g259 la for/g1802e laterale poate fi ob/g288inut/g259 p rin cre/g250terea perioadei fundamentale a structurii, prin modificarea formei modului fundam ental de vibra/g288ie, prin cre/g250terea amortiz/g259rii sau prin combinarea acestor efecte. Sistem ul de izolare poate fi realizat din resorturi /g250i/sau amortizo ri liniari sau n eliniari. (3) Regulile specifice referitoare la izolarea bazei sunt date în prezentul capitol. (4) Capitolul nu se refer/g259 la sistemele pasive de disipare a energiei care nu sunt dispuse la o singur/g259 inte rfa/g288/g259, ci sunt distribuite la mai multe niveluri ale structurii. (0) 11.2. Defini/g288ii (1) Termenii utiliza/g288i în prezentul capitol au urm/g259toarele semnifica/g288ii: (0) Sistemul de izolare : totalitatea componentelor folosite pentru izolarea seismic/g259, de regul/g259 dispuse sub masa principal/g259 a construc/g288iei de deasupra interfe/g288ei de izolare; Interfa/g288a de izolare: suprafa/g288a care separ/g259 infrastructura de suprastructura, unde se pozi/g288ioneaz/g259 sistemul de izolare; Dispozitive izolatoare : elementele care alc/g259tuiesc sistemul de izolare. Dispozitivele considerate în acest capitol sunt: reazeme laminate din elastomeri, dispozitive elasto- plastice, cu amortizare vâscoas/g259 sau cu frecare, penduli /g250i alte dispozitive a c/g259ror comportare este conform/g259 cu prevederile 11.1(2). Fiecare dispozitiv îndepline/g250te una sau mai multe din urm/g259toarele func/g288iuni: - transmiterea înc/g259rc/g259rii verticale, în condi/g288iile unei flexibilit/g259/g288i laterale sporite /g250i a unei rigidit/g259/g288i verticale înalte; - disiparea energiei, prin amortizare vâscoas/g259 sau histeretic/g259; - capacitatea de revenire la pozi/g288ia ini/g288ial/g259; - suficienta rigiditate elastic/g259 la deplas/g259rile laterale produse de înc/g259rc/g259rile laterale de serviciu neseismice. Infrastructura: partea structurii situat/g259 sub interfa/g288a de izolare, incluzând funda/g288iile. Flexibilitatea lateral/g259 a infrastructurii este practic neglijabil/g259 în raport cu cea a sistemului de izolare; Suprastructura: partea structurii care se izoleaz/g259 /g250i este situat/g259 deasupra interfe/g288ei de izolare; Izolarea complet/g259: izolarea care asigur/g259 suprastructurii o comportare în domeniul elastic. În caz contrar se consider/g259 c/g259 suprastructura este doar par/g288ial izolat/g259. Centrul de rigiditate efectiv : centrul de rigiditate deasupra interfe/g288ei de izolare. La cl/g259diri, flexibilitatea suprastructurii poate fi neglijat/g259 în determinarea pozi/g288iei acestui 255 (1) Cerin/g288ele fundamentale stabilite la 2.1 /g250i în capitolele corespunz/g259toare ale prezentului cod trebuie satisf/g259cute conform tipului de structur/g259 considerat. (2) Dispozitivele de izolare trebuie realizate cu un grad de siguran/g288/g259 superior celui utilizat la proiectarea structurii. Practic aceasta se realizeaz/g259 amplificând ac/g288iunea seismic/g259 aplicat/g259 fiec/g259rui dispozitiv cu un factor /g74x. Valoarea recomandat/g259 pentru cl/g259diri este /g74x =1.2. (0) 11.4. Criterii de îndeplinire a cerin/g288elor (1) În scopul satisfacerii cerin/g288elor fundamentale, se vor verifica st/g259rile limit/g259 definite la 2.2.1(1). (2) Re/g288elele utilitare care intersecteaz/g259 rosturile trebuie s/g259 r/g259mân/g259 solicitate în domeniul elastic, în cazul st/g259rii limit/g259 de serviciu (de limitare a degrad/g259rilor). (3) Pentru aceea/g250i stare limit/g259, deplas/g259rile relative de nivel ale suprastructurii /g250i substructurii se vor limita în conformitate cu prevederile capitolul 4. (4) La starea limit/g259 ultim/g259, capacitatea ultim/g259 a izolatorilor exprimat/g259 în termeni de rezisten/g288/g259 /g250i de deformabilitate nu va fi dep/g259/g250it/g259, considerând factori de siguran/g288/g259 în conformitate cu 11.10(6). (5) În cadrul capitolului se consider/g259 numai cazul izol/g259rii totale. (6) De/g250i poate fi acceptabil în anumite cazuri ca infrastructura s/g259 aib/g259 par/g288ial o comportare inelastic/g259, în prezentul capitol se presupune c/g259 aceasta r/g259mâne solicitat/g259 în domeniul elastic. (7) La starea limit/g259 ultim/g259, dispozitivele izolatoare pot atinge capacitatea lor ultim/g259, în timp ce suprastructura /g250i infrastructura r/g259mân în domeniul elastic. Din acest 256 punct, care în aceste condi/g288ii coincide cu centru l de rigiditate al dispozitivelor izolatoare. Deplasarea de proiectare a sistemului într-o direc/g288ie principal/g259 este deplasarea orizontal/g259 maxim/g259 a centrului de rigiditate efectiv, înregistrat/g259 sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare, între fa/g288a superioar/g259 a substructurii /g250i partea inferioar/g259 a suprastructurii. Deplasarea de proiectare total/g259 a unui dispozitiv de izolare într-o direc/g288ie principal/g259, este deplasarea orizontal/g259 maxim/g259 înregistrat/g259 de dispozitivul considerat, însumând deplasarea de proiectare /g250i cea produs/g259 de rotirea de ansamblu în jurul axei verticale. Rigiditatea efectiv/g259 a sistemului de izolare într-o direc/g288ie principal/g259 este raportul între valoarea for/g288ei orizontale totale transmisa prin interfa/g288a de izolare /g250i valoarea absolut/g259 a deplas/g259rii de proiectare (rigiditate secant/g259). Rigiditatea efectiv/g259 se ob/g288ine în general prin calcul iterativ. Perioada efectiv/g259 este perioada fundamental/g259 în direc/g288ia considerat/g259 a unui sistem cu un singur grad de libertate având masa suprastructurii /g250i rigiditatea egal/g259 cu rigiditatea efectiv/g259 a sistemului de izolare. Amortizarea efectiv/g259 a sistemului de izolare este valoarea amortiz/g259rii vâscoase echivalente care corespunde energiei disipate prin sistemul de izolare pentru un r/g259spuns ciclic având amplitudinea deplas/g259rii de proiectare. 11.3. Cerin/g288e fundamentale x 11.5. Prevederi generale de proiectare 11.5.1. Prevederi generale referitoare la dispozitivele de izolare (1) Se va prevedea spa/g288iu suficient între suprastructur/g259 /g250i infrastructur/g259 precum /g250i alte m/g259suri, care s/g259 permit/g259 inspectarea, între/g288inerea /g250i înlocuirea dispozitivelor pe durata de exploatare a construc/g288iei. (2) Dac/g259 este necesar, dispozitivele vor fi protejate fa/g288/g259 de efectele poten/g288iale al unor surse de hazard ca focul, atacul chimic sau biologic. (3) Materialele utilizate în proiectarea /g250i execu/g288ia dispozitivelor trebuie s/g259 fie conforme cu normele relevante în vigoare. (0) 11.5.2. Controlul mi/g250c/g259rilor nedorite (1) Pentru a minimiza efectele de torsiune, centrul rigidit/g259/g288ii efective /g250i centrul de amortizare al sistemului de izolare trebuie s/g259 fie cât mai apropiat de proiec/g288ia centrului maselor pe interfa/g288a de izolare. (2) Pentru a minimiza diferen/g288a de comportare a dispozitivelor de izolare, eforturile de compresiune rezultate din ac/g288iunile permanente trebuie s/g259 fie cât mai uniforme. (3) Dispozitivele vor fi fixate în suprastructur/g259 /g250i în infrastructur/g259. (4) Sistemul de izolare trebuie proiectat astfel încât /g250ocurile /g250i mi/g250c/g259rile de torsiune s/g259 fie controlate prin m/g259suri adecvate. (5) Cerin/g288ele de la (4) referitoare la efectele /g250ocurilor, se consider/g259 satisf/g259cute, dac/g259 efectele poten/g288iale ale /g250ocurilor sunt evitate prin prevederea unor dispozitive adecvate (de exemplu, amortizori, absorban/g288i de /g250oc etc.). (0) 11.5.3. Controlul mi/g250c/g259rilor diferen/g288iale ale terenului (1) Elementele structurale dispuse deasupra /g250i dedesubtul interfe/g288ei de izolare trebuie s/g259 fie suficient de rigide în ambele direc/g288ii orizontale /g250i în direc/g288ie vertical/g259 astfel încât efectele deplas/g259rilor diferen/g288iale ale mi/g250c/g259rilor terenului s/g259 fie minimizate. (2) În cazul cl/g259dirilor, cerin/g288ele de la (1) se consider/g259 satisf/g259cute dac/g259 sunt îndeplinite toate condi/g288iile de mai jos: (0) (a) Deasupra /g250i dedesubtul sistemului de izolare se prev/g259d diafragme rigide, constând din pl/g259ci de beton armat, proiectate /g288inând seama de toate modurile posibile, locale sau globale de pierdere a stabilit/g259/g288ii; (b) Dispozitivele care alc/g259tuiesc sistemul de izolare sunt fixate la ambele capete de diafragmele rigide, fie direct, fie, dac/g259 nu este posibil, prin intermediul elementelor verticale care trebuie s/g259 prezinte deplas/g259ri orizontale relative sub motiv nu este necesar/g259 aplicarea conceptelor ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 /g250i a detaliilor de ductilizare atât în suprastructura, cât /g250i în infrastructur/g259. (8) La starea limit/g259 ultim/g259, re/g288elele de gaz /g250i celelalte re/g288ele care pot provoca efecte dezastruoase, care traverseaz/g259 suprafe/g288ele de separare ale suprastructurii de terenul înconjur/g259tor sau de alte construc/g288ii, vor fi proiectate astfel încât s/g259 suporte deplas/g259rile relative între suprastructura izolat/g259 /g250i terenul sau construc/g288iile înconjur/g259toare, considerând un factor de siguran/g288/g259 /g74 , definit la 11.3(2). (0) 257 ac/g288iun ea seismic/g259 de proiectare mai mici decât 1/20 din deplasarea relativ/g259 a sistemelor de izolare. ( ) 11.5.4. Controlul deplas/g259rilor relative fa/g288/g259 de terenul /g250i construc/g288iile înconjur/g259toare (1) Se va prevedea un spa/g288iu suficient între suprastructura izolat/g259 /g250i terenul sau construc/g288iile înconju r/g259toare pentru a permite deplas/g259rile acesteia în toate direc/g288iile. (0) 11.6. Ac/g288iunea seismic/g259 (1) Se presupune c/g259 cele 3 componente ale mi/g250c/g259rii seismice ac/g288ioneaz/g259 simultan. (2) Fiecare component/g259 a ac/g288iunii seismice este definit/g259 la capitolul 3 prin spectrul elastic pentru condi/g288iile locale de teren /g250i accelera /g288ia de proiectare ag. (3) Pentru cl/g259diri, combina/g288iile componentelor ac/g288iunii seismice sunt cele date în 4.5.3.6. (0) 11.7. Factorul de comportare (1) Cu excep/g288ia dat/g259 la 11.10 (5), valoarea factorului de comportare se va lua q=1. (0) 11.8. Propriet/g259/g288ile sistemului de izolare (1) Valorile de calcul ale propriet/g259/g288ilor fizice /g250i mecanice ale sistemului de izolare trebu ie s/g259 fie cele mai nefavorabile de pe întreaga durat/g259 de exploatare a structurii. Acestea vor reflecta influen/g288a: - pasului de înc/g259rcare - m/g259rimii înc/g259rc/g259rilor verticale - m/g259rimii înc/g259rc/g259rilor orizontale simultane - temperaturii - modific/g259rii propriet/g259/g288ilor pe durata de exploatare (2) Accelera/g288iile /g250i for/g288ele de iner/g288ie induse de cutremur trebuie evaluate considerând valoarea maxim/g259 a rigidit/g259/g288ilor /g250i valorile minime ale coeficien/g288ilor de amortizare /g250i frecare. (3) Deplas/g259rile vor fi determinate pe baza valorilor minime ale rigidit/g259/g288ii /g250i coeficien /g288ilor de amortizare /g250i frecare. (0) 11.9. Calculul structural 11.9.1. Generalit/g259/g288i (1) R/g259spunsul dinamic al sistemului structural va fi caracterizat în termeni de accelera /g288ie, for/g1802e de iner/g288ie /g250i deplas/g259ri. (2) Pentru cl/g259diri, se va /g288ine seama de efectele de torsiune, inclusiv de cele datorate excentricit/g259/g288ii adi/g288ionale, definite la 4.5.2.1. (3) Modelarea sistemului izolator trebuie s/g259 reflecte cu suficienta acurate /g288e distribu/g288ia s pa/g288ial/g259 a dispozitivelor izolatoare, astfel încât transla/g288ia pe cele dou/g259 direc/g288ii orizontale /g250i efectele corespunz/g259toare de r/g259stu rnare /g250i rota/g288ia în jurul axei 258 verticale s/g259 fie considerate în m od adecvat. Modelul trebuie s/g259 reflecteze adecvat caracteristicile diferitelor tipuri de izolatori folosite în sistemul de izolare. (0) 11.9.2. Calculul linear echivalent (1) Dac/g259 se respect/g259 condi/g288iile de la pct. (5) de m ai jos, sistemul izolator poate fi caracterizat de un model cu comportare vâsco-elastic/g259 linear/g259 echivalent/g259, în situa/g288ia când acesta este alc/g259tuit din reazeme elastomerice laminate, sau de un model biliniar histeretic, în situa/g288ia în care sistemul este alc/g259tuit din dispozitive de tip elasto-plastic. (2) Dac/g259 este folosit modelul linear echivalent, se va utiliza rigiditatea echivalent/g259 a fiec/g259ru i dispozitiv izolator (valoarea secant/g259 a rigidit/g259/g288ii la deplasarea total/g259 de proiectare ddb), în condi/g288iile respect/g259rii 11.8(1). Rigiditatea efectiv/g259 Keff a sistemului izolator este suma rigidit/g259/g288ilor efective a izolatorilor lua/g288i individual. (3) Dac/g259 se folose/g250te modelul linear echivalent, disiparea de energie a sistemului izolator poate fi exprim at/g259 în func/g288ie de amortizarea vâscoas/g259 echivalent/g259, amortizarea efectiv/g259 (/g91eff). Disiparea de energie în dispozitive se exprim/g259 pe baza energiei disipate m /g259surate în cicluri cu frecven/g288/g259 în domeniul frecven/g288elor naturale ale modurilor considerate. Pentru moduri superioare în afara acestui domeniu, factorul amortiz /g259rii modale a structurii în an samblu trebuie s/g259 fie cel al suprastructurii considerate fixate (încastrat/g259) la baz/g259. (4) Dac/g259 valorile rigidit/g259/g288ii efective sau a amortiz/g259rii efective ale amortiz/g259rilor depind de deplasarea ddc, se va aplica un procedeu de calcul iterativ, pân/g259 când diferen/g288a în tre valoarea selectat/g259 /g250i cea calculat/g259 nu dep/g259/g250e/g250te 5% din valoarea selectat/g259. (5) Comportarea sistemului izolator poate fi echivalent/g259 cu o comportare liniar/g259 dac/g259 sunt îndeplinite urm /g259toarele condi/g288ii: (a) Rigiditatea efectiv/g259 a sistemului izolator, definit/g259 ca la (2) de mai sus este cel pu/g288in 50% d in rigiditatea efectiv/g259 corespunz/g259toare unei deplas/g259ri 0,2ddc; (b) Factorul amortiz/g259rii efective a sistemului izolator, definit la (3) de m ai sus, nu dep/g259/g250e/g250te 30%; (c) Caracteristicile for/g288a-deplasare ale sistemului izolator nu variaz/g259 cu mai mult de 10% func/g288ie de v iteza de înc/g259rcare /g250i de m/g259rimea înc/g259rc/g259rilor verticale; (d) Cre/g250terea for/g288ei de revenire a sistemului izolator pentru deplas/g259ri între 0,5ddc /g250i ddc este cel pu/g288in 2,5% din greutatea total/g259 de deasupra sistemului izolator. ( ) (6) În cazul în care comportarea sistemului izolator se consider/g259 ca echivalen t liniar/g259 iar ac/g288iunea seism ic/g259 este definit/g259 prin spectrul elastic conform 11.6(2) trebuie aplicat/g259 o corec/g288ie a am ortiz/g259rii în acord cu prevederile Anexei A.(0) 11.9.3. Calculul liniar simplificat (1) Metoda simplificat/g259 de calcul liniar consider /g259 dou/g259 transla/g288ii dinam ice orizontale, iar efectele torsiunii sunt suprapuse static. Se presupune c/g259 suprastructura este un solid rigid care se translateaz/g259 deasupra sistemului izolator, cu condi/g288ion/g259rile (2) /g250i (3) de mai jos. Perioada efectiv/g259 a transla/g288iei este: 259 eff eff K MT /g832/g32 (11.1) unde M masa suprastructurii Keff rigiditatea orizontal/g259 efectiv/g259 a sistemului izolator definit la 11.9.2(2). (2) Mi/g250carea de torsiune în jurul axei verticale poate fi neglijat/g259 la evaluarea rigid it/g259/g288ii orizontale efective /g250i în calculul liniar simplificat dac/g259, pe fiecare din cele dou/g259 direc/g288ii orizon tale, excentricitatea (incluzând excentricitatea accidentala) în tre centrul de rigiditate al sistem ului izolator /g250i proiec/g288ia pe vertical/g259 a centrului masei suprastructurii nu dep/g259/g250e/g250te 7,5% din lungimea suprastructurii perpendicular pe direc/g288ia orizontal /g259 considerat/g259. Aceasta este o condi/g288ie pentru aplicarea metodei sim plificate de calcul liniar. (3) Metoda simplificat/g259 poate fi aplicat/g259 la sistemele izolatoare cu comportare linear/g259 am ortizat/g259 echivalent/g259, dac/g259 sunt îndeplinite urm/g259toarele condi/g288ii: (a) Distan/g288a de la amplasament la sursa seismic/g259 poten/g288ial/g259 (falie) cea mai apropiat/g259 cu o m agnitudine Ms/g1166.5 este mai mare de 15 km; (b) Dimensiunea cea mai mare în plan a suprastructurii este 50 m; (c) Infrastructura este suficient de rigid/g259 astfel încât efectele deplas/g259rilor diferen/g288iale ale terenu lui s/g259 fie minime; (d) Toate dispozitivele izolatoare sunt dispuse deasupra elementelo r infrastructurii care p reiau înc/g259rc/g259rile verticale; (e) Perioada efectiv/g259 Teff satisface urm/g259toarele condi/g288ii: ( ) s T Teff f 33 /g100 /g100 (11.2) unde: Tf perioada fundamental/g259 a suprastructurii cu baza fixat/g259 (exprimat/g259 printr-o expresie simplificat/g259) (4) La cl/g259diri, pe lâng/g259 condi/g288iile (3) de mai sus, mai trebuie satisf/g259cute urm/g259toarele condi/g288ii: (a) Sistemul de rezisten/g288/g259 pentru înc/g259rc/g259ri laterale al suprastructurii este reg ulat /g250i aranjat sim etric fa/g288/g259 de cele dou/g259 axe principale în plan: (b) Rotirea în plan vertical la baza infrastructurii este neglijabil/g259; (c) Raportul între rigidit/g259/g288ile verticale /g250i orizontale ale sistemului izolator satisface condi/g288ia: 150/g116 eff v K K (11.3) (d) Perioada fundamental/g259 în direc/g288ie vertical/g259, Tv, nu este mai m are de 0,1 secunde, unde: ( ) 260 v v K MT /g832/g32 (11.4) (5) Deplasarea centrului de rigiditate sub ac /g288iunea seismic/g259 se calculeaz/g259 pentru fiecare d irec/g288ie orizontal/g259, cu expresia: /g11 /g12 min , , eff eff eff e dc K T MSd /g91/g32 (11.5) unde: Se(Teff, /g91eff) este accelera/g288ia spectral/g259 definit/g259 la 3.2.2.2, luând în considerare valoarea potrivit/g259 a amortiz/g259rii /g91eff conform 11.9.2 (3). (6) For/g288ele orizontale aplicate la fiecare nivel al suprastructurii se calculeaz/g259 pentru fiecare direc/g288ie orizontal/g259 cu expresia: /g11 /g12eff eff e j jT S m f/g91,/g32 (11.6) unde mj este masa nivelului j. (7) Sistemul de for/g1802e ob/g288inute conform (6) induce efecte de torsiune datorate excentricit/g259/g288ilor n aturale (structurale) /g250i accidentale. (8) În cazul în care condi/g288ia dat/g259 în (2) de mai sus privind neglijarea mi/g250c/g259rii de torsiun e în jurul axei verticale este satisf/g259cut/g259, efectele de torsiune în dispozitivele individuale pot fi evaluate am plificând în fiecare direc/g288ie efectele definite la (5) /g250i (6) cu factorul /g71i (exemplificat pentru direc/g288ia x). i y y tot xi yr l 2 , 1 /g14 /g32/g71 (11.7) unde: y direc/g288ia orizontal/g259 perpendicular pe direc/g288ia considerat/g259 x (xi, yi) coordonatele izolatorului i în raport cu centrul de rigiditate efectiv ltot,y excentricitatea total/g259 în direc/g288ia y ry raza de torsiune a sistemului izolator, stabilit cu expresia: /g11 /g12/g166/g166/g14 /g32 xixi i yi iy k k y k x r/222 (11.8) kxi, kyi rigidit/g259/g288ile efective ale izolatorului i în direc/g288iile x /g250i y (9) Efectele de torsiune în suprastructur/g259 se pot evalua conform 4.5.3.2.4.(0) 11.9.4. Calculul liniar modal simplificat (1) Dac/g259 dispozitivele izolatoare pot fi considerate ca având o com portare echivalent liniar/g259, dar condi/g288iile 1 1.9.3(2), (3) /g250i dac/g259 este cazul (4) nu sunt satisf/g259cute, se poate efectua un calcul modal conform 4.5.3.3. (2) În cazul în care condi/g288iile (2), (3) /g250i dac/g259 este cazul (4) sunt îndeplinite, se poate utiliza un calcul s implificat, care consider/g259 deplas/g259rile orizontale /g250i mi/g250carea de torsiun e în jurul axei verticale /g250i presupune c/g259 infrastructura /g250i suprastructura au comportare de corp rigid. În acest caz, excentricitatea accidental/g259 (conform 4.5.2.1) a 261 (1) Infrastructura va fi verificat/g259 sub for/g288ele de iner/g288ie aplicate direct asupra acesteia /g250i sub for/g288ele /g250i momentele transmise de sistemul izolator. (2) Elementele infrastructurii /g250i suprastructurii vor fi verificate la starea limit/g259 ultim/g259 folosind coeficientul /g74M definit în sec/g288iunile relevante ale codului. (3) În cazul cl/g259dirilor, verific/g259rile de siguran/g288/g259 referitoare la echilibrul /g250i rezisten/g288a în infrastructur/g259 /g250i suprastructur/g259 vor fi efectuate conform 4.6. Nu este necesar s/g259 se satisfac/g259 condi/g288iile proiect/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 /g250i cele de ductilitate global/g259 sau local/g259. (4) Elementele structurale ale infrastructurii /g250i suprastructurii pot fi proiectate ca nedisipative. Pentru construc/g288iile din beton, o/g288el /g250i compozite se poate adopta clasa de ductilitate L, corespunz/g259toare construc/g288iilor pentru alte înc/g259rc/g259ri decât cele seismice. (5) Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 a elementelor structurale ale suprastructurii se poate considera satisf/g259cut/g259 pentru înc/g259rc/g259ri seismice corespunz/g259toare unui factor de comportare q=1,5. (6) Rezisten/g288a sistemului izolator se va evalua considerând factorul /g74x definit la 11.3(2). (7) Depinzând de tipul de dispozitiv considerat, rezisten/g288a elementelor izolatoare se evalueaz/g259 la starea limit/g259 ultim/g259 fie în func/g288ie de: (0) (a) For/g1802e, luând în considerare valorile maxime ale for/g288elor orizontale /g250i verticale în situa/g288ia de proiectare la cutremur, inclusiv efectele de r/g259sturnare, fie în func/g288ie de: (b) Deplasarea orizontal/g259 total/g259 între fe/g288ele superioar/g259 /g250i inferioar/g259 a dispozitivului. Deplasarea orizontal/g259 total/g259 include distorsiunea datorat/g259 ac/g288iunii seismice de proiectare /g250i efectelor contrac/g288iei, curgerii lente, temperaturii /g250i postcomprim/g259rii (la elementele de beton precomprimat). ( ) Not/g259: Capitolul 11 reproduce practic nemodificat textul capitolului cu acela/g250i titlu din SR EN 1998-1. Se dau aici numai principiile generale ale proiect/g259rii izolatorilor seismici. Acolo unde este cazul s-au adoptat prevederile potrivit condi/g288iilor seismice din /g288ara noastr/g259, în special din zona capitalei. 262 masei suprastructurii trebuie luat/g259 în considerare în calcul. Deplas/g259rile fiec/g259rui punct al structurii de determin/g259 prin compunerea deplas/g259rilor de transla/g288ie /g250i de rota/g288ie. Aceast/g259 procedur/g259 se aplic/g259 la evaluarea rigidit/g259/g288ii efective a fiec/g259rui izolator. For/g288ele de iner/g288ie /g250i momentele se iau în considerare apoi la verificarea izolatorilor, a infrastructurii /g250i suprastructurii. (0) 11.9.5. Calculul dinamic (1) Dac/g259 sistemul izolator nu poate fi reprezentat de un model liniar echivalent (de exemplu, dac/g259 condi/g288iile de la 11.9.2(5) nu sunt îndeplinite) r/g259spunsul trebuie evaluat printr-un calcul dinamic, utilizând legi constitutive pentru izolatori care s/g259 poat/g259 reproduce comportarea sistemului în domeniul deforma/g288iilor /g250i vitezelor anticipate în ipoteza de proiectare seismic/g259. (0) 11.9.6. Elemente nestructurale (1) La cl/g259diri elementele nestructurale vor fi calculate conform prevederilor capitolul 10, considerând efectele dinamice ale izol/g259rii. (0) 11.10. Verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 ANEXA A. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258: DEFINI/g287II /g249I PREVEDERI SUPLIMENTARE A.1. Defini/g288iile p erioadelor de control (col/g288) ale spectrelor de r/g259spuns (1) Perioadele de control (col/g288) ale spectrelor de r/g259spuns elastic, TC si T D, se definesc dup/g259 cum urmeaz/g259: TC = EPA EPV/g832 (A 1 . 1 ) TD = EPV EPD/g832 (A1.2) unde valorile de vârf ef ective ale mi/g250c/g259rii terenului sunt: EPA accelera/g288ia efectiv/g259 de vârf, EPV viteza efectiv/g259 de vârf si EPD este deplasarea efectiv/g259 de vârf. (2) Defini /g288ia m/g259rimilor EPA, EPV si EPD - invariant/g259 fa/g288/g259 de con/g288inutul de frecven/g288e al m i/g250c/g259rilor seismice - se ob/g288ine prin medierea spectrului de r/g259spuns al accelera/g288iilor absolute SA(T), a sp ectrului de r/g259spuns al vitezelor relative SV(T) /g250i a spectrului de r/g259 spuns al deplas/g259rilor relative SD(T) pe un interval de perioade cu l/g259/g288imea de referin/g288/g259 de 0,4 s. Intervalul de mediere este m obil /g250i se pozi/g288ioneaz/g259 pe axa perioadelor acolo unde se realizeaz/g259 m aximul mediei valorilor spectrale, respectiv: EPA = 5 2 )max ( 0,4s pe mediat , SA (A1.3) EPV = 5 2 )max ( 0,4s pe mediat , SV (A1.4) EPD = 5 2 )max ( 0,4s pe mediat , SD . (A1.5) (3) Valorile perioadelor de control (col/g288) ale spectrelor de r/g259spuns elastic, TC si TD, au fost calculate confor m defini/g288iilor A1.1 si A1.2 pentru accelerogramele înregistrate la cutrem urele moderate si puternice din România /g250i au fost utilizate pen tru realizarea h/g259r/g288ii din F igura 3.2 - Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (col/g288), TC a spectrului de r/g259spuns, precum /g250i pentru stabilirea valorilor din Tabelul 3.1. A.2. Perioada (frecven/g288a) predominant/g259 a vibra/g288iilor terenului (1) Perioada (frecven/g288a) predominant/g259 a v ibra/g288iilor terenului în amplasament Tp (fp) se define/g250te ca fiind abscisa pe axa perioad elor (frecven /g288elor) ce corespunde vârfului accentua t marcat in densitatea spectral/g259 de putere a accelera/g288iei terenului înregistrat/g259 la un anum it amplasament. (2) Concep tul de perioad/g259 predominant/g259 lung/g259 se utilizeaz/g259 numai pentru terenuri caracterizate de m i/g250c/g259ri seismice cu band/g259 îngust/g259 de frecven/g288/g259 /g250i nu se aplic/g259 în cazul m i/g250c/g259rilor cu band/g259 lat/g259 sau intermediar/g259 de frecven/g288e. 263 0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0 1 02 03 04 0 Pulsatia /g90, rad/s Densitatea spectrala normalizat a 4 Martie 1977, M=7.2, comp.NS 30 Aug. 1986, M=7.0, comp. NS /g90p =2 /g83/T p INCERC Bucures ti Figura A.1. Densitatea spectral/g259 de putere normalizat/g259 pentru componenta NS a înregistr/g259rilor cutremurelor vrâncene din 1977 /g250i 1986 la sta/g288ia INCERC (Estul municipiului Bucure/g250ti) A.3. Caracterizarea seismic/g259 a condi/g288iilor de teren (1) Pentru construc /g288iile încadrate clasa I de importan/g288/g259-expunere /g250i pentru cl/g259dirile încadrate în clasa II de importan/g288/g259-expunere care au în/g259l/g288imea total/g259 suprateran/g259 mai m are de 45m se vor efectua studii specifice pentru caracterizarea seismic/g259 a condi/g288iilor de teren în amplasam ent. Aceste studii trebuie s/g259 con/g288in/g259: (i) Profilul vitezei undelor de forfecare Vs /g250i al undelor de compresiune V p, pentru toate stratele d e teren de la suprafa/g288/g259 pân/g259 la roca de baz/g259; sim plificat /g250i conven/g288ional, profilul poate fi determinat pentru 30 metri adâncime; (ii) Stratigrafia amplasamentului (grosimea, densitatea /g250i tipul terenului); (iii) Valoarea medie ponderat/g259 a vitezei undelor de forfecare pentru stratigrafia considerat/g259, SV : p p 2T /g90 /g83/g32 /g159 264 (3) Pentru sursa seismic/g259 subcrustal/g259 Vrancea, se vor avea în veder e numai înregistr/g259rile cutremurelor de magnitudine mare /g250i medie, cu Mw>7,0. În particular pentr u Câmpia R omân/g259. eviden/g288/g259 instrumental/g259 la cutremurele cu magnitudine Gutenberg-Richter M /g116 7,0 /g250i magnitudine moment Mw/g116 7,2 din sursa seismic/g259 subcrustal/g259 Vrancea a ar/g259tat existen/g288a perioadelor predominante lungi Tp = 1,3 ÷ 1,7s ale vibra/g288iilor terenului în unele amplasamente din zona municipiului Bucure/g250ti (Est, Sud /g250i par/g288ial centru, a se vedea /g250i Figura A.1). (4) Amplasamentele caracterizate de o per ioad/g259 predominant/g259 lung/g259 de vibra/g288ie a terenului sunt periculoase pentru cl/g259dirile înalte /g250i construc/g288iile flexibile ale c/g259ror vibra/g288ii pot deveni cvasirezonante cu vibra/g288iile terenului. /g166 /g166 /g32 /g32 /g32 n i i , s i n i i S V h h V 1 1 (A3.1) unde hi si Vs,i reprezint/g259 grosimea /g250i respectiv viteza undelor de forfecare pentru stratul i. M/g259rimea SV se calculeaz/g259 pentru cel pu/g288in 30 m de profil de teren. (2) Pe b aza valorilor vitezei medii ponderate – in stratigrafia superficial/g259 cu grosime de 30m - SV , condi/g288iile de teren se clasific/g259 în urm/g259toarele 4 clase: Clasa A, teren tip roca SV /g116 760 m/s, Clasa B, teren tare 360 < SV < 760 m/s, Clasa C, teren intermediar 180 < SV /g100 360 m/s, Clasa D, teren moale SV /g100 180 m/s. (3) În lip sa altor date, pentru stabilirea spectrelor de r/g259spuns elastic corespunz/g259toare clasei de teren astfel determ inate se pot utiliza me todologii adecvate din practica interna/g288ional/g259. (4) Estim area perioadei de vibra/g288ie a pachetului de strate de teren de grosime h=30m de la suprafa/g288a terenului, Ts,30 se poate face simplificat cu formula: s , s V hT 4 30 /g32 . (A3.2) A.4. Instrumentarea seismic/g259 a cl/g259dirilor (1) În zonele seismice pentru care valoarea accelera/g288iei de proiectare ag /g116 0,25g, construc/g288iile încadrate clasa I de im portan/g288/g259-expunere /g250i cl/g259dirile încadrate în clasa II de im portan/g288/g259-expunere care au în/g259l/g288imea total/g259 suprateran/g259 mai mare de 45m vor fi instrum entate seismic cu accelerometre digitale amplasate la ultimul nivel /g250i în câmp liber / la baza construc/g288iei precum /g250i, op/g288ional, în foraje specifice de adâncime sau în alte pozi/g288ii în cl/g259dire. (2) Instrumentarea, între/g288inerea /g250i exploatarea revine proprietarului construc/g288iei iar înreg istr/g259rile ob/g288inute în timpul cutremurelor puternice vor fi puse la dispozi/g288ia autorit/g259/g288ilo r. A.5. Spectrul de r/g259spuns elastic pentru diferite frac /g288iuni din amortizarea critic/g259 (1) Pentru situa/g288iile de proiectare în care este necesar/g259 utilizarea unui spectru de r/g259spuns elastic al accelera/g288iilor absolute pentru o alt/g259 frac/g288iune din amortizarea critic/g259 decât cea conve n/g288ional/g259 (/g543 = 5%), se recomand/g259 utilizarea urm/g259toarei rela/g288ii de conversie a ordonatelor spectrale: 265 /g11/g12 /g11/g12/g11/g12 /g11/g12/g176/g175 /g176/g174 /g173 /g33/g152 /g100 /g100 /g152 /g16 /g152/g14/g32 /g32 /g32 /g122 Be B B ge g e T TT S T TT TaT S aT S , , % % % /g75 /g75 /g91 /g91 /g91 5 5 5 0 (A5.1) unde: Se(T)/g543 = 5% - spectrul de r/g259spuns elastic corespunz/g259tor frac/g288iunii din amortizarea critic/g259 conven/g288ional/g259, /g543=5%; Se(T)/g543/g1435% - spectrul de r/g259spuns elastic corespunz/g259tor unei alte frac/g288iuni din amortizarea critic/g259, /g543/g1435%; /g536 - factorul de corec/g288ie ce /g288ine cont de amortizare, determinat cu rela/g288ia urm/g259toare: 55 05 10 ,/g14/g32 /g91/g75 (A5.2) A.6. Accelera/g288ia seismic/g259 a terenului in România (1) Valorile accelera/g288iei terenului pentru proiectare, ag sunt date în zonarea seism ic/g259 din Figura 3.1 /g250i corespund unui interval m ediu de recuren/g288/g259 IMR=225 ani (20% probabilitate de dep/g259/g250ire în 50 de ani). (2) În Tabelul A1 sunt date valorile accelera/g288iei terenului pentru proiectare, ag din Figura 3.1 /g250i ale perioadei de control (col/g288), TC din Figura 3.2 pentru 337 localita/g288i urbane din România. Tabelul A1. Valorile accelera/g288iei terenului pentru proiectare, ag /g250i valorile perioadei de control (col/g288), TC, pentru localit/g259/g288ile urbane din România Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 1 Abrud ALBA 0,7 0,10g 2 Adamclisi CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 3 Adjud VRANCEA 1,0 0,40g 4 Agnita SIBIU 0,7 0,20g 5 Aiud ALBA 0,7 0,10g 6 ALBA IULIA ALBA 0,7 0,10g 7 Ale/g250d BIHOR 0,7 0,10g 8 ALEXANDRIA TELEORMAN 1,0 0,25g 9 Amara IALOMI/g287A 1,0 0,30g 10 Anina CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,20g 11 Aninoasa HUNEDOARA 0,7 0,10g 12 ARAD ARAD 0,7 0,20g 13 Ardud SATU MARE 0,7 0,15g 14 Avr/g259meni BOTO/g249ANI 0,7 0,15g 266 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 15 Avrig SIBIU 0,7 0,20g 16 Azuga PRAHOVA 0,7 0,25g 17 Babadag TULCEA 0,7 0,20g 18 BAC/g258U BAC/g258U 0,7 0,35g 19 Baia de Aram/g259 MEHEDIN/g287I 0,7 0,15g 20 Baia de Arie/g250 ALBA 0,7 0,10g 21 BAIA MARE MARAMURE/g249 0,7 0,15g 22 Baia Sprie MARAMURE/g249 0,7 0,15g 23 Bal/g250 DOLJ 1,0 0,20g 24 Banloc TIMI/g249 0,7 0,25g 25 Baraolt COVASNA 0,7 0,20g 26 Basarabi CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 27 B/g259icoi PRAHOVA 1,0 0,35g 28 B/g259beni VÂLCEA 0,7 0,20g 29 B/g259ile Govora VÂLCEA 0,7 0,20g 30 B/g259ile Herculane CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,20g 31 B/g259ile Ol/g259ne/g250ti VÂLCEA 0,7 0,20g 32 B/g259ile Tu/g250nad HARGHITA 0,7 0,20g 33 B/g259ile/g250ti DOLJ 1,0 0,15g 34 B/g259lan HARGHITA 0,7 0,20g 35 B/g259lce/g250ti VÂLCEA 1,0 0,20g 36 B/g259neasa CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 37 Bârlad VASLUI 1,0 0,35g 38 Bechet DOLJ 1,0 0,20g 39 Beclean BISTRI/g287A N/g258S/g258UD 0,7 0,10g 40 Beiu/g250 BIHOR 0,7 0,10g 41 Berbe/g250ti VÂLCEA 0,7 0,20g 42 Bere/g250ti GALA/g287I 0,7 0,35g 43 Bicaz NEAM/g287 0,7 0,25g 44 BISTRI/g287A BISTRI/g287A N/g258S/g258UD 0,7 0,10g 45 Blaj ALBA 0,7 0,15g 46 Boc/g250a CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,15g 267 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 47 Bolde/g250ti-Sc/g259eni PRAHOVA 1,6 0,40g 48 Bolintin-Vale GIURGIU 1,6 0,30g 49 Borod BIHOR 0,7 0,10g 50 Borsec HARGHITA 0,7 0,10g 51 Bor/g250a MARAMURE/g249 0,7 0,10g 52 BOTO/g249ANI BOTO/g249ANI 0,7 0,20g 53 Brad HUNEDOARA 0,7 0,10g 54 Bragadiru ILFOV 1,6 0,30g 55 BRA/g249OV BRA/g249OV 0,7 0,20g 56 BR/g258ILA BR/g258ILA 1,0 0,30g 57 Breaza PRAHOVA 0,7 0,35g 58 Brezoi VÂLCEA 0,7 0,20g 59 Bro/g250teni SUCEAVA 0,7 0,15g 60 Bucecea BOTO/g249ANI 0,7 0,20g 61 BUCURE/g249TI BUCURE/g249TI 1,6 0,30g 62 Bude/g250ti C/g258L/g258RA/g249I 1,6 0,25g 63 Buftea ILFOV 1,6 0,30g 64 Buhu/g250i BAC/g258U 0,7 0,30g 65 Bumbe/g250ti-Jiu GORJ 0,7 0,15g 66 Bu/g250teni PRAHOVA 0,7 0,30g 67 BUZ/g258U BUZ/g258 U 1,6 0,35g 68 Buzia/g250 TIMI/g249 0,7 0,15g 69 Cajvana SUCEAVA 0,7 0,15g 70 Calafat DOLJ 1,0 0,15g 71 Caracal OLT 1,0 0,20g 72 Caransebe/g250 CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,15g 73 Carei SATU MARE 0,7 0,20g 74 Cavnic MARAMURE/g249 0,7 0,15g 75 C/g259lan HUNEDOARA 0,7 0,10g 76 C/g258L/g258RA/g249I C/g258L/g258 RA/g249I 1,0 0,25g 77 C/g259lim/g259ne/g250ti VÂLCEA 0,7 0,25g 78 C/g259z/g259ne/g250ti IALOMI/g287A 1,0 0,30g 268 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 79 Câmpia Turzii CLUJ 0,7 0,10g 80 Câmpeni ALBA 0,7 0,10g 81 Câmpina PRAHOVA 1,0 0,35g 82 Câmpulung ARGE/g249 0,7 0,30g 83 Câmpulung Moldovenesc SUCEAVA 0,7 0,15g 84 Ceahl/g259u NEAM/g287 0,7 0,20g 85 Cehu Silvaniei S/g258LAJ 0,7 0,10g 86 Cernavod/g259 CONSTAN/g287A 1,0 0,20g 87 Chi/g250ineu-Cri/g250 ARAD 0,7 0,10g 88 Chitila ILFOV 1,6 0,30g 89 Ciacova TIMI/g249 0,7 0,25g 90 Cisn/g259die SIBIU 0,7 0,20g 91 CLUJ-NAPOCA CLUJ 0,7 0,10g 92 Codlea BRA/g249OV 0,7 0,20g 93 Coliba/g250i ARGES 0,7 0,25g 94 Comarnic PRAHOVA 1,0 0,35g 95 Com/g259ne/g250ti BAC/g258U 0,7 0,35g 96 CONSTAN/g287A CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 97 Cop/g250a Mic/g259 SIBIU 0,7 0,15g 98 Corabia OLT 1,0 0,20g 99 Corugea TULCEA 0,7 0,20g 100 Coste/g250ti ARGE/g249 1,0 0,25g 101 Cotnari IA/g249I 0,7 0,25g 102 Covasna COVASNA 1,0 0,25g 103 CRAIOVA DOLJ 1,0 0,20g 104 Cristuru Secuiesc HARGHITA 0,7 0,15g 105 Cugir ALBA 0,7 0,10g 106 Curtea de Arge/g250 ARGE/g249 0,7 0,25g 107 Curtici ARAD 0,7 0,15g 108 Darabani BOTO/g249ANI 0,7 0,15g 109 D/g259buleni DOLJ 0,7 0,20g 110 D/g259rm/g259ne/g250ti BAC/g258U 0,7 0,35g 269 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 111 Dej CLUJ 0,7 0,10g 112 Deta TIMI/g249 0,7 0,20g 113 DEVA HUNEDOARA 0,7 0,10g 114 Dolhasca SUCEAVA 0,7 0,20g 115 Dorohoi BOTO/g249ANI 0,7 0,15g 116 Dragomire/g250ti MARAMURE/g249 0,7 0,10g 117 Dr/g259g/g259/g250ani VÂLCEA 1,0 0,20g 118 Dr/g259g/g259ne/g250ti-Olt OLT 1,0 0,20g 119 DROBETA TURNU SEVERIN MEHEDIN/g287I 0,7 0,15g 120 Dumbr/g259veni SIBIU 0,7 0,20g 121 Eforie Nord CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 122 Eforie Sud CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 123 F/g259g/g259ra/g250 BRA/g249OV 0,7 0,20g 124 F/g259get TIMI/g249 0,7 0,10g 125 F/g259lticeni SUCEAVA 0,7 0,20g 126 F/g259urei BR/g258ILA 1,0 0,30g 127 Fete/g250ti IALOMI/g287A 1,0 0,25g 128 Fieni DÂMBOVI /g287A 0,7 0,30g 129 Fierbin/g288i-Târg IALOMI/g287A 1,6 0,35g 130 Filia/g250i DOLJ 0,7 0,20g 131 Fl/g259mânzi BOTO/g249ANI 0,7 0,20g 132 FOC/g249ANI VRANCEA 1,0 0,40g 133 Fundulea C/g258L/g258RA/g249I 1,0 0,30g 134 Frasin SUCEAVA 0,7 0,15g 135 GALA/g287I GALA/g287I 1,0 0,30g 136 G/g259e/g250ti DÂMBOVI /g287A 1,0 0,30g 137 G/g259taia TIMI/g249 0,7 0,15g 138 Geoagiu HUNEDOARA 0,7 0,10g 139 Gheorgheni HARGHITA 0,7 0,15g 140 Gherla CLUJ 0,7 0,10g 141 Ghimbav BRA/g249OV 0,7 0,20g 142 GIURGIU GIURGIU 1,0 0,25g 270 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 143 Grivi/g288a IALOMI/g287A 1,0 0,30g 144 Gurahon/g288 ARAD 0,7 0,10g 145 Gura Humorului SUCEAVA 0,7 0,15g 146 Ha/g288eg HUNEDOARA 0,7 0,10g 147 Hârl/g259u IA/g249I 0,7 0,20g 148 Hâr/g250ova CONSTAN/g287A 1,0 0,25g 149 Holod BIHOR 0,7 0,10g 150 Horezu GORJ 0,7 0,20g 151 Huedin CLUJ 0,7 0,10g 152 Hunedoara HUNEDOARA 0,7 0,10g 153 Hu/g250i VASLUI 0,7 0,25g 154 Ianca BR/g258ILA 1,0 0,30g 155 IA/g249I IA/g249I 0,7 0,25g 156 Iernut MURE/g249 0,7 0,15g 157 Ineu ARAD 0,7 0,10g 158 Isaccea TULCEA 0,7 0,25g 159 Însur/g259/g288ei BR/g258ILA 1,0 0,30g 160 Întorsura Buz/g259ului COVASNA 0,7 0,25g 161 Jimbolia TIMI/g249 0,7 0,20g 162 Jibou S/g258LAJ 0,7 0,10g 163 Jurilovca TULCEA 0,7 0,20g 164 Lehliu Gar/g259 C/g258L/g258RA/g249I 1,0 0,30g 165 Lipova ARAD 0,7 0,15g 166 Liteni SUCEAVA 0,7 0,20g 167 Livada SATU MARE 0,7 0,15g 168 Ludu/g250 MURE/g249 0,7 0,15g 169 Lugoj TIMI/g249 0,7 0,15g 170 Lupeni HUNEDOARA 0,7 0,10g 171 Mangalia CONSTAN /g287A 0,7 0,20g 172 Marghita BIHOR 0,7 0,15g 173 M/g259cin TULCEA 0,1 0,25g 174 M/g259gurele ILFOV 1,6 0,30g 271 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 175 M/g259r/g259/g250e/g250ti VRANCEA 1,0 0,40g 176 Medgidia CONSTAN /g287A 0,7 0,20g 177 Media/g250 SIBIU 0,7 0,20g 178 MIERCUREA CIUC HARGHITA 0,7 0,20g 179 Miercurea Nirajului MURE/g249 0,7 0,15g 180 Miercurea Sibiului SIBIU 0,7 0,15g 181 Mih/g259ile/g250ti GIURGIU 1,6 0,30g 182 Milis/g259u/g288i SUCEAVA 0,7 0,15g 183 Mizil PRAHOVA 1,6 0,40g 184 Moine/g250ti BAC/g258U 0,7 0,35g 185 Moldova Nou/g259 CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,25g 186 Moneasa ARAD 0,7 0,10g 187 Moreni DÂMBOVI /g287A 0,7 0,35g 188 Motru GORJ 0,7 0,15g 189 Murgeni VASLUI 0,7 0,30g 190 N/g259dlac ARAD 0,7 0,20g 191 N/g259s/g259ud BISTRI/g287A N/g258S/g258UD 0,7 0,10g 192 N/g259vodari CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 193 Negre/g250ti VASLUI 0,7 0,30g 194 Negre/g250ti Oa/g250 SATU MARE 0,7 0,15g 195 Negru Vod/g259 CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 196 Nehoiu BUZ/g258U 1,6 0,40g 197 Novaci GORJ 0,7 0,15g 198 Nucet BIHOR 0,7 0,10g 199 Ocna Mure/g250 ALBA 0,7 0,10g 200 Ocna Sibiului SIBIU 0,7 0,20g 201 Ocnele Mari VÂLCEA 0,7 0,25g 202 Odobe/g250ti VRANCEA 1,0 0,40g 203 Odorheiul Secuiesc HARGHITA 0,7 0,15g 204 Olteni/g288a C/g258L/g258RA/g249I 1,0 0,25g 205 One/g250ti BAC/g258U 0,7 0,35g 206 ORADEA BIHOR 0,7 0,15g 272 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 207 Oravi/g288a CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,20g 208 Or/g259/g250tie HUNEDOARA 0,7 0,10g 209 Or/g250ova MEHEDIN/g287I 0,7 0,20g 210 Otopeni ILFOV 1,6 0,30g 211 O/g288elu Ro/g250u CARA/g249-SEVERIN 0,7 0,10g 212 Ovidiu CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 213 Panciu VRANCEA 1,0 0,40g 214 Pantelimon ILFOV 1,6 0,30g 215 Pa/g250cani IA/g249I 0,7 0,25g 216 P/g259târlagele BUZ/g258U 1,6 0,40g 217 Pâncota ARAD 0,7 0,10g 218 Pecica ARAD 0,7 0,20g 219 Petrila HUNEDOARA 0,7 0,10g 220 Petro/g250ani HUNEDOARA 0,7 0,10g 221 PIATRA NEAM/g287 NEAM/g287 0,7 0,25g 222 Piatra Olt DOLJ 1,0 0,20g 223 PITE/g249TI ARGE/g249 0,7 0,25g 224 PLOIE/g249TI PRAHOVA 1,6 0,35g 225 Plopeni PRAHOVA 1,6 0,40g 226 Podu Iloaiei IA/g249I 0,7 0,25g 227 Pogoanele BUZ/g258U 1,6 0,35g 228 Pope/g250ti Leordeni ILFOV 1,6 0,30g 229 Potcoava OLT 1,0 0,25g 230 Predeal BRA/g249OV 0,7 0,25g 231 Pucioasa DÂMBOVI /g287A 0,7 0,30g 232 R/g259cari DÂMBOVI /g287A 1,6 0,30g 233 R/g259d/g259u/g288i SUCEAVA 0,7 0,20g 234 R/g259useni BOTO /g249ANI 0,7 0,20g 235 Râmnicu S/g259rat BUZ/g258U 1,6 0,35g 236 RÂMNICU VÂLCEA VÂLCEA 0,7 0,25g 237 Râ/g250nov BRA/g249OV 0,7 0,20g 238 Reca/g250 TIMI/g249 0,7 0,20g 273 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 239 Reghin MURE/g249 0,7 0,10g 240 RE/g249I/g287A CARA /g249-SEVERIN 0,7 0,15g 241 Roman NEAM/g287 0,7 0,30g 242 Ro/g250iori de Vede TELEORMAN 1,0 0,25g 243 Rovinari GORJ 0,7 0,15g 244 Roznov NEAM/g287 0,7 0,30g 245 Rupea BRA/g249OV 0,7 0,20g 246 Salcea SUCEAVA 0,7 0,20g 247 Salonta BIHOR 0,7 0,10g 248 Sântana ARAD 0,7 0,15g 249 SATU MARE SATU MARE 0,7 0,15g 250 S/g259cele BRA/g249OV 0,7 0,20g 251 S/g259cuieni BIHOR 0,7 0,20g 252 S/g259li/g250te SIBIU 0,7 0,15g 253 S/g259li/g250tea de Sus MARAMURE/g249 0,7 0,10g 254 S/g259rma/g250u MURE/g249 0,7 0,10g 255 S/g259vâr/g250in ARAD 0,7 0,10g 256 S/g259veni BOTO/g249ANI 0,7 0,15g 257 Sângeorz B/g259i BISTRI/g287A N/g258S/g258UD 0,7 0,10g 258 Sângeorgiu de P/g259dure MURE/g249 0,7 0,15g 259 Sânnicolau Mare TIMI/g249 0,7 0,20g 260 Scornice/g250ti OLT 1,0 0,25g 261 Sebe/g250 ALBA 0,7 0,10g 262 Sebi/g250 ARAD 0,7 0,10g 263 Seini MARAMURE/g249 0,7 0,15g 264 Segarcea DOLJ 1,0 0,20g 265 SFÂNTU GHEORGHE COVASNA 0,7 0,20g 266 Sf. Gheorghe TULCEA 0,7 0,20g 267 SIBIU SIBIU 0,7 0,20g 268 Sighetul Marma/g288iei MARAMURE/g249 0,7 0,20g 269 Sighi/g250oara MURE/g249 0,7 0,15g 270 Simeria HUNEDOARA 0,7 0,10g 274 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 271 Sinaia PRAHOVA 0,7 0,30g 272 Siret SUCEAVA 0,7 0,20g 273 SLATINA OLT 1,0 0,20g 274 Sl/g259nic Moldova BAC/g258U 0,7 0,35g 275 Sl/g259nic Prahova PRAHOVA 1,6 0,40g 276 SLOBOZIA IALOMI/g287A 1,0 0,25g 277 Solca SUCEAVA 0,7 0,15g 278 Sovata MURE/g249 0,7 0,10g 279 Stei BIHOR 0,7 0,10g 280 Strehaia MEHEDIN/g287I 0,7 0,15g 281 SUCEAVA SUCEAVA 0,7 0,20g 282 Sulina TULCEA 0,7 0,20g 283 /g249imleul Silvaniei S/g258LAJ 0,7 0,10g 284 /g249omcu/g288a Mare MARAMURE/g249 0,7 0,10g 285 /g249tef/g259ne/g250ti ARGE/g249 0,7 0,30g 286 /g249tef/g259ne/g250ti BOTO/g249ANI 0,7 0,20g 287 T/g259lmaciu SIBIU 0,7 0,20g 288 T/g259snad SATU MARE 0,7 0,15g 289 T/g259u/g288ii Magher/g259u/g250 MARAMURE/g249 0,7 0,15g 290 TÂRGOVI/g249TE DÂMBOVI/g287A 1,0 0,30g 291 Târgu Bujor GALA/g287I 0,7 0,35g 292 Târgu C/g259rbune/g250ti GORJ 0,7 0,15g 293 Târgu Frumos IA/g249I 0,7 0,25g 294 TÂRGU JIU GORJ 0,7 0,15g 295 Târgu L/g259pu/g250 MARAMURE/g249 0,7 0,10g 296 TÂRGU MURE/g249 MURE/g249 0,7 0,15g 297 Târgu Ocna BAC/g258U 0,7 0,35g 298 Târgu Neam/g288 NEAM/g287 0,7 0,25g 299 Târgu Secuiesc COVASNA 0,7 0,25g 300 Târn/g259veni MURE/g249 0,7 0,15g 301 Techirghiol CONSTAN/g287A 0,7 0,20g 302 Tecuci GALA/g287I 1,0 0,35g 275 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 303 Teiu/g250 ALBA 0,7 0,10g 304 Tismana GORJ 0,7 0,15g 305 Titu DÂMBOVI /g287A 1,0 0,30g 306 TIMI/g249OARA TIMI/g249 0,7 0,20g 307 Topli/g288a HARGHITA 0,7 0,10g 308 Topoloveni ARGE/g249 1,0 0,30g 309 Turceni GORJ 0,7 0,15g 310 Turnu M/g259gurele TELEORMAN 1,0 0,20g 311 TULCEA TULCEA 0,7 0,20g 312 Turda CLUJ 0,7 0,10g 313 Tu/g250nad HARGHITA 0,7 0,20g 314 /g287/g259nd/g259rei IALOMI/g287A 1,0 0,25g 315 /g287icleni GORJ 0,7 0,15g 316 Ulmeni MARAMURE/g249 0,7 0,10g 317 Ungheni MURE/g249 0,7 0,15g 318 Uricani HUNEDOARA 0,7 0,10g 319 Urla/g288i PRAHOVA 1,6 0,40g 320 Urziceni IALOMI/g287A 1,6 0,35g 321 Valea lui Mihai BIHOR 0,7 0,20g 322 VASLUI VASLUI 0,7 0,30g 323 Va/g250c/g259u BIHOR 0,7 0,10g 324 Vatra Dornei SUCEAVA 0,7 0,10g 325 V/g259lenii de Munte PRAHOVA 1,6 0,40g 326 Vânju Mare MEHEDIN/g287I 0,7 0,15g 327 Vicovu de Sus SUCEAVA 0,7 0,15g 328 Victoria BRA/g249OV 0,7 0,25g 329 Videle TELEORM AN 1,6 0,25g 330 Vi/g250eu de Sus MARAMURE/g249 0,7 0,10g 331 Vl/g259hi/g288a HARGHITA 0,7 0,15g 332 Voluntari ILFOV 1,6 0,30g 333 Vulcani HUNEDOARA 0,7 0,10g 334 ZAL/g258U S/g258LAJ 0,7 0,10g 276 Nr. Localitate Jude/g288 TC (s) ag pentru IMR=225ani 335 Z/g259rne/g250ti BRA/g249OV 0,7 0,20g 336 Zimnicea TELEORM AN 1,0 0,20g 337 Zlatna ALBA 0,7 0,10g NOT/g258: Val oarea accelera/g288iei gravita/g288ionale, g se consider/g259 9,81 m/s2 277 B ANEXA B. METODE SIMPLIFICATE DE DETERMINARE A PERIOADELOR /g249I FORMELOR PROPRII DE VIBRA/g287IE B.1. Metoda aproximativ/g259 Rayleigh (1) Perioada proprie fundamental/g259, corespunz/g259toare modului fundamental de transla/g288ie se poate determ ina utilizând urm/g259toarea rela/g288ie (Rayleigh): /g166 /g166 /g32 /g32/g32 n i i i n i i i d W g d W T 1 1 2 1 2/g83 (B.1) în care: Wi înc/g259rcarea gravita/g288ional/g259 la nivelul “i ”, corespunz/g259toare masei de nivel mi di deplasarea elastic/g259 pe direc/g288ia gradului de libertate dinamic/g259 produs/g259 de înc/g259rc/g259rile Wi i= 1,2,…,n n num/g259rul de nivele g accelera/g288ia gravita/g288ional/g259. (2) În rela/g288ia de mai sus, forma proprie fundamental/g259 este aproximat/g259 de deform ata static/g259 produs/g259 de înc/g259rc/g259rile grav ita/g288ionale Wi (i=1,2…,n) aplicate con ven/g288ional pe direc/g288iile gradelor d e libertate dinamic/g259 orizontale. Structura elastic/g259 cu mase concentrate la nivelul p lan/g250eelor este considerat/g259 cu baza de rezemare încastrat/g259. (3) În metoda aproximativ/g259 Rayleigh se pot considera, alternativ, sistem e com patibile de for/g288e laterale Fi (i=1,2…,n) aplicate static, care produc deplas/g259rile orizon tale di corespunz/g259toare. În acest caz, rela/g288ia pentru determinarea aproximativ/g259 a perioadei fundamentale este: /g166 /g166 /g32 /g32/g32 n i i i n i i i d F g d W T 1 1 2 1 2/g83 (B.2) (4) Perioada fundamental/g259 se poate determina aproximativ cu expresia: (0) d T21 /g32 (B.3) unde d este deplasarea orizontal/g259 (în metri) la extremitatea superioar/g259 a cl/g259dirii (la nivelul acoperi/g250ului), produs/g259 de înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale aplicate conven/g288ional pe direc/g288ia orizontal/g259. 278 B.2. Formule simplificate pentru estimarea perioadei fundamentale (1) Pentru proiectarea preliminar/g259 a cl/g259dirilor cu în/g259l/g288imi pân/g259 la 40 m, se poate utiliza urm /g259toarea formul/g259 simplificat/g259 pentru estimarea perioadei fundamentale de transla/g288ie: 4 3 1 H C Tt/g32 (B.4) unde: T1 este perioada fundamental/g259 a cl/g259dirii, în secunde. Ct este un coeficient ale c/g259rui valori sunt func/g288ie de tipul structurii, dup/g259 cum urmeaz/g259: Ct = 0,085 pentru cadre spa/g288iale din o/g288el, Ct = 0,075 pentru cadre spa/g288iale din beton armat sau din o/g288el cu contravântuiri excentrice, Ct = 0,05 pentru celelalte tipuri de structuri. H în/g259l/g288imea cl/g259dirii, în metri, m/g259surat/g259 de la nivelul funda/g288iei sau de la extremitatea superioar/g259 a infrastructurii considerat/g259 rigid/g259. (2) Alternativ, valoarea coeficientului Ct corespunz/g259toare cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din beton arm at sau din zid/g259rie este dat/g259 de rela/g288ia ct AC / 075 , 0/g32 (B.5) unde Ac aria totala efectiv/g259 (în m 2) a pere/g288ilor structurali de la primul nivel al cl/g259dirii, /g11/g12/g62/g64 2 2 , 0/g166/g14/g32 j wjjc H l A A (B.6) Aj aria efectiv/g259 a sec/g288iunii transversale (în m2) a peretului structural “j” situat la primul nivel al cl/g259dirii, lwj lungimea peretelui structural “j” (în m) de la primul nivel, pe direc/g288ie paralel/g259 cu for/g288ele aplicate, cu restric/g288ia lwj / H < 0,9 (B.7) (3) Pentru structurile în cadre de beton armat /g250i o/g288el care nu dep/g259/g250esc 12 etaje în în/g259l/g288im e /g250i au o în/g259l/g288ime minim/g259 de etaj de aproximativ 3 metri, perioada funda mental/g259 de transla/g288ie pe orice direc/g288ie orizontal/g259 se poate estima cu rela/g288ia sim plificat/g259: (0) T1 = 0,1 n (B.8) unde “n” este num /g259rul de niveluri al structurii. 279 B.3. Observa/g288ii generale (1) La proiectarea preliminar/g259 /g250i în metoda de calcul cu for/g288e seismice laterale, for ma proprie fundamental/g259 se poate aproxima printr-o varia/g288ie liniar/g259 pe vertical/g259. (2) În rela/g288iile de mai sus nu se /g288ine seama de efectul reducerii rigidit /g259/g288ii elem entelor de rezisten/g288/g259 din beton armat ca urmare a fisur/g259rii acestora la ac/g288iuni seism ice severe. Ca urmare valorile perioadelor fundamentale de vibra/g288ie reprezint/g259 o limit/g259 inferioar/g259. (3) Valorile perioadelor fundamentale din rela/g288iile de ma i sus corespund oscila/g288iilo r unidirec/g288ionale. (0) 280 C ANEXA C. CALCULUL MODAL CU CONSIDERAREA COMPORT/g258RII SPA/g287IALE A STRUCTURILOR C.1. Generalit/g259/g288i (1) În cazul construc/g288iilor cu distribu/g288ie neuniform/g259 a maselor /g250i rigidit/g259/g288ilor elem entelor structurale, deplas/g259rile /g250i eforturile se vor determina pe un model spa/g288ial de calcu l. Calculul r/g259spunsului seismic structural, reprezentat de eforturi /g250i deplas/g259ri, se poate realiza prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor de mi/g250care sau prin suprapunerea r/g259spunsurilor modale maxime. Ac/g288iunea seismic/g259 se schematizeaz/g259 prin mi/g250c/g259ri de transla/g288ie variabile în timp ale bazei de rezemare în trei direc/g288ii ortogonale determinate, descrise prin accelerograme. Aceasta produce oscila/g288ii de transla/g288ie /g250i de torsiune. Caracterul nesincron al mi/g250c/g259rii seismice aplicate bazei structurii genereaz/g259 oscila/g288ii de torsiune chiar /g250i în cazul structurilor teoretic perfect simetrice. În calculul modal cu spectre de r/g259spuns, ac/g288iunea seismic/g259 se înlocuie/g250te cu spectre de r/g259spuns de proiectare distincte asociate componentelor mi/g250carii. Mi/g250carea seismic/g259 descris/g259 prin spectrul de r/g259spuns de proiectare trebuie considerat/g259 cel pu/g288in în direc/g288iile principale asociate structurii, pentru care se vor alege dou/g259 sensuri de ac/g288iune. Direc/g288iile principale de ac/g288iune sunt definite de direc/g288ia rezultantei for/g288ei seismice de baz/g259 din modul fundamental /g250i de normala pe aceast/g259 direc/g288ie. R/g259spunsul structurii se ob/g288ine prin combinarea r/g259spunsurilor corespunz/g259toare celor dou/g259 direc/g288ii de ac/g288iune seismic/g259 considerate. (2) Reprezentarea mi/g250c/g259rii seismice spa/g288iale /g250i calculul for/g288elor seismice prezentate în aceast/g259 anex/g259 pot fi înlocuite, pentru ob/g288inerea unor rezultate semnificative, cu model/g259ri m ai riguroase deduse pe baze stochastice. (3) Calculul dinamic spa/g288ial este necesar în cazul construc/g288iilor de importan/g288/g259 ridicat/g259, p recum /g250i pentru construc/g288ii care prezint/g259 discontinuit/g259/g288i ale distribu/g288iilor elem entelor de rezisten/g288/g259 /g250i maselor de nivel. Aceste situa/g288ii sunt precizate in capitolul 4. Deasem enea, calculul modal spa/g288ial furnizeaz/g259 informa/g288ii privind conformarea structural/g259 în vederea realiz/g259rii unei distribu/g288ii corecte a elem entelor de rezisten /g288/g259 verticale /g250i orizontale, pentru evitarea dezvolt/g259rii unor eforturi /g250i dep las/g259ri excesive provenite din torsiunea general/g259. (4) Calculul spa/g288ial permite o evaluare mai realist/g259 a efectelor ac/g288iunii seismice în com para/g288ie cu metodele de calcul plan. Prin integrarea ecua/g288iilor de mi/g250care pentru un set adecvat de accelerograme, calculul dinamic spa/g288ial furnizeaz/g259 un volum mare de inform a/g288ii /g250i necesit/g259 un efort substan/g288ial pentru interpretarea /g250i utilizarea rezultatelor. Din acest motiv, în prezen ta anex/g259 se prezint/g259 numai metoda pentru calculul r/g259spunsurilor modale maxime utilizând spectrul de r/g259spuns de proiectare asociat m i/g250c/g259rii de transla/g288ie a bazei de rezemare. Metoda de calcul cu spectre de r/g259spuns poate fi descoperitoare dac/g259 contribu/g288iile r/g259spun surilor modale exprimate prin facto ri de participare a m aselor modale efective au valori sub 0,7. În acest caz, eforturile /g250i defor ma/g288iile se limiteaz/g259 inferior la valorile furnizate de calculul plan. 281 (5) Rela/g288iile de calcul sunt stabilite în acelea/g250i ipoteze /g250i au o form/g259 asem/g259n/g259toare cu rela/g288iile din sec/g288iunea 4.5. (6) În cazul structurilor care nu sunt simetrice în raport cu planele verticale xoz /g250i yoz, ecua/g288iile de m i/g250care /g250i implicit vibra/g288iile structurii sunt cuplate elastic. Ca urm are, r/g259spunsul sistemului structural la componentele mi/g250c/g259rii terenului pe direc/g288ia x sau y va include urm/g259toarele deplas/g259ri suplimentare: transla/g288ii în direc/g288iile y sau x, precum /g250i rotirea plan/g250eelor în jurul axei verticale oz. Cuplarea vibra/g288iilor modale de transla/g288ie /g250i de torsiune se identific/g259 prin valori nenule ale factorilor de participare a maselor modale efective corespunz/g259toare. În cazul structurilor simetrice, la care centrele de rigiditate coincid cu centrele maselor, ecua/g288iile de mi/g250care se decupleaz/g259 pentru cele trei direc/g288ii ortogonale principale de oscila/g288ie. Efectele produse de rotirea bazei generat/g259 de nesincronismul undelor seismice, precum /g250i ale eventualelor distribu/g288ii neuniforme a maselor, diferite de c ele admise în modelele de calcul, se vor ob/g288ine prin aplicarea for/g288elor seismice modale de nivel într- o pozi/g288ie diferit/g259 de cea a centrului maselor de nivel /g250i definit/g259 de o excen tricitate acciden tal/g259. (7) Deplas/g259rile /g250i acelera/g288iile de nivel sunt raportate la centrul maselor de nivel. (8) La structurile spa/g288iale elementele verticale /g250i orizontale de la un anumit nivel (stâ lpi, pere/g288i structurali /g250i grinzi) sunt conectate la plan/g250ee care pot fi considerate indeform abile sau deformabile în planul lor. Din aceste considerente, anexa C prezin t/g259 procedeele generale de calcul, în scopul utiliz/g259rii, cu mici interven/g288ii, a oric/g259rui program de calcul automat destinat calculului dinamic liniar spa/g288ial. (0) C.2. Determinarea fortelor seismice, eforturilor /g250i deplas/g259rilor modale (1) În cazul vibra/g288iilor spa/g288iale, for/g288ele seismice de calcul asociate fiec/g259rui mod de vibra/g288ie se stabilesc cu rela/g288ii similare rela/g288iilor prezentate în capitolul 4 pentru calculul plan. Form a deformatei, definit/g259 de pozi/g288iile deplasate ale centrelor maselor, este în general o curb/g259 strâmb/g259 în spa/g288iu, ca urm are a cuplajelor generate de distribu/g288ia neuniform/g259 a rigid it/g259/g288ilor /g250i a maselor. În consecin/g288/g259, for/g288ele seismice asociate gradelor de libertate dinam ic/g259 considerate vor avea orient/g259ri diferite în raport cu sistemul general de axe în care este d escris/g259 structura, indiferent de direc/g288ia ac/g288iunii seismice. Fiec/g259rui grad de libe rtate dinamic/g259 îi corespunde o component/g259, for/g288a seismic/g259 static/g259 echivalent/g259, pentru fiecare m od de vibra/g288ie considerat. La determinarea r/g259spunsului structural la ac/g288iuni seismice se pot distinge dou/g259 situa/g288ii: - structuri cu plan/g250ee indeformabile în planul lor, - structuri cu plan/g250ee deformabile sau f/g259r/g259 plan/g250ee. (2) În general, într-un punct nodal definit de intersec/g288ia a cel pu/g288in dou/g259 elemente structurale, se consider/g259 patru grade de libertate dinam ic/g259, trei de transla/g288ie pe direc/g288iile axelor generale ce definesc structura (ux, uy, uz) /g250i o rota/g288ie în jurul axei norm ale la baza de rezemare ( /g84z dac/g259 baza de rezemare se g/g259se/g250te în planul orizontal xOy, cu axa z vertical/g259). 282 Calculul r/g259spunsului modal spa/g288ial la ac/g288iun i seismice in cazul prezen/g288ei plan/g250eelor indeformabile in planul lor se poate efectua în urm/g259toarele ipoteze: - se neglijeaz/g259 cuplajele iner/g288iale, - se neglijeaz/g259 influen/g288a componentei verticale a mi/g250c/g259rii seismice a terenului, - ac/g288iunea seismic/g259 este reprezentat/g259 prin mi/g250carea terenului pe una din direc/g288iile axelor orizontale x sau y, sau într-o direc/g288ie oarecare în planul bazei de rezemare, - la fiecare nivel centrele maselor /g250i centrele de rigiditate sunt distincte /g250i se pot afla sau nu pe aceea/g250i vertical/g259 a structurii; prin unirea lor rezult/g259 fie o ax/g259 vertical/g259 dreapt/g259, fie o linie poligonal/g259 strâm b/g259 în spa/g288iu, - în centrul maselor de la fiecare plan/g250eu se consider/g259 trei grade de libertate dinam ic/g259, dou/g259 transla/g288ii ux /g250i uy în direc/g288iile axelelor x /g250i y /g250i o rotire u/g84 în jurul axei verticale z (Figura C.1). Masele se reduc în cen trul maselor (Figura C.2) rezultând: (i) mase de nivel: /g166 /g166 /g32/g32 /g14 /g32 n j j j n j j ii m A m m 1 * 1 , (C.1) (ii) momente de iner/g288ie ale maselor de nivel în rapo rt cu axa vertical/g259 z considerat/g259: ( ) /g166 /g166 /g32/g32 /g14/g32 n j j m n j j j ii J d m J 1 , 1 2 , (C.2) în care n num/g259rul de mase discrete concentrate mi,j sau distribuite jm pe suprafe/g288ele * jA , dj distan/g288a de la centrul maselor la pozi/g288ia masei concentrate mi,,j, i indice de nivel, de la 1 la N, N num/g259rul total de niveluri ale construc/g288iei Figura C.1. Grade de libertate dinamic/g259 la nivelul “i” în ipoteza plan/g250eului indeformabil în planul s/g259u C.M. = centrul maselor C.R. = ce ntrul de rigiditate 283 Figura C.2. Reducerea maselor în CM În cazul unei mase m distribuite uniform pe o suprafa/g288/g259 * jA se ob/g288ine: m A mj j i * , /g32 masa la nivelul i pe suprafa/g288a * jA m I Jm p j m, ,/g32 momentul de iner/g288ie fa/g288/g259 de axa z din centrul de greutate al suprafe/g288ei * jA , al masei m distribuite uniform Ip,m momentul de iner/g288ie polar al suprafe/g288ei * jA fa/g288/g259 de centrul sau de greutate. Pentru un mod de vibra/g288ie k, se definesc urm/g259toarele m/g259rimi: (i) masa modal/g259 generalizat/g259 în modul de vibra/g288ie k: /g11/g12/g62/g64/g166 /g32 /g14 /g14/g32 N i k i i k iy k ix ik s J s s m M 1 2 , 2 , 2 , /g84 (C.3) în care k ixs , , k iys , /g250i k is ,/g84 sunt componentele din centrul maselor ale vectorului propriu în modul de vibra/g288ie k, la nivelul i, pe direc/g288iile x, y /g250i z, respectiv. (ii) factorii de participare modali /g166 /g32 /g32 N i k ix ik x s m p 1 ,, /g166 /g32 /g32 N i k iy ik y s m p 1 ,, /g166 /g32 /g84/g84/g32 N i k i ik s J p 1 ,, (C.4) (iii) masele modale efective k k x k x M pm 2 ,* , /g32 k k y k y M pm 2 ,* , /g32 k k k M pJ 2 ,* , /g84 /g84/g32 (C.5) 284 (iv) factorii de participare a maselor modale efective (coeficien/g288i de echivalen/g288/g259 modali) ( ) m m k x k x * , , /g32/g72 m m k y k y * , , /g32/g72 J J k k * , , /g84 /g84/g72/g32 (C.6) în care, /g166 /g32 /g32 N i im m 1 /g166 /g32 /g32 N i iJ J 1 (C.7) repre zint/g259 masa întregii construc/g288ii, respectiv suma momentelor de iner/g288ie ale maselor de nivel în raport cu axa vertical/g259 z. (3) În cazul unei ac/g288iuni seismice definite printr-un spectru de proiectare /g11/g12 /g11/g12T S T SdeIdx ,/g74/g32 (vezi rela/g288ia 3.17 /g250i 3.18) asociat unei mi/g250c/g259ri de transla/g288ie a bazei într-o direc/g288ie paralel/g259 cu axa x se dezvolt/g259 urm/g259toarele for/g288e t/g259ietoare de baz/g259 modale /g250i momentul de torsiune: /g11/g12 /g11/g12* k x, k dx k dx k x, k k x, k x, m T S T S pM pF /g32/g32 /g11/g12 k x, k x, k y, k dx k y, k k x, k y, Fp pT S pM pF /g32/g32 /g11/g12 k x, k x, k/g537, k dx k/g537, k k x, k/g537, Fp pT S pM pM /g32/g32 (C.8) Pentru fiecare m od propriu de vibra/g288ie k, pe direc/g288iile gradelor de libertate dinamica ux, uy, u /g84 la fiecare nivel, în centrul maselor, se dezvolt/g259 urm/g259toarele for/g288e seismice de nivel static /g250i momentele de torsiune (Figura C.3): x,k x,ki i x,kx,ki p s mF F/g32 y,k y,ki i y,ky,ki p s m F F/g32 /g537,k /g537,ki i /g537,k/g537,ki p s JM M/g32 (C.9) 285 Figura C.3. For/g288e seismice de nivel static echivalente în modul k de vibra/g288ie Pentru o mi/g250care de transla/g288ie a terenului în direc/g288ia y, reprezentat/g259 prin spectrul de proiectare /g11/g12 /g11/g12T S T Sd e Idy ,/g74/g32 , for/g288ele t/g259ietoare modale la baza structurii sunt: y,k y,k x,k x,k Fp pF /g32 /g11/g12* y,k k dyy,k m T S F/g32 y,k y,k /g537,k /g537,k Fp pM /g32 (C.10) În aceast/g259 situa/g288ie, for/g288ele seismice modale de nivel static echivalente se ob/g288in cu rela/g288iile (C9) de mai sus. Figura C.4 În cazul unei mi/g250c/g259ri seismice descrise ca o transla/g288ie a terenului într-o direc/g288ie având orientarea /g68 fa/g288/g259 de axa x (figura C4), la baza structurii în fiecare mod k de vibra/g288ie for/g288ele taietoare de baz/g259 se ob/g288in cu rela/g288iile precedente (C.8) /g250i (C.9) în care: 286 /g11/g12 /g11/g12/g68/g74 cos, T S T Sd e Idx /g32 /g11/g12 /g11/g12/g68/g74 sin, T S T Sd e Idy /g32 (C.11) For/g288ele seismice de nivel static echivalente /g250i rezultantele acestora la baza structurii, pentru fiecare mod k de vibra/g288ie se ob/g288in prin sumarea algebric/g259 a for/g288elor rezultate pentru cele dou/g259 componente Sdx /g250i Sdy ale spectrului de proiectare /g11/g12T Sd . (4) Pentru structurile care au numai mase discrete /g250i g rade de libertate dinamice de trans la/g288ie independente (f/g259r/g259 leg/g259turi indeformabile), se aplic/g259 rela/g288iile de calcul de m ai sus, în care 0 Jk/g537,/g32 /g250i 0 sk/g537,i /g32.(0) C.3. Calculul eforturilor /g250i deplas/g259rilor din ac/g288iunea seismic/g259 (1) În cazul structurilor sp a/g288iale, eforturile /g250i deplas/g259rile se ob/g288in parcurgând urm /g259toarele etape: (0) (i) Etapa I const/g259 în: - schematizarea structurii reale /g250i alegerea modelului dinamic prin definirea gradelo r de libertate dinamic/g259 /g250i a maselor asociate acestora cu rela/g288iile (B.1) /g250i (C.2). - calculul valorilor, vectorilor proprii /g250i al m /g259rimilor modale asociate – mase modale generalizate confor m relatiei (C.3), factori de participare modal/g259 conform rela/g288iei (C.4), masele modale efective din rela/g288iile (C.5) /g250i coeficien/g288ii de echivalen /g288/g259 modali din rela/g288iile (C.6) – pentru un num/g259r suficient de moduri proprii de vibra/g288ie, r, astfel încât suma coeficien/g288ilor de echivalen/g288/g259 modal/g259 din rela/g288ia (C.6) s/g259 îndeplineasc/g259 condi/g288iile 9 , 0 1 ,/g72/g166 /g32 r k k x 9 , 0 1 ,/g72/g166 /g32 r k k y GLD r/g100 (C.12) în care: r num/g259rul de moduri proprii de vibra/g288ie considerate în calcul GLD num/g259rul gradelor de libertate de transla/g288ie /g250i de rota/g288ie considerate în modelul dinamic (vezi /g250i paragraful 4.5.3.3.1, aliniatele 8, 10 si 11). (ii) Etapa a II-a se refer/g259 la determinarea r/g259spunsului structurii pentru fiecare direc /g288ie principal/g259 de ac/g288iune seismic/g259 considerat/g259, pentru care se parcurg urm/g259toarele faze: - calculul for/g288elor seismice static echivalente de nivel pentru fiecare mod propriu de vibra /g288ie considerat, 1 /g100 k /g100 r, conform paragrafului C.2.3, rela/g288iile (C.8) /g250i (C.9) sau rela/g288iile (C.10) /g250i, respectiv, (C.11). 287 - calculul static al eforturilor /g250i deplas/g259rilor pentru fiecare din cele r seturi de for/g288e static echivalente ob/g288inute la pasul anterior, aplicate în centrele m aselor de nivel - suprapunerea r/g259spunsurilor modale. R/g259spunsurile modale maxime se combin/g259 probabilistic prin una din cele dou/g259 reguli cunoscute, SRSS (radical din suma p/g259tratelo r r/g259spunsurilor modale) sau CQC (combinare p/g259tratic/g259 complet/g259). În anum ite situa/g288ii, când perioadele proprii de vibra/g288ie succesive (Tk+1 < T k ) se afl/g259 în rela/g288ia Tk+1 /g100 0.9 T k, r/g259spunsurile modale se combin/g259 prin adunarea valorilor absolute (ABSSUM). Regula de com binare SRSS se va aplica la structuri cu perioade naturale distin cte cu contribu/g288ii semnificative la r/g259spuns conform rela/g288iei: /g166 /g32 /g32 r k k EE E E 1 2 , (C.13) Regula de com binare ABSSUM, care presupune ob/g288inerea r/g259spunsurilor modale maxime în acela/g250i moment de timp, se va aplica la structuri cu perioade naturale foarte apropiate Tk+1 /g100 0.9 Tk, conform rela/g288iei: /g166 /g32 /g32 r k k EE E E 1 , (C.14) Regula de com binare CQC se aplic/g259 cu ajutorul rela/g288iei: /g11/g12 2 / 1 , , 1 1 l E k E r l kl r k E E EE /g166 /g166 /g32 /g32 /g32 /g85 (C.15) în care EE reprezint/g259 eforturile sau deplas/g259rile totale, iar EE,k si EE,l reprezint/g259 eforturile sau deplas/g259rile în modurile de vibra/g288ie k /g250i l. kl/g85 reprezint/g259 coeficientul de corela/g288ie între modurile k si l /g250i are valori pozitive ( 10 /g100 /g100kl/g85 cu 1 /g32kl/g85 pentru k=l ) Semnele eforturilor, deplas/g259rilor /g250i for/g288elor seismice static echivalente de nivel ob/g288inute prin suprapunere modal/g259 se vor considera identice cu cele ob/g288inute pentru modul fundamental de vibra/g288ie. (iii) Etapa a III-a const/g259 în introducerea unui caz suplimentar de înc/g259rcare static/g259, num ai cu momente de torsiune la fiecare nivel. Aceste momente de torsiune reprezin t/g259 produsul dintre for/g288ele seism ice de nivel si m/g259rimea exccentricit/g259/g288ilor accidentale definite cu rela /g288ia (4.3) din sec/g288iunea 4.5.2.1. În aceast/g259 etap/g259 se parcurg urm/g259torii pa/g250i: - combinarea for/g288elor seismice modale static echivalente de nivel confor m rela /g288iilor (C.13)-(C.15). - calculul momentelor de torsiune suplimentare pentru fiecare direc/g288ie principal/g259 de ac/g288iune seismic/g259 /g11 /g12i iy ix ite F F /g5141/g14 /g32 (C.16) în care Fix, Fiy sunt for/g288ele seismice static echivalente de nivel ob/g288inute în pasul anterior - calculul eforturilor /g250i deplas/g259rilor asociate m omentelor de torsiune ob/g288inute cu rela /g288ia (C.16) aplicate în centrul maselor la fiecare nivel 288 - suprapunerea r/g259spunsurilor eforturi, deplas/g259ri /g250i reac/g288iuni ob/g288inute în etapele II /g250i III de m ai sus. Pentru stabilirea celei mai defavorabile situa/g288ii se vor considera toate combina/g288iile care rezult/g259 prin schimbarea sensului celor dou/g259 ac/g288iuni: III E II EE E E E, ,/g114 /g114 /g32 (C.17) în care, II EE , r/g259spunsul ob/g288inut conform etapei a II-a din suprapunerea r/g259spunsurilor modale III EE , r/g259spunsul ob/g288inut în etapa a III-a din momente suplimentare de torsiune. (iv) În Etapa a IV-a se efectueaz/g259 combinarea r/g259spunsurilor structurii la ac/g288iunea seism ic/g259 pentru cele dou/g259 direc/g288ii principale de mi/g250care a bazei de rezemare. R/g259spunsurile aferente celor dou /g259 direc/g288ii de ac/g288iune se combin/g259 conform regulilor din paragraful 4.5.3.6 folosind rela/g288iile 4.16 /g250i 4.17 ( EdxE ”+”0,30 EdyE /g250i 0,30 EdxE ”+” EdyE ) sau regula de combinare SRSS ( 22 EdyEdx E E E/g14 /g32).( ) 289 D ANEXA D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR D.1. Concep/g288ia procedeului Procedeul de calcul static neliniar al structurilor consider/g259 deplas/g259rile structurale drept parametrul esen/g288ial al r/g259spunsului seismic al structurilor (procedeu bazat pe deplasare). Procedeul implic/g259 construirea diagramei for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 – deplasarea lateral/g259 caracteristic/g259 pentru structura analizat/g259. În versiunea din prezenta anex/g259, deplasarea la vârful construc/g288iei este considerat/g259 deplasare caracteristic/g259, de/g250i procedeul se poate modifica pentru orice alt/g259 localizare a deplas/g259rii caracteristice pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii. Curba for/g288/g259 – deplasare se ob/g288ine prin calcul static neliniar (biografic) al structurii. Pe aceast/g259 curb/g259 se marcheaz/g259 punctele reprezentând cerin/g288ele de deplasare corespunz/g259toare st/g259rilor limit/g259 asociate unor cutremure cu diferite perioade de revenire(Figura D.1). Aceste cerin/g288e se determina din spectrele de deplasare ale r/g259spunsului seismic inelastic, daca sunt disponibile, sau din spectre construite cu acest scop, pe baza unui set de accelerograme artificiale compatibile cu spectrul de proiectare de acceleratie. In cazurile curente cerintele seismice se pot determina cu procedeul aproximativ prezentat in continuare la D.5 . Condi/g288ia general/g259 de siguran/g288/g259: cerin/g288/g259 /g100 capacitate se controleaz/g259 verificând dac/g259 deplas/g259rile (de exemplu, deplas/g259rile relative de nivel), deforma/g288iile (de exemplu, rotirile în articula/g288iile plastice) în cazul elementelor ductile, rezisten/g288ele în cazul elementelor fragile, asociate cerin/g288elor, sunt mai mici decât valorile admise pentru st/g259rile limit/g259 considerate. Aplicarea procedeului implic/g259 urm/g259toarele opera/g288ii principale: (i) stabilirea caracteristicilor de comportare (relatiilor intre mom ente incovoietoare si deform atii) pentru elementele structurii; (ii) construirea curbei for/g288/g259 lateral/g259 – deplasare la vârful construc/g288iei; (iii) transformarea curbei for/g288/g259 lateral/g259 – deplasare la vârf pentru construc/g288ia real/g259 cu m ai multe grade de libertate (MDOF) în curba corespunz/g259toare sistemului echivalent cu un grad de libertate (SDOF); (iv) stabilirea cerin/g288ei de deplasare lateral/g259 pentru st/g259rile limit/g259 considerate; (v) determinarea valorilor deplas/g259rilor relative s au a deforma/g288iilor în elementele structurale, corespunzatoare acestor cerinte (vi) transformarea cerin/g288elor de deplasare ale sistemului SDOF în cerin/g288ele de deplasare ale structurii reale MDOF (vii) verificarea încadr/g259rii cerintelor în limitele admise ( ) În cazul co nstruc/g288iilor nou proiectate, procedeul se utilizeaz/g259 pentru verificarea comport/g259rii (performan/g288elor) seismice ale unei construc/g288ii proiectate prin metode de proiectare curente. Procedeul furnizeaz/g259 o imagine a mecanismului de cedare care se poate dezvolta, precum si valoarea raportului /g302u//g3021 cu ajutorul c/g259ruia se estimeaz/g259 valoarea factorului de comportare q. 290 Figura D.1. Curba for/g288/g259 – deplasare ob/g1802inut/g259 prin calcul static neliniar al structurii D.2. Evaluarea propriet/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 /g250i de deforma/g288ie ale elementelor structurale Procedeele de evaluare ale caracteristicilor de deforma/g288ie ale elementelor structurale sunt precizate în P 100-3, functie de materialul structural utilizat (beton armat sau otel). Pentru evaluarea capacita/g288ii de rezisten/g288/g259 si de deformare a elementelor se folosesc valorile medii ale rezisten/g288elor materialelor, beton /g250i o/g288el. Ideal, capacitatea de deforma/g288ie se poate determina experimental sau estima prin analogia cu rezultatele experimentale disponibile în literatura de specialitate. În P 100- 3 sunt date expresii empirice pentru determinarea proprietatilor de deformatie, stabilite prin prelucrarea datelor experimentale. Alternativ, capacit/g259/g288ile de rezisten/g288/g259 /g250i deforma/g288ie se pot determina analitic, prin utilizarea unor rela/g288ii constitutive adecvate pentru beton si otel. Procedeul este prezentat în acela/g250i document normativ. D.3. Construirea curbei for/g288/g259 lateral/g259 – deplasarea la vârful construc/g288iei Curba se ob/g288ine prin calcul static neliniar, de tip biografic, utilizând programe de calcul specializate care iau în considerare modific/g259rile proprietatilor structurale la fiecare pas de înc/g259rcare. Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale corespunz/g259toare grup/g259rii seismice de calcul se men/g288in constante. Pentru a /g288ine seama de incertitudinile privind distribu/g288ia pe vertical/g259 a for/g288elor laterale se consider/g259 dou/g259 distribu/g288ii înf/g259/g250ur/g259toare diferite /g250i anume: - o distribu/g288ie în care for/g288ele laterale sunt propor/g288ionale cu masele de nivel fara a depinde de pozi/g288ia pe în/g259l/g288imea structurii (accelera/g288ia este constan t/g259 pe în/g259l /g288ime) - o distribu/g288ie rezultat/g259 din analiza modal/g259 pentru modul predominant de vibra /g288ie; se poate accepta o distribu/g288ie simplificat/g259 triunghiular/g259 (triunghiul cu baza la v ârful construc/g288iei). Cele dou/g259 distribu/g288ii se m en/g288in pe rând constante, m/g259rind la fiecare pas de înc/g259rcare, numai valoarea for/g288ei laterale. For/g288a lateral/g259, F dSLS dy dm dULS Deplasare lateral/g259, d formarea mecanismului cinematic plastic apari/g288ia articula/g288iilor plastice Degradare limitat/g259 Fy Siguran/g288/g259 limitat/g259 291 /g73 vectorul formei deplas/g259rilor normalizate (valoarea 1 la vârf). Procedura se poate modifica foarte u/g250or pentru cazul în care se selecteaz/g259 alt nivel pentru deplasarea caracteristica, considerând valoarea 1 la nivelul deplas/g259rii caracteristice. m masa sistemului MDOF (suma maselor de nivel. mi) /g166/g32 N im m 1 (D.1) Fb t/g259ietoare de baz/g259 a sistemului MDOF /g13m masa generalizat/g259 a sistemului echivalent SDOF /g166 /g32 /g13 /g32 /g32 N i i T M m 1 2 im /g71 /g73 /g73 (D.2) /g13l factor de participare /g166 /g32 /g13 /g32 /g32 N i i T M l 1 im 1/g71/g73 (D.3) Rela/g288iile de echivalare între m/g259rimile r/g259spunsului SDOF, deplas/g259ri d/g13 /g250i for/g288e F/g13, /g250i m/g259rimile asociate r/g259spunsului MDOF, d /g250i F, rezult/g259 astfel: 292 Calculul permite determinarea ordinii probabile de aparitie a articula/g288iilor plastice, respectiv determinarea mecanismului de cedare. Ruperea structurii corespunde deplas/g259rii la care structura nu mai poate sus/g288ine înc/g259rc/g259rile verticale, respectiv ruperii unui element vital pentru stabilitatea structurii (stâlp, perete). Se recomand/g259 ca diagrama s/g259 fie construit/g259 pân/g259 la o deplasare cu cca 50% mai mare decât cerin/g288a de deplasare corespunz/g259toare st/g259rii limit/g259 ultime, pentru a eviden/g288ia evolu/g288ia proces ului de degradare pân/g259 în apropierea pr/g259bu/g250irii /g250i implicit a vulnerabilit/g259/g288ii cl/g259dirii fa/g288/g259 de pr/g259bu/g250ire. Având în vedere faptul c/g259 valorile eforturilor capabile ale elementelor structurale sunt evaluate pe baza valorilor medii ale rezisten/g288elor o/g288elului /g250i betonului, pentru a putea compara capacitatea de rezisten/g288/g259 la apari/g288ia mecanismului de plastificare cu valoarea de proiectare a for/g288ei seismice (pentru a separa contribu/g288ia suprarezisten/g288ei structurale) valoarea for/g288ei maxime înregistrat în curba for/g288/g259 lateral/g259 – deplasare lateral/g259 trebuie redus/g259 prin împ/g259r/g288irea la un factor cu valoare medie estimat/g259 de 1,5. D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF Curba stabilit/g259 pentru structura real/g259 se converte/g250te într-o rela/g288ie for/g288/g259 – deplasare pentru sistemul echivalent cu un grad de libertate pentru ca parametrii acesteia s/g259 poat/g259 fi pu/g250i în rela/g288ie direct/g259 cu spectrele r/g259spunsului seismic, construite pentru sisteme cu un grad de libertate. Se folosesc urm/g259toarele nota/g288ii: d m m dl md N 1 i i i N 1 i 2 i i /g166 /g166 /g32 /g32 /g13 /g13 /g13 /g32 /g32 /g71 /g71 (D.4) b2N 1 i i i N 1 i 2 i i N 1 i i b b * b F m m mFF l m mF 2 /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167 /g32 /g32/g152/g32 /g166 /g166 /g166 /g32 /g32 /g32 /g13 /g13 /g71 /g71 /g72 (D.5) În vederea stabilirii param etrilor structurali de finitorii pentru spectrele r/g259spunsului seismic inelastic, curba Fb /g13 - d /g13 urmeaz/g259 s/g259 fie idealizat/g259 sub forma unei diagrame biliniare (Figura D.1). In acest scop se considera ca rigiditatea initiala a sistemului idealizat, Ke este egala cu panta in origine (rigiditatea elastica) a curbei forta deplasare a structurii cu mai multe grade de libertate. Forta la curgere a sistemului idealizat se determin/g259 astfel încât capacitatea de absorb/g288ie de energie s/g259 nu se modifice prin schematizarea curbei (ariile celor dou/g259 curbe s/g259 fie egale). In cazul idealiz/g259rii sub forma unei diagrame biliniare f/g259r/g259 consolidare în domeniul post-elastic, forta la curgere F y rezult/g259: 2 2 m ye m m e EFK d d K /g167/g183 /g152/g32/g16 /g16/g168/g184/g168/g184/g169/g185 (D.6) unde: dm deplasarea corespunz/g259toare form/g259rii mecanismului cinematic plastic Em energia de deforma/g288ie (aria situat/g259 sub curba) corespunz/g259toare form/g259rii mecanismului cinematic plastic În cazul în care cerin/g288a de deplasare determinat/g259 conform paragrafului D.5 este mult diferit/g259 de valoarea dm, adoptarea unei proceduri iterative este recomandabil/g259. D.5. Evaluarea cerintelor de deplasare Cerin/g288ele de deplasare pentru starea limit/g259 de serviciu (SLS) se determin/g259 direct din calculul static elastic al structurii MDOF sub înc/g259rc/g259rile seismice de calcul reduse corespunz/g259tor coeficien/g288ilor /g81, care /g288in seama de intervalul de recuren/g288/g259 mai scurt al ac/g288iunii seismice asociat cu starea limit/g259 de serviciu (vezi Anexa E, paragraful E.1). Cerin/g288ele de deplasare ale sistemului SDOF echivalent, pentru starea limit/g259 ultim/g259 (ULS), se ob/g288in din spectrele de deplasare ale r/g259spunsului seismic inelastic. Se pot folosi, dac/g259 exist/g259, spectre aproximative, specifice amplasamentului. În caz contrar, spectrele se pot calcula folosind programe de calcul specifice, utilizând accelerograme înregistrate sau simulate compatibile cu spectrul de proiectare pe amplasament. Se recomand/g259 utilizarea de modele histeretice adecvate comport/g259rii materialului structural (beton armat sau o/g1802el) 293 Param etrii care caracterizeaz/g259 valorile spectrale, respectiv cerin/g288ele de deplasare, sunt: - perio ada T/g13 a sistemului SDOF echivalent, determinat/g259 cu formula: eK lT * 2/g83/g32/g13 (D.7) - forta norm alizat/g259 de curgere cy * * * y y yF Fc mg m g/g72/g32/g32/g152/g152 (D.8) unde /g304 are v aloarea care rezulta din relatia (D.5). Pentru cl/g259dirile noi, cu structura de beton armat, dimensionate conform prevederilor capitolelor 3-6, spectrul inelastic de deplasare, SD(T) se poate aproxima cu ajutorul rela/g288iei (D.9). Nu se admite utilizarea rela/g288iei (D.9) în cazul construc/g288iilor existente, dimensionate la for/g288e laterale mai mici decât cele prev/g259zute în acest cod. ** * () ()DD edS T c S T/g32/g32 (D.9) unde, c coeficien t de amplificare al deplas/g259rilor în domeniul inelastic (vezi Anexa E, paragraful E.2) SDe(T) spectrul de r/g259spuns elastic (capitolul 3) D.6. Controlul deplas/g259rilor structurale Dup/g259 determinarea cerin/g288elor de deplasare ale sistemului SDOF, acestea se convertesc în cerin/g288ele de deplasare ale structurii reale MDOF, inversând rela/g288ia (D.4): /g13 /g32 /g32/g13 /g13 /g13 /g166 /g166 /g32 /g32d m m dm ld N 1 i 2 i i N 1 i i i /g71 /g71 (D.10) Corespunz/g259tor acesto r deplas/g259ri globale, se determin/g259 starea structurii (configuratia articulatiilor plastice si tendinta catre un anumit mecanism de cedare), deplas/g259rile relative de nivel /g250i deplas/g259rile individuale ale elementelor (rotiri dezvoltate în articula/g288iile plastice punctuale echivalente, etc.) /g250i se verific/g259 dac/g259 sunt îndeplinite condi/g288iile pentru starea limit/g259 considerat/g259, respectiv daca cerintele de deplasare se înscriu în limitle admise. În cazul elementelor expuse unor cedari fragile, verific/g259rile se fac în termeni de for/g288/g259. Pe baza verific/g259rilor deplas/g259rilor structurale se valideaz/g259 solu/g288ia de structur/g259 proiectat/g259 prin metodele obi/g250nuite sau se corecteaz/g259, dac/g259 este cazul, pân/g259 la ob/g288inerea performan/g288elor necesare. 294 E ANEXA E. VERIFICAREA DEPLAS/g258RILOR LATERALE ALE STRUCTURILOR E.1. Verificarea deplas/g259rilor laterale la starea limit/g259 de serviciu (1) Verificarea la starea limit/g259 de serviciu are drept scop men/g288inerea func/g288iunii principale a cl/g259dirii în urm a unor cutremure ce pot ap/g259rea de mai multe ori in via/g288a construc/g288iei, prin limitarea degrad/g259rii elementelor nestructurale /g250i a componentelor instala/g288iilor construc/g288iei. Prin satisfacerea acestei condi/g288ii se limiteaz/g259 implicit /g250i costurile /g250i durata rep ara/g288iilor necesare pentru aducerea construc/g288iei în situa/g288ia prem erg/g259toare seismului. (2) Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: SLS a , r re SLS r d d q d/g100 /g32/g81 (E.1) SLS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 SLS dre deplasarea relativ/g259 de nivel, determinat/g259 prin calcul static elastic sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare (vezi capitolul 4) . Se ia în considerare numai componenta deforma/g288iei care produce degradarea pere/g288ilor înr/g259ma/g288i, extr/g259gând partea datorat/g259 deforma/g288iei axiale a elementelor verticale în cazul în care aceasta are o contribu/g288ie semnificativ/g259 la valoarea deforma/g288iei totale. Pentru elementele structurale de beton armat, rigiditatea la încovoiere utilizat/g259 pentru calculul valorii d re se va determina conform tabelului E.1. Pentru structuri realizate din alte materiale, prevederi referitoare la valorile de proiectare ale rigidit/g259/g288ii elementelor structurale sunt date în capitolele relevante ale Codului. /g587 factorul de reducere care /g288ine seama de intervalul de recuren/g288/g259 mai redus al ac/g288iunii seismice asociat verific/g259rilor pentru SLS. Valoarea factorului este: /g587 = 0,5. q factorul de comportare specific tipului de structur/g259 (vezi capitolele 5..9) utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare SLS a , rd valoarea admis/g259 a deplas/g259rii relative de nivel. În lipsa unor valori specifice com ponentelor nestructurale utilizate, determinate experimental, se recomand/g259 utilizarea valorilor date în tabelul E.2. (3) Valoarea deplas/g259rii relative de nivel SLS rd poate fi determinat/g259 alternativ prin calculul dinamic liniar al structurii sub ac/g288iunea accelerogramelor asociate cutremurului de proiectare, reduse corespunz/g259tor prin coeficientul /g587. Calculul dinamic liniar se recomand/g259 în cazul structurilor cu o distribu/g288ie neregulat/g259 a rigidit/g259/g288ii pe vertical/g259. (4) În situa/g288ia în care componentele nestructurale (inclusiv pere/g288i nestructurali de zid/g259rie /g250i panouri de zid /g259rie înr/g259mate în cadre), prin natura lor, nu pot supo rta deplas/g259 rile recomandate în tabelul E.2 în condi/g288iile de la (1), valorile SLS a rd , se vor stabili experim ental. 295 Tipul de structur/g259 Natura leg/g259turilor între componentele nestructurale /g250i structura din beton armat Componentele nestructurale contribuie la rigiditatea de ansamblu a structurii Componentele nestructurale nu inte rac/g288ioneaz/g259 cu structura Structuri de beton armat Structuri tip cadre EcIg 0,5 EcIg Structuri cu pere/g288i 0,5 EcIg Ec - Modulul de elasticitate al betonului Ig - Momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii brute (nefisurate) de beton Tabelul E.2 Valori admisibile ale deplas/g259rii relative de nivel Tipul de componente nestructurale Componente nestructurale din materiale fragile, ata/g250ate structurii Componente nestructurale din materiale cu capacitate mare de deformare, ata/g250ate structurii Componente nestructurale care, prin natura prinderilor, nu interactioneaza cu structura sau f/g259r/g259 componente nestructurale Valoarea admis/g259 a deplas/g259rii de nivel 0,005 h 0,0075 h 0,01h h – în/g259l/g288imea de nivel E.2. Verificarea deforma/g288iilor laterale la starea limit/g259 ultim/g259 (1) Verificarea deforma/g288iilor laterale la starea limit/g259 ultim/g259 are drept scop evitarea pierderilor de vie/g288i omene/g250ti la atacul unui cutremur major prin prevenirea pr/g259bu/g250irii elementelor nestructurale. Aceasta verificare este necesar/g259 în cazul construc/g1802iilor de beton, cu excep/g1802ia celor cu sistem structural tip pere/g1802i sau sistem structural dual cu pere/g288i preponderen/g288i, în cazul construc/g288iilor de o/g1802el sau al constructiilor compozite. (2) Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: ULS a r re ULS r d d q c d,/g100 /g32 (E.2) ULS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismica asociat/g259 ULS 296 (5) La verificarea fa/g288adelor cortin/g259 vitrate /g250i a altor fa/g288ade ag/g259/g288ate de structur/g259, valoarea de proiectare a deplas/g259rii laterale se ia cu 30% mai mare decât cea ob/g288inut/g259 prin aplicarea rela/g288iei E.1. Valorile admisibile ale deplas/g259rii relative de nivel constituie date de tem/g259 pentru proiectantul /g1800i produc/g259torul fa/g1802adei. (0) Tabelul E.1 Valori de proiectare ale modulelor de rigiditate pentru structuri de beton q factorul de comportare specific tipului de structur/g259 (vezi capitolele 5..9) dre definit in cadrul paragrafului E.1. În lipsa datelor care s/g259 permit/g259 o evaluare mai precis/g259, rigiditatea la încovoiere a elementelor structurale de beton armat, utilizat/g259 pentru calculul valorii dre, se consider/g259 egal/g259 cu jum/g259tate din valoarea corespunz/g259toare sec/g288iunilor nefisurate, adic/g259 0,5EcIg, cu excep/g288ia elementelor structurilor cu pere/g288i, pentru care rigidit/g259/g288ile de proiectare se vor lua conform CR 2-1-1.1, par.6.6. Pentru structuri realizate din alte materiale, prevederi referitoare la valorile de proiectare ale rigidit/g259/g288ii elementelor structurale sunt date în capitolele relevante ale Codului. ULS a , rd valoare admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel. În lipsa unor valori specifice componentelor nestructurale si modului de prindere pe structur/g259 utilizat, determinate experimental, se recomanda utilizarea valorii de 0,025 h (unde h este în/g259l/g288imea de nivel) c factorul de amplificare a deplas/g259rilor (3) Factorul de amplificare a deplas/g259rilor, c, se d etermin/g259 în func/g288ie de tipul structurii, astfel: (a) Pentru structuri de beton armat si structuri compozite de beton armat cu arm atura rigida: 7 . 1 .3 . 2 3 11 q T T Tc c c /g31 /g152 /g16 /g32 /g31 (E.3) în care: T1 este perioda proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii Tc este perioada de control a spectrului de r/g259spuns q este factorul de comportare al structurii utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare (b) Pentru structuri de o/g288el: ( ) /g176 /g176 /g175 /g176/g176 /g174 /g173 /g31/g100/g58/g16 /g14/g58 /g32 c 1 c 1 1 T daca , 1 T daca , 3 ) 1 ( T TT T q qc cTT (E.4) în care: T1 perioda proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii Tc perioada de control a spectrului de r/g259spuns q factorul de comportare al structurii utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare T/g58 valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural care poate fi luat/g259 conform prevederilor capitolului 6. 297 (4) Pentru structurile ce posed/g259 neregularit/g259/g288i importante ale rigidit/g259/g288ii /g250i/sau ale rezis ten/g288ei pe vertical/g259, se recomand/g259 verificarea prin calcul dinamic neliniar a valorilor ULS rd , dup/g259 dimensionarea prealabil/g259 a elementelor structurale. (5) În cazul fa/g288adelor cortin/g259, asigurarea la deplas/g259ri laterale la ULS se face prin m /g259suri constructive care împiedic/g259 desprinderea /g250i c/g259derea elementelor fa/g288adei la cutrem urul asociat acestei st/g259ri limit/g259. (6) Asigurarea la ULS a componentelor nestructurale (pereti de compartimen tare, pereti de inchidere, co rtine, componente de instalatii, echipam ente) se realizeaza prin m asuri constructive care s/g259 împiedice desprinderea si caderea lor la cutremurul asociat acestei s tari limit/g259. (0) E.3. Verificarea ductilit/g259/g288ii elementelor de beton armat la starea limit/g259 ultim/g259 (1) Verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 a deforma/g288iilor laterale pentru elementele structurale d e beton armat are drept scop realizarea unei marje de siguran/g288/g259 suficiente fa/g288/g259 de stadiul pr/g259bu/g250irii construc/g288iei. (2) Verificarea exprim/g259 condi/g288ia de siguran/g288/g259 a vie/g288ii în term eni de deforma /g288ii, potriv it prevederilor de la aliniatele (3)...(9). (3) În proiectarea de tip curent bazat/g259 pe calculul structural în domeniul elastic, verificarea se face cu rela/g288ia: ULS u e ULS q c /g84 /g84 /g84/g100 /g32 (E.5) unde: ULS/g581 este rotirea de bar/g259 (rotirea corzii), respectiv unghiul între tangent/g259 /g250i axul barei la extrem itatea unde intervine curgerea produs/g259 de ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 ULS /g581e este rotirea corzii determinat/g259 prin calcul elastic sub ac/g288iunile seismice de proiectare c este factorul de amplificare al deplas/g259rilor /g581e în domeniul T1 < Tc, determinat cu rela/g288ia (E.3) ULS u/g84 valori admisibile ale rotirilor conform Tabelului E.3. (4) Rotirea corzii se determin/g259 cu rela/g288ia (Figura E.1): V V e L d/g32/g84 (E.6) unde: LV/g3 este distan/g288a de la cap/g259tul elementului la punctul de inflexiune al deformatei/g3 dV/g3este/g3deplasarea la nivelul punctului de inflexiune în raport cu cap/g259tul elementului (5) Modul de aplicare a rela/g288iei (E.6) pentru cazul pere/g288ilor necupla/g288i este ilustrat în Figura E. 1, b, iar în cazul pere/g288ilor cupla/g288i /g250i al pere/g288ilor din structurile duale, în Figura E.1, c. În cazul stâlpilor, verificarea cu rela /g288ia (E.6) este necesar/g259, de regul/g259, numai la baz/g259, respectiv deasupra nivelului teoretic de încastrare al stâlpilor. 298 (6) În cazul grinzilor structurilor tip cadru /g250i al grinzilor de cuplare a pere/g288ilor, m /g259rimile /g581e se pot aproxima prin raportul între deplasarea relativ/g259 de nivel dr /g250i în/g259l/g288imea nivelului h (Figura E.1): h dr e /g32/g84 (E.7) (7) În cazul elementelor structurilor de beton armat, rigiditatea la înco voiere utilizat/g259 în calculul deplas/g259rilor (deforma/g288iilor) se va lua 0,5 EcIg, cu excep /g288ia elem entelor structurilor cu pere/g288i, pentru care rigidit/g259/g288ile de proiectare se vor lua confor m CR 2-1-1.1(6.6). (8) Valorile aproximative ale rotirilor admisibile sunt date în tabelul E.3. Se pot utiliza valorile ULS u/g581 din tabelul E.3 numai dac/g259 sunt respectate condi/g288iile de calcul, de alc/g259tuire /g250i de armare longitudinal/g259 /g250i transversal/g259 impuse de cod. (9) În situa/g288ia în care proiectarea se bazeaz/g259 pe calculul seismic neliniar, se vor respecta prevederile de la 5.2.3.3.2 /g250i prevederile sec/g288iunilor relevante ale codului P 100–3. (0) Figura E.1. Rotirea corzii Tabelul E.3: Valori admisibile ale rotirilor, ULS u/g581 Tipul de elem ent Clasa de ductilitate DCH DCM Grinzi de cadru 3.5% 3,0% Grinzi de cuplare armate cu bare ortogonale 1,5% 1,5% Grinzi de cuplare armate cu carcase diagonale 4,0% 4,0% Stâlpi 3,0% 2,5% Pere/g288i structurali /g250i sisteme verticale contravântuite 2,0% 1,5% /g537 /g537 dv Lv (c) h Lv dv /g537 (a) Lv dv (b) 299 E.4. Verificarea ductilit/g259/g288ii elementelor din o/g288el la starea limit/g259 ultim/g259 (1) Verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 a ductilit/g259/g288ii elementelor structurale are ca scop satisfacerea, cu un grad adecvat de siguran/g288/g259, a cerin/g288ei fundamentale (nivelului de perform an/g288/g259) de siguran/g288/g259 a vie/g288ii (vezi paragraful 2.1). Aceast/g259 verificare este facultativ/g259 /g250i se poate aplica pen tru o evaluare mai exact/g259 a performan/g288ei structurii, fa/g288/g259 de verific/g259rile prev/g259zute în capitolul 6. (2) Verificarea exprim/g259 condi/g288ia de siguran/g288/g259 a vie/g288ii în termeni de deforma/g288ii ale elem entelor structurale, folosind rela/g288ia: ULS ULS udd /g100 (E.8) unde: ULSd este deforma/g288ia (plastic/g259) a elementului structural sub efectul ac/g288iunii seismice asociate st/g259rii limite ultime; ULS ud este deforma/g288ia capabil/g259 (plastic/g259) a elementului structural la nivelul de performan/g288/g259 de siguran/g288/g259 a vie/g288ii. (3) Deforma/g288iile elementelor structurale se pot determ ina printr-un calcul static neliniar sau printr-un calcul dinam ic neliniar conform indica/g288iilor din capitolul 4.5.3. (4) Deforma/g288iile capabile pentru diverse elemente ale structu rilor din o/g288el se determ in/g259 conform anexei C din P 100-3. (0) 300 ANEXA F. ASPECTE SPECIFICE ALE ALC/g258TUIRII ELEMENTELOR DIN O/g287EL F.1. Valori ale suprarezisten/g288ei sistemului structural pentru calculul simplificat (1) Pentru calculul simplificat al structurilor din o/g288el (vezi 6.5.6, 6.6.3, 6.7.4, 6.8.3 /g250i 6.11.5), se pot folosi valorile /g58T date în tabelul F.1. (0) Tabelul F.1 Valori ale suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T Tipul structurii /g58T a) Cadre necontravântuite 3,0 b) Cadre contravântuite centric 2,0 c) Cadre contravântuite excentric 2,5 d) Pendul inversat 2,0 f) Cadre duale - cadre necontravântuite + cadre contravântuite centric - cadre necontravântuite + cadre contravântuite excentric 2,0 2,5 g) Cadre cu contravântuiri împiedicate la flambaj 3,0 F.2. Lungimi de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate (1) Se vor aplica prezentele prevederi dac/g259 în normele de proiectare ale structurilor metalice nu sunt alte specifica/g288ii. (2) Lungim ea de flambaj lf a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe poate fi ob/g288inut/g259 din diagrama prezentat/g259 în figura F.1. (3) Lungim ea de flambaj lf a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile poate fi ob/g288inut/g259 din diagrama prezentat/g259 în figura F.2. (4) Factorii de distribu/g288ie a rigidit/g259/g288ii /g751 /g250i /g752 (Figura F.3) sunt ob/g288inu/g288i cu rela/g288iile: 1211 1 C 1 C 1 K K K K K K /g14 /g14 /g14 /g14/g32/g75 ( F . 1 ) 2221 2 C 2 C 2 K K K K K K /g14 /g14 /g14 /g14/g32/g75 ( F . 2 ) 301 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,5 0,525 0,55 0,575 0,625 0,6 0,65 0,95 0,85 0,9 0,8 0,75 1,0 0,6750,7 Incastrat Articulat/g752 Incastrat Articulat /g751 Figura F.1. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj /g250i lungimea teoretic/g259 a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,0 1,05 1,1 1,15 1,25 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,2 2,42,62,8 3,0 4,0 5,0 Incastrat Articulat/g752 Incastrat Articulat /g751 Figura F.2. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj /g250i lungimea teoretic/g259 a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile 302 Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe 1 /g84 /g84 L I5 , 0 K/g32 2 /g84 L I75 , 0 K/g32 3 /g84 L I0 , 1 K/g32 Tabelul F.3 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile 1 /g84 /g84 L I5 , 1 K/g32 2 /g84 L I75 , 0 K/g32 3 /g84 L I0 , 1 K/g32 /g3 K/g311 K/g321 K12 K22 Factor de distributie /g751 K1 K2 KC Factor de distributie /g752 Stalp de verificat Figura F.3. Factori de distribu/g288ie pentru stâlpii continui (5) Când grinzile nu sunt su puse la eforturi axiale, rigiditatea lor poate fi determinat/g259 în conformitate cu tabelele F.2, F.3, cu condi/g288ia r/g259mânerii în domeniul elastic a grinzilor sub ac/g288iunea momentelor de calcul. Tabelul F.2 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe 303 Rigiditatea K a unei grinzi dintr-o structur/g259 cu plan/g250ee de beton armat Condi/g288ii de înc/g259rcare pentru grind/g259 Structur/g259 cu noduri fixe Structur/g259 cu noduri deplasabile Grinzi care suport/g259 direct plan/g250eul din beton armat L I0 , 1 L I0 , 1 Alte grinzi înc/g259rcate direct L I75 , 0 L I0 , 1 Grinzi supuse numai la ac/g288iunea momentelor de la extremit/g259/g288i L I5 , 0 L I5 , 1 (7) Dac/g259 momentul de calcul al unei grinzi dep/g259/g250e/g250te momentul de rezisten/g288/g259 elas tic Wel fy / /g74M0, se poate considera grinda articulat/g259 în acel punct. (8) Dac/g259 grinzile sunt supuse la eforturi axiale, rigiditatea lor trebuie corectat/g259 în consecin /g288/g259. Pentru aceasta se pot utiliza func/g288iile de stabilitate. O alternativ/g259 simpl/g259 const/g259 în neglijarea surplusului de rigid itate datorat întinderii axia le /g250i considerarea efectelo r compresiunii axiale cu valorilor aproximative prezentate în tabelele F.5 /g250i F.6. Tabelul F.5 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe 1. /g84 /g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 EN N0 , 1 1L I5 , 0 K 2. /g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16/g32 EN N0 , 1 1L I75 , 0 K 3. /g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 EN N4 , 0 1L I0 , 1 K în care: 2 2 E L EI N/g83/g32 304 (6) Pentru structurile cl/g259dirilor în cadre rectangulare cu p lan/g250ee din beton, cu topologia structurii regulat/g259 /g250i înc/g259rcare uniform/g259, se pot adopta, pentru grinzi, rigidit/g259/g288ile din tabelul F.4. Tabelul F.4 Rigiditatea unei grinzi dintr-o structur/g259 cu plan/g1800ee de beton armat Tabelul F.6 Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile 1. /g84 /g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 EN N2 , 0 1L I5 , 1 K 2. /g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16/g32 EN N0 , 1 1L I75 , 0 K 3. /g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 EN N4 , 0 1L I0 , 1 K în care: 2 2 E L EI N/g83/g32 (9) Urm/g259toarele rela/g288ii se pot utiliza ca alternativ/g259 la valorile date în diagramele din figurile F.1 /g250i F.2: (a) cadre cu noduri fixe: /g11/g12 /g11/g12 /g187/g188 /g186 /g171/g172 /g170 /g16 /g14 /g16 /g16 /g14 /g14/g32 2 12 1 2 12 1f 247 , 0364 , 0 2 265 , 0145 , 0 1 L l /g75 /g75/g75 /g75 /g75 /g75/g75 /g75 (F . 3 ) (b) cadre cu noduri deplasabile: ( ) /g11/g12 /g11/g12 5 . 0 2 12 1 2 12 1f 60 , 08 , 0 1 12 , 02 , 0 1 L l /g187/g188 /g186 /g171/g172 /g170 /g14 /g14 /g16 /g16 /g14 /g16/g32 /g75 /g75 /g75 /g75 /g75 /g75 /g75 /g75 ( F . 4 ) 305 a a a a e bst tst aa a-a b hw tw Figura F.4. Amplasarea rigidiz/g259rilor la bara disipativ/g259 scurt/g259 e c=1,5bc c=1,5b c d d aa tst a-a bst b hw tw Figura F.5. Amplasarea rigidiz/g259rilor la bara disipativ/g259 lung/g259 c'c e c d d a' a' a' c' a tst a a-a bst b hw tw Figura F.6. Amplasarea rigidiz/g259rilor la bara disipativ/g259 intermediar/g259 306 F.3. Rigidiz/g259rile barelor disipative (10) În figurile F.4, F.5 /g250i F.6 este prezentat modul în care se amplaseaz/g259 rigidiz/g259rile la barele disipative scurte, lungi /g250i intermediare. (11) Distan/g288ele dintre rigidiz/g259ri sunt: (0) - în cazul barei disipative scurte: link , pl link , pl V M6 , 1 e/g100 /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g16 /g1005 ht 30 aw w pentru /g537p = 0,08 rad /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g16 /g1005 ht 52 aw w pentru /g537p = 0,02 rad - în cazul barei disipative lungi: link , pl link , pl V M3 e/g116 c = 1,5b c = min (1,5b, 0,5d) - în cazul barei disipative intermediare: link , pl link , pl link , pl link , pl V M3 eV M6 , 1 /g31 /g31 a’ se determ in/g259 prin interpolare liniar/g259 între valorile: a’= a d a c /g259 link , pl link , pl V M6 , 1 e/g32 /g250i rad 02 , 0 ... 08 , 0p /g32/g84 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g16/g32 bV M5 , 1 ' a link , pl link , pl dac/g259 link , pl link , pl V M3 e/g32 /g250i rad 02 , 0p /g32/g84 c’ = min (1,5b, a’) c = min (1,5b, 0,5d) În rela/g288iile d e mai sus s-au folosit nota/g288iile: tw - grosimea inimii barei disipative b - l/g259/g288imea t/g259lpii barei disipative e - lungimea barei disipative a, a’, c , c, c’, d - distan/g288e între rigidiz/g259ri (conform figurilor F.4, F.5, F.6) 307 0.5bbf /g148 a /g148 0.75bbf 0.65d /g148 b /g148 0.85d 0.1bbf /g148 c/g148 0.25bbf 224 8 cbR c /g14/g32 unde: a este distan/g288a de la fa/g288a stâlpului la zona redus/g259 b este lungimea zonei reduse c reducerea maxim/g259 a t/g259lpii grinzii R raza de t/g259iere b c a c R Figura F.7. Îmbinarea unei grinzi cu sec/g288iune redus/g259 (2) Decuparea t/g259lpilor trebuie efectuat/g259 printr-o procedur/g259 care s/g259 asigure o curb/g259 neted/g259, astfel încât s/g259 nu apar/g259 crest/g259turi sau alte defecte care s/g259 constituie amorse de fisur/g259. Rugozitatea maxim/g259 a suprafe/g1802ei decupate va fi de 13 μm, iar racordurile dintre decupare /g1800i talpa nemodificat/g259 se vor rotunji. Muchiile t/g259lpilor în zonele decupate se vor poliza. (3) Rezisten/g288a /g250i ductilitatea îmbin/g259rilor grind/g259-stâlp cu sec/g288iune redus/g259 vor fi validate prin încerc/g259ri experimentale ciclice, pentru a satisface cerin/g288ele specifice definite la 6.6, corespunz/g259toare fiec/g259rei clase de ductilitate structural/g259. (4) Trebuie efectuate cel pu/g288in doua încerc/g259ri ciclice pe îmbin/g259ri specifice proiectului. Alternativ, se pot folosi rezultate experimentale din literatura de specialitate, ob/g288inute pe elemente similare. (0) 308 F.4. Îmbin/g259ri grind/g259-stâlp cu sec/g288iune redus/g259 (1) Îmbinarea grind/g259-stâlp cu sec/g288iune redus/g259 se ob/g288ine prin decuparea t/g259lpilor în zona adiacent/g259 stâlpului, pentru a dirija formarea articula/g288iei plastice în zona cu sec/g288iune redus/g259 a grinzii. Figura F.7 prezint/g259 o modalitate de prelucrare a t/g259lpilor, unde valorile a, b, c si R se determin/g259 astfel: G ANEXA G. PROIECTAREA PL/g258CII GRINZILOR ÎN ZONA STÂLPILOR CADRELOR COMPOZITE G.1. Generalit/g259/g288i (1) Acest/g259 anex/g259 se refer/g259 la proiectarea pl/g259cii din zona stâlpilor de o/g288el sau compozi/g288i în cazul cadrelor alc/g259tuite din grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton armat. (2) Pentru a se asigura ductilitatea la încovoiere a zonelor disipative ale acestor grinzi sunt necesare îndeplinirea a dou/g259 condi/g288ii: (0) - s/g259 se evite flambajul componentei de o/g288el - s/g259 se evite zdrobirea betonului pl/g259cii Prima condi/g288ie limiteaz/g259 superior aria de arm/g259tur/g259 longitudinal/g259 întins/g259 AS din l/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii /g250i impune limitarea suple/g288ei pere/g288ilor comprima/g288i ai sec/g288iunii din o/g288el. A doua condi/g288ie limiteaz/g259 inferior aria de armatur/g259 transversal/g259 A T care trebuie dispus/g259 în plac/g259 în imediata vecin/g259tate a st/g259lpului. G.2. Reguli pentru prevenirea zdrobirii premature a betonului pl/g259cii grinzii compozite G.2.1. Grinda compozit/g259 transmite un moment negativ stâlpului marginal (exterior) G.2.1.1. Nu exist/g259 grind/g259 transversal/g259 de fa/g288ad/g259 /g250i nici plac/g259 în consol/g259 fa/g288/g259 de stâlp spre exterior. (1) În acest caz, momentul maxim ce se poate transfera de la grind/g259 la stâlp este cel capabil al grinzii de o/g288el. (0) G.2.1.2. Nu exist/g259 grind/g259 de fa/g288ad/g259 transversala dar exist/g259 plac/g259 în consol/g259. (1) În acest caz momentul maxim ce se poate transfera stâlpului este momentul capabil al grinzii compozite. Barele din l/g259/g288imea efectiv/g259 de plac/g259 se vor ancora în placa în consol/g259 prin bucle care înconjoar/g259 stâlpul. (0) G.2.1.3. Exist/g259 grind/g259 transversal/g259 de fa/g288ad/g259 dar nu exist/g259 plac/g259 în consol/g259 spre exterior. (1) Când exist/g259 grind/g259 transversal/g259, singurul mod de transfer al momentului este preluarea de c/g259tre aceast/g259 grind/g259 a for/g288elor de intindere din arm/g259turile din plac/g259. (2) Barele de arm/g259tur/g259 ale pl/g259cii se vor ancora cu ciocuri de conectorii grinzii transversale. (3) Aria de arm/g259tura As care se va dispune pe o l/g259/g288ime egal/g259 cu l/g259/g288imea efectiv/g259 definit/g259 în tabelul 7.5 va fi determinat/g259 de rela/g288ia: 309 FRd3 /g100 1,1 As fyd (G . 1 ) FRd3 = n PRd ( G . 2 ) unde: n este num/g259rul de conectori din l/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii PRd efortul capabil al conectorului (4) Grinda transversal/g259 de fa/g288ad/g259 solicitat/g259 la for/g288ele orizontale aplicate conecto rilor trebuie verificat/g259 la încovoiere, for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i torsiune. (0) G.2.1.4. Exist/g259 grind/g259 de fa/g288ad/g259 /g250i plac/g259 în consol/g259. (1) În acest caz se aplic/g259 G 2.1.2(0) G.2.2. Grinda compozit/g259 transmite un moment pozi tiv stâlpului marginal (exterior) G.2.2.1. Nu exist/g259 grind/g259 de fa/g288ad/g259 transversal/g259 /g250i n ici plac/g259 în consol/g259 (1) Transferul momentului este posibil prin transmiterea directa a compresiunii de la placa de b eton la talpa stâlpului. (2) For/g288a maxim/g259 transmis/g259 de plac/g259 este dat/g259 de rela/g288ia: FRd1 = bb deff fcd (G . 3 ) unde d eff este în cazul pl/g259cilor de beton armat în/g259l/g288imea total/g259 a pl/g259cii iar in cazul placilor compozite cu tabl/g259 cutat/g259 reprezint/g259 grosimea betonului de peste tabla cutat/g259 bb este l/g259/g288imea pe care se transmit compresiunile pl/g259cii la stâlp (3) Dac/g259 sunt prev/g259zute dispozitive suplimentare de preluare a compresiunii, sudate de talpa stâlpului, b b poate cre/g250te în raport cu l/g259timea st/g259lpului bc dar nu mai mult decât valorile date în tabelul 7.5. (4) Betonul din vecin/g259tatea t/g259lpii stâlpului trebu ie fretat cu arm atur/g259 transversal/g259 AT. Aria acestei arm/g259turi trebuie s/g259 satisfac/g259 rela/g288ia: AT/g116 0,25 deff bb(0,15l –bb ) fcd / ( 0,15l fyd) (G.4) (5) Aceasta arm/g259tur/g259 se va distribui uniform pe o lungime egal/g259 cu bb. Prima bar/g259 nu va fi la o distan /g288/g259 mai mare de 30 mm de talpa stâlpului. (6) Arm/g259tura transversal/g259 poate fi /g250i arm/g259tura determinat/g259 din încovoierea pl/g259cii. (0) G.2.2.2. Nu exist/g259 grind/g259 de fa/g288ad/g259 transversal/g259, exist/g259 plac/g259 în consol/g259 (1) Momentul poate fi transferat în acest caz prin dou/g259 mecanisme: Mecanism ul 1 : prin compresiune direct/g259 asupra stâlpului.Forta de transfer prin acest mecanism va fi data de rela/g288ia (G.3) Mecanismul 2: prin diagonale comprimate din beton care ac/g288ioneaza înclinat pe p/g259r/g288ile laterale ale stâlpului. Înclinarea acestor diagonale este de 45o. For/g288a de 310 transfer p rin acest mecanism va fi data de rela/g288ia: FRd2=0,7 hc deff fcd (G.5) unde hc este în/g259l/g288imea sec/g288iunii stâlpului (2) Arm/g259tura transversal/g259 cu rol de tirant AT trebuie s/g259 satisfac/g259 rela/g288ia: AT/g116 FRd2 / fyd,T (G.6) (3) Aria de armatur/g259 AT se va distribui pe o l/g259/g288ime egal/g259 cu hc /g250i va fi ancorat/g259 corespunz/g259tor. Rezult /g259 o lungime total/g259 a barelor de arm/g259tur/g259 L=bb+4hc+2 lb (G.7) unde lb este lungimea de ancoraj a barei (4) For/g288a maxim/g259 de compresiune ce poate fi transmis/g259 de plac/g259 va fi: FRd1 + FRd2 = beff deff fcd în care beff =0,7hc +bb (G.8) Momentul capabil pozitiv al grinzii compozite se va calcula in acest caz considerând o l/g259/g288im e efectiv/g259 de plac/g259 egal/g259 cu beff(0) G.2.2.3. Exist/g259 grind/g259 transversal/g259 de fa/g288ad/g259 (1) În acest caz compresiunea din pl ac/g259 ac/g288ioneaz/g259 asupra grinzii de fa/g288ad/g259 mobilizând al treilea m ecanism de transfer /g250i o for/g288/g259 FRd3 dat/g259 de rela/g288ia (G.2) (2) Pentru a se transmite for/g288a de compresiune maxima a pl/g259cii trebuie respectat/g259 condi/g288ia: (0) FRd1+ FRd2+ FRd3 /g149beff deff fcd (G . 9 ) unde beff este l/g259/g288imea efectiv/g259 dat/g259 în tabelul 7.5 La limit/g259, pentru un momentul capabil al sec/g288iunii grinzii compozite se poate determina FRd3 /g250i num/g259rul de conectori n. G.2.3. Grinzi compozite transmit mome nte de ambele semne stâlpulu i central (interior) G.2.3.1. Nu exist/g259 grind/g259 transversal/g259 (1) În acest caz, transferul compresiunii din plac /g259 se realizeaz/g259 prin dou/g259 m ecanisme Mecanism ul 1 : prin compresiune direct/g259 asupra stâlpului. Forta FRd1 este dat/g259 de rela/g288ia (G.3) Mecanismul 2: prin diagonale comprimate de beton care ac/g288ioneaz/g259 înclinat pe p/g259r/g288ile laterale ale stâlpului. Înclinarea acestor diagonale este de 45 o. Rela/g288ia pentru calculul for/g288ei FRd2 este dat/g259 de (G.5) (2) Arm/g259tura transversal/g259 cu rol de tirant AT trebuie s/g259 satisfac/g259 rela/g288ia (G.4) (3) Aceea/g250i cantitate de arm/g259tur/g259 AT trebuie dispus/g259 în ambele p/g259r/g288i ale stâlpului pentru a se /g288ine cont de inversarea sensului momentelor. (4) In acest caz rezultanta compresiunilor din beton nu poate dep/g259/g250i: 311 FRd1 + FRd2 =(0,7hc +bb )deff fcd (G.10) Rezultanta fortelor din plac/g259 este suma dintre for/g288a de întindere din barele de arm/g259tur/g259 din zona de moment negativ FSt /g250i for/g288a de compresiune din beton din zona cu moment pozitiv FSc FSc +FSt=As fyd +beff deff fcd ( G . 1 1 ) unde: As este aria armaturii din zona de l/g259/g288ime efectiv/g259 beff pentru moment negativ definit/g259 conform tabelului 7.5 b eff este l/g259/g288imea efectiv/g259 de plac/g259 definit/g259 pentru momentul pozitiv în tab. 7.5 (5) Dac/g259 prin proiectare se urm/g259re/g250te ca o/g288elul t/g259lpii inferioare a grinzii s/g259 ajung/g259 la curgere f/g259r/g259 ca betonul pl/g259cii s/g259 se zdrobeasc/g259 trebuie s/g259 se îndeplineasc/g259 condi/g288ia: 1,2(FSc+FSt) /g100 FRd1+FRd2 (G.12) Dac/g259 condi/g288ia nu este îndeplinit/g259, capacitatea de transmitere a compresiunii din plac/g259 poate m/g259rit/g259 fie prin introducerea unei grinzi transversale (FRd3),fie prin m/g259rirea for/g288ei de compresiune direct/g259 asupra stâlpului prin sudarea unor dispozitive adi/g288ionale de stâlp. (0) G.2.3.2. Exist/g259 grind/g259 transversal/g259 (1) In cazul existen/g288ei unei grinzi transversale se manifest/g259 al treilea mecanism de transmitere a for/g288ei de compresiune FRd3 dat de rela/g288ia (G.3) (2) Pentru ca mecanismul 2 s/g259 func/g288ioneze trebuie prevazut/g259 armatura transversal/g259 cu rol de tirant AT determinat/g259 conform G.3.2.2.(2) (3) For/g288a de compresiune maxim/g259 care poate fi transmis/g259 în acest caz este: FRd1+ FRd2+ FRd3=(0.7hc +bb )deff fcd + n PRd (G.13) unde n este num/g259rul de conectori din zona de l/g259/g288ime beff corespunz/g259toare celui mai mare moment în valoare absolut/g259 din nod. (4) Dac/g259 prin proiectare se urm/g259re/g250te curgerea t/g259lpii inferioare a grinzii,f/g259r/g259 zdrobirea betonului pl/g259cii trebuie s/g259 fie îndeplinit/g259 condi/g288ia: 1,2 (FSc+FSt) /g100 FRd1 + FRd2 + FRd3 (G.14) 312 Acest număr al Monitorului Oficial al României a fost tipărit în afara abonamentului. „Monitorul Oficial” R.A., Str. Parcului nr. 65, sectorul 1, București; C.I.F. RO427282, IBAN: RO55RNCB0082006711100001 Banca Comercială Română — S.A. — Sucursala „Unirea” București și IBAN: RO12TREZ7005069XXX000531 Direcția de Trezorerie și Contabilitate Publică a Municipiului București (alocat numai persoanelor juridice bugetare) Tel. 021.318.51.29/150, fax 021.318.51.15, e-mail: marketing@ramo.ro, internet: www.monitoruloficial.ro Adresa pentru publicitate: Centrul pentru relații cu publicul, București, șos. Panduri nr. 1, bloc P33, parter, sectorul 5, tel. 021.401.00.70, fax 021.401.00.71 și 021.401.00.72 Tiparul: „Monitorul Oficial” R.A. Monitorul Oficial al României, Partea I, nr. 558 bis (vol. I)/3.IX.2013 conține 314 pagini. Prețul: 157 lei ISSN 1453—4495 EDITOR: GUVERNUL ROMÂNIEI &JUYDGY|634732] PARTEA I LEGI, DECRETE, HOTĂRÂRI ȘI ALTE ACTEAnul 181 (XXV) — Nr. 558 bis Marți, 3 septembrie 2013 SUMAR Pagina Anexa la Ordinul viceprim-ministrului, ministrul dezvoltării regionale și administrației publice, nr. 2.465/2013 pentru aprobarea reglementării tehnice „Cod de proiectare seismică — Partea I — Prevederi de proiectare pentru clădiri”, indicativ P 100-1/2013 ...... 2–607 Volumul II ANEXA H (informativ/g259). COMENTARII Cuprins: C 2. CERIN/g287E DE PERFORMAN/g287/g258 /g249I CONDI/g287II DE ÎNDEPLINIRE C 3. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258 C 4. PROIECTAREA CL/g258DIRILOR C 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE BETON C 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN O/g287EL C 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR COMPOZITE C 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE ZID/g258RIE C 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN LEMN C 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR C D. PROCEDEU DE CA LCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR C E. PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLAS/g258RII LATERALE A STRUCTURILOR 2 Opera/g288ion al (OP) Toate func/g288iunile sunt opera/g288ionale Degrad/g259ri insignifiante Ocupan/g288a imediat/g259 (OI) Cl/g259direa r/g259mâne sigur/g259 pentru ocupan/g288i. Repara/g288iile necesare sunt minore. Siguran/g288a vie/g288ii (SV) Structura r/g259mâne stabil/g259 /g250i p/g259streaz/g259 rezerve de rezisten/g288/g259. Stabilitatea elementelor nestructurale este controlat/g259 Prevenirea pr/g259bu/g250irii (PP) Construc/g288ia r/g259mâne în picioare, sus/g288inând înc/g259rcarea gravita/g288ional/g259. Orice alte degrad/g259ri /g250i pagube sunt acceptabile. Figura C 2.1. IMR = 72 ani 225 ani 475 ani 2475 ani Interval mediu de recuren/g1802/g259 al cutremurului C 2. CERIN/g287E DE PERFORMAN/g287/g258 /g249I CONDI/g287II DE ÎNDEPLINIRE C 2.1. Cerin/g288e fundamentale C 2.1(1) P 100-1 apar/g1802ine noii genera/g288ii de coduri de proiectare seismic/g259, bazate pe stabilirea explicit/g259 a performan/g288ei seismice a/g250teptate. Experien/g288a cutremurelor de la Northridge (1994) /g250i Kobe (1995) a eviden/g288iat insuficien/g288a vechilor coduri de proiectare care considerau r/g259spunsul seismic al structurilor pentru o singur/g259 stare limit/g259. Bazele proiect/g259rii seismice moderne au fost puse în special de seria de documente FEMA (Federal Emergency Management Agency din SUA) care au fost elaborate în anii 1990-2000, declarat ca deceniu de lupt/g259 împotriva dezastrelor. Ideile proiect/g259rii bazat/g259 pe performan/g288/g259 au fost preluate în marea majoritate a /g288/g259rilor cu inginerie seismic/g259 avansat/g259 (Japonia, Noua Zeeland/g259), precum /g250i de /g288/g259rile UE, prin intermediul Eurocodurilor. Proiectarea bazat/g259 pe performan/g288/g259 implic/g259 urm/g259rirea mai multor obiective de performan/g288/g259, respectiv mai multe niveluri ale performan/g288ei seismice a construc/g288iilor, fiecare din acestea asociat unui anumit nivel de hazard seismic, definit de un cutremur cu un anumit interval mediu de recuren/g288/g259. Performan/g288a seismic/g259 a cl/g259dirilor se poate descrie calitativ în termeni de siguran/g288/g259 oferit/g259 ocupan/g288ilor cl/g259dirii, pe durata /g250i dup/g259 evenimentul seismic, costul /g250i fezabilitatea lucr/g259rilor de consolidare, durata de întrerupere total/g259 sau par/g288ial/g259 a func/g288iunii construc/g288iei, impactul economic-social asupra comunit/g259/g288ii etc. Aces te caracteristici de perform an/g288/g259 sunt direct legate de amploarea degrad/g259rilor pe care le sufer/g259 construc/g1802ia. Pre-standardul FEMA 356 prevedea 4 obiective de performan/g288/g259 de baz/g259, a/g250a cum se arat/g259 în Figura C 2.1. 3 /g250i respectiv LD au fost de numai 100 ani /g250i 30 ani, fa/g288/g259 de 475 ani /g250i 100 ani în EN. În cadrul ac/g1802iunii de revizuire a codului, s-a considerat necesar ca nivelul de hazard s/g259 fie ridicat. Astfel, valorile adoptate corespund unui cutremur cu intervalul mediu de recuren/g288/g259 de referin/g288/g259 de 225 de ani pentru cerin/g1802a de siguran/g1802/g259 a vie/g1802ii /g1800i 40 de ani pentru cerin/g1802a de limitare a degrad/g259rilor. Pentru simplificare, diferen/g288ierea asigur/g259rii unor construc/g288ii de importan/g288e diferite sau a unor construc/g288ii pe care proprietarii doresc s/g259 le asigure mai mult decât prev/g259d la minimum normele (vezi 2.2.4), se face nu prin considerarea explicit/g259 a unor cutremure mai rare /g250i mai puternice, ci, indirect, prin amplificarea parametrilor ac/g288iunii seismice prin factorii de importan/g288/g259. C 2.2. Condi/g288ii pentru controlul îndeplinirii cerin/g288elor C2.2.1. Cele dou/g259 categorii de exigen/g288e sunt satisf/g259cute dac/g259 sunt satisf/g259cute condi/g288iile de verificare stabilite pentru cele dou/g259 st/g259ri limit/g259 asociate: ULS /g250i SLS. Verific/g259rile la starea limit/g259 ultim/g259 implic/g259 verificarea rezisten/g288ei, stabilit/g259/g288ii /g250i deplas/g259rii laterale pentru cutremurul de proiectare pe amplasament, corespunz/g259tor obiectivului de performan/g288/g259 de siguran/g288a vie/g288ii. Aceast/g259 stare limit/g259 are în vedere condi/g288ii limit/g259 admise pentru elementele structurale, dar /g250i condi/g288ia de evitare a pr/g259bu/g250irii elementelor nestructurale /g250i echipamentelor cu posibil risc pentru via/g288a /g250i integritatea corporal/g259 a oamenilor. Verificarea la starea limit/g259 de serviciu are în vedere protec/g288ia elementelor nestructurale /g250i echipamentelor pentru cutremure relativ frecvente. C 2.2.4 M/g259suri suplimentare C2.2.4 Prevederile de la acest paragraf prezint/g259 sintetic m/g259surile de corect/g259 amplasare /g250i conformare structural/g259, precum /g250i condi/g288iile esen/g288iale ale proiect/g259rii mecanismului structural de disipare a energiei seismice. În cazul unor construc/g288ii complexe sau al c/g259ror r/g259spuns seismic prezint/g259 incertitudini sunt recomandabile studii suplimentare, teoretice sau experimentale, peste cele minime impuse în textul de baz/g259 al codului. 4 De/g250i proiectarea seismic/g259 cu 4 obiective de performan/g288/g259 din codul FEMA este atr/g259g/g259toare /g250i justificat/g259 din punct de vedere principial, aplicarea acesteia întâmpin/g259 dificult/g259/g288i practice importante, în special din cauza volumului mare al operatiilor implicate /g250i dificult/g259/g288ii stabilirii unor criterii de proiectare concrete, suficient de simple, asociate celor 4 obiective de performan/g1802/g259. Din aceste motive, standardul EN 1998-1 are în vedere numai dou/g259 cerin/g288e de performan/g288/g259: cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii (SV), denumit/g259 în limba englez/g259 „no collapse requirement”, /g250i cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor (LD). Ultima dintre acestea nu se suprapune peste nici unul dintre obiectivele de performan/g288/g259 din codul FEMA, fiind mai apropiat/g259 de SV /g250i fiind mai semnificativ/g259 pentru comportarea structurii decât OI. Aceast/g259 abordare a fost adoptat/g259 /g250i în P 100-1/2006, cu diferen/g288a c/g259 nivelul de hazard era semnificativ mai mic decât în standardul european, în acord cu posibilit/g259/g288ile economice ale /g288/g259rii noastre. Astfel, valorile IMR adoptate în P 100-1/2006 pentru SV Bibliografie: ATC (1996). Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings. Report ATC 40, Redwood City, CA. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. FEMA (1997a). NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 273. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (1997b). NEHRP commentary on the guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 274. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (2000). Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 356. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (2003). Pres tandard and commentary for the seismic design of buildings , FEMA 450. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FIB (2003). Displacement-based seismic design of reinforced concrete buildings, Bulletin 25, Lausanne, Elve/g288ia, 192 pp. Ministerul Lucr/g259rilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic/g259 a construc/g288iilor de locuin/g288e, agrozootehnice /g250i industriale, INCERC Bucure/g250ti, Buletinul Construc/g288iilor, no. 1-2, 1992, 151 p. Ministerul Transporturilor, Construc/g1802iilor /g1800i Turismului (2006), P 100-1/2006: Cod de proiectare seismic/g259. Partea I - prevederi de proiectare pentru cl/g259diri Newmark, N. M. /g250i Hall, W.J. (1982). E arthquake spectra and design , Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, USA. Paulay, T. /g250i Priestley, M.J.N. (1992), Seismic Design of Concrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons Inc., New York, 744 p. Postelnicu, T. and Zamfirescu, D. (2000). Towards performance – based seismic design. Bulletin of the Technical University of Civil Engineering, Bucharest, no. 1/2000, pp. 19-29. Postelnicu, T. /g250i Zamfirescu, D. (2001). Towards displacement - based methods in Romanian seismic design code . Earthquake Hazard and Countermeasures for Existing Fragile Buildings, Eds. D. Lungu & T.Saito, Bucure/g250ti, pp. 169-142. SEAOC (19 95), Vision 2000 a Framework for Performance-Based Engineering , Structural Engineers Association of California, Sacramento, CA. 5 Re/g288eaua seismic/g259 România Republica Moldova Bulgaria Total Seismul INCERC 1) INFP 2) GEOTEC 3) IGG4) 4 Martie 1977 1 - - - - 1 30 Aug. 1986 24 8 3 2 - 37 30 Mai 1990 23 10 2 2 5 42 Total 48 18 5 4 5 80 1)INCERC, Institutul Na/g1802ional de Cercetare-Dezvoltare în Construc/g1802ii /g1800i Economia Construc/g1802iilor, Bucure/g1800ti 2)INFP, Institutul Na/g1802ional pentru Fizica P/g259mântului , Bucure/g1800ti-M/g259gurele 3)GEOTEC, Institutul de Studii Geotehnice si Geologice, Bucure/g1800ti 4)IGG, Institutul de Geofizic/g259 /g1800i Geologie, Chi/g1800in/g259u Catalogul de cutremure vrâncene ce a stat la baza analizei de recuren/g288/g259 a magnitudinilor a utilizat un model de recuren/g288/g259 ce /g288ine seama de magnitudinea moment minim/g259 (pragul inferior de interes) M w,min = 6.3 /g250i de magnitudinea moment maxim/g259 credibil/g259 (posibil/g259) pentru sursa subcrustal/g259 Vrancea. Setul de 80 accelerograme ce a stat la baza analizei de atenuare a accelera/g288iei maxime a terenului pentru seismele subcrustale vrâncene a furnizat accelera/g288ia maxim/g259 dintre cele dou/g259 componente orizontale inregistrate în fiecare sta/g288ie. Rela/g288ia de atenuare include un termen care /g288ine seama în mod explicit de influen/g288a adâncimii evenimentelor seismice din sursa Vrancea. S-a utilizat un model de atenuare de tip Mollas-Yamazaki, iar coeficien/g288ii rela/g288iei de atenuare s-au determinat prin multiregresie. Modelul ob/g288inut este asem/g259n/g259tor cu modele elaborate în SUA /g250i Japonia pentru surse subcrustale. 6 C 3. AC/g287IUNEA SEISMIC/g258 C 3.1. Reprezentarea ac/g288iunii seismice pentru proiectare Pentru proiectarea construc/g288iilor la ac/g288iunea seismic/g259, nivelul de hazard seismic indicat în codul P 100-1 este un nivel minim pentru proiectare. Valoarea de vârf a accelera/g288iei orizontale a mi/g250c/g259rii terenului, ag, numit/g259 accelera/g288ia terenului pentru proiectare, corespunde unui interval mediu de recuren/g288/g259 IMR = 225ani (ceea ce corespunde unui eveniment seismic a c/g259rui magnitudine are o probabilitate de dep/g259/g250ire de 20% în 50 de ani). Pentru proiectarea construc/g288iilor, teritoriul /g288/g259rii este împ/g259r/g288it în mai multe zone de hazard seismic, caracterizate de o valoare a accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag constant/g259 în interiorul fiecarei zone. Harta de zo nare a accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag din P 100-1se utilizeaz/g259 pentru proiectarea la starea limit/g259 ultim/g259. Pentru zonele unde hazardul seismic este dominat de sursa subcrus tal/g259 Vrancea (Moldova, Câmpia Român/g259, Dobrogea), harta de zonare a accelera/g288iei terenului pentru proiectare se bazeaz/g259 pe o analiz/g259 de hazard seismic în care a fost utilizat catalogul cutremurelor vrâncene din secolul 20 (pentru care informa/g1802iile macroseismice sunt determinate cu cea mai mare acurate/g1802e) /g250i un set de 80 de accelerograme înregistrate în 1977, 1986 /g250i 1990 în condi/g288ii ce pot fi apreciate ca fiind de câmp liber. Distribu/g288ia accelerogramelor pe evenimente /g250i pe re/g288ele seismice este prezentat/g259 în Tabelul C 3.1. Tabelul C 3.1. Distribu/g288ia accelerogramelor utilizate în analiza de hazard seismic Pentru construc/g288ia h/g259r/g288ii de zonare în celelalte regiuni din /g288ar/g259, au fost analizate datele macroseismice istorice. Pentru zone largi din teritoriul României înc/g259 nu sunt disponibile înregistr/g259ri seismice care s/g259 permit/g259 o zonare pe baze instrumentale. Chiar /g250i în cazul zonei Banat datele instrumentale existente sunt relativ insuficiente ca num/g259r, domeniu de magnitudini /g250i dispozi/g288ie geografic/g259. Harta de zonare a accelera/g288iei terenului pentru proiectare, a g, din P 100-1 pentru IMR=225 ani reprezint/g259 o solu/g288ie tranzitorie urmând ca, în viitor, pentru toate categoriile de cl/g259diri s/g259 utilizeze harta de zonare corespunz/g259toare unui interval mediu de recuren/g288/g259 IMR=475 ani (10% probabilitate de dep/g259/g250ire în 50 de ani). Acest nivel de hazard este cel recomandat atât de EN 1998-1 cât /g250i de codurile de proiectare din SUA. Spectrul de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii absolute în amplasament, S e(T), este ob/g288inut prin produsul dintre spectrul de r/g259spuns elastic normalizat /g69(T) /g250i accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag. Formele spectrelor normalizate /g69(T) au fost ob/g1802inute pe baza analizei statistice a spectrelor elastice de r/g259spuns calculate din seturile de accelerograme generate de sursa Vrancea în 1977, 1986 /g250i 1990 /g250i grupate pe clase de compozi/g288ie spectral/g259 (de frecven/g288e). Pentru zona Banat s-au utilizat înregistr/g259ri ale seismelor din sursele de suprafa/g288/g259 din zon/g259. Formele spectrelor normalizate sunt definite în formatul EN 1998- 1 prin perioade de control (col/g288) ale spectrelor de r/g259spuns (T B, T C /g250i TD) /g250i prin amplificarea dinamic/g259 maxim/g259 /g690. Valorile perioadelor de control (col/g288) ale spectrelor de r/g259spuns au fost calculate utilizând defini/g288iile /g250i rela/g288iile din Anexa A, paragraful A.1 din P 100-1. Condi/g288iile locale de teren în amplasamentul construc/g1802iei sunt descrise prin valorile perioadei de control (col/g288) T C a spectrului de r/g259spuns elastic în amplasament. Aceste valori caracterizeaz/g259 sintetic compozi/g288ia de frecven/g288e a mi/g250c/g259rilor seismice. Analiza valorilor perioadei de control (col/g288) TC în sta/g288iile seismice cu înregistr/g259ri din România, combinat/g259 cu elemente de ordin general privind geologia României a condus la harta de zonare a teritoriului în termeni de perioad/g259 de control (col/g288) TC din edi/g1802ia actual/g259 a P 100-1. Perioada de control (col/g288) TC este utilizat/g259 ca principalul descriptor al condi/g288iilor locale de teren /g250i al con/g288inutului de frecven/g288e al mi/g250c/g259rilor seismice. Aceast/g259 abordare este o alternativ/g259 la sistemul folosit de genera/g288ia actual/g259 de reglement/g259ri interna/g288ionale care utilizeaz/g259 o clasificare a condi/g288iilor locale de teren în func/g288ie de caracteristicile geofizice ale terenului din amplasament pe minim 30m de la suprafa/g288a terenului. Aceste caracteristici sunt definite calitativ prin stra tigrafie /g250i cantitativ prin propriet/g259/g288i ale straturilor de teren din amplasament, dintre care cea mai important/g259 este viteza medie ponderat/g259 a undelor de forfecare. În Anexa A, paragraful A.3 din P 100-1sunt prezentate (simplificat) principalele clase de teren din EN 1998-1 /g250i vitezele medii ponderate ale undelor de forfecare corespunz/g259toare acestora. Atunci când este necesar, spectrul de r/g259spuns elastic pentru deplas/g259ri pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii terenului, S De(T) se ob/g288ine prin transformarea direct/g259 a spectrului de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ie Se(T). Aceste transform/g259ri sunt conservative. 7 v C 3.1.1. Descrieri alternative ale ac/g288iunii seismice În calculul dinamic al structurilor se utilizeaz/g259 accelerograme, acestea putând fi de mai multe tipuri: artificiale, înregistrate /g250i simulate. Accelerogramele artificiale sunt generate pe baza spectrului de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii absolute ce trebuie utilizat în amplasamentul în cauz/g259, conform prevederilor din paragraful 3.1 din P 100-1. Cerin/g288ele minimale, dar obligatorii ce trebuiesc respectate în generarea acestui tip de accelerograme sunt indicate în paragraful 3.1.2 din P 100-1. Accelerogramele înregistrate (paragraful 3.1.3 din P 100-1) trebuie s/g259 fie compatibile cu condi/g288iile seismice caracteristice amplasamentului (tip de surs/g259 seismic/g259, mecanism de rupere, pozi/g288ie fa/g288/g259 de focar, condi/g288ii locale de teren, etc.), cu valoarea accelera/g288iei terenului pentru proiectare a g în amplasament, etc. Comentariu final Tendin/g288a la nivel mondial este aceea de cre/g250tere a nivelului de siguran/g1802/g259 al construc/g288iilor noi, speciale ca regim de în/g259l/g1802ime, conforma/g288ie arhitectural/g259, dimensiuni urbane, importan/g288a pentru investitor/proprietar sau pentru societate, aceast/g259 cre/g250tere efectuându-se în principal prin luarea în considerare a unui nivel superior actualului nivel de hazard al ac/g288iunii seismice de proiectare. Bibliografie: CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. 8 Pentru componenta vertical/g259 a mi/g250c/g259rii terenului, forme spectrale /g69 (T) prezentate în P 100-1, se utilizeaz/g259 perioadele de control (col/g288) ob/g288inute în mod simplificat astfel: TBv = 0,1T Cv, TCv = 0,45T C, T Dv = T D. Factorul de amplificare dinamic/g259 maxim/g259 a accelera/g288iei verticale a terenului de c/g259tre structuri este /g690v = 2,75, iar valoarea de vârf a accelera/g288iei componentei verticale este considerat/g259 simplificat avg = 0,7 ag. Toate spectrele de r/g259spuns elastic pentru componentele orizontale /g250i pentru componenta vertical/g259 ale mi/g250c/g259rii terenului /g250i valorile asociate acestora indicate în P 100-1 sunt pentru frac/g288iunea din amortizarea critic/g259 /g91 = 0,05. Harta de zonare a accelera/g288iei terenului pentru proiectare ag /g250i harta de a zonare a perioadei de control (col/g288) sunt dependente de baza de date disponibile utilizat/g259 în analize. De aceea aceste h/g259r/g288i trebuie considerate ca fiind evolutive, în func/g288ie de nivelul cunoa/g250terii seismice instrumentale din România atât privind geologia superficial/g259 cât /g250i accelerogramele înregistrate la viitoare cutremure, în cât mai multe alte amplasamente, astfel încât h/g259r/g288ile /g250i formele spectrale s/g259 poat/g259 fi îmbun/g259t/g259/g1802ite pe baza eviden/g288elor instrumentale. /g250i, ca urmare, costuri mai mari. C4.4.1.2 Redundan/g288a este o caracteristic/g259 foarte necesar/g259 structurilor seismice. Aceasta permite ca, atunci când unele elemente î/g250i ating capacitatea de rezisten/g288/g259, C 4. PROIECTAREA CL/g258DIRILOR C 4.1 Generalit/g259/g288i C 4.1 Codul P 100-1 este complet armonizat, conceptual /g250i formal, cu standardul SR EN 1998-1, care reprezint/g259 versiunea în limba român/g259 a standardului european EN 1998-1. Acest cod preia elementele de baz/g259 ale standardului, dar men/g288ine o serie de prevederi de detaliu din normele române/g250ti anterioare care, în opinia elaboratorilor, /g250i- au dovedit valabilitatea /g250i utilitatea în practica proiect/g259rii seismice. P 100-1 preia modelele, metodele de calcul, terminologia, simbolurile /g250i structurarea pe capitole din standardul SR EN 1998-1, astfel încât armonizarea celor dou/g259 documente normative s/g259 fie asigurat/g259 de la sine. În raport cu edi/g288ia anterioar/g259 din anul 2006 , noua edi/g288ie beneficiaz/g259 de un context mai favorabil de aplicare. În prezent, o bun/g259 parte din pachetul de coduri structurale destinate proiect/g259rii structurilor din beton, o/g288el, zid/g259rie, etc., este armonizat/g259 cu normele europene, inclusiv din punct de vedere al formatului /g250i terminologiei. C 4.3 Condi/g288ii privind amplasarea construc/g288iilor C4.3 Realizarea unui sistem de fundare robust, în m/g259sur/g259 s/g259 realizeze controlat /g250i avantajos transferul înc/g259rc/g259rilor de diferite naturi la teren, este influen/g288at decisiv de caracteristicile mecanice ale acestuia /g250i de condi/g288iile hidrologice pe amplasament. Din acest motiv alegerea amplasamentelor, atunci când acestea nu sunt impuse, mai ales la construc/g288ii importante sau de mari dimensiuni, trebuie f/g259cut/g259 cu toat/g259 aten/g288ia. Cu prioritate trebuie evitate amplasamentele cu risc de lunecare, surpare, lichefiere, etc. în caz de cutremur. În acest scop, un rol important revine cercet/g259rii geotehnice /g250i, eventual, cercet/g259rii geologice tehnice pe amplasament. Trebuie subliniat /g250i faptul c/g259 realizarea unor sisteme de fundare sigure pe amplasamente nefavorabile presupune eforturi materiale /g250i costuri suplimentare, care pot scumpi substan/g288ial lucrarea în ansamblul ei. C 4.4 Alc/g259tuirea de ansamblu a construc/g288iilor C 4.4.1 As pecte de baz/g259 ale concep/g288iei de proiectare C4.4.1 În aceasta sec/g288iune sunt identificate principiile esen/g288iale pentru o alc/g259tuire corect/g259 a construc/g288iilor din zonele cu seismicitate semnificativ/g259. Respectarea acestor principii permite atât o comportare favorabil/g259, cât /g250i controlul sigur al r/g259spunsului seismic al structurii, chiar cu mijloace de calcul mai simple. C4.4.1.1 De/g250i apare de domeniul eviden/g288ei, condi/g288ia traseului sigur, direct /g250i scurt, al înc/g259rc/g259rilor pân/g259 la terenul de fundare nu a fost prev/g259zut/g259 în mod explicit în normele de proiectare pân/g259 la jum/g259tatea anilor ‘90 din secolul trecut. Orice verig/g259 absent/g259 sau slab/g259 pe acest traseu - de exemplu, lipsa conect/g259rii între plan/g250ee /g250i pere/g288i, sau o înn/g259dire prin petrecere prea scurt/g259 - poate duce la ruperi locale sau generalizate. Orice lungire, cu ocoli/g250uri, a acestui traseu produce eforturi mai mari 9 10 sporul de for/g288/g259 lateral/g259 s/g259 fie distribuit la alte elemente ale sistemului cu condi/g288ia ca în elementele plastificate s/g259 nu se dep/g259/g250easc/g259 capacitatea de deformare. C4.4.1.3 Calitatea r/g259spunsului seismic al structurii este influen/g288at/g259 esen/g288ial de configura/g288ia ordonat/g259, sau nu, a acesteia. Din acest punct de vedere, simetria pe dou/g259 direc/g288ii în plan a cl/g259dirii, dar /g250i a structurii îns/g259/g250i, reprezint/g259 condi/g288ia cea mai important/g259. Asimetriile induc oscila/g288ii de torsiune substan/g288iale /g250i concentr/g259ri de eforturi. De asemenea, discontinuit/g259/g288ile pe vertical/g259 ale structurii, a/g250a cum s-a ar/g259tat /g250i la C4.4.1.1, produc devieri ale traseului înc/g259rc/g259rilor, dar /g250i modific/g259ri bru/g250te ale rigidit/g259/g288ii /g250i rezisten/g288ei laterale la anumite niveluri. Atunci când asemenea caracteristici de neregularitate sunt inevitabile, la proiectarea structural/g259 trebuie s/g259 se /g288in/g259 cont de caracteristicile de vibra/g288ie deosebite care intervin, de caracterul spa/g288ial al transferului de for/g288e /g250i de concentr/g259rile de eforturi în zonele de schimbare brusc/g259 a unor caracteristici structurale. În orice caz, inginerul structurist trebuie s/g259 manifeste preocupare pentru ob/g288inerea unei structuri regulate, înc/g259 din primele faze de proiectare, în discu/g288iile cu proiectantul func/g288iunii, arhitectul. Rezolvarea ini/g288ial/g259 corect/g259 a structurii poate economisi timp /g250i bani, f/g259r/g259 s/g259 afecteze semnificativ func/g288iunea sau aspectul cl/g259dirii. C4.4.1.4 Direc/g288ia de ac/g288iune a seismului este aleatoare, ap/g259rând eforturi pe toate direc/g288iile. Din acest motiv, structura trebuie s/g259 aib/g259 o rigiditate suficient/g259 în orice direc/g288ie. Aceasta se poate realiza, mai simplu, prin asigurarea rigidit/g259/g288ii necesare pe dou/g259 direc/g288ii ortogonale în plan. Ast/g259zi este recunoscut pretutindeni faptul c/g259 parametrul esen/g288ial în caracterizarea r/g259spunsului seismic, atât în satisfacerea exigen/g288elor de siguran/g288/g259 a vie/g288ii, cât /g250i a celor de limitare a degrad/g259rilor, este deplasarea lateral/g259. Din acest motiv, asigurarea prin proiectare a unei rigi dit/g259/g288i laterale suficiente este primordial/g259 în proiectarea seismic/g259. Aceast/g259 condi/g288ie este în mod particular important/g259 pentru zonele aflate în Câmpia Român/g259, ca urmare a cerin/g288elor mari de deplasare specifice impuse de cutremurele vrâncene în aceast/g259 regiune. C4.4.1.5 R/g259spunsul seismic al construc/g288iilor cu vibra/g288ii de torsiune majore este unul nefavorabil, cu sporuri semnificative ale deplas/g259rilor laterale, cu efectele negative aferente asupra st/g259rii de degradare a elementelor structurale /g250i nestructurale. Pe de alt/g259 parte, gradul de încredere în rezultatele calculului s tructural, cu alte cuvinte controlul r/g259spunsului seismic prin calcul, este mult mai mic decât în cazul unor structuri simetrice. Prin dispunerea adecvat/g259 a elementelor structurale verticale, în primul rând a elementelor cu rigiditate mare, pere/g288ii /g250i cadrele contravântuite, trebuie reduse la maximum excentricit/g259/g288ile maselor în raport cu centrul rigidit/g259/g288ilor /g250i cu cel al rezisten/g288elor laterale. Optimizarea r/g259spunsului seismic din acest punct de vedere este maxim/g259 atunci când cuplarea modurilor de torsiune cu cele de transla/g288ie este practic eliminat/g259 sau redus/g259 substan/g288ial. Chiar /g250i în cazul structurilor simetrice spa/g288iale apar oscila/g288ii de torsiune accidentale. Controlul acestora poate fi realizat prin dispunerea periferic/g259 (pentru realizarea bra/g288ului cuplului) a unor elemente de contravântuire cu rigiditate suficient/g259 la deplas/g259ri laterale. - o variant/g259 limit/g259 o constituie cea în care fiecare din elementele verticale apar/g288inând structurii cap/g259t/g259 propria funda/g288ie; fundarea poate fi direct/g259, de tip masiv ca în cazul peretelui din Figura C 4.1, a, atunci când suprafa/g288a de fundare poate fi dezvoltat/g259 cât este necesar /g250i echilibrul poate fi realizat numai prin presiuni pe talpa funda/g288iei, sau de adâncime, prin pilo/g288i, chesoane etc., dac/g259 suprafa/g288a de rezemare este limitat/g259 /g250i echilibrarea for/g288elor la nivelul t/g259lpii face necesar/g259 dezvoltarea unor for/g288e de întindere (Figura C 4.1, b). - cealalt/g259 variant/g259 limit/g259 este prezentat/g259 în Figura C 4.1, c /g1800i d, unde se prevede o funda/g288ie comun/g259 pentru toate elementele verticale ale structurii; poate rezulta o infrastructur/g259 de tipul unui bloc de beton armat, suficient de rigid /g250i rezistent, în m/g259sur/g259 s/g259 asigure deforma/g288ii liniare ale terenului la nivelul contactului cu funda/g288ia. Infrastructura poate fi un radier masiv sau un radier casetat. În acest din urm/g259 caz, cutia rigid/g259 poate fi realizat/g259 la nivelul subsolului (subsolurilor) cl/g259dirii, angajând pere/g288ii perimetrali, pere/g288ii interiori ai subsolului, radierul /g250i pl/g259cile subsolurilor (Figura C 4.1, c). O alt/g259 rezolvare este cea din Figura C 4.1, d, cu radier general /g250i pilo/g288i (eventual barete) cu capacitatea de a prelua atât eforturi de întindere, cât /g250i de compresiune. Grosimea /g250i armarea radierului sunt dimensionate pentru a prelua eforturile rezultate din func/g288ia de transfer a acestui element. Num/g259rul minim specificat (2 x 2) asigur/g259, cu o probabilitate mare, ca pentru fiecare direc/g288ie m/g259car o pereche de elemente rigide s/g259 lucreze în domeniul “elastic”. C4.4.1.6 În structurile supuse ac/g288iunii for/g288elor laterale seismice, plan/g250eele au rol esen/g288ial pentru asigurarea unui r/g259spuns seismic favorabil. Realizarea plan/g250eelor ca diafragme orizontale foarte rigide /g250i rezistente pentru for/g288e în planul lor permite /g250i un control sigur al r/g259spunsului seismic a/g250teptat prin metode de calcul adecvate. Plan/g250eele dintre zone structurale cu rigidit/g259/g288i /g250i rezisten/g288e foarte diferite ca m/g259rime /g250i distribu/g288ie în plan pot fi supuse unor for/g288e foarte mari. Acesta este cazul, de multe ori, al plan/g250eelor de transfer dintre infrastructur/g259 /g250i suprastructur/g259. Preluarea eforturilor corespunz/g259toare func/g288iei de diafragm/g259 orizontal/g259 presupune prevederea în plan/g250eu a unor arm/g259turi cu rol de conectori, colectori, tiran/g288i, dimensionate adecvat (vezi 4.4.4). C4.4.1.7 Funda/g288iile trebuie s/g259 realizeze transferul eforturilor dezvoltate la baza structurii, realizat/g259 din beton armat sau din o/g288el, la terenul de fundare constituit dintr- un material mult mai slab, lipsit de rezisten/g288/g259 la întindere /g250i cu o rezisten/g288/g259 la compresiune de sute sau mii de ori mai mic/g259 decât a materialului din suprastructur/g259. În cazul structurilor solicitate seismic, for/g288ele ce trebuie transmise la teren corespund mecanismului structural de disipare de energie, care implic/g259 plastificarea la baz/g259 a elementelor structurale verticale. Aceast/g259 func/g288ie a funda/g288iilor presupune dezvoltarea substan/g288ial/g259 în plan, în raport cu dimensiunile elementelor suprastructurii, /g250i dimensiuni consistente pentru preluarea eforturilor rezultate din aces t rol. Exist/g259 mai multe moduri de rezolvare a funda/g288iilor care se înscriu între dou/g259 limite (Figura C 4.1): 11 Figura C 4.1. Între cele dou/g259 variante limit/g259 se situeaz/g259 solu/g288iile intermediare cu t/g259lpi (grinzi) de fundare rigide /g250i rezistente dispuse pe o direc/g288ie sau pe dou/g259 direc/g288ii, dup/g259 caz. Proiectarea unui sistem de fundare corect este de cea mai mare importan/g288/g259 pentru asigurarea unei comport/g259ri seismice favorabile a construc/g288iei /g250i pentru economicitatea solu/g288iei de ansamblu. Din acest motiv, în unele situa/g288ii este posibil ca exigen/g288ele de realizare a unei funda/g288ii s/g259 influen/g288eze alc/g259tuirea suprastructurii. C4.4.1.8 For/g288ele seismice sunt for/g288e de iner/g288ie (masice), astfel încât valorile acestora /g250i, implicit, ale eforturilor din structur/g259 sunt dependente direct de masa construc/g288iei. Prevederile de la 4.4.1.8 urm/g259resc reducerea eforturilor produse de for/g288ele seismice prin 3 categorii de m/g259suri: - m/g259suri care s/g259 permit/g259 reducerea masei prin folosirea unor ma teriale structurale /g250i nestructurale u/g250oare sau m ai eficiente (de ex. betonul de înalt /g259 rezis ten/g288/g259); - m /g259suri de pozi/g288ionare uniform/g259 a maselor pentru a evita efecte de r/g259sucire general/g259 a cl/g259dirilor; - m /g259suri de plasare a maselor mari la nivelurile inferioare ale cl/g259dirii pentru reducerea mom entelor de r/g259sturnare din for/g288ele seismice. C 4.4.2 El emente structurale principale /g250i secundare în preluarea for/g288elor seismice C4.4.2 În alc/g259tuirea unor cl/g259diri pot ap/g259rea elemente structurale al c/g259ror rol se rezum/g259 practic la preluarea înc/g259rc/g259rilor verticale, contribu/g288ia lor la structura lateral/g259 putând fi b)a) c) d) 12 - prin penalizarea structurii cu for/g288e seismice de proiectare sporite; - prin alegerea unor modele mai riguroase /g250i a unor metode de calcul mai performante. În Tabelul 4.1 se realizeaz/g259 sinteza acestor tipuri de m/g259suri. C4.4.3.2 Condi/g288iile de regularitate în plan date în aceast/g259 sec/g288iune provin par/g288ial din vechea versiune P100/92 /g250i par/g288ial din SR EN 1998-1. Prevederile de la (3) urm/g259resc evitarea rezem/g259rilor indirecte, care produc sporuri de for/g288e semnificative produse de componenta vertical/g259 a cutremurelor. Prevederile de la (1), (2) /g250i (5) urm/g259resc reducerea efectelor de torsiune general/g259. În cazul în care construc/g288ii cu forme în plan neregulate nu pot fi tronsonate, se vor utiliza modele /g250i scenarii de comportare care s/g259 eviden/g288ieze eforturile suplimentare care decurg din neregularitatea structurii. Condi/g288ia de rigiditate în planul plan/g250eelor de la (4) se consider/g259 satisfacut/g259 dac/g259 s/g259geata orizontal/g259 a acestora nu depa/g250e/g250te 1/10 din deschidere. În actuala edi/g288ie a P 100-1, s-a dat la 4.4.3.2(5) o condi/g288ie alternativ/g259, existent/g259 /g1800i în normele americane, care este mai simpl/g259 pentru c/g259 deplas/g259rile laterale sunt furnizate direct de programele de calcul structural (semnifica/g1802ia m/g259rimilor implicate în verificare este dat/g259 în Figura C 4.2.). În schimb, verificarea condi/g288iei implic/g259 efectuarea în prealabil a unui calcul structural, urmând ca pe aceea/g250i baz/g259 s/g259 se stabileasc/g259 apoi valorile q /g250i valorile for/g288elor seismice de proiectare. neglijat/g259. De exemplu, asemenea situa/g288ii pot ap/g259rea la sistemele structurale cu pere/g288i puternici /g250i plan/g250ee dal/g259 rezemând pe stâlpi cu rigiditate lateral/g259 neglijabil/g259 în raport cu cea a pere/g288ilor. Ace/g250ti stâlpi pot fi considera/g288i ca elemente secundare, rezultând dou/g259 avantaje: un model de calcul mai simplu /g250i o economie de beton /g250i o/g288el, datorit/g259 faptului ca aceste elemente nu reclam/g259 m/g259surile de ductilizare specifice elementelor participante la preluarea for/g288elor laterale, respectiv elementelor principale. Aceste elemente vor fi dimensionate ca elemente neseismice. De exemplu, elementele de beton armat vor fi proiectate pe baza prevederilor din SR EN 1992-1-1 pentru elementele neparticipante la preluarea ac/g288iunilor seismice. Aceste m/g259suri asigur/g259 elementelor secundare capacitatea minimal/g259 de ductilitate necesar/g259 pentru urm/g259rirea deforma/g288iilor laterale dezvoltate în timpul ac/g288iunii cutremurelor. C 4.4.3 Condi/g288ii pentru evaluarea regularit/g259/g288ii structurale C4.4.3.1 R/g259spunsul seismic al structurilor neregulate este mult mai dificil de controlat prin proiectare decât cel al construc/g288iilor simetrice regulate. În situa/g288iile când neregularitatea structural/g259 nu se poate evita datorit/g259 unor condi/g288ion/g259ri legate de teren s au func/g288iuni, gradul de încredere mai sc/g259zut în rezultatul proiect/g259rii se poate compensa pe dou/g259 c/g259i. 13 Figura C 4.2. C4.4.3.3 Reducerea bru sc/g259 la un anumit nivel al cl/g259dirii a propriet/g259/g288ilor de rigiditate /g250i rezisten/g288/g259 la for/g288e laterale duce la concentrarea deforma/g288iilor plastice /g250i, implicit, a consumului energiei seismice, la nivelul slab. În consecin/g288/g259, degrad/g259rile acestui nivel sunt foarte extinse, periclitând stabilitatea construc/g288iei. Sunt cunoscute situa/g288iile unor cl/g259diri etajate din Kobe la care, cu ocazia cutremurului din 1995, asemenea etaje slabe, situate deasupra unor niveluri puternice, s-au zdrobit complet, disp/g259rând cu totul (Figura C 4.3). Figura C 4.3. Limita o constituie situa/g288ia în care o structur/g259 puternic/g259 (de exemplu, o structur/g259 cu pere/g288i) reazem/g259 la baz/g259 pe o structur/g259 mult mai flexibil/g259 /g250i mai slab/g259 ca rezisten/g288/g259. În Figura C 4.4 se exemplific/g259 comportarea acestui tip de structur/g259 prin cazul spitalului Olive View, în urma cutremurului de la San-Fernando din 1971. Regulile privind reducerea gradual/g259 a dimensiunilor elementelor structurale /g250i distribu/g288ia maselor pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii, date la 4.4.3.3, sunt similare cu cele din EN 1998-1 /g250i FEMA 273. Deplasarea maxim/g259 Media deplas/g259rilor 14 Figura C 4.4. Regulile privind monotonia structurilor pe vertical/g259 /g250i men/g288inerea unui traseu cât mai direct /g250i scurt al înc/g259rc/g259rilor c/g259tre terenul de fundare, date la (6), urm/g259resc s/g259 evite sporurile excesive de eforturi în elemente verticale de la nivelurile cu modific/g259ri structurale (de exemplu, în stâlpii care sus/g288in pere/g288ii întrerup/g288i la parter în construc/g288ia din Figura C 4.5, a) /g250i în plan/g250eul-diafragm/g259 care trebuie s/g259 realizeze transferul dintre elementele verticale în acela/g250i plan (Figura C 4.5, b) sau între planuri diferite (Figura C 4.5, c). Figura C 4.5. a) c) b) 15 Figura C 4.6. C4.4.4.2 Prevederea de la (2) are în vedere situa/g1802ii de tipul celei din Figura C 4.4. Reazemele plan/g250eului sunt în realitate reazeme deplasabile pentru c/g259 pere/g288ii sufer/g259 deplas/g259ri laterale. Dac/g259 rigidit/g259/g288ile pere/g288ilor sunt inegale, ”tas/g259rile” grinzii (plan/g250eului) sunt diferite, afectând distribu/g288ia de eforturi. Figura C 4.7. 16 C 4.4.4. Condi/g288ii pentru alc/g259tuirea plan/g250eelor C4.4.4.1 La 4.4.1.6 s-au identificat principalele roluri pe care le îndepline/g250te plan/g250eul - diafragm/g259 orizontal/g259, în vederea prelu/g259rii înc/g259rc/g259rilor seismice din planul s/g259u. Rigiditatea practic infinit/g259 a diafragmelor orizontale face ca deplas/g259rile elementelor verticale s/g259 fie distribuite liniar în plan, asigurându-se o interac/g288iune eficient/g259 a componentelor sistemului structural. Aceast/g259 proprietate a plan/g250eului permite în acela/g250i timp un control sigur al comport/g259rii de ansamblu prin intermediul calculului structural. Comportarea de corp rigid a plan/g250eului permite ca modelul de calcul s/g259 re/g288in/g259 numai 3 deplas/g259ri semnificative la fiecare nivel: 2 transla/g288ii /g250i o rotire. Având în vedere acest rol, este esen/g288ial ca prin proiectarea cu un grad de asigurare superior s/g259 se evite deforma/g288iile neliniare (plastice) în plan/g250eu. În acest scop, la dimensionarea elementelor plan/g250eului (de exemplu, arm/g259turile plan/g250eelor de beton armat cu rol de corzi, conectori, colectori) se vor considera for/g288ele asociate mecanismului de plastificare (de disipare de energie). Modelul structural al plan/g250eului solicitat de for/g288e aplicate în planul lui poate fi, dup/g259 caz, acela de grind/g259 - perete sau grind/g259 cu z/g259brele (model ”strut-and-tie”), recomandabil în situa/g288iile în care în plan/g250eu sunt prev/g259zute goluri cu dimensiuni mari (Figura C 4.6). Modelul trebuie ales astfel încât diagonalele sistemului s/g259 ocoleasc/g259 golurile. - com presiune direct/g259 pe cap/g259tul peretelui; - arm /g259turi întinse “care colecteaz/g259” for/g288ele distribuite în masa pl/g259cii; - prin lun ec/g259ri între inima pere/g288ilor /g250i plac/g259, pentru care se prev/g259d conectori (arm /g259turi transversale) ancora/g288i adecvat în grosimea pl/g259cii. Pentru reducerea valorilor for/g288elor de contact se poate evaza placa sub forma unei centuri (Figura C 4.8, b). Figura C 4.8. C 4.4.5 Clase de importan/g288/g259 /g250i de expunere la cutremur /g250i factori de importan/g288/g259 C4.4.5 Fa/g288/g259 de edi/g288iile mai vechi ale codului, în care clasificarea construc/g288iilor se f/g259cea dup/g259 importan/g288a lor, în prezenta edi/g288ie clasificarea se face func/g288ie de importan/g288a /g250i de efectele expunerii la ac/g288iunea cutremurelor. Importan/g288a construc/g288iilor are în vedere în special func/g288iunea cl/g259dirii, în timp ce expunerea la cutremur are în vedere în special pagubele de diferite naturi, care pot fi provocate de ac/g288iunea cutremurelor puternice (de exemplu, prin distrugerea unor rezervoare de gaze toxice, sau pierderile de vie/g288i omene/g250ti din cl/g259dirile cu mul/g288i ocupan/g288i). În clasa I sunt încadrate construc/g288ii a c/g259ror func/g288iune/integritate pe durata cutremurului /g250i dup/g259 atacul seismic este obligatorie pentru desf/g259/g250urarea activit/g259/g288ilor esen/g288iale în zona afectat/g259 de cutremur. În clasa a II-a sunt încad rate, în principal, construc/g288iile care reunesc un num/g259r mare de persoane, sau care ad/g259postesc valori importante. Prevederea de la (3) are în vedere situa/g288ia unui plan/g250eu ca cel reprezentat în Figura C 4.7. Pentru evitarea ruperii pl/g259cii în zona intrândului trebuie prev/g259zute arm/g259turi ca cele figurate cu linie întrerupt/g259. C4.4.4.3 /g250i C4.4.4.4 Transmiterea for/g288elor orizontale din planul plan/g250eului este exemplificat/g259 în Figura C 4.8, a, pentru cazul unui perete structural de beton armat împreun/g259 cu zona de plac/g259 aferent/g259. În acest caz, desc/g259rcarea plan/g250eului la perete se face prin: 17 18 Pân/g259 la întocmirea unor h/g259r/g288i de hazard seismic pe teritoriul na/g288ional /g250i dezvoltarea procedurilor de verificare a performan/g288elor structurale la cutremure cu diferite perioade de revenire, calea cea mai simpl/g259 pentru diferen/g288ierea asigur/g259rii cl/g259dirilor, ca importan/g288/g259 /g250i expunere seismic/g259, este prin intermediul amplific/g259rii for/g288elor de proiectare cu factorii de importan/g288/g259 /g74/g44 din tabelul 4.2. C 4.5 Calculul structurilor la ac/g288iunea seismic/g259 C 4.5.2 Modelarea comport/g259rii structurale C4.5.2 Configura/g288ia regulat/g259 sau neregulat/g259 în plan si/sau în eleva/g1802ie a unei structuri influenteaza semnificativ performanta în comportare la cutremure puternice. Dac/g259 mi/g1800c/g259rile de transla/g1802ie lateral/g259 ale structurii sunt clar decuplate, se poate considera un model bidimensional cu cate un grad de libertate dinamic/g259 de transla/g1802ie la nivelul fiec/g259rui plan/g1800eu. Dac/g259 mi/g250c/g259rile de transla/g288ie /g250i de torsiune sunt cuplate, atunci se impune alegerea unui model tridimensional cu cel pu /g1802in trei grade de libertate dinamic/g259 (doua transla/g1802ii orizontale /g250i o rota/g1802ie în jurul unei axe verticale) pentru fiecare plan/g250eu indeformabil în planul s/g259u. Pentru cl/g259diri cu plan/g1800ee flexibile, nu sunt utilizabile modelele cu trei grade de libertate dinamic/g259 la fiecare nivel. Diferen/g1802ele semnificative de rigiditate între diferite zone ale plan/g1800eului pot conduce la modific/g259ri ale distribu/g1802iei for/g1802elor seismice laterale la elementele verticale de rezisten/g1802/g259 /g250i pot genera /g250i efecte de torsiune. Pentru includerea efectelor generate de plan/g1800eele flexibile, modelul dinamic spa/g1802ial trebuie sa cuprind/g259 un num/g259r suplimentar de puncte de concentrare a masei, respectiv de grade de libertate dinamic/g259. Dac/g259 sunt semnificative, efectele de interac/g288iune dintre s istemele rezistente la for/g288e seismice laterale /g250i elementele nestructurale care nu apar/g1802in acestor sisteme, spre exemplu pere/g288ii de compartimentare, trebuie considerate în modelul structural. Dac/g259 pere/g288ii de compartimentare nu sunt distribui/g1802i uniform în plan /g250i în eleva/g288ie, sau particip/g259 efectiv la capacit/g259/g288ile de rezisten/g1802/g259 la for/g288e laterale, pot apare neregularit/g259/g1802i torsionale sau neregularit/g259/g1802i specifice etajelor flexibile. Efectele de torsiune conduc la cre/g1800teri ale eforturilor /g250i deforma/g1802iilor în elementele perimetrale. O configura/g1802ie neregulat/g259 pe vertical/g259 afecteaz/g259 r/g259spunsul local la diferite cote ale structurii /g250i induce for/g288e seismice diferite de cele evaluate prin metoda for/g1802elor echivalente. Existen/g1802a unor etajele flexibile conduce la modific/g259ri ale configura/g1802iei deformatei de ansamblu, deplas/g259rile importante fiind localizate în zonele corespunz/g259toare unor reduceri bru/g1800te de rigiditate /g250i de rezisten/g1802/g259 lateral/g259. Modelul structural de calcul devine mai cuprinz/g259tor /g250i mai riguros dac/g259 sunt considerate, când sunt importante, efectele interac/g1802iunii teren-structur/g259 asupra r/g259spunsului seismic. C4.5.2.1 Varia/g288iile distribu/g288iilor de mase si/sau de rigidit/g259/g1802i fa/g1802/g259 de distribu/g1802iile nominale considerate în calcul, precum /g250i posibilitatea unei componente de rota/g1802ie în jurul unei axe verticale generat/g259 de variabilitatea spa/g1802iala a misc/g259rii terenului, pot produce efecte de torsiune. Aces te efecte pot ap/g259rea, chiar /g250i în structurile complet simetrice " echilibrate torsional", în care pozi/g1802iile nominale ale centrului maselor /g250i centrului de rigiditate coincid la fiecare nivel. Pentru limitarea efectelor de torsiune /g250i asigurarea unor rigidit/g259/g1802i /g250i capacit/g259/g1802i de rezisten/g1802/g259 adecvate la torsiune, se introduce excentricitatea accidental/g259. Aceast/g259 - Metoda for/g1802elor seismice echivalente (calcul static liniar) ; - Metoda de calcul modal cu spectru de r/g259spuns ; - Metoda de calcul dinam ic liniar prin inte grarea direct/g259 a ecua/g288iilor diferen/g1802iale modale decuplate ; - Metoda de calcul static n eliniar incremental ("push-over") ; - Metoda de calcul d inamic neliniar cu integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor diferen/g1802iale de m i/g1800care cuplate. P 100-1 recom and/g259 pentru proiectarea curent/g259 cele dou/g259 metode consacrate, metoda for/g288elor seismice echivalente asociate modului fundamental de vibra/g288ie de transla/g1802ie /g250i metoda de calcul modal cu spectru de r/g259spuns, precizând condi/g288iile în care aceste metode se pot aplica. Se indic/g259 alegerea procedeului de calcul în func/g288ie de tipul construc/g288iei - regulate sau neregulate în plan /g250i/sau în eleva/g288ie, precum /g250i necesitatea reducerii factorului de comportare q în cazul structurilor neregulate. În P 100-1, metoda de calcul modal cu spectru de r/g259spuns este metoda de referin/g1802/g259 pentru determinarea r/g259spunsului structurilor expuse ac/g288iunii seismice. Acesta metod/g259 este aplicabil/g259, f/g259r/g259 limit/g259ri, cl/g259dirilor /g250i altor construc/g288ii la care se refer/g259 codul. În calculul seismic spa/g288ial, metoda de calcul modal ofer/g259 un echilibru între acurate/g288ea rezultatelor /g250i costuri. Pentru aplica/g288iile practice sunt disponibile numeroase programe de calcul pe modele structurale tridimensionale. Metodele liniare reprezint/g259 instrumente simplificate de calcul pentru proiectarea practic/g259, care nu conduc la un r/g259spuns seismic efectiv elastic. În metoda for/g1802elor seismice echivalente /g250i în metoda de calcul modal, eforturile se determin/g259 printr-un calcul liniar în care ac/g1802iunea seismic/g259 este caracterizat/g259 prin spectrul de proiectare ob/g1802inut prin reducerea spectrului de r/g259spuns elastic (definit pentru o valoare standard de 5% a frac/g1802iunii din amortizarea critic/g259) cu factorul de comportare q. Deplas/g259rile laterale rezult/g259 prin multiplicarea deplas/g259rilor calculate liniar cu factorul de comportare q. În metoda de calcul modal cu spectru de r/g259spuns, distribu/g288ia for/g288elor seismice se bazeaz/g259 pe propriet/g259/g288ile modale, determinate în func/g288ie de distribu/g288iile maselor /g250i rigidit/g259/g288ilor structurale. În metoda for/g288elor seismice echivalente, distribu/g288ia for/g288elor laterale se poate ob/g288ine pe baza unor rela/g288ii simplificate adecvate pentru structurile regulate. În metodele de calcul neliniar, eforturile /g250i deplas/g259rile inelastice se ob/g288in direct. C4.5.3.2.1 Metoda for/g1802elor seismice echivalente este varianta simplificat/g259 a metodei de calcul modal cu spectru de r/g259spuns, în care modul propriu fundamental de transla/g288ie este predominant în r/g259spunsul seismic. excentricitate, egal/g259 cu 5% din dimensiunea cl/g259dirii perpendicular/g259 pe direc/g288ia ac/g288iunii seismice, se m/g259soar/g259 fa/g1802/g259 de pozi/g1802ia nominal/g259 a centrului maselor de la fiecare nivel. Toate excentricit/g259/g1802ile accidentale sunt "simultan" considerate la nivelurile structurii, în aceea/g1800i direc/g1802ie /g250i acela/g1800i sens (pozitiv sau negativ), efectele fiind calculate static. C 4.5.3 Metode de calcul structural C4.5.3.1 P 100-1 cuprinde diferite metode pentru calculul r/g259spunsului seismic : 19 (i) Perioadele proprii ale pr imelor moduri de vibra/g1802ie de transla/g1802ie corespunz/g259toare direc /g1802iilor principale ale structurii sunt mai mici ca 1.6 s. (ii) Structura satisface criteriile de regularitate în eleva/g1802ie definite în cod ( ) Din considerente practice, pentru aplicarea m etodei for/g1802elor seismice laterale, ambele condi/g1802ii trebuie satisf/g259cute pe cele dou/g259 direc/g1802ii principale orizontale. Dac/g259 prima condi/g288ie nu este satisf/g259cut/g259, considerarea modurilor proprii superioare este esen/g1802ial/g259, datorit/g259 contribu/g1802iei acestor moduri în r/g259spunsul total. La structurile cu neregul/g259rit/g259/g288i în eleva/g1802ie, efectele modurilor proprii superioare pot fi semnificative, fiind localizate în zonele cu varia/g1802ii bru/g1800te ale caracteristicilor de iner/g1802ie sau de rigiditate. În acest caz, aproximarea formei proprii fundamentale prin configura/g288ii simplificate nu este valabil/g259. C4.5.3.2.2 For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 se determin/g259 separat pe fiecare din direc/g288iile principale orizontale pentru primul m od propriu de vibra/g288ie de transla/g288ie pe acea direc/g288ie. În rela/g288ia (4.3) pentru determinarea for/g1802ei t/g259ietoare de baza, /g540 m reprezint/g259 masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 modului propriu fundamental de vibra/g288ie de transla/g288ie. Factorul de echivalen/g288/g259 modal/g259 /g540 = 0,85 se consider/g259 pentru CT T/g1001 /g250i cl/g259diri cu mai mult de dou/g259 etaje. Aceast/g259 valoare corespunde unei mase modale efective (asociat/g259 primului mod de vibra/g288ie de transla/g288ie) care este, în medie, aproximativ 85% din masa total/g259 a cl/g259dirii. Valoarea 0 , 1/g32/g79 se considera pentru cl/g259diri parter sau parter cu un etaj, dar /g250i în cazul când perioada proprie de vibra/g1802ie T1 > Tc , pentru includerea unor moduri proprii superioare care pot fi semnificative. Importan/g288a modurilor proprii superioare în r/g259spunsul seismic depinde de propriet/g259/g1802ile dinamice ale structurii, dar /g250i de con/g1802inutul de frecven/g1802e (perioade) al mi/g1800c/g259rii terenului descris de spectrul de r/g259spuns. De aceea, în afara regimului de în/g259l/g1802ime al cl/g259dirii, parametrul principal este perioada de control (col/g288) Tc. P100-1 recomand/g259 determinarea modurilor proprii de vibra/g1802ie ale structurilor, în particular calculul perioadei /g250i formei proprii fundamentale de vibra/g1802ie de transla/g1802ie, prin metodele dinamicii structurilor pentru rezolvarea problemei de valori /g250i vectori proprii. O estimare suficient de precis/g259 a perioadei proprii fundamentale de vibra/g1802ie de transla/g1802ie este dat/g259 de metoda energetic/g259 Rayleigh, în care deplas/g259rile laterale se calculeaz/g259 neglijând efectele torsiunii. Posibilitatea estim/g259rii perioadei fundamentale de vibra/g288ie cu formulele simplificate din Anexa B este indicat/g259 numai în calcule preliminare pentru conformarea /g250i predimensionarea structurii. Formulele aproximative includ o caracterizare general/g259 a 20 Metoda simplificata „unimodal/g259” este calibrat/g259 pentru a ob/g1802ine efecte globale (for/g1802a t/g259ietoare de baz/g259, moment de r/g259sturnare) apropiate de acelea/g1800i efecte calculate, mai riguros, prin metoda „multimodal/g259” cu spectru de r/g259spuns. Efectele ac/g288iunii seismice se determin/g259 prin calcul static liniar cu for/g288e seismice echivalente laterale aplicate separat pe dou/g259 direc/g1802ii orizontale principale ale structurii. Metoda for/g1802elor seismice echivalente este intuitiva /g250i simpla din punct de vedere ingineresc, fiind potrivita pentru structuri care satisfac urm/g259toarele condi/g1802ii: cl/g259dirii (sistem structural, materiale), cât /g250i dimensiunile globale în plan /g250i în/g259l/g1802imea total/g259 a acesteia. Rela/g1802ii simplificate, de tipul 4 3 1 H C Tt/g32 ob/g1802inute din considerente teoretice /g250i prin analize de regresie ale unor date experimentale pentru diferite tipuri de cl/g259diri, sunt incluse în standardul SR EN 1998-1 /g250i în diferite coduri de proiectare (ASCE 7-98, California Building Code 2002, FEMA 450, NBC-2005, s.a). În P100-1, ca /g250i în EN 1998-1, aplicarea acestor rela/g288ii simplificate este limitat/g259 la cl/g259diri cu în/g259l/g288imi mai mici de 40 m. Rela/g288ia alternativ/g259 (B4) propus/g259 pentru estimarea perioadei fundamentale a cl/g259dirilor etajate cu pere/g288i structurali din beton armat sau zid/g259rie include ariile efective ale sec/g288iunilor transversale /g250i lungimile pere/g288ilor structurali. Limita superioar/g259 0,9 (rela/g1802ia B6) este specificat/g259 pentru evitarea unor valori exagerate ale raportului lwi/H specifice cl/g259dirilor cu dimensiuni în plan mult mai mari ca în/g259l/g288imea. C4.5.3.2.3 Pentru fiecare dintre cele dou/g259 modele plane, for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Fb corespunz/g259toare modului propriu fundamental de transla/g288ie pe direc/g288ia de calcul se distribuie pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii, la nivelurile structurii, pe direc/g288iile gradelor de libertate dinamic/g259 de transla/g288ie orizontal/g259. La nivelul fiec/g259rui plan/g250eu, for/g288/g259 seismic/g259 echivalent/g259 orizontal/g259 Fi aplicat/g259 în centrul maselor, este propor/g288ional/g259 cu masa de nivel mi /g250i cu componenta formei proprii fundamentale /g250i pe direc/g1802ia gradului de libertate dinamica i de transla/g1802ie orizontal/g259. Vectorul propriu fundamental se determin/g259 printr-un calcul dinamic. În condi/g1802iile de aplicare ale metodei for/g1802elor seismice echivalente, forma proprie fundamental/g259 se poate aproxima printr-o varia/g288ie liniar/g259 cresc/g259toare pe în/g259l/g288ime, în func/g288ie de cota de nivel zi. Simplific/g259rile /g250i aproxima/g1802iile din metoda for/g288elor seismice echivalente sunt inadecvate în urm/g259toarele cazuri: - structuri cu neregularit/g259/g1802i semnificative ale caracteristicilor de iner/g1802ie /g250i de rigiditate la care mi/g1800c/g259rile de r/g259spuns de transla/g1802ie pe dou/g259 direc/g288ii laterale ortogonale /g250i de torsiune sunt cuplate ; - structuri cu o distribu/g1802ie neregulat/g259 a capacita/g1802ilor de rezisten/g1802/g259 care conduce la posibile concentr/g259ri ale cerin/g1802elor de ductilitate. C4.5.3.3 Metoda modal/g259 cu spectru de r/g259spuns are la baz/g259 suprapunerea r/g259spunsurilor modale maxime asociate modurilor proprii semnificative. Fiecare mod propriu de vibra/g1802ie este caracterizat de frecven/g1802a (perioada) proprie de vibra/g1802ie, de vectorul propriu (forma proprie) /g250i de frac/g1802iunea din amortizarea critic/g259 modal/g259. Se determin/g259 r/g259spunsul maxim pentru fiecare mod propriu de vibra/g1802ie semnificativ /g250i, prin suprapunerea r/g259spunsurilor maxime cu reguli de compunere modal/g259, se calculeaz/g259 r/g259spunsul maxim total. Chiar daca este posibil un calcul liniar independent pentru fiecare din cele dou/g259 direc/g1802ii ortogonale principale, este recomandat/g259 /g250i o analiz/g259 spa/g1802ial/g259 complet/g259 pe un model tridimensional cu cel pu/g1802in trei grade de libertate dinamic/g259 la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu indeformabil în planul sau dou/g259 grade de transla/g1802ie în plan orizontal /g250i un grad de rota/g1802ie în jurul unei axe verticale. Fiecare form/g259 proprie de vibra/g1802ie include componente (deplas/g259ri /g250i rota/g1802ii) pe direc/g1802iile gradelor de libertate dinamic/g259. 21 /g166/g166 /g32/g32 /g32 N j Ek Ej N k jkE E EE 11 /g85 (C 4.1) unde EE efectul total maxim EEk efectul maxim în modul propriu k de vibra/g288ie EEj efectul maxim în modul propriu j de vibra/g288ie jk/g85coeficientul de corela/g1802ie dintre modurile proprii j /g250i k N num/g259rul modurilor proprii considerate Coeficien/g1802ii de corela/g1802ie modal/g259 se calculeaz/g259 cu urm/g259toarea rela/g1802ie: 22 În calculul modal, trebuie considerate to ate modurile proprii care contrib uie semnificativ la r/g259spunsul total. Criteriul frecvent utilizat în codurile de proiectare consider/g259 un num/g259r de moduri proprii pentru care, masa modal/g259 efectiv/g259 total/g259 ob/g1802inut/g259 prin sumarea maselor modale individuale (pentru fiecare din direc/g1802iile X, Y, Z sau pentru alte direc/g1802ii relevante) este cel pu/g1802in 90% din masa total/g259 a structurii. Daca acest criteriu nu este satisf/g259cut, trebuie considerate toate modurile proprii care au masele modale efective mai mari ca 5% din masa total/g259 a structurii. Pentru situa/g1802ii dificile (spre exemplu: cl/g259diri cu o contribu/g1802ie semnificativ/g259 a modurilor de torsiune sau în cazul includerii compo nentei verticale a ac/g288iunii seismice în proiectare), num/g259rul minim de moduri proprii trebuie s/g259 fie cel pu/g1802in egal cu 3 n , n fiind num/g259rul de niveluri deasupra funda/g1802iei sau extremit/g259/g1802ii superioare a bazei rigide, iar perioadele proprii de vibra/g1802ie considerate trebuie sa dep/g259/g1800easc/g259 o valoare limita definit/g259 în func/g1802ie de perioada de colt Tc. Acest criteriu trebuie aplicat dac/g259 nu a fost posibil/g259 satisfacerea unuia din cele dou/g259 criterii de mai sus referitoare la masele modale efective. Alte m/g259rimi de r/g259spuns (de exemplu: momentul de r/g259sturnare la baz/g259, deplasarea maxim/g259 la extremitatea superioar/g259 a cl/g259dirii) sunt mai pu/g1802in sensibile ca for/g1802a t/g259ietoare de baz/g259 la considerarea tuturor modurilor proprii semnificative. M/g259rimile locale de r/g259spuns (deplas/g259ri relative de nivel, eforturi din elemente) sunt mult mai sensibile la contribu/g1802iile modurilor proprii semnificative. Considerarea unui num/g259r suficient de moduri proprii permite determinarea cu acurate/g1802e a r/g259spunsului dinamic maxim local. C4.5.3.3.2 R/g259spunsul total maxim nu se poate determina prin suprapunerea direct/g259 a maximelor modale, din cauza nesimultaneit/g259/g1802ii acestor maxime. Daca r/g259spunsurile modale care au contribu/g1802ii semnificative în r/g259spunsul total, pot fi considerate independente, efectul total maxim produs de ac/g1802iunea seismic/g259 este estimat prin regula de combinare modal/g259 SRSS - r/g259d/g259cina p/g259trata din suma p/g259tratelor, cu rela/g1802ia (4.12). Regula SRSS de compunere a maximelor modale este adecvat/g259 în cazul structurilor cu moduri proprii de vibra/g1802ie clar separate. Daca r/g259spunsurile corespun z/g259toare modurilor proprii j /g250i k n u pot fi considerate independente, o regul/g259 mai precis/g259 de combinare a r/g259spunsurilor maxime modale este CQC - combina/g1802ia p/g259tratica complet/g259: 2 2 2 22 2 ) ( 4 ) 1 ( 4 ) 1 ( ) ( 823 rr rr r r k jk j k j k j jk /g91 /g91/g91 /g91 /g91 /g91 /g91 /g91 /g85 /g14 /g14 /g14/g14 /g16 /g14 /g32 (C 4.2) Unde j k T Tr /g32 este raportul perioadelor proprii, iar j/g91 /g250i k/g91 sunt frac/g1802iuni din amortizarea critic/g259 asociate modurilor proprii j /g250i k. Dac/g259 pentru modurile proprii se consider/g259 aceea/g1800i valoare pentru frac/g1802iunea din amortizarea critic/g259 k j/g91/g91/g91 /g32 /g32, rela/g1802ia de mai sus devine: 22 2 2 2 ) 1 ( 4 ) 1 ( 8 23 r r r r jk /g14 /g14 /g16 /g32 /g91 /g91/g85 (C 4.3) Dac/g259 dou/g259 moduri proprii de vibra/g1802ie cu aceea/g1800i amortizare, au perioadele proprii foarte apropiate (raportul r este apropiat de 1) /g250i coeficientul de corela/g1802ie modal/g259 are o valoare apropiat/g259 de 1. În Figura C 4.9 sunt reprezentate valorile coeficientului de corela/g1802ie în func/g1802ie de raportul perioadelor proprii r, pentru diferite frac/g1802iunii din amortizarea critic/g259 vâscoas/g259 modal/g259 /g32/g910,02 , 0,05 /g250i 0,10. Figura C 4.9. Pentru valori ale raportului r egale cu 0,9 /g250i respectiv 1/0,9 =1,11 /g250i o frac/g1802iune din amortizarea critic/g259 de 0,05 (5%), corela/g1802ia modal/g259 devine semnificativ/g259 cu un coeficient de corela/g1802ie 0,47, iar modurile proprii nu mai pot fi considerate independente. Compara/g1802iile dintre rezultate ob/g1802inute cu metoda dinamic/g259 liniar/g259 /g250i metoda modal/g259 cu spectru de r/g259spuns eviden/g1802iaz/g259 acurate/g1802ea compunerii CQC pentru cazuri în care precizia rezultatelor ob/g1802inute prin compunere SRSS este afectat/g259 (subestimat/g259) de corela/g1802iile modale /g250i de termenii comuni corespunz/g259tori. CQC este denumit/g259 combina/g1802ia p/g259tratica complet/g259 deoarece include, atât termeni p/g259tratici modali individuali, cât /g250i termeni modali comuni. Termenii modali comuni pot fi pozitivi sau negativi, în func/g1802ie de semnele efectelor modale corespunz/g259toare. 0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1 0 , 511 , 52 r Coef. corel. 0,02 0,05 0,1 23 - num/g259rul de accelerograme seismice compatibile cu amplasamentul cl/g259dirii analizate; - limitele practice de modelarea a ef ectelor de interac/g1802iune între elementele cu comportare inelastic/g259; - algoritmul de calcul neliniar; 24 De altfel, compunerea modala SRSS este un caz particular al compunerii p/g259tratice complete CQC, pentru /g85 jk = 0 daca j /g143 k /g250i evident /g85 jk =1 daca j = k . Regulile de compunere a maximelor modale SRSS /g250i CQC au fost dezvoltate pe baza teoriei vibra/g1802iilor aleatoare. Estima/g1802iile r/g259spunsului maxim total sunt mai precise pentru mi/g1800c/g259ri seismice caracterizate de o compozi/g1802ie spectral/g259 cu band/g259 lat/g259 de frecven/g1802e /g250i o durat/g259 efectiv/g259 asociat/g259 fazei puternice sensibil mai mare ca perioada fundamental/g259 de vibra/g1802ie a structurii. Pentru mi/g1800c/g259ri seismice impulsive, cu durate efective scurte, precizia rezultatelor este mai redus/g259. Regulile SRSS /g250i CQC sunt adecvate pentru estimarea r/g259spunsului total maxim daca ac/g1802iunea seismic/g259 pentru proiectare este reprezentat/g259 printr-un spectru neted de r/g259spuns, ob/g1802inut prin medierea statistic/g259 a spectrelor de r/g259spuns corespunz/g259toare unui set de accelerograme seismice. Fiecare r/g259spuns maxim total trebuie estimat numai prin compunerea maximelor modale ale aceluia/g1800i tip de m/g259rime de r/g259spuns, determinarea indirect/g259 prin utilizarea altor m/g259rimi diferite de r/g259spuns maxim modal fiind incorect/g259. C4.5.3.5 Metoda for/g1802elor laterale /g250i calculul modal conduc sistematic la rezultate neconservative atunci când capacit/g259/g288ile de rezisten/g1802/g259 ale etajelor au o distribu/g1802ie neregulat/g259 pe în/g259l/g1802ime, ap/g259rând o concentrare a cerin/g1802elor de ductilitate la anumite etaje ale cl/g259dirii. În zonele cu iregularit/g259/g288i, unde se localizeaz/g259 comportarea inelastic, se pot produce ruperi ale elementelor structurale /g250i pot ap/g259rea eforturi suplimentare care nu au fost anticipate în proiectarea detalia t/g259 a structurii. R/g259spunsul seismic al structurii este foarte sensibil la comportar ea inelastic/g259 din zonele „critice”, precum /g250i la detalierea acestor zone. În structurile regulate, c erin/g1802ele de deformare inelastic tind sa se distribuie în în treaga structur/g259, ob/g1802inându-se o „dispersie” a disip/g259rii de energie /g250i a degrad/g259rilor posibile. Calculul static neliniar incremental consider/g259, cu acurate/g288e, distribu/g1802ii neregulate de capacit/g259/g1802i de rezistenta. Procedeul are o serie de limit/g259ri /g250i nu poate fi aplicat, spre exemplu, structurilor de cl/g259diri înalte (flexibile) cu perioade fundamentale de vibra/g1802ie foarte lungi. În calculul r/g259spunsului dinamic inelastic, prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor diferen/g1802iale cuplate care descriu mi/g1800carea seismic/g259 a structurii, capacit/g259/g288ile de rezisten/g1802/g259 ale diferitelor componente structurale sunt tratate adecvat. Rezultatele ob/g1802inute prin calcul dinamic inelastic sunt apropiate de realitate, dac/g259 vibra/g288iile structurale au amplitudini suficient de mari pentru a produce curgeri semnificative în timpul unui cutremur puternic. În plus, aceste rezultate sunt credibile dac/g259 au fost ob/g1802inute pe baza prelucr/g259rii statistice a r/g259spunsurilor inelastice ob/g1802inute pentru un set de accelerograme seismice ale terenului, înregistrate sau simulate, selectate /g250i calibrate corespunz/g259tor. Acurate/g288ea rezultatelor unui calcul dinamic inelastic este sen sibil/g259 la: - legea constitutiv/g259 care descrie comportarea histeretic/g259 a componentelor structurale. C4.5.3.6 Datorit/g259 naturii multidirec/g1802ionale a mi/g1800c/g259rii terenului, componentele orizontale /g250i componenta vertical/g259 (când este considerat/g259) ale ac/g288iunii seismice sunt aplicate asupra unei structuri. Simultaneitatea celor dou/g259 componente pe direc/g1802ii ortogonale în plan orizontal sau a celor 3 componente de transla/g1802ie pe direc/g1802ii ortogonale ale mi/g1800c/g259rii terenului poate fi considerat/g259 numai în calculul r/g259spunsului seismic spa/g1802ial (liniar/neliniar) prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor diferen/g1802iale de mi/g1800care pe direc/g1802iile gradelor de libertate dinamic/g259 ale unui model structural tridimensional. Deoarece valorile maxime ale efectelor produse de componentele ac/g288iunii seismice nu sunt simultane, pentru estimarea efectului maxim E produs prin aplicarea simultan/g259 a celor trei componente ale ac/g288iunii seismice, se utilizeaz/g259 reguli de combinare fundamentate probabilistice. Regula de referin/g1802/g259 pentru compunerea “spa/g1802iala” a efectelor maxime E x, E y, E z, produse prin aplicarea separat/g259 a fiec/g259reia din componentele ac/g288iunii seismice este r/g259d/g259cina p/g259trata din suma p/g259tratelor (SRSS) : 2 2 2 z y xE E E E/g14 /g14 /g32 (C 4.4) Daca fiecare din efectele Ex, E y /g1800i Ez sunt calculate prin compunerea CQC a contribu/g288iilor modale maxime /g250i componentele ac/g288iunii seismice pe direc/g1802iile X, Y, Z sunt statistic independente, atunci E reprezint/g259 o estimare a efectului maxim produs prin aplicarea simultan/g259 a celor trei componente ale ac/g288iunii seismice, independent/g259 de orientarea axelor orizontale X /g250i Y. SRSS este regul/g259 de referin/g1802/g259 pentru combina/g1802ia spa/g1802iala de efecte, nu numai în condi/g1802iile aplic/g259rii metodei modale cu spectre de r/g259spuns /g250i compunerii CQC unidirec/g1802ionale pentru contribu/g1802iile modale maxime, dar /g250i în calculul static liniar cu for/g288e seismice echivalente sau în calculul static neliniar incremental (“pushover”). P 100-1 accept/g259 ca regul/g259 de compunere alternativ/g259, combina/g1802ia liniara procentuala: EdxE ”+” 0,30 EdyE ”+” 0,30 EdzE 0,30 EdxE ”+” 0,30 EdyE ”+” EdzE 0,30 EdxE ”+” EdyE ”+” 0,30 EdzE (C 4.5) Când cei trei termeni au acela/g1800i semn, valoarea 0.275 corespunde celei mai bune aproxima/g1802ii liniare în medie a combina/g1802iei SRSS. Rotunjirea acestei valori la 0,3 conduce la valori subestimate sau supraestimate cu cel mult 10%. La structurile regulate în plan, cu sisteme rezistente la for/g288e laterale, independente pe dou/g259 direc/g1802ii orizontale principale, componenta ac/g288iunii seismice aplicat/g259 pe o direc/g1802ie nu produce efecte semnificative în sistemul rezistent situat pe direc/g1802ia ortogonal/g259. Din acest motiv, pentru cl/g259dirile regulate în plan, cu sisteme independente alc/g259tuite din pere/g1802i structurali sau din contravântuiri verticale, nu este necesar/g259 combina/g288ia spa/g1802ial/g259 a efectelor produse de cele dou/g259 componente orizontale ale ac/g288iunii seismice. C4.5.3.6.2 P 100-1 prevede considerarea componentei vertical/g259 a ac/g288iunii seismice numai când efectele sale sunt semnificative. Condi/g1802iile /g250i modelul de calcul sunt asem/g259n/g259toare cu cele specificate de norma europeana EN 1998-1. 25 În general, com ponenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice se poate neglija, cu anumite excep/g1802ii, deoarece: - efectele sale pot fi acoperite prin proiectare la înc/g259rc/g259ri permanente /g250i utile ; - perioadele proprii de vibra/g1802ie de trans la/g1802ie pe direc/g1802ia verticala ale ansam blului structural sunt foarte scurte, fiind determinate de rigidit/g259/g1802i axiale m ari ale elementelor structurale verticale, iar amplific/g259rile spectrale ale r/g259spunsului vertical corespunz/g259toare acestor perioade sunt reduse. Spre exem plu, în SR EN 1998-1, componenta vertical/g259 este considerata în calcul, când urm/g259toarele condi/g1802ii sunt satisf/g259cute: (1) valoarea de vârf a accelera/g1802iei verticale dep/g259/g1800e/g1800te 0,25g (2) cl/g259direa /g250i componentele structurale se înscriu în urm/g259toarele categorii: (0) (a) cl/g259direa are baz/g259 izolat/g259 seismic (b) elemente orizontale sau aproape or izontale cu deschideri de cel pu/g1802in 20m console cu lungimi mai mari ca 5m; elemente alc /g259tuite din beton precom primat; elemente orizontale care sus/g1802in unul sau mai mul/g1802i stâlpi în puncte de rezem are indirect/g259. ( ) În cazurile detaliate de condi/g1802ia (2b), r /g259spunsul dinamic la componenta vertical/g259 are un caracter local, implicând un model par/g1802ial care descrie aspectele importante ale r/g259spunsului seismic pe direc/g1802ie vertical/g259. Modelul par/g1802ial include elementele orizontale pentru care se consider/g259 ac/g1802iunea componentei verticale, dar /g250i elementele sau substructurile care constituie reazeme pentru aceste elemente, elementele adiacente (din deschideri adiacente) putând fi considerate prin rigidit/g259/g1802ile lor. C 4.6 Verificarea siguran/g288ei C 4.6.2 Starea limit/g259 ultim/g259 C4.6.2 Concep/g288ia modern/g259 a proiect/g259rii seismice are în vedere un r/g259spuns seismic neliniar al structurii. Acesta este definit de „echilibrul” dintre cele dou/g259 propriet/g259/g288i esen/g288iale ale structurii, rezisten/g288a /g250i ductilitatea, reprezentat/g259 schematic în Figura C 4.10 Figura C 4.10. Aceast/g259 reprezentare admite ipoteza c/g259 cerin/g288a de deplasare în r/g259spunsul seismic elastic m/g259rgine/g250te superior cerin/g288a de deplasare în r/g259spunsul neliniar. Aceast/g259 ipotez/g259, 26 - alc/g259tuirea elementelor (de exemplu, m/g259rimea sec/g288iun ii de b eton raportat/g259 la for/g288a ax ial/g259 /g250i for/g288a t/g259ietoare, armarea longitudinal/g259 /g250i transversal/g259 în cazul elem entelor de beton armat) asigur/g259 implicit o anumit/g259 ductilitate pentru sistem ul structural; - for/g288ele seismice de proiectare se stabilesc pe baza unui coeficient de reducere q, corelat cu ductilitatea poten /g288ial/g259 a structurii. În felul acesta valorile eforturilor sec/g288ionale de proiectare (cerin /g288a de rezisten/g288/g259) sunt fixate. Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 a structurii implic/g259 atunci verificarea rela/g288iei (4.23) exprim at/g259 în termeni de rezisten/g288/g259 (încovoiere cu for/g288/g259 axial/g259, for/g288/g259 t/g259ietoare) pentru toate elem entele structurii. R ezisten/g288a sec/g288iunilor corespunde, atunci când se efectueaz /g259 proiectarea la starea limit/g259 de rezisten/g288/g259, stadiului ultim de solic itare a sec/g288iunilor. De exemplu, pentru solicitarea de încovoiere cu for/g288a axial/g259 pen tru elemente de beton armat stadiul ultim este cel corespun z/g259tor atingerii deform a/g288iei ultime în betonul comprimat sau în arm/g259tura cea mai întins/g259, distribu/g288ia eforturilor în beton /g250i arm/g259turi deducându-se în consecin/g288/g259. - În cazurile în care este necesar un control mai sigur al propriet/g259/g1802ilor de ductilitate acestea se verifica explicit prin calcul. C4.6.2.2 (2)…(5) Rela/g288ia (4.22) exprim/g259 condi/g288ia de limitare a efectelor de ordinul 2 prin limitarea raportului dintre valorile aproximative ale sporului de moment în stâlpi, datorat/g259 acestui efect, determinat pe baza echilibrului în pozi/g288ia deformat/g259 a structurii /g250i, respectiv, a momentului de etaj (Figura C 4.11). Figura C 4.11. Expresia (4.22) /g250i întreaga procedur/g259 de evaluare a efectelor de ordinul 2 preluat/g259 din codurile americane au fost fundamentate prin studii speciale având acest obiectiv. Metodologia este similar/g259 cu cea prev/g259zut/g259 în vechiul standard STAS 10107/0-90 pentru stâlpii flexibili de beton armat, cu excep/g288ia faptului c/g259 parametrul este diferit. enun/g288at/g259 de Newmark /g250i Hall pentru domeniul structurilor cu perioada de vibra/g288ie mai mare decât perioada predominant/g259 a spectrului de r/g259spuns în accelera/g288ii, este confirmat/g259 de numeroase studii /g250i a fundamentat a/g250a numita “regul/g259 a deplas/g259rii egale” Odat/g259 fixat/g259 capacitatea de deformare în domeniul neliniar (ductilitatea caracterizat/g259 de raportul du /dy), rezult/g259 rezisten/g288a lateral/g259 necesar/g259. Codurile de proiectare moderne se bazeaz/g259 pe urm/g259toarea filozofie: 27 28 Astfel, în locul amplificatorului 1/(1- /g84), în standardul românesc înlocuit de SR EN 1992-1-1 amplificatorul era /g75 /g32 1/ 1/g16 N Ncr/g11 /g116, stabilit prin a/g250a numita formul/g259 a lui Perry. Ncr este for/g1802a de flambaj Euler. C4.6.2.2 (6) Procedura prezentat/g259 mai sus corespunde fazei de proiectare a structurilor. Metodele de calcul neliniar se aplic/g259 unor structuri cu alc/g259tuire cunoscut/g259, de exemplu, unor structuri proiectate cu metodologia indicat/g259 la (1). La aceste structuri se cunoa/g250te deci rezisten/g288a elementelor /g250i a ansamblului, ceea ce permite ca verificarea siguran/g288ei exprimat/g259 de condi/g288ia (4.21) s/g259 se fac/g259 în termeni de deforma/g288ie. De exemplu, în cazul aplic/g259rii calculului neliniar aceasta înseamn/g259 verificarea deforma/g288iilor elementelor (rotiri plastice, deplas/g259ri relative de nivel), cu cerin/g288ele corespunz/g259toare st/g259rii limit/g259 considerate. În cazul ruperilor de tip fragil, cum este cea prin for/g288/g259 t/g259ietoare, verificarea nu se poate face decât în termeni de for/g288/g259. Valorile de proiectare ale for/g288elor se deduc din echilibrul la limit/g259 pe mecanismul poten/g288ial de disipare de energie. De exemplu, valorile for/g288elor t/g259ietoare de proiectare din grinzi corespund dezvolt/g259rii articula/g288iilor plastice la extremit/g259/g288i sub momentele capabile. C4.6.2.3 În aceast/g259 sec/g288iune se prezint/g259 condi/g288iile generale pe care trebuie s/g259 le îndeplineasc/g259 un mecanism de disipare de energie favorabil. Astfel, mecanismul plastic cinematic trebuie s/g259 aib/g259 articula/g288iile plastice distribuite în întreaga structur/g259 pentru ca cerin/g288ele de rotire plastice sa fie minime. Pentru o structur/g259 etajat/g259 de cl/g259dire, acest mecanism presupune formarea articula/g288iilor plastice la extremit/g259/g288ile grinzilor /g250i la baza stâlpilor. Un mecanism de etaj, cu deforma/g288iile plastice concentrate în stâlpii unui singur nivel, este cu totul indezirabil. Deplas/g259rile structurale sunt foarte mari în acest caz /g250i pot pune în pericol stabilitatea construc/g288iei. Pe de alt/g259 parte, zonele cu deforma/g288ii plastice trebuie astfel alc/g259tuite încât s/g259 posede o ductilitate foarte înalt/g259. Pentru ca mecanismul dorit de disipare de energie s/g259 poat/g259 fi realizat este esen/g288ial ca leg/g259turile între elementele structurale (de exemplu, nodurile structurilor în cadre) /g250i plan/g250ee s/g259 r/g259mân/g259 solicitate în domeniul elastic de comportare. În caz contrar, deforma/g288iile structurii pot cre/g250te excesiv /g250i necon trolat. De exemplu, deforma/g288ii neliniare relativ mici ale nodurilor pot duce la dublarea deplas/g259rilor laterale. Din punct de vedere practic, impunerea mecanismului de disipare a energiei seism ice se realizeaz/g259 prin proiectarea adecvat/g259 a rezisten/g288ei elementelor - metoda ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259. Potrivit acestei metode, elementelor c/g259rora se dore/g250te s/g259 li se impun/g259 o comportare elastic/g259 li se asigur/g259 prin dimensionare o rezisten/g288/g259 suficient sporit/g259 fa/g288/g259 de cea rezultat/g259 strict din echilibrul mecanismului structural sub sistemul for/g288elor de proiectare. C4.6.2.5 Concep/g288ia de proiectare seismic/g259 curent/g259 are în vedere dezvoltarea deforma/g288iilor plastice în suprastructur/g259, cu men/g288inerea infrastructurii /g250i funda/g288iilor, adic/g259 a bazei construc/g288iilor, în domeniul elastic de comportare. Realizarea în practic/g259 a acestui concept se face, a/g250a cum s-a ar/g259tat în sec/g288iunea precedent/g259, prin evaluarea la nivelul maxim probabil a eforturilor aplicate efectiv de suprastructur/g259 elementelor infrastructurii /g250i funda/g288iilor, inclusiv cu considerarea unor efecte de suprarezisten/g288/g259. În cazul unei structuri etajate de beton armat, aceasta ar implica, de exemplu, considerarea sec/g288iunii efective de arm/g259tur/g259 longitudinal/g259 în stâlpi /g250i pere/g288i, mai mare, în majoritatea cazurilor, decât cea strict necesar/g259 rezultat/g259 din calcul, si considerând, cu caracter acoperitor, si posibilitatea, foarte probabila, ca în armaturile din zonele plastice sa se dezvolte eforturi unitare mai mari decât limita de curgere a minim/g259 specificat/g259. Expresia (4.23) rezult/g259 dintr-o asemenea abordare. Altfel spus, înc/g259rc/g259rile aplicate de suprastructur/g259 bazei sale corespund mecanismului structural de disipare de energie. Valoarea /g74Rd/g525 = 1,5, din cazul infrastructurilor /g250i a unor sisteme de fundare comune elementelor verticale, ia în considerare anumite componente ale mecanismului de rezisten/g288/g259 ignorate în modelul de calcul, cum ar fi, de exemplu, mobilizarea rigidit/g259/g288ii la torsiune a cutiei infrastructurii sau contribu/g288ia împingerii pasive /g250i a frec/g259rii pe pere/g288ii perimetrali ai subsolurilor. Alte aspecte ale proiect/g259rii funda/g288iilor se discut/g259 la 5.8. C4.6.2.6 Starea limit/g259 ultim/g259 se raporteaz/g259 la un stadiu de solicitare al construc/g288iei care prezint/g259 o marj/g259 de siguran/g288/g259 suficient/g259 fa/g288/g259 de stadiul în care vie/g288ile oamenilor pot fi puse în pericol. Obiectivele explicite prezentate la (1) exprim/g259 aceast/g259 concep/g288ie. În versiunile mai vechi ale codurilor de proiectare se prevedeau verific/g259ri ale deplas/g259rilor laterale numai pentru starea limit/g259 de serviciu. A/g250a cum este ast/g259zi larg recunoscut, parametrul cel mai semnificativ pentru calitatea r/g259spunsului seismic este deplasarea lateral/g259. Din acest motiv, pe lâng/g259 verific/g259rile de rezisten/g288/g259 /g250i m/g259surile de alc/g259tuire pentru asigurarea ductilit/g259/g288ii elementelor structurale, P 100-1 a introdus /g250i obligativitatea verific/g259rii deplas/g259rilor la ULS. Este de observat c/g259 în cazul aplic/g259rii metodelor de calcul neliniar, verific/g259rile se fac numai în termeni de deplasare. Din ra/g288iuni de simplificare a proiect/g259rii, în situa/g288iile în care cerin/g288ele de deplasare impuse de cutremur sunt suficient de mici /g250i ele se încadreaz/g259 cu u/g250urin/g288/g259 în limitele admise, se poate renun/g288a la verificarea explicit/g259 a deplas/g259rilor. De exemplu, în cazul cutremurelor din Banat, caracterizate de perioade predominante scurte, pentru cl/g259diri relativ flexibile, de tipul cadrelor etajate, cerin/g288ele de deplasari calculate cu: Sd = (T/2/g83)2Sa (C 4.6) se încadreaz/g259, de regul/g259, în limitele admise datorit/g259 coeficientul de amplificare mic, corespunz/g259tor domeniului specific din spectrul de r/g259spuns pe amplasament. C4.6.2.7(4) Noua edi/g288ie a P100-1 prevede pentru l/g259/g288imea necesar/g259 a rostului seismic o valoare mai mic/g259 decât în edi/g288ia precedent/g259. Aceast/g259 modificare este justificat/g259 pentru c/g259 probabilitatea ca cele dou/g259 cl/g259diri vecine s/g259 înregistreze deplas/g259rile maxime, în sensuri diferite, în acela/g250i moment de timp, este extrem de mic/g259. Rela/g288ia (4.25) este similar/g259 ca structur/g259 cu rela/g288iile pentru stabilirea efectelor maxime ale ac/g288iunii în r/g259spunsul modal cu a/g250a numita regul/g259 (statistic/g259) a r/g259d/g259cinii p/g259trate din suma p/g259tratelor r/g259spunsurilor modale maxime. C4.6.3.2(1) Starea limit/g259 de serviciu are în vedere satisfacerea exigen/g288ei de limitare a degrad/g259rilor. SLS prevede, din acest motiv, numai verific/g259ri ale deplas/g259rilor relative de nivel asociate ac/g288iunii unor cutremure mai frecvente decât cele considerate pentru verific/g259rile ULSULS. Pân/g259 când vor fi disponibile harta de hazard seismic /g250i cea a unor spectre de r/g259spuns asociate cutremurului asociat SLS, cerin/g288ele de deplasare se stabilesc aproximativ ca o frac/g288iune din deplasarea lateral/g259 calculat/g259 la ULS pentru cutremurul de proiectare. 29 30 În aceast/g259 editi/g1802ie a P 100-1 s-a introdus o condi/g288ie distinct/g259 pentru verificarea rigidit/g259/g288ilor laterale la construc/g288iile cu componente nestructurale ancorate de structur/g259, dar care nu stânjenesc deforma/g288iile elementelor structurale. În comentariile la Anexa E se discut/g259 alte aspecte de concep/g288ie /g250i de detaliu referitoare la verific/g259rile structurilor la deplas/g259rile laterale. C 4.7 Sinteza metodelor de proiectare C4.7 Sinteza pune în eviden/g288/g259 elementele esen/g288iale ale proiect/g259rii seismice bazate pe calculul structural elastic, respectiv neliniar. În timp ce în primul caz,metoda curenta de proiectare, impunerea mecanismului de plastificare urm/g259rit se realizeaz/g259 prin ierarhizarea rezisten/g288elor elementelor, în cel de-al doilea caz, metoda „avansata” de proiectare, cerin/g288ele /g250i capacit/g259/g288ile se determin/g259 direct, pe baza r/g259spunsului seismic neliniar calculat, care se apropie cel mai mult de cel efectiv. Bibliografie: ASCE 4-98, Seismic Analysis of Safety Related Nuclear Structures and Commentary, ASCE, 2000 ASCE 7-05, Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures, ASCE, 2005 ATC (1996). Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings. Report ATC 40, Redwood City, CA. Anagnostoupoulos, S.A, Chapter 8. Buildings, în Computer Analysis an d Design o f Earthquake Resistant Structures. A Handbook, Editors Beskos D., Anagnostoupoulos, S.A, Computational Mechanics Publications, Southampton, 1997 Anastassiadis, K., Avramidis I.E., Athanatopoulou, A. Critical Comments on Eurocode 8 Sections 3 and 4, Draft no.1/2000, 12th European Co nference on Earthquake Engineering, London , 2002, Paper No.095 Anastassiadis, K., Avramidis I.E., Athanatopoulou, A. Critical Comments on Eurocode 8 Parts 1-1 and 1-2, 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris , 1998, Balkema Rotterdam, Paper No.095 CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). N2 – A method for non-linear seismic analysis of RC buildings, Proc. of the 9th WCEE, Tokyo, vol. V, p. 111-116. Fajfar, P. (2000). A nonlinear analysis method for pe rformance-based seismic design. Earthq. Spectra, 16(8). California Building Code, California Code of Regulation , Volume 2, based on 1997 Uniform Building Code , ICBO, 2002 Chopra A. K., Dynamics of Structures, Prentice Hall, 2001 Clough, R.W, Penzien,J.,Dynamics of Structures, McGraw-Hill,Second Edition, 1993 Cosenza, E., Manfredi, G., Realfonzo, R., Torsional effects and regularity conditions în RC buildings, 12th World Conference on Ea rthquake Engineering, Auckland , New Zeeland, 2000, Paper No. 2551 Der Kiureghian, A., A Response Spectrum Method for Random Vibration Analysis of MDOF Systems, Earthquake Engineering and S tructural Dynamics ,Vol.9,419-435, John Willey and Sons,1981 Draft Regulatory Guide DG-1127 , Combining Modal Responses and Spatial Components în Seismic Response Analysis, US- NUREG Commision, February 2005 Dubin/g259 D., Lungu D. coordonatori, Construc/g288ii amplasate în zone cu mi/g250c/g259ri seismice puternice, Editura Orizonturi Universitare, Timi/g250oara, 2003 Fardis, M.N, Chapter 9. Reinforced concrete structures, în Computer Analysis and Design of Earthquake Resistant S tructures.A Handb ook, Editors Beskos D.E, Anagnostoupoulos, S.A , Computational Mechanics Publications, Southampton,1997 Fardis M.N, Current developments and future prospects of the European Code for seismic design and rehabilitatio n of Buildings: Eurocode 8, 13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver , Canada, August 1-6, 2004, Paper No. 2025 Fardis M.N, Code Deveopments în Earthquake Engineering, 12th Eu ropean Conference on Earthquake Engineering, London , 2002, Paper No.845 Ifrim M., Dinamica structurilor /g250i inginerie seismic/g259, EDP, Bucure/g250ti, 1984 Mazzolani F. M., Piluso V., Theory and Design of Seismic Resistant Steel Frames, E&FN Spon, 1996 Ministerul Lucr/g259rilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic/g259 a construc/g288iilor de locuin/g288e, agrozootehnice /g250i industriale, INCERC Bucure/g250ti, Buletinul Construc/g288iilor, no. 1-2, 1992, 151 p. NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and other Structures, (FEMA 450), Part 1 Provisions, 2003 Edition, Buiding Seismic Safety Council Newmark, N. M. /g250i Hall, W.J. (1982). Earthqua ke spectra and design , Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, USA. Paulay, T. /g250i Priestley, M.J.N. (1992), Seismic Design of Co ncrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons Inc., New York, 744 p. Penelis G.E, Kappos, A.J., Earthquake Resistant Con crete Structures, E&FN Spoon, London, 1997 Postelnicu, T. /g250i Zamfirescu, D., (1998), Methodology for the calib ration of the seismic forces, 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris. Postelnicu, T. /g250i Zamfirescu, D. (2001). Towards displacement-based metho ds in Romanian seismic design code. Earthquake Hazard and Countermeasures for Existing Fragile Buildings, Eds. D. Lungu & T.Saito, Bucure/g250ti, pp. 169-142. Regulations for Seimic Design – A World List, Suplement 2000 , Editor Katayama, T. International Association for Earthquake Engineering , 2000 Saatcioglu, M., Humar, J., Dynamic Analysis of Buildings for Earthquake Resistant- design, Ca nadian Journal of Civ. Engn, Vol.30, 338-359, 2003 Wilson E.L., Three–Dimensional Static and Dynamic Analysis of Structures , Computers and Structures Inc., Berkeley, California, USA, 2002 31 Wilson E.L., Der Kiureghian A., Bayo, E.P., A Replacement for the SRSS Method în Seismic Analysis, Earthquake Engineering and Structural Dynamics,Vol.9,187-194, John Willey and Sons,1981 32 (a) S-a preferat denumirea mai conven/g288ional/g259 de zon/g259 „critic/g259”, în locul denumirii de zon/g259 „dis ipativ/g259”, pentru motivul c/g259 în aplicarea metodei de proiectare a ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ii d e rezisten/g288/g259 a elementelor structurale exist/g259 posibilitatea ca în aceaste zone s/g259 nu se form eze articula/g288ii plastice, sau ca incursiunile la atacul cutremurului de proiectare în dom eniul postelastic de deformare s/g259 fie limitate. De exemplu, extrem it/g259/g288ile stâlpilor la structurile în cadre proiectate pentru clasa DCH. În acest fel se eviden /g288iaz/g259 faptul c/g259 aceste zone sunt cele mai solicitate. (b) Propor/g288ia referitoare la contribu/g288ia pere/g288ilo r structurali, respectiv a cad relor, în rezis ten/g288a ansamblului structural, se exprim/g259 prin frac/g288iunea din for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 în com bina/g1802ia seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, preluat/g259 de cele dou/g259 subsisteme structurale. (c) Structurile flexibile la torsiune prezint/g259 un r/g259spuns seismic nefavorabil /g250i, din acest m otiv, li se atribuie prevederi de proiecta re speciale. Astfel de structuri sunt, de exem plu, sistemele cu elemente rigide concentrate într-o zon/g259 cu dimensiuni relativ reduse, situ at/g259 spre mijlocul cl/g259dirii, /g250i cu elemente mult mai flexibile în res tul construc/g288iei. Aceste sistem e prezint/g259, de regul/g259, rotiri de torsiune foarte importante, cu am plific/g259ri periculoase ale deplas/g259rilor elementelor dispuse periferic. Calculul mo dal al stru cturii eviden/g288iaz/g259 în asemenea cazuri moduri de baz/g259 (primele moduri) preponderent de torsiune sau care cupleaz /g259 vibra/g288iile de transla/g288ie cu vibra/g288ii de torsiune, cu ponderi apropiate, f/g259când dificil controlul comport/g259rii structurii. Asemenea moduri de comportare sunt, în principiu, nerecomandate. În acest sco p, pentru echilibrarea structurii din punct de vedere al rigidit/g259/g288ii se recom and/g259 plasarea unor pere /g288i pe contur, dispu/g250i în pozi/g288ie avantajoas/g259, sau m/g259rirea rigidit/g259/g288ii cadrelor perim etrale, cel mai eficient prin sporirea dimensiunilor (în/g259l/g288imii) grinzilor. Eficien/g288a acesto r interven/g288ii se poate verifica printr-un efect de decuplare a vibra /g288iilor de transla/g288ie de cele de r/g259su cire de ansamblu. În Figura C 5.1 se prezint/g259, de exemplu, o structur/g259 cu m oduri cuplate, sensibil/g259 la r/g259sucire (a), /g250i aceea/g250i structur/g259 îmbun/g259t/g259/g288it/g259 prin sporirea rigidit/g259/g288ii elementelor de pe contur (b). Figura C 5.1. a) b) C 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE BETON C 5.1. Generalit/g259/g288i C5.1.2 Defini/g288iile de la aceast/g259 sec/g288iune au fost preluate practic nemodificate din SR EN 1998-1. Majoritatea lor corespund semnifica/g288iilor termenilor utiliza/g288i în prezent /g250i în /g288ara noastr/g259. Sunt necesare câteva preciz/g259ri: 33 Figura C 5.2. 34 În caz c/g259 m/g259surile de echilibrare ale rigidit/g259/g288ii sistemului nu sunt posibile, r/g259spunsul seismic este mai pu/g1802in controlabil. În asemenea cazuri este necesar/g259 sporirea gradului de asigurare prin sporirea for/g288elor seismice de proiectare. (d) Sistemele de tip pendul inversat reprezint/g259 structuri lipsite de redundan/g288/g259, respectiv de rezerve structurale. În structuri inginere/g1800ti, cum sunt castelele de ap/g259, turnurile de televiziune, co/g250urile de fum, disiparea de energie are loc, de regul/g259, numai în zona de la baza trunchiului, singurul element al structurii. /g249i în aceste situa/g288ii este necesar/g259 sporirea siguran/g288ei prin m/g259rirea for/g288elor de calcul, de aceast/g259 dat/g259 pentru compensarea lipsei de redundan/g288/g259. ( ) În cazul halelor parter, dac/g259 plan/g250eul de acoperi/g250 realizeaz/g259 rolul de diafragm/g259 orizontal/g259 legând capetele stâlpilor, situa/g288ia structurii în ansamblu este mai bun/g259 decât în cazul unei structuri realizate din elemente neconectate, lucrând individual. Dac/g259 leg/g259turile acoperi/g250ului de stâlpi sunt articulate, stâlpii lucreaz/g259 pe o schem/g259 de consol/g259. Cu toat/g259 lipsa aparent/g259 de redundan/g288/g259, sistemul în ansamblu poate eviden/g288ia o anumit/g259 suprarezisten/g288/g259, stâlpii intrând succesiv (nu simultan) în domeniul plastic de deformare, ca urmare a variabilit/g259/g288ii rezisten/g288elor materialelor. Dac/g259 stâlpii au înc/g259rc/g259ri axiale relativ mici, atunci ei posed/g259 o ductilitate substan/g288ial/g259, similar/g259 cu cea a elementelor încovoiate dublu armate. Pe aceast/g259 baz/g259, structurile halelor care respect/g259 condi/g288iile notei de la sfâr/g250itul sec/g288iunii nu sunt penalizate prin sporirea for/g288elor seismice de calcul (vezi 5.2.2.2) /g250i nu se încadreaz/g259 în sistemul de tip pendul inversat. De asemenea, nu se încadreaz/g259 în aceast/g259 categorie cadrele cu un singur nivel, cu rigle legate de stâlpi prin noduri rigide, indiferent de m/g259rimea eforturilor unitare de compresiune din stâlpi. C 5.2. Principii d e proiectare C5.2 (1)-(3) R/g259spunsul seismic al unei structuri este dependent de rela/g288ia dintre doi factori majori: rezisten/g288a /g250i ductilitatea. Cu cât structura este mai puternic/g259, cu atât cerin/g288a de ductilitate este mai mic/g259, /g250i invers. De asemenea, dac/g259 structura este înzestrat/g259 cu o ductilitate substan/g288ial/g259, care este mobilizat/g259 la ac/g288iunea cutremurului, aceasta poate fi mai pu/g288in rezistent/g259 decât o construc/g288ie cu o ductilitate capabil/g259 mai mic/g259. Acest “echilibru” între rezisten/g288/g259 /g250i ductilitate (exprimat/g259 prin raportul între deplasarea ultim/g259 /g1800i cea de la ini/g1802ierea curgerii) este reprezentat schematic în Figura C 5.2, unde comportarea structurilor se aproximeaz/g259 prin rela/g288ii ideal elasto-plastice. o ductilitate mare s/g259 nu fie mobilizat/g259 integral /g250i, din acest motiv, la aceste construc/g288ii m/g259surile de ductilizare /g250i, inclusiv, clasa de ductilitate pot fi reduse. Proiectarea pentru clasa DCM corespunde acestor condi/g288ii. În principiu, îns/g259, proiectarea la DCM poate constitui o op/g288iune /g250i pentru regiunile seismice cu seismicitate mai înalt/g259. Proiectarea la DCM este mai simpl/g259 /g250i poate conferi o comportare mai bun/g259 pentru cutremure moderate. DCH ofer/g259 o siguran/g288/g259 superioar/g259 clasei DCM în ceea ce prive/g250te pr/g259bu/g250irea la ac/g288iuni seismice mai puternice decât cea de proiectare. Din acest motiv, proiectarea la DCH este întotdeauna de preferat în zone seismice cu seismicitate foarte înalt/g259. C 5.2.1 (4) P 100-1 admite proiectarea structurilor numai pe considerente de rezisten/g288/g259, dac/g259 /g250i for/g288ele de proiectare sunt suficient de mari pentru a se ob/g288ine un r/g259spuns seismic practic elastic. În aceste condi/g288ii nu trebuie s/g259 se prevad/g259 m/g259suri de ductilizare (clasa de ductilitate joas/g259 DCL). Factorul de comportare supraunitar, 1.5, ia în considerare suprarezisten/g288a structurii datorata in special diferen/g288ei între valorile de proiectare /g250i cele efective ale rezisten/g1802elor de proiectare. P 100-1 recomand/g259 alegerea DCL numai pentru regiunile cu seismicitate joas/g259 pentru c/g259 structurile astfel proiectate pot s/g259 nu aib/g259 o margine de siguran/g288/g259 suficient/g259 fa/g1802/g259 de cutremure mai puternice decât cel de proiectare. C5.2.2.1 În aceast/g259 sec/g288iune sunt identificate tipurile de structuri pentru cl/g259diri. Definirea lor a fost f/g259cut/g259 la 5.1. C5.2.2.2 (1)..(3) For/g288a seismic/g259 de proiectare poate fi redus/g259 în raport cu valoarea for/g288ei în r/g259spunsul seismic elastic datorit/g259: - dezvolt/g259rii unor deforma/g288ii postelastice consistente (ductilitatea) - rezervelor de rezisten/g288/g259 pe care structura le cap/g259t/g259 ca urmare a metologiei de proiectare (a/g250a numita suprarezisten/g288/g259 a structurii). Rela/g288ia între rezisten/g288/g259 /g250i ductilitate are corespondent în alc/g259tuirea sec/g288iunilor elementelor structurale. La structuri de beton armat, rezisten/g288a la încovoiere, cu sau f/g259r/g259 for/g288/g259 axial/g259, este dependent/g259 de arm/g259turile longitudinale, în timp ce ductilitatea depinde în special de armarea transversal/g259 în zonele critice (disipative). Proiectantul, în principiu, poate opta pentru solu/g288ii diferite, alegând capacit/g259/g288i de rezisten/g288/g259 mai mari /g250i ductilit/g259/g288i capabile mai mici, sau invers. În contextul aplic/g259rii codului de proiectare, apare necesitatea opt/g259rii între proiectarea în condi/g288iile clasei de ductilitate înalt/g259, DCH, sau medie, DCM. Pentru construc/g288iile curente, codurile de proiectare au în vedere un r/g259spuns seismic în care s/g259 nu se impun/g259 structurilor deplas/g259ri mai mari decât cele corespunz/g259toare unor factori de ductilitate de 4 - 5, pentru a evita degrad/g259rile structurale /g250i deforma/g288iile remanente prea mari. Pân/g259 la aceast/g259 limit/g259 comportarea ductil/g259 este preferabil/g259 unui r/g259spuns mai pu/g288in ductil, mai ales în zonele seismice cu valori ag mari. Un asemenea r/g259spuns se ob/g288ine proiectând cl/g259direa pentru clasa DCH. În zonele cu seismicitate slab/g259, sau la construc/g288ii cu capacitate de rezisten/g288/g259 mare, ca urmare a dimensiunilor impuse pe alte criterii decât cele structurale, este de a/g250teptat ca 35 Figura C 5.3. Suprarezisten/g288a are trei surse principale (Figura C 5.3): (i) Suprarezisten/g288a rezultat/g259 din faptul c/g259 valorile efective ale rezisten/g288elor m aterialelor (dup/g259 caz, beton, o/g288el, zid/g259rie) sunt în realitate mai mari decât valorile de proiectare, care reprezint/g259 valorile m inime probabile. (ii) Suprarezisten/g288a rezultat/g259 din modul concret în care se realizeaz/g259 proiectarea elem entelor. (iii) De exemplu, la o cl/g259dire etajat/g259 sec/g288iunile stâlpilor /g250i pere/g288ilor sunt men/g288inute, de cele m ai multe ori, constante pe toat/g259 în/g259l/g288imea cl/g259dirii de/g250i eforturile scad de la baz/g259 c/g259tre vârful acesteia. De asem enea, dimensiunile minim e constructive sau procentele m inime de armare sunt de multe ori superioare dim ensiunilor rezultate efectiv d in calcul, iar la alc/g259tuirea sec/g288iunilor, în marea majoritate a cazurilor, rotunjirea dim ensiunilor necesare ale sec/g288iunilor se face în plus. (iv) Suprarezisten/g288a de sistem, rezultat/g259 din faptul c/g259 articula /g288iile plastice nu se for meaz/g259 simultan ci pe m/g259sur/g259 ce for/g288ele orizontale cresc, astfel încât curba for/g288/g259 - deplasare a structurii nu prezint/g259 un palier orizontal fiind ascendent/g259 dup/g259 apari/g288ia prim ei plastific/g259ri. Aceasta este manifestarea redundan/g288ei structurale. ( ) Reprezentarea din Figura C 5.3 este una schem atic/g259 pentru c/g259 influen/g288a celor 3 surse de suprarezisten/g288/g259 se manifest/g259 împreun/g259 la orice nivel de solicitare. În normele române/g250ti, separarea factorului de reducere datorat ductilit/g259/g288ii de cel datorat suprarezisten/g288ei apare pentru prima oar/g259 în P 100-1, procedura fiind similar/g259 cu cea din Eurocod. În tabelul 5.1 factorul de reducere apare sub forma produsului q/g80qsr dintre cei doi factori par/g288iali, f/g259r/g259 ca aceste nota/g288ii s/g259 apar/g259 explicit. Frac/g1802iunea din factorul de comportare care ia în considerare ductilitatea poten/g1802ial/g259 a structurii /g1800i efectele de suprarezisten/g1802/g259 identificate la (i) /g1800i (ii) ia valori între 5 /g250i 1,5, în func/g288ie de ductilitatea poten/g288ial/g259 a sistemului /g250i de clasa de ductilitate aleas/g259. Aceasta este separat/g259 de frac/g1802iunea /g68u//g681 care reprezint/g259 raportul dintre for/g288a înregistrat/g259 de structur/g259 în momentul ultim /g250i for/g288a corespunz/g259toare ini/g288ierii curgerii (altfel spus, form/g259rii primei articula/g288ii plastice). Factorul /g68u//g681 /g116 1 exprim/g259 astfel, formal, numai suprarezisten/g288a de sistem, fiind cu atât mai mare cu cât este mai redundant/g259 structura. 36 ca valoarea cea m ai mic/g259 a raportului gE gRd M M M M /g16 /g16 , unde MRd este valoarea de proiectare a momentului capabil la cap/g259tul elementului iar ME /g250i Mg sunt momentele încovoietoare din ac/g1802iunea seismic/g259 /g250i, respectiv, din ac/g1802iuni gravita/g288ionale incluse în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare, pentru toate zonele critice. Valoarea lui /g302u poate fi calculat/g259 ca raportul dintre for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare form/g259rii mecanismului complet de plastificare, conform/g259 unui calcul static neliniar, /g250i for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 cauzat/g259 de ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare (Figura C 5.2). Ac/g1802iunile gravita/g288ionale considerate c/g259 ac/g288ioneaz/g259 simultan cu ac/g288iunea seismic/g259 trebuie men/g288inute constante în calculul static neliniar, în timp ce deplas/g259rile laterale cresc. Pentru consecven/g288/g259, la calcularea lui /g3021, în calculul static neliniar capacit/g259/g288ile de moment ale capetelor elementului trebuie s/g259 ia valorile de proiectare MRd. Dac/g259 sunt folosite valorile medii ale momentelor capabile, cum se obi/g250nuie/g250te în calculul static neliniar, acelea/g250i valori vor fi folosite /g250i pentru calculul lui /g3021. Figura C 5.4. În faza ini/g288ial/g259 a proiect/g259rii nu se cunoa/g250te alc/g259tuirea (armarea) structurii astfel încât procedeul descris mai sus poate fi aplicat numai pentru verific/g259ri ale comport/g259rii structurale. În proiectarea curent/g259 se folosesc valorile propuse în Cod, care sunt stabilite în func/g288ie de num/g259rul nivelurilor /g250i deschiderilor construc/g288iei, cu alte cuvinte de gradul de nedeterminare static/g259 (redundan/g288a) al construc/g288iei. Tabelul 5.1 cu valorile maxime ale factorului de comportare q prezint/g259 dou/g259 nout/g259/g288i fa/g288/g259 de precedenta edi/g288ie a codului. (i) Valori distincte pentru clasa DCL Valoarea q = 2 > 1,5, propus/g259 pentru structurile parter cu /g587d /g148 0,25, are în vedere ductilitatea „natural/g259”, f/g259r/g259 m/g259suri de confinare a elementelor de beton armat cu for/g288e de compresiune relativ mici. Vb /g302uVdb Vdb /g302yVdb d Vb for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Vbd for/g288a t/g259ietoare de proiectare Curba for/g1802/g259-depasare rezultat/g259 dintr-un calcul ”pushover” La cl/g259dirile din clasa DCL se presupune c/g259 suprarezisten/g288a materialelor /g250i a elementelor corespunde, a/g1800a cum s-a ar/g259tat, unui factor de comportare q = 1,5. De asemenea, se presupune c/g259 aceasta valoare este deja inclus/g259 în valorile din tabelul 5.1 pentru cl/g259dirile din DCM /g250i DCH. /g3021 poate fi considerat ca factor multiplicativ pentru efectele ac/g288iunii seismice din calculul elastic pentru ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare. Valoarea sa poate fi calculat/g259 37 (a) limitarea for/g288ei axiale relative (b) limitarea for/g288ei t/g259ietoare relative (c) alc/g259tuirea adecvat/g259 a arm/g259rii ( ) (vezi C5.3.4.1.2, C5.3.4.2.2, C5.3.4.3.2). C 5.2.3.3.1(6) R/g259spunsul seismic neliniar al structurilor de beton armat depinde de „func/g288ionarea” articula/g288iilor plastice. Din acest motiv, prevederile de calcul /g250i de alc/g259tuire privesc aceste zone, urm/g259rind s/g259 asigure o comportare histeretic/g259 stabil/g259 pentru acestea. În restul zonelor elementelor structurale, de regul/g259 nu se dep/g259/g250e/g250te pragul elastic de deformare. În mod firesc pentru aceste zone, sunt suficiente regulile pentru elemente structurale „neseismice” din SR EN 1992-1-1. C5.2.3.3.3(1)..(4) Aceast/g259 sec/g288iune include prevederile de aplicare a metodei ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a elementelor structurale (“capacity design method”), prin care se impune structurii mecanismul dorit de disipare a energiei. Aceste mecanisme prev/g259d în cazul structurilor în cadre formarea articula/g288iilor plastice în grinzi, /g250i nu în stâlpi (a/g250a numitul mecanism stâlpi puternici - grinzi slabe). Condi/g288ia (5.4) exprim/g259 faptul c/g259 aceste momentele de proiectare în stâlpi trebuie s/g259 fie mai mari cu 30% pentru clasa H, respectiv cu 20% pentru clasa M, decât momentele de plastificare ale grinzilor, pentru fiecare direc/g288ie /g250i sens de ac/g288iune ale cutremurului. Acest ecart este considerat suficient pentru a asigura mecanismul stâlpi puternici - grinzi slabe, chiar /g250i pentru un atac seismic în direc/g288ie oblic/g259. Studii efectuate prin calculul dinamic neliniar demonstreaz/g259 îns/g259 c/g259, ocazional, la construc/g288ii mai deosebite, coeficientul /g74Rd necesar poate ajunge la valori de cca 2-2,2. O alt/g259 cauz/g259 pentru care rela/g288ia (5.4) poate fi neasigur/g259toare pentru evitarea apari/g288iei articula/g288iilor plastice în stâlpi este aceea c/g259 distribu/g288ia momentelor încovoietoare în lungul stâlpului cadrelor etajate pe durata ac/g288iunii seismice poate diferi substan/g288ial de cea furnizat/g259 de calculul elastic la for/g288ele statice echivalente. R/g259spunsul dinamic neliniar eviden/g288iaz/g259 faptul c/g259 pozi/g288ia punctului de inflexiune se modific/g259 permanent. În [Paulay, 1986] se arat/g259 c/g259 la structuri respectând condi/g288ia (5.4) pot ap/g259rea situa/g288ii în care se formeaz/g259 articula/g288ii plastice sub grinzi, în timp ce sec/g288iunile de deasupra 38 (ii) Includerea în componen/g288a factorului kw din componen/g288a factorului de comportare pentru structurile cu pere/g288i. ( ) C5.2.2.2(4)(5) O serie de construc/g288ii relativ frecvente în prezent, cum sunt parc/g259rile supraetajate /g250i tribunele stadioanelor, pot include pere/g288i scur/g288i cu ductilitatea poten/g288ial/g259 inferioar/g259 pere/g288ilor lungi din construc/g288iile de tip obi/g250nuit. Factorul subunitar kw este identic cu cel prev/g259zut în EN1998-1, în care valorile acestuia depind de raportul între în/g259l/g288imea /g250i lungimea pere/g288ilor. C5.2.2.2 (6) A/g250a cum s-a ar/g259tat la 4.4.3.3, penalizarea structurilor neregulate prin m/g259rirea for/g288elor seismice de proiectare se face prin intermediul factorilor de reducere (vezi /g250i 5.2.2.2). C5.3.2 Condi/g288iile generale de verificare a rezisten/g288ei /g250i ductilit/g259/g288ii structurii au fost discutate la C4.6.2.2 /g250i C4.6.2.3. Comentariile f/g259cute acolo sunt valabile /g250i se refer/g259 aici la structurile de beton armat. C5.2.3.2(1) Realiza rea de incursiuni în domeniul plastic f/g259r/g259 reduceri semnificative ale capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, înseamn/g259 bucle histeretice stabile care se pot realiza prin /g166/g116 /g16RbRdcorespRc MM M /g74infsup sau /g166/g116 /g16RbRdcorespRc MM M /g74supinf (C 5.1) dup/g259 cum momentul în stâlp deasupra nodului, furnizat de calculul elastic, este mai mare sau mai mic decât cel din sec/g288iunea de sub grind/g259. Cu inf corespM /g250i sup corespM s-au notat momentele care intervin în stâlp în sec/g288iunile de sub nod /g250i de deasupra nodului, în situa/g288ia în care stâlpul s-ar plastifica deasupra nodului, respectiv dedesubtul nodului. O valoare aproximativ/g259 a acestor momente se ob/g288ine amplificând valorile rezultate din calculul static la înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare cu raportul între suma momentelor capabile în grinzile adiacente nodului /g250i suma momentelor în grinzi rezultate din calculul static la înc/g259rc/g259ri de proiectare. Figura C 5.5. În P 100-1 se urmeaz/g259 prevederile din SR EN 1998-1 /g1800i nu se prevede verificarea unor asemenea situa/g288ii. Se consider/g259 c/g259 aceste cazuri sunt foarte dificil de identificat, pe de o parte, iar p lastificarea accidental/g259, cu cerin/g288e de rotire mici, nu este periculoas/g259. În anexa D a normativului P100/92 condi/g288ia între momentele capabile de la stâlpi /g250i cele din grinzi este extins/g259 la toate nodurile de cadru de la un anumit nivel, sau pentru nodurile dintr-un anumit plan al structurii. Aceasta înseamn/g259 c/g259 dac/g259 condi/g288ia nu este respectat/g259 pentru un anumit nod, dar este îndeplinit/g259 la nivelul ansamblului, mecanismul de plastificare poten/g288ial este satisf/g259c/g259tor. Într-adev/g259r, chiar dac/g259 ar ap/g259rea una sau câteva articula/g288ii plastice la extremit/g259/g288ile stâlpilor de la un anumit nivel, atâta vreme cât majoritatea stâlpilor lucreaz/g259 în domeniul elastic (Figura C 5.6,b), nu se poate forma un mecanism tip “nivel slab”. Deplas/g259rile sunt controlate în acest caz, iar rotirile în articula/g288iile plastice din stâlpi sunt cu totul moderate. acestora sunt supuse la momente cu valori foarte reduse. De altfel, însu/g250i calculul elastic pune în eviden/g288/g259 situa/g288ii în care momentele pe stâlpi, deasupra /g250i dedesubtul grinzii, sunt de acela/g250i semn atunci când grinzile sunt relativ flexibile în raport cu stâlpii. În aceste cazuri condi/g288ia (5.4) ar trebui înlocuit/g259, în principiu, cu o rela/g288ie de forma: 39 Varianta ad optat/g259 în P100/92, mai simplu de aplicat si mai corect/g259 principial, care a fost preluat/g259 ca procedeu alternativ (relatia 5.5), poate fi utilizat/g259 op/g288ional a/g250a cum se arat/g259 la (4). Figura C 5.6. Situa/g288iile în care satisfacerea condi/g288iei (5.4) este exceptat/g259 are în vedere stâlpi la care, datorit/g259 înc/g259rc/g259rii axiale relativ mici, ductilitatea la încovoiere es te consistent/g259, astfel încât dezvoltarea unor deforma/g288ii plastice controlate nu este periculoas/g259. La cazurile indicate la (3) mai trebuie ad/g259ugat acela al stâlpilor marginali, în situa/g288ia în care sunt desc/g259rca/g288i puternic, uneori total, de for/g288ele de compresiune, prin efectul indirect al for/g288elor orizontale. În cazul în care for/g288a axial/g259 este întindere sau o compresiune mic/g259, ductilitatea sec/g288ional/g259 este substan/g288ial/g259 f/g259r/g259 m/g259suri de armare transversal/g259 deosebite. Plastificarea local/g259 a unui singur stâlp din /g250irul de stâlpi de la un anumit nivel nu este periculoas/g259, pentru c/g259 nu implic/g259 dezvoltarea unor mecanisme de etaj. Pe de alt/g259 parte, satisfacerea condi/g288iei (5.4) ar atrage o sporire excesiv/g259 a arm/g259turii longitudinale. Impunerea prin proiectare a pozi/g288iei articula/g288iilor plastice (a zonelor disipative) aduce avantaje importante: (i) Men/g288ine stâlpii în domeniul elastic de com portare astfel încât fretarea (confinarea) m iezului de beton al stâlpului nu mai este necesar/g259 necesar/g259, astfel încât m /g259surile de armare transversal/g259 se pot reduce substan/g288ial. (ii) Spore/g1800te capacitatea betonului din stâlpi de a prelua for/g288a t/g259ietoare, în zonele de la cap etele stalpilor, ”ferite” de plastificare. (iii) Îmbun/g259t/g259/g1802e/g1800te condi/g288iile de aderen/g288/g259 ale arm/g259turilor, ca urmare a faptului c/g259 acestea nu m ai sunt solicitate ciclic alternant în domeniul postelastic. Ca urm are, se pot accepta îm bin/g259ri prin suprapunerea barelor verticale pe lungimi ma i reduse, corespunz/g259toare condi/g288iilor normale de solicitare. (iv) Faptul c/g259 stâlpii nu se plastific/g259 îmbun/g259t/g259/g288e/g250te comportarea nodurilor grind/g259- stâlp. ( ) Aceste argu mente arat/g259, pe de alt/g259 parte, c/g259 aplicarea metodei de proiectare la capacitate pentru impunerea unor mecanisme de plastificare favorabile nu înseamn/g259 sporuri deosebite de arm/g259tur/g259, în special ca urmare a reducerii arm/g259turii transversale necesare (5.2.3.3.2(4)). C5.2.3.3.3(5) În aceast/g259 edi/g288ie a codului de proiectare seismic/g259 s-a renun/g288at la procedeul de evaluare a momentelor de proiectare din EN 1998-1. De/g250i în acest document se face afirma/g288ia c/g259 diagrama de momente înf/g259/g250ur/g259toare de proiectare propus/g259 este acoperitoare, fiind în m/g259sur/g259 s/g259 acopere incertitudinile legate de distribu/g288ia eforturilor în r/g259spunsul inelastic, test/g259rile efectuate în proiectarea cladirilor au infirmat acest/g259 apreciere. Este contestabil, în primul rând, c/g259 diagrama EN 1998-1 40 /g250i reduce num /g259rul de tipuri de armare (Figura C 5.7,b). Figura C 5.7. C5.2.3.3.4 (1)(2) Mobilizarea mecanismului de disipare de energie proiectat presupune c/g259 sunt evitate ruperile premature de tip fragil sau mai pu/g288in ductil. În aceast/g259 sec/g288iune sunt identificate asemenea tipuri de cedare: (i) În vederea evit/g259rii ruperii la for/g288/g259 t/g259ietoare în sec/g288iuni înclinate se iau urm /g259toarele m/g259suri: - Valorile for/g288elor de proiectare sunt cele maxime care pot ac/g288iona asupra elem entelor, respectiv cele care corespund mecanism ului de plastificare. La evaluarea mom entelor capabile asociate acestui mecanism se ia în considerare posibilitatea solicit/g259rii o/g288elului în domeniul de consolidare, func/g288ie de m /g259rimea a/g250teptat/g259 a incursiunilor în domeniul neliniar, respectiv de clasa de ductilitate, m edie (DCM) sau înalt/g259 (DCH), pentru care este proiectat/g259 structura. Montantul 1 Montantul 2 Montantul 1 Montantul 2 Deformata pere/g1802ilor cupla/g1802i Diagrame de momente în montan/g1802i Dup/g259 redistribu/g1802ie Înainte de redistribu/g1802ie Înainte de redistribu/g1802ie Dup/g259 redistribu/g1802ie nu este legat/g259 de mecanismul de cedare cu plastificarea sec/g288iunilor de la baza pere/g288ilor. În consecin/g288/g259, atât valorile momentelor încovoietoare de proiectare, dar /g250i valorile for/g288elor t/g259ietoare de proiectare din SR EN 1998-1 au un caracter conven/g288ional /g250i nu pot evita unele plastific/g259ri necontrolate pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii /g250i, mai cu seam/g259, ruperile fragile la for/g288/g259 t/g259ietoare. Din acest motiv, P 100-1 prevede pentru evaluarea eforturilor de proiectare din pere/g288i procedeul din CR 2-1-1.1, bazat consecvent pe ierarh izarea capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 în vederea impunerii mecanismului de disipare de energie urm/g259rit. Întrucât procedeul este prezentat detaliat în pentru proiectarea structurilor cu pere/g288i /g250i comentat pe larg în volumul de comentarii la Cod, P 100-1 face numai unele preciz/g259ri de baz/g259 si face trimitere la codul CR 2-1-1.1 pentru prevederi suplimentare. C5.2.3.3.2(6) Redistribu/g288iile admise ale momentelor de dimensionare între elementele verticale /g1800i, respectiv, între elementele orizontale care m/g259rginesc acela/g1800i /g250ir de goluri, se bazeaz/g259 pe ductilitatea substan/g288ial/g259 a elementelor structurale proiectate pe baza codului. Dac/g259 redistribu/g288iile se încadreaz/g259 în limita a 30% /g1800i, respectiv, 20%, nu se dep/g259/g250esc capacit/g259/g288ile de rotire în sec/g288iunile cele mai solicitate. Redistribu/g288iile permit optimizarea arm/g259rii, în sensul economiei de o/g288el /g250i al realiz/g259rii constructive mai simple. De exemplu, se pot transfera momente de la pere/g288ii (stâlpii) mai pu/g288in înc/g259rca/g288i axial la cei supu/g250i la compresiuni mai mari, unde se pot prelua momente sporite cu sporuri de arm/g259tur/g259 relativ mici. De asemenea, redistribu/g288ia momentelor între grinzile dintre doi pere/g288i (stâlpi) poate uniformiza sistemul de armare 41 - În zonele plastice poten/g288iale (zone critice sau zon e disipative), se /g288ine seama de sc/g259derea capacit/g259/g288ii betonului de a prelua for/g288a t/g259ietoare, datorit/g259 solicit/g259rii ciclice, uneori alternante. Pentru evitarea ruperilor produse de for/g288ele de lunecare în rosturi de lucru, de asemenea se evalueaz/g259 la maximum aceste for/g288e, ca fiind cele asociate mecanismului de plastificare. Un exemplu edificator este ilustrat în Figura C 5.8 unde se reprezint/g259 schema de calcul a for/g288elor de lunecare ac/g288ionând într-o îmbinare vertical/g259 a unui perete prefabricat din panouri mari. Din examinarea echilibrului for/g288elor rezult/g259 c/g259, în momentul ultim, for/g288ele de lunecare au valori compuse dintr-o component/g259 rezultat/g259 din varia/g288ia momentului încovoietor pe în/g259l/g288imea peretelui (lunecare Jurawsky) /g250i alta care echilibreaz/g259 înc/g259rc/g259rile aplicate pe plan/g250ee. Rezult/g259 c/g259 for/g288a de lunecare asociat/g259 mecanismului de plastificare este substan/g288ial mai mare decât cea dat/g259 de calculul elastic. Figura C 5.8. (ii) Degradarea aderen/g288ei între arm/g259tur/g259 /g250i beton, în special în zona ei de ancorare (în m ulte cazuri aceasta reprezint/g259 zona de îmbinare între elemente - nodul structural), poate, la lim it/g259, scoate bara din lucru /g250i deci reduce rezisten/g288a. În cazul ac/g288iunii seism ice acest risc este amplificat de efectul înc /g259rc/g259rilor ciclice, alternante, /g250i de efectul fisurilor de despicare a betonului în lungul bare i în zona nodului structural. Pentru a reduce acest risc : - se folosesc bare cu profil periodic; - se iau m/g259suri speciale de ancorare; - se spore/g250te lungimea de ancorare a barelor drepte. În sec/g1802iunea 5.7 se prevede sporirea cu 20% a lungim ilor de ancorare ale barelor longitudinale întin se în elem entele participante la preluarea ac/g288iunii seismice, în raport cu lungim ile de anco rare ale arm/g259turilor cu condi/g288ii normale de solicitare. Pentru asigurarea unei bune ancor/g259ri a etrierilor cu rol d e fretare în zonele critice din elementele structurale, cârligele acestora au forma /g250i dimensiunile din Figura C 5.9,a. Prin p/g259trunderea cârligului în m iezul de beton al sec/g288iunii (Figura C 5.9,b) se creeaz/g259 condi/g288ii m ai bune de ancorare decât prin pozi/g288ionarea lui în imediata apropiere a stratului de beton de acoperire, care se poate pierd e la o solicitare seismic/g259 intens/g259. 42 Figura C 5.9. Figura C 5.10. a) b) (iii) Pe baza acelora/g250i considerente, este necesar s/g259 se evite înn/g259dirile (în special cele prin suprapunere cu sudur/g259) în zonele critice. Aceast/g259 problem/g259 apare în special la înn/g259direa arm/g259turilor verticale din stâlpi /g250i pere/g288i, la care apar întreruperi ale continuit/g259/g288ii la fiecare nivel, datorate tehnologiei de execu/g288ie. Cea mai simpl/g259 solu/g288ie pentru evitarea înn/g259dirii din zona disipativ/g259 de la baza stâlpilor sau a pere/g288ilor este s/g259 se prevad/g259 arm/g259turi cu lungimea a dou/g259 niveluri. În cazul pere/g288ilor cu un raport mare între în/g259l/g288ime /g250i lungime (cu o în/g259l/g288ime relativ mic/g259 a zonei plastice), atunci când solu/g288ii ca cele indicate mai sus nu sunt posibile sau sunt dificil de executat, se poate accepta /g250i ideea dezvolt/g259rii zonei critice deasupra zonei de înn/g259dire a arm/g259turilor verticale (Figura C 5.10). Pentru aceasta, zona de înn/g259dire trebuie sa fie sensibil mai puternic/g259 decât zona de deasupra, condi/g288ie îndeplinit/g259 montând must/g259/g288i suficient de puternice. Mutarea zonei critice mai sus nu implic/g259 sporuri substan/g288iale ale for/g288ei t/g259ietoare asociate, situa/g288ie care intevine la stâlpi, datorit/g259 configura/g288iei diagramei de momente specifice pere/g288ilor, caracteriza/g288i de un bra/g288 de forfecare mult mai mare. 43 Figura C 5.11. (iv) Problema evit/g259rii ruperii zonelor întinse se pune /g250i în proiectarea gravita/g288ional/g259. Dup/g259 fisurarea betonu lui întins, eforturile preluate pân/g259 în acel moment de betonul întins trebuie preluate de arm /g259tur/g259, a c/g259rei sec/g288iune este necesar s/g259 fie suficient de m are astfel încât s/g259 nu se rup/g259 în urma acestui transfer brusc de efort. Aceasta este de fapt condi/g288ia pentru determinarea arm/g259rii minime (adic/g259 a procentelor minime de armare) necesare în zonele întinse. ( ) În cazul ac/g288iunii seism ice, fisurarea unei sec/g288iuni cu arm/g259tur/g259 insuficient/g259 nu este urmat/g259 neap/g259rat de ruperea arm/g259turii, pentru c/g259 efortul aplicat scade pân/g259 la valoarea pe care aceasta o poate suporta (Figura C 5.11). Trebuie avute în vedere dou/g259 probleme: - În cazul unor sec/g288iunii dezvoltate în zona comprimat/g259, în/g259l/g288imea zonei com primate la rupere este foarte mic/g259, rezultând deforma/g288ii foarte ample în arm /g259tura întins/g259. Dac/g259 cerin/g288a de rotire este mare, arm/g259tura întins/g259, cu sec/g288iune insuficient/g259, se poate rupe. - În cazul unor sec/g288iunii foarte dezvoltate în zona întins/g259, chiar dac/g259 arm/g259tura dispus/g259 raportat/g259 la sec/g288iunea inim ii poate ap/g259rea suficient/g259, momentul de fisurare ( Mcr) poate fi superior momentului de curgere ( My) al sec/g288iunii de beton armat. Aceasta înseamn/g259 c/g259 /g250i for/g288a t/g259ietoare asociat/g259 momentului de fisurare este m ai mare decât cea asociat/g259 mecanismului de plastificare /g250i dim ensionarea arm/g259rii transversale trebuie f/g259cut/g259 la cea mai mare valoare a for/g288ei t/g259ietoare care poate ac/g288ion a asupra elementului. C5.2.3.4(1) Ductilitatea structurii în ansamblul ei poate fi mobilizat/g259 în zonele critice ale elementelor structurale. Capacitatea de deformare plastic/g259 a zonelor disipative este direct dependent/g259 de rotirea specific/g259 (curbura) ultim/g259 dezvoltat/g259 în sec/g288iunea cea mai solicitat/g259 dup/g259 cum ruperea în sec/g288iune se atinge prin dep/g259/g250irea deforma/g288iei ultime de compresiune /g72cu a betonului, sau a deforma/g288iei ultime /g72su a arm/g259turii întinse (Figura C 5.12, a /g1800i b). Cu x s-a notat în/g259l/g1802imea zonei comprimate. 44 Figura C 5.12. x cu u /g72/g73/g32 xd su u /g16/g32/g72/g73 (C 5.2) Valorile /g73u, în situa/g288iile în care acestea sunt stabilite prin rela/g288ia /g11/g12x dsu u /g16 /g32/g72/g73 (întâlnite la unele elem ente solicitate la întindere excentric/g259 sau, mai rar, la încovoiere sau compresiune excentric/g259 cu for/g288e axiale reduse /g250i sec/g288iuni de arm/g259tur/g259 întinse mici), asigur/g259, de regul/g259 în exces, cerin/g288ele de ductilitate asociate unei comport/g259ri favorabile la solicit/g259ri seismice. În cazul obi/g250nuit în care se aplic/g259 rela/g288ia se constat/g259 c/g259 valorile /g73u pot fi m/g259rite, fie prin m/g259suri care s/g259 duc/g259 la reducerea în/g259l/g288imii zonei comprimate, fie prin m/g259suri care s/g259 sporeasc/g259 valoarea /g72cu. Primul obiectiv poate fi realizat (vezi ecua/g288ia care descrie echilibrul proiec/g288iei for/g288elor la rupere într-o sec/g288iune de beton armat) prin: - alegerea unor sec/g288iuni evazate (cu t/g259lpi) în zona comprimat/g259, - reducerea eforturilor unitare medii de compresiune, respectiv prin m/g259rirea sec/g288iunii de beton, - sporirea arm/g259turii din zona comprimat/g259, - limitarea arm/g259turii din zona întins/g259, - m/g259rirea clasei de beton. Sporirea deform abilit/g259/g288ii betonului se ob/g288ine prin efectul de confinare realizat de o armare transversal/g259 eficient/g259. Armarea transversal/g259 mai are /g250i alte roluri. Astfel, o armare transversal/g259 corect alc/g259tuit/g259 asigur/g259 integritatea betonului închis între etrieri /g250i, în consecin/g288/g259, contribuie la stabilitatea histeretic/g259 a comport/g259rii elementului, inclusiv prin conservarea capacit/g259/g288ii betonului de a prelua for/g288a t/g259ietoare. De asemenea, în m/g259sura în care este dispus/g259 judicios, arm/g259tura transversal/g259 sus/g288inut/g259 de etrieri /g250i agrafe împiedic/g259 flambajul lateral al barelor de arm/g259tur/g259 longitudinale comprimate. C5.2.3.4(2)(c) Rezisten/g288a betonului influen/g288eaz/g259 pozitiv, sub toate aspectele, ductilitatea /g250i capacitatea de disipare a energiei. Astfel, un beton mai rezistent are o aderen/g288/g259 superioar/g259 la arm/g259turile de o/g288el /g250i o capacitate superioar/g259 de a prelua for/g288a t/g259ietoare. De asemenea, sporirea rezisten/g288ei betonului duce la sporirea direct/g259 a ductilit/g259/g288ii de curbur/g259 prin reducerea dimensiunilor zonelor comprimate în sec/g288iunile a) b)x cu u /g72/g73/g32 xd su u /g16/g32/g72/g73 45 (i) O/g288elul trebuie s/g259 prezinte deforma/g288ii ultim e suficient de m ari, astfel încât incursiunile în dom eniul postelastic înregistrate de arm/g259turile solicitate la ac/g288iuni seism ice intense, însumate pe toat/g259 durata de via/g288/g259 a construc/g288iei, s/g259 nu consume alungirea capabil/g259 a acestora. Condi/g288iile fixate sunt ca alungirea minim/g259 sub efortul unitar m axim, /g304su, denumit/g259 uneori alungire uniform/g259 la rupere, s/g259 fie 5% pentru clasa DCM /g250i 7,5% pentru clasa DCH. (ii) Raportul între rezisten/g288a ultim/g259 /g250i cea de curgere are importan/g288/g259 din mai multe puncte de vedere (Figura C 5.13). Astfel: - consolidarea o/g288elului este una din sursele dezvolt/g259rii deforma/g288iilor plastice pe o anum it/g259 zon/g259. Cu cât este mai mare lungimea lp a zonei plastice, cu atât capacitatea de rotire p lastic/g259 este mai mare. Din acest motiv, unele coduri de proiectare prev/g259d condi/g288ia ca rapo rtul /g3/g86su//g86sy s/g259 fie cel pu/g288in 1,15. - un raport prea mare /g86su//g86sy, precum /g250i o variabilitate prea mare a valorii fy pot m /g259ri exagerat raportul între momentul ultim /g250i cel de ini/g288iere a curgerii. Efectele un ei asemenea suprarezisten/g288e datorate o/g288elului pot fi ruperea prem atur/g259 a elementului la for/g288/g259 t/g259ietoare, datorit/g259 cre/g250terii neprev/g259zute a valorii aso ciate momentului ultim dezvoltat la capete, /g250i schimbarea raportu lui între momentele grinzilor (solicitate amplu în domeniul postelastic) /g250i m omentele de la extremit/g259/g288ile stâlpilor, în jurul nodurilor, pân/g259 la neasigurarea condi/g288iei m ecanismului grind/g259 slab/g259 - stâlp puternic. Din acest m otiv raportul /g86su//g86sy se limiteaz/g259 superior la 1,35. Din acela/g250i motiv, la evaluarea for/g288elor t/g259ietoare asociate /g250i la verificarea condi/g288iei dintre momentele barelor care converg într-un nod, momentele capabile ale grinzilor se amplific/g259 prin înmul/g288irea cu factorul /g74Rd. Figura C 5.13. Condi/g288iile men/g288ionate sunt îndeplinite de o/g288elurile de clas/g259 B /g250i C pentru clasa DCM, /g250i numai de cele de clas/g259 C pentru clasa DCH (vezi tabelul C1 din SR EN 1992-1-1). (iii) Sub înc/g259rc/g259ri ciclice alternante o/g288elul laminat la cald eviden/g288iaz/g259 a/g250a numitul efect Bauschinger care const/g259 în reducerea aparent/g259 a m odulului de elasticitate tangent, 46 elementelor. P 100-1 prevede, din acest motiv, limite inferioare pentru clasa betonului utilizat în structuri, mai mari pentru clasa DCH decât pentru clasa DCM. Anumite propriet/g259/g288i ale o/g288elului prezint/g259 importan/g288/g259 din punct de vedere al comport/g259rii structurilor de beton armat la ac/g288iuni seismice: Figura C 5.14. (iv) Conlucrarea o/g288elului cu betonul, ancorarea sa eficient/g259 în beton, astfel încât lunecarea s /g259 fie evitat/g259 sau limitat/g259 rezonabil, sunt decisive pentru comportarea favorabil/g259 a zonelor disipative so licitate ciclic /g250i alternant. Din acest motiv utilizarea unor o/g288eluri cu un profil eficient este obligatorie. ( ) Investigarea r/g259spunsului seism ic al structurilor de beton armat utilizând instrumentul de calcul dinamic neliniar, cel mai performant de care se dispune, eviden/g288iaz/g259 faptul c/g259 tabloul real al articula/g288iilor plastice /g250i distribu/g288ia eforturilor pot dif eri sensibil de cele presupuse prin aplicarea metodelor de proiectare curente. M/g259surile suplimentare date la aceste sec/g288iuni urm/g259resc s/g259 acopere într-o manier/g259 nu foarte precis/g259, dar suficient de sigur/g259, asemenea diferen/g288e. Se discut/g259 în continuare, cu caracter de exemplu, câteva situa/g288ii de acest fel care apar în proiectarea seismic/g259 a construc/g288iilor de beton armat: (i) În cazurile obi/g250nuite, mecanismele de plastificare ale structurilor în cadre, mobilizate la ac/g288iunea cutrem urelor asociate cerin/g288ei de performan/g288/g259 de siguran/g288/g259 a vie/g288ii, implic/g259, pentru fiecare sens de ac/g288iune al cutremurului, formarea de articula/g288ii plastice cu acela/g250i sens de rotire la cele dou/g259 ex tremit/g259/g288i ale grinzilor. Dat fiind nivelul sc/g259zut al for/g288elor seism ice de proiectare în raport cu cele corespunz/g259toare r/g259spunsului seism ic elastic, dezvoltarea articula/g288iilor plastice ca în Fi gura C 5.15,c. reprezint/g259 o ipotez/g259 de lucru cu o probabilitate apropiat/g259 de certitudine, indiferent de configura/g288ia diagram elor de momente de proiectare înf/g259/g250ur/g259toare (Figura C 5.15, a /g1800i b). Figura C 5.15. Comportarea histeretic/g259 stabil/g259 a celor dou/g259 articula/g288ii plastice face necesar/g259 /g250i realizarea unei capacit/g259/g288i de a prelua momente pozitive pe reazem, respectiv a) b c) dup/g259 prima înc/g259rcare în domeniul postelastic (Figura C 5.14), altfel spus, în nelinearizarea rela/g288iei /g116-/g72 la valori substan/g288ial mai mici decât limita ini/g288ial/g259 de curgere înregistrat/g259 la prima incursiune în domeniul plastic. Una din consecin/g288ele acestei propriet/g259/g288i este reducerea lungimii de flambaj a arm/g259turilor în raport cu cea corespunz/g259toare comport/g259rii în domeniul elastic. Din acest motiv, P 100 -1:2011, ca /g250i SR EN 1998-1, prevede distan/g288e mici între prinderile barelor comprimate în zonele disipative. 47 Figura C 5.16. Pozi/g288iile în lungul grinzii ale celor dou/g259 articula/g288ii plastice depind de maniera în care diagrama de momente capabile, corespunz/g259toare detalierii arm/g259rii longitudinale, „îmbrac/g259” diagrama de momente încovoietoare maxime de proiectare. Dou/g259 situa/g288ii posibile sunt ilustrate în Figura C 5.17. Astfel, în cazul reprezentat în Figura C 5.17, a, articula/g288iile plastice apar la extremit/g259/g288ile grinzilor, iar în situa/g288ia din Figura C 5.17, b, o articula/g288ie plastic/g259 apare la o extremitate a grinzii, în timp ce cealalt/g259 apare în câmpul grinzii. Exist/g259 mai multe argumente care fac ca prima situa/g288ie s/g259 fie considerat/g259 mai avantajoas/g259. Într-adev/g259r, atunci când articula/g288iile plastice apar la capetele grinzii: - pentru acelea/g250i rotiri de noduri, deforma/g288iile impuse grinzii /g250i, în consecin/g288/g259, cerin /g288a de ductilitate la rotire în zona plastic/g259 sunt mai mici (Figura C 5.17, c /g1800i d); pentru claritate, în Figura C 5.17 se indic/g259 deforma/g288iile la ini/g288ierea curgerii. - for/g288a t/g259ietoare asociat/g259 mecanismului de plastif icare poate fi mai mic/g259; - armarea transversal/g259 minim/g259 prevazut/g259 pentru zona plastic/g259 se întinde pe o lungim e mai mic/g259; în Figura C 5.17, a /g1800i b, care ilustreaz/g259 cazurile distincte care pot ap/g259rea în practic/g259, se ind ic/g259 modul specific de armare transversal/g259 a grinzii. 48 prevederea unei arm/g259turi minime la partea inferioar/g259 de la capetele grinzii. Aceast/g259 cantitate minim/g259 este dat/g259 în P 100-1, ca /g250i în alte coduri, ca o frac/g288iune din armarea prev/g259zut/g259 la partea superioar/g259 a grinzilor pentru preluarea momentelor negative. (ii) Dezvoltarea momentelor negative în câmpul grinzii depinde de mai mul/g288i factori, cum sunt: m/g259rimea deschiderii, raportul dintre momentele din înc/g259rc/g259rile verticale /g250i cele orizontale, dispozi/g288ia articula/g288iilor plastice (vezi (iii)), etc. O situa/g288ie tipic/g259 este reprezentat/g259 în Figura C 5.16. /g287inând seama de dilatarea diagramei de momente pentru a introduce efectul fisurilor înclinate asupra efortului din arm/g259turile întinse /g250i de ancorajul necesar al barelor, se constat/g259 c/g259 nu exist/g259 practic sec/g288iune în care s/g259 nu fie necesar/g259 prevederea unor arm/g259turi la partea superioara în câmp. Pe aceasta baz/g259, P 100-1 prevede obligativitatea pozi/g288ion/g259rii unor arm/g259turi minime continue la partea superioar/g259 a grinzilor. (iii) Determinarea pozi/g288iei articula/g288iilor plastice din grinzi, influen/g288a acesteia asupra asigur/g259rii la for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i a m/g259surilor de confinare prin arm/g259turi transversale reclam/g259 o discu/g288ie special/g259. Figura C 5.17. Este de men/g288ionat c/g259 exist/g259 /g250i situa/g288ii când, urm/g259rindu-se în principal protejarea nodului, prin modul concret de realizare a arm/g259turii longitudinale a grinzii se dirijeaz/g259 apari/g288ia zonelor plastice la distan/g288e suficient de mari de extremit/g259/g288ile grinzii, evitându- se în acest mod plastificarea (curgerea) /g250i lunecarea arm/g259turii în nodul structurii /g250i implicit degradarea betonului din nod (Figura C 5.18). (iv) În cazul în care, din diferite motive, sec/g288iunea stâlpilor nu poate fi dezvoltat/g259 astfel încât s/g259 se asigu re zone comprimate suficient de restrânse, se aplic/g259 metode de confinare a betonului pentru sporirea propriet/g259/g288ilor de ductilitate. Confinarea betonului spore/g250te îns /g259 /g250i rezisten/g288a betonului comprimat, astfel încât zona critic/g259 a stâlpului se poate m uta deasupra zonei confinate. Pentru a asigura propriet/g259/g288i de deformabilitate suficiente se recom and/g259 prevederea m/g259surilor de armare transversal/g259 din zonele plastice /g250i în aceste por/g288iuni de stâlp (Figura C 5.19). ( ) 49 Figura C 5.18. Figura C 5.19. Figura C 5.20. 50 Figura C 5.21. C 5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înalt/g259 C5.3 Prevederile acestei sec/g288iuni urm/g259resc înzestrarea elementelor de beton armat din clasa DCH cu o capacitate de deformare în domeniul postelastic (ductilitate) suficient/g259 în acord cu nivelul redus al for/g288elor seismice de proiectare (fa/g288/g259 de valorile mari ale coeficientului de reducere). C 5.3.1. Condi/g288ii referitoare la materiale C5.3.1 Solicitarea seismic/g259 intens/g259 impune utilizarea unor materiale de rezisten/g288/g259 suficient de înalt/g259, iar în cazul arm/g259turilor, /g250i cu propriet/g259/g288i de ductilitate /g250i de aderen/g288/g259 superioare. C 5.3.2. Condi/g288ii geometrice C5.3.2(1)-(3) Condi/g288iile legate de grosimea /g250i configura/g288ia geometric/g259 a elementelor urm/g259resc asigurarea unor valori minime de rezisten/g288/g259, o bun/g259 execu/g288ie (betonare) /g250i evitarea apari/g288iei unor fenomene de instabilitate geometric/g259. Limitarea excentricit/g259/g288ii dintre axele grinzilor /g250i stâlpilor are în vedere limitarea momentelor încovoietoare suplimentare produse de aceasta /g250i realizarea unui nod de cadru robust prin angajarea adecvat/g259 a betonului stâlpului pe în/g259l/g288imea nodului. C5.3.3.2 Sec/g288iunea se refer/g259, în principal, la evaluarea for/g288elor t/g259ietoare de proiectare în grinzi, pe schema mecanismului de plastificare. Pentru a nu evalua valori în exces ale for/g288elor t/g259ietoare, rela/g288ia (5.9) are în vedere /g250i situa/g288ia în care la extremitatea grinzii nu apare articula/g288ie plastic/g259, momentul rezultat în aceast/g259 sec/g288iune fiind plafonat de capacitatea mai mic/g259 a stâlpilor în raport cu momentele capabile ale grinzii (Figura C 5.20). Cerin/g288ele de ductilitate în articula/g288iile plastice din grinzi sunt în general substan/g288iale, astfel încât o/g288elul arm/g259turilor longitudinale poate fi deformat în domeniul de consolidare. C5.3.3.3 Concep/g288ia de evaluare a for/g288elor t/g259ietoare de proiectare în stâlpi este identic/g259 cu cea descris/g259 la 5.3.3.2 în cazul grinzilor. Schema de calcul este sugerat/g259 în Figura C 5.21, pentru primul nivel al structurii. 1 0 /g74Rd MRc,0 1 , RcRd Rc Rb 1 , RcRd MM MM /g74 /g100/g74 /g166 /g166 51 Figura C 5.22. O discu/g288ie separat/g259 este necesar/g259 în ceea ce prive/g250te procedeul de evalu are a valorilor de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare din pere/g288ii structurilor duale. Valorile diagramei înf/g259/g250ur/g259toare din Figura 5.2 au fost modificate fa/g288/g259 de cele din edi/g288ia anterioar/g259 a P100-1. Aceste diagrame prezint/g259 valori de proiectare în partea superioar/g259 a cl/g259dirii, sporite fa/g288/g259 de cele asociate diagramei ob/g288inute din calculul structural sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare /g250i multiplicat/g259 prin factorul de suprarezisten/g288/g259 /g159. Aceast/g259 sporire are în vedere faptul c/g259 în zona superioar/g259 a cl/g259dirii se fac sim/g288ite efectele modurilor superioare de vibra/g288ie. Pe de alt/g259 parte, trebuie /g288inut seama de faptul c/g259, în r/g259spunsul elastic, în zona superioar/g259 pere/g288ii sunt relativ desc/g259rca/g288i ca urmare a interac/g288iunii cu cadrele, astfel încât for/g288ele rezultate din calcul care revin pere/g288ilor pot avea valori neînsemnate. Asemenea valori sunt evident neacoperitoare dac/g259 se are în vedere r/g259spunsul dinamic neliniar al structurii ductile. C5.3.3.6 În cazul pere/g288ilor scur/g288i, influen/g288a modurilor superioare de vibra/g288ie este neglijabil/g259, astfel încât kv=1, a/g1800a cum este dat în rela/g1802ia 5.14. Vhd Nod marginal As2fyd As2fyd Vc Nod interior 52 Este de observat c/g259 adoptarea unor valori /g74Rd >1 în sec/g288iunile stâlpilor, cu excep/g288ia bazei, are caracter acoperitor. În principiu, dac/g259 dirijarea mecanismului de plastificare prin rela/g288ia (5.4) este realizat/g259, atunci nu se formeaz/g259 articula/g288ii plastice în stâlpi. C5.3.3.4 Valoarea for/g288ei t/g259ietoare maxime ce se poate dezvolta în nodul de cadru corespunde situa/g288iei în care sec/g288iunile grinzilor adiacente nodului ajung în stadiul ultim de solicitare. Din echilibrul for/g288elor din jurul nodului (Figura C 5.22) rezult/g259 rela/g288ia (5.11) pentru noduri interioare /g250i rela/g1802ia (5.12) pentru noduri marginale. C5.3.3.5(2) La C5.3.3.3.2(4) s-au ar/g259tat argumentele pentru care în P 100-1 s-au utilizat prevederile CR 2-1-1.1, privitoare la modul de determinare a valorilor de proiectare ale momentelor încovoietoare, consecvente, în concep/g288ia general/g259, r/g259spunsului seismic neliniar pe care se bazeaz/g259 P 100-1. În mod firesc, se preia /g250i procedeul de evaluare a for/g288elor t/g259ietoare de proiectare care, numai pentru clasa DCH, coincide practic cu procedeul din EN 1998-1. Informa/g288ii privitoare la fundamentarea procedeului precum si prevederi suplimentare privind aplicarea acestuia se g/g259sesc în sec/g288iunile relevante ale CR 2-1-1.1 /g250i ale comentariilor la acest cod. - valoarea /g535 = max ,min , EdEd V V între valorile algebrice ale for/g288elor t/g259ietoare de proiectare în cele dou/g259 sensuri ale ac/g288iunii seismice; - valoarea absolut/g259 a for/g288ei t/g259ietoare maxime. În cazul cel m ai sever de solicitare, /g535 < - 0,5 /g250i maxEV /g149 (2+/g543)fctdbd, poate ap/g259rea pericolul unei lunec/g259ri în sec/g288iunea de la extremitatea grinzii. La schimbarea de semn a momentului poate ap/g259rea o fisur/g259 vertical/g259 deschis/g259 pe toat/g259 în/g259l/g288imea sec/g288iunii pân/g259 la recuperarea deforma/g288iei plastice în arm/g259tura întins/g259 în ciclul anterior. În aceste condi/g288ii, înc/g259rc/g259rile verticale aplicate grinzii pot provoca lunecarea pe vertical/g259 a grinzii, deforma/g288ie care reduce capacitatea de rezisten/g288/g259 ulterioar/g259 a acesteia. Pentru a evita asemenea lunec/g259ri, P 100-1 impune ca în aceast/g259 situa/g288ie s/g259 se prevad/g259 arm/g259turi înclinate pe dou/g259 direc/g288ii, dimensionate pentru a prelua jum/g259tate din valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare. Diferen/g288a de for/g288e t/g259ietoare trebuie preluat/g259 prin etrieri verticali, care au avantajul c/g259 sunt activi pentru ambele sensuri ale for/g288ei t/g259ietoare. C5.3.4.1.2 (1) În realitate, zonele critice în lungul c/g259rora se dezvolt/g259 deforma/g288iile plastice au dimensiuni mai mici, de ordinul în/g259l/g288imii grinzii. Valorile prescrise la acest paragraf iau în considerare incertitudinile legate de pozi/g288ia articula/g288iilor plastice. Pe aceste zone trebuie prev/g259zut/g259 o armare transversal/g259 mai puternic/g259 decât în restul grinzii. C5.3.4.1.2 (2) /g250i (6), (a) /g250i (b) Prevederile de la aceste aliniate reprezint/g259 m/g259suri suplimentare în spiritul sec/g288iunii 5.2.3.6. Aceste m/g259suri de armare minim/g259 pot fi considerate /g250i m/g259suri de sporire a ductilit/g259/g288ii în elemente, atunci când armarea minim/g259 se dispune în zona comprimat/g259. C5.3.4.1.2 (4) Cantitatea de arm/g259tur/g259 longitudinal/g259 din grinzi trebuie s/g259 se încadreze între o limit/g259 inferioar/g259 /g250i una superioar/g259. C5.3.4.1.1(2)Valorile beff date aici variaz/g259 în func/g288ie de o condi/g288ie ignorat/g259 în normele anterioare române/g250ti /g250i anume prezen/g288a, sau nu, în nod a unei grinzi transversale pe direc/g288ia grinzii care se calculeaz/g259. L/g259/g288imea efectiv/g259 a aripilor, beff, delimiteaz/g259 /g250i arm/g259turile din placa plan/g250eului care contribuie la capacitatea grinzii la încovoiere. C.5.3.4.1.1(4) În zonele critice supuse la solicit/g259ri alternante la moment încovoietor, fisurarea ciclic/g259 a betonului duce la degradarea betonului /g250i la reducerea capacit/g259/g288ii acestuia la preluarea for/g288elor t/g259ietoare. Testele de laborator eviden/g288iaz/g259 faptul c/g259 modelul clasic de grind/g259 cu z/g259brele, înclinarea diagonalelor cu 45° /g250i ignorarea aportului contribu/g288iei în preluarea for/g288ei t/g259ietoare reprezint/g259 o schem/g259 de dimensionare a etrierilor suficient de acoperitoare. Din acest motiv, P 100-1 modific/g259 în consecin/g288/g259 prevederile SR EN 1992-1-1 aplicabile elementelor solicitate la înc/g259rc/g259ri neseismice (gravita/g288ionale). Un caz special este cel al grinzilor la care for/g288a t/g259ietoare de proiectare schimb/g259 de semn pentru cele dou/g259 sensuri ale ac/g288iunii seismice. Grinzile din aceast/g259 categorie sunt în general grinzi scurte, cu înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale relativ mici, sau grinzi ale unor cadre spa/g288iale la care desc/g259rcarea unidirec/g288ional/g259 a plan/g250eelor face ca grinzile dup/g259 o direc/g288ie s/g259 fie supuse practic exclusiv la for/g288ele din ac/g288iunea seismic/g259. Regulile de dimensionare sunt diferen/g288iate func/g288ie de doi parametri: 53 /g5451,max = /g5452 + (0,0018/ /g304sy/g541/g301) fcd / fyd (C 5.3) în care /g5451 /g250i /g5452 reprezint/g259 coeficien/g288ii arm/g259turilor din zona întins/g259 /g250i cea comprimat/g259. În locul acestei rela/g288ii dificil de folosit, pentru c/g259 se presupune cunoscut/g259 cerin/g288a de ductilitate de curbur/g259, P 100-1 prevede o condi/g288ie mai simpl/g259 de îndeplinit practic, limitând xu /g148 0,25 d. Aceast/g259 condi/g288ie ofer/g259 o ductilitate de curbur/g259 suficient/g259. C5.3.4.1.2 (7) În cazul grinzilor, etrierii dispu/g250i în zonele critice au rolul de a prelua for/g288a t/g259ietoare /g250i de a împiedica flambajul arm/g259turilor comprimate, rol care, în fapt, fixeaz/g259 distan/g288a dintre etrieri. A/g250a cum s-a ar/g259tat la 5.3.4.1.2(5), capacitatea de deformare a grinzilor în domeniul postelas tic se controleaz/g259 printr-o propor/g288ie adecvat/g259 a arm/g259turilor comprimate /g250i întinse /g250i, în mult mai mic/g259 m/g259sur/g259, prin confinarea betonului. C5.3.4.2.1 Aplicarea metodei de proiectare la capacitate prev/g259zut/g259 de P 100-1 permite, cu mare probabilitate, evitarea mecanismelor de plastificare de etaj /g250i, în consecin/g288/g259, cerin/g288ele de ductilitate în stâlpii unei structuri astfel dimensionate sunt modeste. Ca urmare, este de a/g250teptat ca ac/g288iunea ciclic/g259 s/g259 reduc/g259 în mult mai mic/g259 m/g259sur/g259 capacitatea de rezisten/g288/g259 la for/g288a t/g259ietoare a stâlpilor, fa/g288/g259 de cazul grinzilor. În viziunea codului, aplicarea factorilor /g576 la evaluarea for/g288elor t/g259ietoare de proiectare asigur/g259 un caracter suficient de acoperitor ac/g288iunii de proiectare pentru a nu mai modifica expresia rezisten/g288ei la for/g288a t/g259ietoare dat/g259 în SR EN 1992-1-1. 54 Elementele încovoiate de beton armat trebuie s/g259 aib/g259 suficient/g259 arm/g259tur/g259 în zonele întinse astfel încât momentul ini/g288ierii curgerii în armatura întins/g259 s/g259 fie mai mare (în suficient/g259 m/g259sur/g259) decât momentul care produce fisurarea zonei întinse. În caz contrar, dup/g259 fisurarea zonei întinse, efortul preluat pân/g259 atunci de betonul întins trebuie preluat de arm/g259tura întins/g259. Energia de deforma/g288ie eliberat/g259 duce la o cre/g250tere rapid/g259 a deforma/g288iilor arm/g259turii (/g250i, implicit, a deforma/g288iilor de încovoiere ale grinzii). Dac/g259 arm/g259tura este insuficient/g259, momentul sec/g288iunii scade, iar deforma/g288iile arm/g259turii pot atinge rapid deforma/g288ia ultim/g259 a o/g288elului. Astfel, comportarea este de tip casant /g250i trebuie evitat/g259. În cazul ac/g288iunii statice de tip gravita/g288ional, dac/g259 momentul de fisurare Mcr > My, dup/g259 fisurare grinda se rupe, dac/g259 nu exist/g259 posibilitatea unor redistribu/g288ii (Figura C 5.11). În cazul ac/g288iunii seismice, grinda nu se rupe instantaneu pentru c/g259 for/g288a (momentul) scade pân/g259 la capacitatea elementului, dar deforma/g288iile cresc brusc /g250i pot ajunge rapid pân/g259 la deforma/g288iile de rupere ale o/g288elului chiar dac/g259 cerin/g288ele de ductilitate de curbur/g259 sunt mici. C5.3.4.1.2(5) Cantitatea de arm/g259tur/g259 din zona întins/g259 a grinzilor trebuie limitat/g259 /g250i superior pentru a limita dezvoltarea zonei comprimate din sec/g288iunea zonelor critice de la extremitate. Dac/g259 arm/g259tura comprimat/g259 este mai mare decât cea întins/g259, cum se întâmpl/g259 de regul/g259 la extremit/g259/g288ile grinzilor supuse la momente pozitive, ruperea intervine prin dep/g259/g250irea capacit/g259/g288ii de alungire a arm/g259turii de o/g288el întinse. Dac/g259 arm/g259tura din zona întins/g259 este mai mare decât cea din zona comprimat/g259, aceasta nu trebuie s/g259 fie mai mare decât cea care permite atingerea unei anumite valori /g541/g301 (a unei anumite curburi ultime). EN 1998-1 propune rela/g288ia: În standardu l european de evaluare seismic/g259 a structurilor, SR EN 1998-3, în expresia de dimensionare a arm/g259turii transversale se adaug /g259 contribu/g288ia for/g288ei axiale de compresiune. Rezult/g259 expresia: Vw = /g545w bw z fw ctg/g537 + N(d – d1) / lcl (C 5.4) Unghiul /g537 ia valori ca cele pentru stâlpii proiecta/g288i la ac/g288iuni neseismice (conform prevederilor EN1998-1), cu ctg /g537 între 1 /g250i 2,5. În cazul stâlpilor structurilor laterale, alternan/g288a eforturilor este aproape complet/g259, /g535 fiind egal cu -1. De asemenea, valoarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare este, de regul/g259, înalt/g259. Cu toate acestea, prevederea arm/g259turilor înclinate nu este considerat/g259 necesar/g259. Prezen/g288a for/g288ei axiale de compresiune /g250i a deforma/g288iilor plastice moderate din arm/g259turile longitudinale face ca în cazul stâlpilor s/g259 nu se înregistreze situa/g288ii în care fisurile traverseaz/g259 complet sec/g288iunile. Pe de alt/g259 parte, lunecarea în lungul rostului de lucru este împiedicat/g259, în bun/g259 parte, de ac/g288iunea de dorn /g250i de efectul de strângere exercitat de barele verticale intermediare cu diametru mare situate între arm/g259turile de la extremit/g259/g288i, care sunt solicitate în domeniul elastic. C5.3.4.2.2 (1) Limitarea valorii normalizate a for/g288ei axiale are drept scop asigurarea unei ductilit/g259/g288i de curbur/g259 minimale, prin limitarea în/g259l/g288imii zonei comprimate în momentul ced/g259rii. Alte c/g259i de sporire a ductilit/g259/g288ii sunt, în principal, limitarea cantit/g259/g288ii de arm/g259tur/g259 din zona întins/g259, sporirea arm/g259turii comprimate (la stâlpii arma/g288i nesimetric), cre/g250terea clasei de beton /g250i sporirea deforma/g288iei ultime a betonului comprimat, /g304cu, prin confinare cu arm/g259tur/g259 transversal/g259. Pentru a lua în considerare efectul de confinare se pot folosi modelele de calcul din P 100-3. C5.3.4.2.2 (2) Valoarea minim/g259 a procentului de armare urm/g259re/g250te înzestrarea stâlpului cu o rezisten/g288/g259 minim/g259 necesar/g259 în zone seismice, cu stabilitate histeretic/g259. Limita superioar/g259 se justific/g259 prin considera/g288ii economice, dar /g250i prin inten/g288ia de a limita nivelul eforturilor de aderen/g288/g259, care la procente prea mari pot deveni critice. C5.3.4.2.2 (3) O armare longitudinal/g259 distribuit/g259 asigur/g259 comportarea omogen/g259, confinarea eficient/g259 /g250i limitarea deschiderii fisurilor de întindere pe latura stâlpului (Figura C 5.23). Figura C 5.23. C5.3.4.2.2 (4) Prevederea are un caracter acoperitor evident. A/g250a cum s-a ar/g259tat la C5.2.3.3.2, impunerea mecanismului de disipare de energie prin ierarhizarea rezisten/g288elor elementelor ar trebui, în principiu, s/g259 asigure c/g259 articula/g288iile plastice în stâlpi (cu excep/g288ia bazei acestora) pot ap/g259rea numai accidental /g250i cu cerin/g288e mici de ductilitate. 55 Figura C 5.24. Figura C 5.25. Din analiza efectului de compresiune triaxial/g259 exercitat prin mecanismul de arc cu tirant constituit prin împingerile bol/g288ilor înscrise în masa betonului, echilibrate de for/g1802ele de întindere din arm/g259turile longitudinale /g250i transversale, rezult/g259 c/g259 acest efect poate spori prin: - reducerea distan/g288elor dintre punctele de fixare ale arm/g259turilo r verticale (reducerea d istan/g288elor s /g250i al); - sporirea sec/g288iunii etrierilor; - prevederea unor arm/g259turi longitudinale suficient de groase pentru a lim ita m /g259rimea presiunilor reciproce o/g288el-beton la „na/g250terea” bol/g288ilor de beton; - sporirea limitei de curgere a o/g288elului din etrieri /g250i agrafe. 56 C5.3.4.2.2 (5) Prevederea are caracter acoperitor /g250i ia în considerare numai parametrii geometrici. În realitate, lungimea zonei critice depinde /g250i de al/g1802i factori cum sunt, cantitatea si distribu/g1802ia arm/g259turilor, bra/g288ul de forfecare (M/V), etc. C5.3.4.2.2 (6) În cazul stâlpilor cu propriet/g259/g288i de elemente scurte, fisurile înclinate /g250i lunecarea aproape inevitabil/g259 a arm/g259turilor propag/g259 curgerea arm/g259turii pe aproape toat/g259 în/g259l/g288imea. Din acest punct de vedere, stâlpii scur/g288i au o comportare similar/g259 cu grinzile de cuplare scurte. Pe de alt/g259 parte, stâlpii scur/g288i necesit/g259 o armare transversal/g259 puternic/g259 pe toat/g259 în/g259l/g288imea lor /g250i pentru împiedicarea ruperilor înc linate cu caracter casant. C5.3.4.2.2(7) Regulile de armare transversal/g259 date la acest paragraf urm/g259resc realizarea unui efect de confinare (fretare) suficient de eficient pentru asigurarea comport/g259rii histeretice stabile în zonele critice (Figura C 5.24). (i) Rezisten/g288a nodului trebuie s/g259 fie superioar/g259 cerin/g288ei maxime asociate mecanismului de disipare de energie a structurii. Prin aceasta se elimin/g259 disiparea de energie în interiorul nodului /g250i necesitatea repar/g259rii unei componente structurale practic nereparabil/g259. Altfel apar degrad/g259ri severe ale rigidit/g259/g288ii /g250i rezisten/g288ei nodurilor sub cicluri alternante cu solicit/g259ri în domeniul inelastic. (ii) Rezisten/g288a stâlpului s/g259 nu fie afectat/g259 negativ de degradarea nodului, care constituie de altfel o parte a stâlpului; (iii) R/g259spunsul seismic al nodurilor la cutremure moderate trebuie s/g259 fie elastic; (iv) Deforma/g288iile nodurilor datorate fisur/g259rii înclinate /g250i lunec/g259rii arm/g259turilor longitudinale din grinzi trebuie sa fie cât mai reduse. În caz contrar, deplas/g259rile laterale ale structurii pot cre/g250te foarte mult; (v) Arm/g259tura nodului s/g259 fie realizat/g259 cât mai simplu, /g288inând seama /g250i de faptul c/g259 în nod p/g259trund /g250i arm/g259turile longitudinale ale grinzilor /g250i stâlpilor. ( ) Nodul trebuie s/g259 preia for/g288e t/g259ietoare înalte a c/g259ror valoare se calculeaz/g259 cu expresia (5.11) sau (5.12). Eforturile se echilibreaz/g259 la nivelul nodului prin dou/g259 mecanisme: (a) un mecanism de diagonal/g259 comprimat/g259 asociat for/g288elor interioare dezvoltate în beton (Figura C 5.26, a); (b) un mecanism de grind/g259 cu z/g259brele “înc/g259rcat” prin eforturile de aderen/g288/g259 între arm/g259turile longitudinale ale grinzilor /g250i stâlpilor de beton (Figura C 5.26, b); din Fig.C5.26 se constat/g259 c/g259 eforturile de aderen/g288/g259 pe lungimea nodului sunt foarte mari, fiind produse de suma eforturilor din arm/g259turile din grinzi la stânga /g250i la dreapta nodului (Figura C 5.26, c) ( ) Expresiile de calcul ale rezistentei /g250i deforma/g288iilor ultime ale betonului confinat pun în eviden/g288/g259 principalul parametru de care depind acestea: presiunea transversal/g259 echilibrat/g259 la limit/g259 (la curgere) de arm/g259tura transversal/g259 (Figura C 5.25). C5.3.4.2.2 (8) (9) (10) /g1800i (11) În situa/g288iile în care valorile /g542d dep/g259/g250esc 0,45 este necesar/g259 explicitarea capacit/g259/g288ii de ductilitate de curbur/g259, care trebuie s/g259 fie inferioar/g259 cerin/g288ei estimate cu rela/g288iile (5.4). Pe zona de înn/g259dire, rezisten/g288a stâlpului la încovoiere poate spori datorit/g259 cre/g250terii num/g259rului de bare active, dar /g250i ca urmare a confin/g259rii puternice a betonului. În aceste condi/g288ii, exist/g259 posibilitatea ca imediat deasupra zonei de înn/g259dire sec/g288iunea stâlpului s/g259 fie mai slab/g259 decât dedesubtul acesteia /g250i barele verticale s/g259 fie solicitate dincolo de pragul de curgere. Prin m/g259sura indicat/g259 la (11) se prelungesc m/g259surile de confinare în zona poten/g288ial plastic/g259 de deasupra zonei de înn/g259dire. C5.3.4.2.3 O comportare bun/g259 a nodurilor este esen/g288ial/g259 pentru ob/g288inerea unui r/g259spuns seismic favorabil al structurilor în cadre ductile. În acest scop trebuie îndeplinite urm/g259toarele condi/g1802ii: 57 Figura C 5.26. Figura C 5.27. Figura C 5.28. Cc Cs TsC’s C’c Vcol fy f’s/g148fy /g87m distribu/g288ia eforturilor /g86 în arm/g259tura superioar/g259 distribu/g288ia eforturilor de eforturi preluate prin mecanism de grind/g259 cu z/g259brele eforturi preluate prin mecanism de arc hc hb hc (a) (b) (c) zona inactiv/g259 1/2 zona activ/g259 a nodului bc bw hj= hc /g175 /g174 /g173 /g14/g32 cw c j h b bb 5 . 0min 58 o lungim e egal/g259 cu în/g259l/g288imea zonei comprimate de la baza stâlpului superior (solicitate în stad iul II, dac/g259 mecanismul de plastificare este de tip stâlpi puternici - grinzi slabe). Din examinarea rela/g288iilor (5.29) /g1800i (5.30) se constat/g259 c/g259 for/g288a t/g259ietoare ce trebuie preluat/g259 prin arm/g259turi este cu atât mai mic/g259 cu cât este ma i mare efortul de compresiune din stâlpul superior. Aceasta se justific/g259 dac/g259 se are în vedere c/g259 for/g288ele preluate prin mecanismul de arc sunt cu atât mai mari cu cât este mai mare zona comprimat/g259 (Figura C 5.26, c). Fa/g1802/g259 de expresiile de dimensionare date în EN 1998-1, în rela/g1802iile din P 100-1 s-au introdus corec/g1802ii în scopul apropierii rezultatelor ob/g1802inute prin calcul cu cele furnizate de studiile experimentale. Aceste studii dovedesc ca rezisten/g1802a efectiva a nodurilor este sensibil mai mare decât cea furnizat/g259 de expresiile de calcul asociate modelelor teoretice prezentate mai sus. Este de men/g288ionat c/g259 în normele americane (UBC, ACI 318), spre deosebire de normele europene /g250i cele neo-zeelandeze, se consider/g259 c/g259 for/g288a t/g259ietoare se preia integral printr-un mecanism de diagonal/g259 comprimat/g259 (Figura C 5.26, a). Acest mecanism se consider/g259 activ dac/g259 eforturile unitare respective nu dep/g259/g250esc o anumit/g259 valoare /g250i dac/g259 diagonala comprimat/g259 este asigurat/g259 transversal printr-un efect de confinare exercitat de grinzile transversale /g250i de arm/g259turile orizontale ale nodului realizate din etrieri. Se consider/g259 c/g259 prevederea pe în/g259l/g288imea nodului a arm/g259turii transversale îndesite din zonele critice este suficient/g259 pentru aceasta. În aceste condi/g288ii, ACI 318 prevede urm/g259toarele rela/g288ii de verificare: e j ckjhd h b fV 70 , 1/g100 , pentru noduri confinate pe 4 laturi; e j ckjhd h b fV 25 , 1/g100 , pentru noduri confinate pe 3 laturi; e j ckjhd h b fV 00 , 1/g100 , pentru celelalte noduri. C5.3.4.2.3 (1) /g250i (2) Dac/g259 arm/g259tura de forfecare este suficient/g259 pentru a controla incursiunile în domeniul postelastic, zdrobirea betonului prin compresiune diagonal/g259 poate reprezenta un mod poten/g288ial de rupere. Acest mod de rupere poate fi evitat prin limitarea superioar/g259 a eforturilor de compresiune diagonal/g259. În practic/g259 aceasta se realizeaz/g259 prin limitarea echivalent/g259 a eforturilor de forfecare în nod, exprimate prin rela/g288iile (5.26) /g250i (5.27). Sec/g288iunea efectiv/g259 (activ/g259) a nodului se ia în considerare, atât la calculul capacit/g259/g288ii nodului, cât /g250i la montarea arm/g259turii efective a nodului pe orizontal/g259 /g250i pe vertical/g259. C5.3.4.2.3 (3) Expresiile (5.29) /g1800i (5.30) servesc la dimensionarea arm/g259turilor de preluare a for/g288ei t/g259ietoare a nodului prin mecanismul de grind/g259 cu z/g259brele. Membrul drept al expresiei reprezint/g259 for/g288a t/g259ietoare transmis/g259 nodului prin eforturile de aderen/g288/g259 dezvoltate pe suprafa/g288a lateral/g259 a arm/g259turii superioare a grinzii, pe zona aferent/g259 fisurii de întindere de la baza sec/g288iunii stâlpului superior. Aceasta se ob/g288ine sc/g259zând din valoarea for/g288ei t/g259ietoare totale din nod valoriea for/g288ei t/g259ietoare preluate de mecanismul de diagonal/g259 comprimat/g259 (numit uneori /g250i mecanism de arc pentru c/g259 este caracterizat de preluarea unei împingeri înclinate). For/g288a aferent/g259 mecanismului de arc include suma eforturilor de aderen/g288/g259 dezvoltat/g259 pe 59 - arm/g259turile rombice sau poligonale contribuie la preluarea for/g288ei t/g259ietoare din nod num ai prin proiec/g288ia eforturilor paralele cu direc/g288ia acestora; - sunt eficiente numai arm/g259turile pozi/g288ionate la interioru l sec/g288iunii efective a nodului (bj hj); - arm/g259turile trebuie distribuite pe în/g259l/g288imea nodului pentru a ob/g288ine o ac/g288iune eficient/g259 dac/g259 se are în vedere configura/g288ia m ecanismului de grind /g259 cu z/g259brele; - agrafele prea scurte nu sunt eficiente pentru c/g259 pot s/g259 nu intersecteze planul de rupere. Se recom and/g259 s/g259 se neglijeze agrafele mai scurte de 3 1 hj. - câmpul de compresiune diagonal/g259 este mobilizat eficient numai dac/g259 se prev/g259d etrieri cu ramuri multiple; - arm/g259tura orizontal/g259 a nodului nu va fi mai mic/g259 decât armarea transversal/g259 de la extrem it/g259/g288ile stâlpilor pentru a asigura rezemarea lateral/g259 a barelor longitudinale com primate, în special a celor din col/g288uri. Figura C 5.29. C5.3.4.2.3 (5) Din examinarea echilibrului de for/g288e tangen/g288iale reprezentat în Figura C 5.26, rezult/g259 c/g259 for/g288a t/g259ietoare vertical/g259 în nod poate fi estimat/g259 suficient de exact cu rela/g288ia: /g11/g12jh c b jvV h h V/g32 (C 5.5) Din aceast/g259 valoare se consider/g259 c/g259 arm /g259turile verticale trebuie s/g259 preia prin mecanismul de grind/g259 cu z/g259brele numai frac/g288iunea jvV32 , având în vedere c/g259 prevederile de proiectare limiteaz/g259 sau chiar evit/g259 plastificarea stâlpilor. C5.3.4.3.1 (1) /g1800i (2) P 100-1 aduce modific/g259ri ale procedeelor de dimensionare a pere/g288ilor înc/g259rca/g288i static monoton (conform SR EN 1992-1-1), atunci când pere/g288ii structurali sunt supu/g250i ac/g288iunilor ciclice seismice. (a) (b) Vsh Vsh (c) 60 Se consider/g259 c/g259 o grind/g259 asigur/g259 nodului un efect de confinare suficient dac/g259 are l/g259/g288imea cel pu/g1802in 3/4 din l/g259/g288imea nodului. C5.3.4.2.3 (4) /g1800i (6) În leg/g259tur/g259 cu alc/g259tuirea arm/g259turii Ash trebu ie f/g259cute câteva preciz/g259ri: (a) Asigurarea fa/g288/g259 de ruperea prin compresiune diagonal/g259 Se prezint/g259 pentru început prevederile date în EN 1998-1. Dimensionarea sec/g288iunilor de beton, respectiv evaluarea for/g288ei t/g259ietoare maxime VRd,max, se face diferit pentru elementele proiectate pentru DCH /g250i DCM, pe de o parte, /g250i între zonele plastice /g250i zonele din afara acestora, pe de alt/g259 parte. Astfel: (i) Pentru pere/g288ii proiecta/g288i pentru clasa de ductilitate medie se preiau nemodificate prevederile de dimensionare la for/g288a t/g259ietoare date în SR EN 1992-1-1 pentru pere/g288ii solicita/g288i static monoton. (ii) Pentru pere/g288ii proiecta/g288i pentru clasa de ductilitate înalt/g259, procedura de calcul este: ( ) - În afara zonelor critice, valoarea VRd,max se calculeaz/g259 cu rela/g288iile SR EN 1992-1-1, considerând ctg/g537 = 1 (/g537 = 45°), iar bra/g288ul de pârghie al eforturilor interioare z /g167 0,8lw. - În zona critic/g259 de la baza peretelui, VRd,max este 0,5 din valoarea determinat/g259 pentru zonele situate în afara acestei zone. Aceast/g259 reducere a rezisten/g288ei de proiectare a pere/g288ilor în zona critic/g259 de la baza acestora, pentru structuri cu cerin/g288e de ductilitate mari (clasa DCH), este foarte drastic/g259. Ea se bazeaz/g259 pe studiile experimentale conduse de autorii Eurocodului care au eviden/g288iat asemenea sc/g259deri ale capacit/g259/g288ilor pere/g288ilor înc/g259rca/g288i, în raport cu valorile ob/g288inute prin aplicarea SR EN 1992-1-1:2004. /g249i în cazul pere/g288ilor proiecta/g288i pentru clasa de ductilitatea medie, ace/g250tia urmând s/g259 suporte cicluri de înc/g259rc/g259ri alternante în domeniul postelastic, rezisten/g288a lor va fi, în mod firesc, afectat/g259 negativ. Cu toate acestea, EN 1998-1 nu prevede pentru ace/g250tia adoptarea altor expresii de calcul decât cele date în SR EN 1992-1-1. Aplicarea acestor prevederi la proiectarea structurilor cu pere/g288i în zone cu seismicitate înalt/g259, cum ar fi, de exemplu, zonele cu accelera/g288ia maxim/g259 de proiectare, ag /g149 0,25g de pe teritoriul României, duce evident la urm/g259toarele consecin/g288e: - Dimensiuni excesive, pentru practica de la noi din /g288ar/g259, ale pere/g288ilor. De exemplu, pentru structuri duale de tip curent, cu 10 – 15 niveluri, grosimea Pentru calculul sec/g1802iunilor de beton armat ale pere/g1802ilor se face trimitere la CR 2-1-1.1, a/g1800a cum s-a procedat /g1800i în cazul elementelor structurilor în cadre pentru care s-a f/g259cut trimitere la SR EN 1992-1-1. Cu toate acestea, pentru ca aplicarea codului s/g259 se fac/g259 cu în/g1802elegerea deplin/g259 a prevederilor, în prezentele comentarii se prezint/g259 fundamentarea rela/g1802iilor de calcul pentru pere/g1802i. Ca /g250i în cazul stâlpilor structurilor în cadre , se dau prevederi distincte pentru asigurarea în raport cu cedarea betonului prin compresiune /g250i, respectiv, pentru asigurarea fa/g288/g259 de a/g250a numita rupere prin întindere diagonal/g259 a pere/g288ilor. În primul caz, betonul comprimat se rupe brusc înainte de curgerea arm/g259turilor transversale, în timp ce, în al doilea caz, ruperea intervine dup/g259 dezvoltarea deforma/g288iilor plastice în arm/g259turi. De asemenea, codul stabile/g250te modele de calcul în vederea ruperii prin lunecare în lungul rosturilor de turnare. 61 necesar/g259 rezultat/g259 din calcul este, în func/g1802ie de deschideri, de 90 – 120 cm. În aceste condi/g288ii, consumurile pot deveni prohibitive /g250i ca urmare a faptului c/g259 greutatea pere/g288ilor intervine cu ponderea cea mai mare în greutatea total/g259 a construc/g288iei. - Sporuri majore ale arm/g259turilor longitudinale de încovoiere pentru structurile din clasa DCM, în raport cu cele proiectate pentru DCH. Clasa de ductilitate înalt/g259 este, în principiu, cea mai indicat/g259 în zonele expuse la atacul unor cutremure puternice. Pe de alt/g259 parte, sporul capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la încovoiere atrage /g250i sporul for/g288elor t/g259ietoare de proiectare /g250i, implicit, al consumurilor de beton /g250i arm/g259tur/g259 transversal/g259, pentru a asigura rezisten/g288a necesar/g259 la aceste ac/g288iuni. Experien/g288a acumulat/g259 în urma cutremurelor pe care le-a suportat teritoriul României în ultimii 40 de ani nu pare s/g259 confirme aceste procedee de dimensionare foarte severe. Astfel, de exemplu, la marele cutremur din 1977, construc/g288iile cu structuri cu pere/g288i de beton armat s-au comportat relativ bine în pofida faptului c/g259 dimensiunile /g250i armarea acestora erau cu totul inadecvate /g250i insuficiente ca urmare a proiect/g259rii pe baza unui cod mult sub nivelul codurilor avansate de ast/g259zi. Din acest motiv, se p/g259streaz/g259 procedeele din CR 2-1-1.1 pentru evaluarea rezisten/g288ei de compresiune diagonal/g259. O asemenea op/g1802iune este justificata si de faptul ca aplicarea acestor procedee duce la rezultate foarte apropiate de aplicarea codurilor de proiectare din SUA si Noua Zeelanda, /g1802/g259ri în care ingineria seismic/g259 este foarte avansat/g259. Expresia pentru verificarea rezisten/g288ei betonului inimii pere/g288ilor la eforturi principale în zona critic/g259 de la baza pere/g288ilor (zona A) se face cu rela/g288ia: VEd /g148 0,15 bw lw fcd (C 5.6) Se remarc/g259 faptul c/g259 rezisten/g288a la compresiune diagonl/g259 este exprimat/g259 func/g288ie de rezisten/g288a de proiectare a betonului comprimat /g250i nu func/g288ie de rezisten/g288a betonului întins, ca în edi/g288ia precedent/g259 a codului CR 2-1-1.1. Scrierea în acest fel a rela/g288iei este cea corect/g259, din moment ce exprim/g259 rezisten/g288a la un efort de compresiune. Factorul 0,15 /g288ine seama de dependen/g288a rezisten/g288ei la compresiune a betonului, de m/g259rimea eforturilor de întindere normale pe diagonal/g259 (eforturile principale de întindere, preluate de arm/g259turile transversale) /g250i de reducerea rezisten/g288ei betonului la solicitarea static/g259 produs/g259 de ac/g288iunea ciclic/g259 a for/g288elor orizontale. De/g250i semnificativ mai mare decât valoarea rezisten/g288ei date de SR EN 1998-1, valoarea furnizat/g259 de rela/g288ia (C 5.6) se potrive/g250te, a/g1800a cum s-a ar/g259tat, cu cea prescris/g259 de normele americane /g250i neo-zeelandeze. În afara zonei critice, rezisten/g288a inimii de beton a peretelui se stabile/g250te cu rela/g288ia: VEd /g148 0,18 bw lw fcd (C 5.7) Trebuie îns/g259 observat c/g259 dac/g259 cl/g259direa nu are foarte multe etaje este recomandabil s/g259 se men/g288in/g259 grosimea pere/g288ilor pe toat/g259 în/g259l/g288imea. Este posibil îns/g259 sa se reduc/g259 clasa betonului. (b) Asigurarea fa/g288/g259 de rupere prin întindere diagonal/g259( ) Expresiile de calcul se aleg în func/g288ie de m/g259rimea raportului (deschiderii) de forfecare /g302s = MEd / VEd lw. 62 (i) În cazul pere/g288ilor lungi /g250i medii, categorie definit/g259 de /g302s /g148 2, calculul se efectueaz/g259, conform prevederilor SR EN 1992-1-1, considerând înclinarea fisurii critice /g537=45° /g250i z=0,8lw. (ii) În cazul pere/g288ilor scur/g288i, defini/g288i de un raport /g302s>2, la care ponderea relativ/g259 a efectelor for/g288ei t/g259ietoare este mai mare, se utilizeaz/g259 expresiile: ( ) - Pentru arm/g259turile orizontale: VEd=VRd,c+0,75/g545hfyd,hbw0/g302slw. (C 5.8) în care: /g545h coeficientul de armare al barelor orizontale din inima peretelui fyd,h valoarea de proiectarea a limitei de curgere a arm/g259turii orizontale din inim/g259 VRd,c valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoarea capabile pentru elemente f/g259r/g259 armare de for/g288/g259 t/g259ietoare conform SR EN 1992-1-1. Factorul /g302s pune în eviden/g288/g259 faptul c/g259 la elementele scurte /g250i arm/g259turile verticale sunt active în preluarea for/g288ei t/g259ietoare, astfel încât eficien/g288a arm/g259turii orizontale este sporit/g259 conven/g288ional. Examinarea expresiei (C 5.8) arat/g259 c/g259 aceasta exprim/g259 un echilibru la limit/g259 într-o sec/g288iune înclinat/g259 considerat/g259, în mod conven/g288ional, fisura de rupere care une/g250te punctul de aplica/g288ie conven/g288ional al rezultantei for/g288elor orizontale cu col/g288ul comprimat de la baza peretelui. Contribu/g288ia arm/g259turii orizontale este dat/g259 de termenul al doilea din rela/g288ia (C 5.8), care poate fi scris, ignorând factorul /g302s, /g250i sub forma: VEd = (Ah/b 0w Sh)b 0w (MEd /VEd)0,75fyh,d=Ah(Z/Sh)0,75fyh,d. (C 5.9) Raportul z/sh indic/g259 num/g259rul arm/g259turilor transversale cu sec/g288iunea Ah interceptate de fisura de rupere, iar factorul 0,75 ia în considerare eficien/g288a acestor arm/g259turi /g250i anume a arm/g259turilor din apropierea col/g288ului comprimat, unde fisura este pu/g288in deschis/g259 /g250i, deci, nu se ajunge la curgere. Modelul de dimensionare al arm/g259turii orizontale este comun cu cel din CR 2-1-1.1. Întrucât VRd,c prescris/g259 de EN 1998-1 nu este justificat/g259 principial, pentru contribu/g288ia betonului în preluarea for/g288ei t/g259ietoare se dau rela/g288iile: VEd /g148 VRd,c + /g545h fyd,h bw lw .VRd,c = 0, în zona A VRd,c = 0,5 /g3050bwlw în zona B (C 5.10) în care /g3050 este efortul unitar mediu de compresiune în inima peretelui, pentru a /g288ine seama de efectul favorabil al for/g288ei verticale de compresiune aplicate sec/g288iunii peretelui. Deoarece pentru evaluarea pere/g288ilor scur/g288i majoritatea normelor de proiectare aplic/g259 modelul de grind/g259 cu z/g259brele, în CR 2-1-1.1 s-a men/g288inut procedura de dimensionare a arm/g259turilor inimii bazat/g259 pe acest model. /g249i în ceea ce prive/g250te rezisten/g288a pere/g288ilor în lungul rosturilor de lunecare a altor planuri prefisurate se men/g288ine modelul rezisten/g288ei la lunecare prin frecare din CR 2-1-1.1. 63 64 C5.3.4.3.2(3) Inegalitatea (5.34) reprezint/g259 o condi/g288ie de ductilitate de curbur/g259 minim/g259. Aceast/g259 condi/g288ie este exprimat/g259 într-o form/g259 general/g259 /g250i riguroas/g259 prin intermediul limit/g259rii în/g259l/g288imii zonei comprimate a sec/g288iunilor de beton. Pe aceast/g259 cale se poate lua în considerare influen/g288a tuturor factorilor de care depinde m/g259rimea acesteia (cantitatea de arm/g259tur/g259 pe inim/g259, t/g259lpile intermediare, etc.). Valorile xu s-au stabilit considerând cazul pere/g288ilor lungi (cu raportul între lungimea /g250i l/g259/g288imea sec/g288iunii H/h>4) /g250i valori ale ductilit/g259/g288ii de structur/g259 în domeniul 4-6. Convertind condi/g288ia de ductilitate la deplasare a structurii în condi/g288ii de ductilitate de curbur/g259 /g250i /g288inând seama de raportul dintre rezisten/g288ele de calcul /g250i cele medii considerate, de regul/g259, în calculul deforma/g288iilor efective, se poate ob/g288ine o valoare xu/g1670,3lu Pentru a /g288ine seama de faptul c/g259 cerin/g288ele de ductilitate scad pe m/g259sura sporirii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, valoarea xu a fost corectat/g259 prin includerea raportului /g525. C5.3.4.3.2 (7) Integritatea zonei de beton vizate în aceast/g259 sec/g288iune este esen/g288ial/g259 pentru buna comportare a peretelui la ac/g288iunea seismic/g259 ciclic/g259 alternant/g259. În situa/g288ia în care aceasta este comprimat/g259, prinderea barelor verticale cu etrieri contribuie la aceasta, în plus fa/g288/g259 de arm/g259tura transversal/g259 curent/g259 a inimii sau a t/g259lpii. În situa/g288ia când extremitatea peretelui este supus/g259 la întindere, arm/g259tura transversal/g259 de tip stâlp contribuie la realizarea unor condi/g288ii bune de aderen/g288/g259 pentru arm/g259turile verticale /g250i la limitarea deschiderii fisurilor. C5.3.4.4(2) Testele de laborator /g250i comportarea grinzilor de cuplare la atacul cutremurelor intense eviden/g288iaz/g259 faptul c/g259 grinzile armate cu bare ortogonale (cu bare longitudinale /g250i etrieri ver ticali) sufer/g259 degrad/g259ri foarte mari ale betonului, înso/g288ite de reducerea rezisten/g288ei. Acestea sunt expuse, în principal, la ruperea prin lunecare în rosturile verticale deschise între pere/g288i /g250i extremitatea grinzii. C5.3.4.4(3) Din acest motiv, armarea „clasic/g259” cu bare ortogonale este admis/g259 numai dac/g259 nivelul de solicit/g259ri la for/g288/g259 t/g259ietoare, exprimat prin m/g259rimea eforturilor unitare tangen/g288iale, este relativ mic (rela/g288ia 5.37). În caz contr ar, este obligatorie ar marea cu bare diagonale, strânse cu etrieri sau fret/g259, formând carcase de tipul celor utilizate la armar ea stâlpilor. Se conteaz/g259 pe aportul egal al barelor întinse /g250i al celor comprimate. Pentru o bun/g259 comportare este esen/g288ial ca arm/g259turile s/g259 fie generos ancorate /g250i s/g259 nu flambeze. C 5.4. Proiectarea elementelo r din clasa de ductilitate medie C5.4 Î n cazul construc/g288iilor proiectate pentru clasa DCM, rezisten/g288a lateral/g259 este mai apropiat/g259 de valoarea for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 în r/g259spunsul seismic elastic decât în cazul construc/g288iilor apar/g288inând clasei DCH. Ca urmare, deforma/g288iile plastice a/g250teptate în zonele plastice ale elementelor structurale vor fi mai mici, iar def ormarea plastic/g259 în elementele /g250i zonele proiectate ca nedisipative prin ierarhizarea adecvat/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 va fi, cu mare probabilitate, rar/g259. Pe aceast/g259 baz/g259, m/g259surile de proiectare privind dirijarea mecanismului de disipare a energiei /g250i m/g259surile de ductilizare a elementelor structurale sunt în mod firesc mai relaxate pentru construc/g288iile din clasa DCH, în raport cu cele din clasa DCM. Principalele diferen/g288e între m/g259surile de proiectare pentru cele dou/g259 clase se discut/g259 în ansamblu, /g250i nu în detaliu, pe categorii de probleme. Cele mai importante sunt: (i) Valorile factorilor /g576Rd, la toate categoriile de elemente, sunt mai mici pe considerentul c/g259, prin avansarea moderat/g259 în domeniul de consolidare a o/g288elului, efectele de suprarezisten/g288/g259 sunt mai mici. (ii) La fiecare nivel al unui cadru etajat se consider/g259 zone plastice în stâlpi numai zonele de la partea inferioar/g259 a acestor elemente. Face excep/g288ie primul nivel de la baz/g259, unde zonele de la ambele extremit/g259/g288i se consider/g259 critice. Sunt dou/g259 argumente pentru aceasta /g250i anume: - R/g259spunsul seismic al cadrelor de beton armat proiectate cu metoda capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 nu eviden/g288iaz/g259, de regul/g259, plastific/g259ri pe în/g259l/g288imea stâlpilor. Atunci când, ocazional, apar articula/g288ii plastice la niveluri inferioare, unde ductilitatea stâlpilor este mai mic/g259, ca urmare a for/g288elor axiale de compresiune mai mari, acestea se dezvolt /g259 la baza fiecare nivel. Pe de alt/g259 parte, m/g259surile curente de armare transversal/g259 în stâlpi asigur/g259 un nivel semnificativ de confinare. - Datorit/g259 lungimii mari a zonelor critice, în condi/g288iile în care acestea se consider/g259 c/g259 exist/g259 la ambele extremit/g259/g288i ale stâlpilor, zona median/g259 „necritic/g259” este nesemnificativ/g259 ca dezvoltare. Aceasta face ca, în mod nejustificat, m/g259surile severe de armare transversal/g259 specifice zonelor critice s/g259 fie prev/g259zute practic pe toat/g259 în/g259l/g288imea stâlpilor. (iii) M/g259surile de ductilizare, în primul rând cele de armare transversal/g259, sunt reduse fa/g288/g259 de clasa DCH, adoptându-se distan/g288e maxime între etrieri mai mari /g250i diametre de etrieri mai mici. (iv) Se renun/g288/g259 la verificarea prin calcul a nodurilor de cadru. Testele dovedesc c/g259 rezisten/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare a nodurilor este mult superioar/g259 celei determinate prin modelele de calcul adoptate în Cod. (v) În consecin/g288/g259, în cazul structurilor proiectate pentru clasa DCM, la care deforma/g288ia grinzilor în domeniul plan este limitat/g259, rezisten/g288a nodurilor poate fi asigurat/g259 numai prin respectarea unor reguli constructive. (vi) La pere/g288i, condi/g288ia de limitare a zonei comprimate a sec/g288iunilor în vederea asigur/g259rii ductilit/g259/g288ii de curbur/g259 necesare este, la rândul ei, relaxat/g259 fa/g288/g259 de cea prev/g259zut/g259 pentru DCH. (vii) Condi/g288ia care permite armarea ortogonal/g259 a grinzilor de cuplare este relaxat/g259 prin sporirea valorii maxime a for/g288ei t/g259ietoare de proiectare cu 50%.( ) C 5.5. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate joas/g259 C5.5 Structurile proiectate pentru DCL sunt teoretic lipsite de ductilitate. Sensibilitatea lor major/g259 prive/g250te comportarea lor la ac/g288iunea cutremurelor mai puternice decât cea a cutremurului de proiectare. Din acest motiv, adoptarea acestei clase de ductilitate este admis/g259 numai pentru regiuni seismice cu seismicitate joas/g259, având ag/g1480,10g. 65 Pentru a înzestra elem entele structurale esen/g288iale cu un minim de ductilitate, în zonele critice de la baza stâlpilor /g250i pere/g288ilor se prevede o armare transversal/g259 minim/g259. C 5.6. Proiectarea structurilor duale C5.6 Pân/g259 la prezenta edi/g288ie a P100-1, în normele române/g250ti nu se f/g259cea deosebire între cele dou/g259 categorii de structuri duale, cu cadre preponderente /g250i cu pere/g288i preponderen/g288i. Ca urmare, în practica de proiectare se obi/g250nuie/g250te ca, indiferent de apartenen/g288a la o categorie sau alta, grinzile /g250i stâlpii s/g259 fie proiecta/g288i ca elemente ale unor cadre pure. Figura C 5.30. O asemenea abordare este nejustificat/g259 /g250i are ca efect o procedur/g259 de proiectare mai complicat/g259 /g250i un consum de material mai mare decât cel necesar în stâlpi. A/g250a cum se prezint/g259 schematic în Figura C 5.30, rigiditatea mare a pere/g288ilor face ca deplas/g259rile orizontale s/g259 fie inferioare celor care produc articularea plastic/g259 la capetele stâlpilor. În aceste condi/g288ii nu se pot dezvolta mecanisme de plastificare de etaj /g250i, ca urmare, nu este necesar/g259 respectarea rela/g288iei (5.4), care are drept scop tocmai evitarea form/g259rii unor asemenea mecanisme. Pe de alt/g259 parte, nu sunt necesare m/g259suri speciale de sporire a ductilit/g259/g288ii stâlpilor (pentru c/g259 ductilitatea acestora nu va fi mobilizat/g259). În consecin/g288/g259, se pot accepta valori /g542d mai mari decât în cazul structurilor în cadre pure, iar m/g259surile de armare transversal/g259 la extremit/g259/g288ile stâlpilor pot fi relaxate. Orientativ, cu caracter acoperitor, la stâlpii proiecta/g288i pentru clasa DCH pot fi aplicate regulile pentru clasa DCM, iar la stâlpii proiecta/g288i pentru clasa DCM, regulile pentru DCL. C 5.7. Ancorarea /g250i înn/g259direa arm/g259turilor C5.7.1 (4) M/g259sura de sporire a lungimii de ancorare a arm/g259turilor din zona plastic/g259 are în vedere degradarea aderen/g288ei produse de alternan/g288a eforturilor întindere – compresiune provocate de ac/g288iunea seismic/g259 ciclic/g259. O m/g259sur/g259 similar/g259 era prev/g259zut/g259 /g250i în STAS 10107/0 – 90 unde se indica o sporire cu 20% a lungimii de ancorare în cazul elementelor cu condi/g288ii nefavorabile de solicitare. C5.7.2.1 (2) Înc/g259rcarea nodurilor cu for/g288ele de leg/g259tur/g259 cu grinzile se face în cea mai mare parte prin eforturile de aderen/g288/g259 dezvoltate pe suprafa/g288a lateral/g259 a barelor care df>dd dddf Structura in cadre Structura cu pere/g1802i 66 Figura C 5.31. Rezult/g259 o rezisten/g288/g259 medie la lunecare în jurul barei de 2,2fctm+0,25/g587dfcd /g1672,2fctm(1+0,8 /g587d). (C 5.11) Egalând valoarea efectiv/g259 a efortului tangen/g288ial rezultat din echilibrul barei din Figura C 5.31 cu aceast/g259 valoare a rezisten/g288ei echivalente de aderen/g288/g259, se ob/g288ine rela/g288ia care stabile/g250te diametrul maxim dbLmax al arm/g259turilor care traverseaz/g259 nodul: c yd ctm s s d bL hf f A Ad 2 1 max 75 , 0 1 8 , 0 110 /g14 /g14/g32 /g81 (C 5.12) Rela/g288ia (5.4 6) a fost ajustat/g259 pentru a /g288ine seama c/g259 o anumit/g259 frac/g288iune a for/g288ei t/g259ietoare care solicit/g259 nodul se transmite prin compresiune diagonal/g259. Expresia (C 5.12) este confirmat/g259 de rezultatele unor studii experimentale. Aplicarea acesteia duce la diametre admisibile, relativ mici, ale barelor grinzilor care traverseaz/g259 nodurile, mai cu seam/g259 la etajele superioare, unde valoarea /g587d este mic/g259. Asb2fyd xc Cb Asb1fyd /g3 C’’ ss/g3 Asb1fyd/g3 Cb/g3 Vc C’ c C’ ss/g3 T’ cs T’’ cs/g3 C’ c/g3 hjw traverseaz/g259 nodul. For/g288ele de aderen/g288/g259 trebuie s/g259 echilibreze eforturile aplicate arm/g259turilor, de o parte /g250i de alta a nodului de cadru, pe schema din Figura C 5.31. În starea de solicitare maxim/g259, barele de la partea superioar/g259 a grinzilor sunt solicitate la un cap/g259t la efortul de curgere, iar la cel /g259lalt de un efort unitar mai mic, pentru c/g259 arm/g259tura inferioar/g259 As2<As1, pe de o parte, iar pe de alt/g259 parte, o parte din for/g288a de compresiune se transmite nodului prin beton. Barele de la partea superioar/g259 nu beneficiaz/g259 de condi/g288ii favorabile de aderen/g288/g259 ca urmare a tas/g259rii ini/g288iale a betonului, astfel încât se poate conta numai pe cca. 70% din rezisten/g288a aderen/g288ei /g594b /g167 2,2fctm, în care fctm este rezisten/g288a medie la întindere a betonului. La rezisten/g288a prin aderen/g288/g259 trebuie ad/g259ugat/g259 /g250i rezisten/g288a prin frecare datorat/g259 înc/g259rc/g259rii normale din for/g288a de compresiune dezvoltat/g259 în stâlpul superior, care se poate estima aproximativ prin valoarea 0,25 /g587dfcd, în care /g587d este for/g288a axial/g259 normalizat/g259, iar fcd este rezisten/g288a de proiectare la compresiune. 67 Figura C 5.32. bL bd yd bd bL yd s bd df f f d f Al 4 1 . /g32 /g32/g83 (C 5.13) în care: lbd lungimea de ancorare necesar/g259 bdf efortul unitar de aderen/g288/g259 ultim ctdbd f f/g7525 , 2/g32 (C 5.14) unde: ctdf valoarea de proiectare a rezisten/g288ei la întindere a betonului /g536 coeficient care /g288ine seama de condi/g288iile de aderen/g288/g259, /g536=1 pentru aderen/g288e bune /g250i /g536 =0,7 pentru condi/g288ii nefavorabile de aderen/g288/g259, conform SR EN 1992-1-1. Lungimea de înn/g259dire prin suprapunere, l0, pentru cazurile curente, se calculeaz/g259 cu rela/g288ia: bd s s s lA Ak l /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32 %25 1 ' 0 (C 5.15) în care: /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167% ' s s A A reprezint/g259 raportul exprimat în procente între sec/g288iunea arm/g259turilor care se întrerupe în tr-o sec/g288iune /g250i sec/g288iunea total/g259 a barelor care se înn/g259desc, limitat superior la 1,5 /g3 Asb1fydlbd/g3 fbd/g3 68 Condi/g288ia (C 5.12) poate fi considerat/g259 ca o alt/g259 condi/g288ie de dimensionare a sec/g288iunii stâlpilor, pe lâng/g259 cea legat/g259 de limitarea driftului /g250i cea a rezisten/g288ei betonului nodului la compresiune diagonal/g259. C5.7.3(4) Rela/g288ia (5.48) se ob/g288ine pornind de la echilibrul zonei de arm/g259tur/g259 dincolo de sec/g288iunea de unde se m/g259soar/g259 ancorajul Figura C 5.32 ks coeficient de amplificare a lungimii de suprapunere în situa/g288ia în care înn/g259direa se face în zo ne critice, solicitate alternant, egal cu 1,25 Considerând condi/g288iile cele mai severe, rezult/g259: bL ctd yd bL ctd yd df fdf f x xl 2 , 025 , 2 4 25 , 1 5 , 1 0 /g124/g32 (C 5.16) C5.7.3(5) Condi/g288ia este preluat/g259 identic din SR EN 1998-1. Structura expresiei eviden/g288iaz/g259 faptul c/g259 presiunea exercitat/g259 asupra betonului în care este înglobat/g259 arm/g259tura, la tendin/g288a acestuia de despicare, respectiv de contracarare a eforturilor de întindere inelare, produse de interac/g288iunea dintre profilul arm/g259turii /g250i betonul înconjur/g259tor, sunt dependente de aria arm/g259turii transversale /g250i de intervalul dintre etrieri. C 5.8. Funda/g288ii /g250i infrastructuri C5.8.1 Organizarea sistemului Eurocodurilor structurale, adoptate în mod firesc /g250i de sistemul na/g288ional de reglement/g259ri tehnice, prevede ca proiectarea geotehnic/g259 /g250i proiectarea structurilor de fundare s/g259 fie tratate într-o reglementare separat/g259 de P100-1. Din acest motiv, se re/g288in aici pentru discu/g288ie numai aspectele de principiu /g250i un num/g259r redus de m/g259suri de proiectare. Sistemul funda/g288iilor, sau infrastructura, dup/g259 caz, reprezint/g259 o component/g259 esen/g288ial/g259 a unei cl/g259diri, a c/g259rei integritate /g250i ale c/g259rei propriet/g259/g288i de rigiditate /g250i rezisten/g288/g259 influen/g288eaz/g259 decisiv r/g259spunsul seismic al structurii în ansamblu. În acela/g250i timp, costul lucr/g259rilor de funda/g288ie are o pondere foarte mare în costul total al construc/g288iei /g250i, din acest motiv, alegerea sistemului de fundare /g250i proiectarea lui corect/g259 reprezint/g259 una dintre opera/g288iile cele mai importante ale proiect/g259rii construc/g288iilor. Funda/g288iile se dezvolt/g259 în plan atât cât este necesar pentru ca presiunile pe teren s/g259 fie suficient de mi ci pentru a putea fi suportate de p/g259mântul de fundare, un material cu rezisten/g288a de aproape 100 de ori mai mic/g259 decât materialul structural – betonul. Func/g288ie de tipul de structur/g259 /g250i de propriet/g259/g288ile mecanice ale terenului, modul de realizare al funda/g288iilor poate fi diferit: funda/g288ii izolate sau t/g259lpi continue sub pere/g288i, funda/g288ii legate sau constituite de grinzi de fundare, radiere generale, funda/g288ii de adâncime, pilo/g288i sau chesoane, infrastructuri complexe. În condi/g288iile unei alc/g259tuiri adecvate, infrastructurile reprezint/g259 sistemul cel mai avantajos din punctul de vedere al rezisten/g288ei structurii la for/g288e laterale /g250i al unei rezem/g259ri sigure pe teren. Sistemul este indicat, mai cu seam/g259, în cazul structurilor multietajate cu pere/g288i de beton armat. În majoritatea cazurilor, infrastructura este constituit/g259 din elementele subsolului: grinzi de funda/g288ie de dimensiunile pere/g288ilor de subsol interiori /g250i de contur, împreun/g259 cu pl/g259cile plan/g250eelor subsolurilor /g250i placa (radierul) situate la nivelul inferior al grinzilor. Infrastructura poate îngloba /g250i structura primelor niveluri supraterane, dac/g259 acestea sunt considerabil mai puternice decât cea a urm/g259toarelor niveluri. De asemenea, se poate realiza din elemente structurale, sub nivelurile func/g288ionale ale cl/g259dirii. /g249i în cazul infrastructurilor se poate opta, atunci când terenul este slab sau când for/g288ele laterale mari ar duce la pierderea contactului cu terenul prin desprindere pe o suprafa/g288/g259 69 - O modelare complet/g259 a ansamblului suprastructur/g259 – funda/g288ie rezemat/g259 elastic (prin resorturi Winkler, cu comportare liniar/g259 sau neliniar/g259), înc/g259rcat cu for/g288ele verticale /g250i laterale. Calculul efectuat cu metoda for/g288elor orizontale echivalente sau cu metoda modal/g259 cu spectru de r/g259spuns furnizeaz/g259 eforturile din elementele funda/g288iei, componente ale acestui ansamblu. - O modelare a elementelor funda/g288iei solicitate de for/g288ele de leg/g259tur/g259 cu suprastructura aplicate în sec/g288iunile transversale de la baza elementelor verticale (stâlpi, pere/g288i) ale suprastructurii. În cazul cel mai complex al unor infrastructuri, acest tip de modelare echivaleaz/g259 ansamblul elementelor acestuia cu un plan/g250eu tip re/g288ea de grinzi orizontale, în care diferitele componente sunt caracterizate de propriet/g259/g288i de rigiditate echivalente conlucr/g259rii grinzilor (pere/g288ilor) de fundare cu pl/g259cile de funda/g288ie sau ale subsolului (subsolurilor). O asemenea modelare este aproximativ/g259 /g250i de cele mai multe ori neacoperitoare. Prin proiectare se poate impune elementelor infrastructurilor un r/g259spuns seismic elastic sau unul neliniar. R/g259spunsul elastic se poate ob/g288ine în dou/g259 situa/g288ii: - în cazul structurilor proiectate pentru clasa DCL, în zone cu seismicitate foarte joas/g259, cu r/g259spuns elastic pentru ansamblul suprastructur/g259 – infrastructur/g259; elementele se dimensioneaz/g259 la eforturile ob/g288inute în combina/g288ia seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri, pe baza prevederilor din EN 1998–1. - în situa/g288ia când în modelul de calcul for/g288ele transmise de suprastructur/g259 infrastructurii sunt cele asociate mecanismului de disipare (plastificare) a suprastructurii; o cale simpl/g259, aproximativ/g259, pentru a ob/g288ine valorile de proiectare ale eforturilor în elementele infrastructurii, este de a considera în calculul structural o for/g288/g259 orizontal/g259 sporit/g259 fa/g288/g259 de for/g288a de proiectare prin amplificarea cu un factor de suprarezisten/g288/g259 global. Pentru construc/g288ii cu structur/g259 uniform/g259 în plan /g250i suprarezisten/g288/g259 moderat/g259, acest factor de amplificare poate fi luat egal cu 1,5. Procedeul are în vedere /g250i componente ale mecanismului de rezisten/g288/g259 la nivelul infrastructurii, care nu sunt considerate, de regul/g259, explicit în calcul: frecarea între teren /g250i pere/g288ii de contur, presiunea pasiv/g259, etc. În alte situa/g288ii de alc/g259tuire, valoarea factorului de amplificare trebuie modificat/g259 corespunz/g259tor. 70 mare din amprenta construc/g288iei în teren, la fundarea pe pilo/g288i, capabili sau nu, dup/g259 necesit/g259/g288i, de a dezvolta /g250i for/g288e de întindere semnificative. Infrastructurile astfel alc/g259tuite posed/g259 înalt/g259 capacitate de rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate, astfel încât au o compor tare apropiat/g259 de cea a unui corp rigid. Consecin/g288a practic/g259 este c/g259 elementele verticale pot fi considerate încastr ate la nivelul plan/g250eului peste subsol, dimensionarea suprastructurii putând fi f/g259cut/g259 pe acest model. De asemenea, în acest caz incertitudinile privind distribu/g288ia presiunilor pe teren sunt mai mici, iar mi/g250c/g259rile relative între bazele elementelor verticale sunt minimizate. Se consider/g259, în mod simplificat, dar nu /g250i acoperitor, c/g259 for/g288a axial/g259 de proiectare este cea ob/g288inut/g259 în calculul structural la sec/g288iunea seismic/g259 de proiectare. În principiu, exist/g259 dou/g259 limite ale model/g259rii funda/g288iilor (infr astructurii) utilizate în proiectarea curent/g259: O a doua abordare posibil/g259 este aceea d e a determina eforturile în elementele infrastructurii din calculul structural la for/g288a seismic/g259 de proiectare, pentru clasa de ductilitate selectat/g259 pentru suprastructur/g259, DCH sau DCM. În acest caz, dimensionarea /g250i armarea elementelor sistemului de funda/g288ie se face cu respectarea regulilor specifice clasei de ductilitate co nsiderate. O preocupare deosebit/g259 trebuie s/g259 existe pentru dimensionarea elementelor grinzilor (pere/g288ilor de subsol) la valori ale for/g288ei t/g259ietoare deduse pe b aza principiilor proiect/g259rii la capacitate /g250i pentru respectarea m/g259surilor de ductilizare. C5.8.2 În general, problemele de proiectare cele m ai dificile intervin la infrastucturile complexe ale structurilor cu pere/g288i de beton armat. Aceste probleme sunt discutate în anexa de comentarii a CR 2-1-1.1. Dintre m/g259surile de proiectare date la 5.8.2 se re/g288in aici numai dou/g259. C5.8.2 (2) În grinzile de leg/g259tur/g259 între funda/g288ii apar, pe lâng/g259 momente încovoietoare /g250i for/g288e t/g259ietoare, /g250i for/g288e axiale rezultate din deplas/g259rile orizontale relative în tre funda/g288ii, pe care calculul structural nu le eviden/g288iaz/g259 explicit. În EN 1998-1, aceste for/g288e au valori care reprezint/g259 frac/g288iuni din for/g288a axial/g259 de proiectare adus/g259 de elem entele verticale pe funda/g288ii, depinzând de natura terenului. For/g288ele de leg/g259tur/g259 se determ in/g259 cu rela/g288ia g a kNg Ed , în care ag este accelera/g288ia de vârf de proiectare, NEd este for/g288a axial/g259 de proiectare, iar k este un factor care ia valori de la 0,3, în cazul terenurilor slabe, la 0,6 în cazul terenurilor foarte slabe. C5.8.2 (4) Arm/g259tura orizontal/g259 montat/g259 în radier trebuie s/g259 preia momentele încovoietoare produse de presiunile pe teren, dar trebuie s/g259 controleze si fisurarea din contrac/g288ie a betonului din radier. Este acceptat ast/g259zi c/g259 procentul de armare care permite limitarea necesar/g259 a deschiderii fisurilor este de cel pu/g1802in 0,20% la fiecare fa/g288/g259 a pl/g259cii de baz/g259. Se recomand/g259 ca grosimea radierului s/g259 fie astfel aleas/g259 încât arm/g259tura de încovoiere necesar/g259 s/g259 fie 0,25%, atât cât asigur/g259 /g250i controlul fisur/g259rii de contrac/g288ie. C 5.9. Efecte locale datorate interac/g288iunii cu pere/g288ii nestructurali C5.9 La alc/g259tuirea pere/g288ilor de umplutur/g259 din zid/g259rie din corpuri ceramice se pot avea în vedere dou/g259 concep/g1802ii: (a) izolarea elementelor cadrelor de panourile de zid/g259rie prin prevederea unor fâ/g250ii înguste din materiale deformabile între zid/g259rie /g250i elementele structurale; (b) p/g259strarea contactului perimetral între panouri de zid/g259rie /g250i stâlpii /g250i grinzile structurii de beton armat. ( ) În acest din urm/g259 caz, panourile de umplutur/g259 interac/g288ioneaz/g259 cu structura /g250i, indiferent dac/g259 sunt considerate în capacitatea de rezisten/g288/g259 lateral/g259 a construc/g288iei, sau nu, acestea se manifest/g259 în realitate ca elemente structurale /g250i, pân/g259 la eventuala lor distrugere la ac/g288iunea unui cutremur puternic, panourile preiau o anumit/g259 frac/g288iune din înc/g259rcarea lateral/g259. În practica de proiectare, în situa/g288ia (b) exist/g259 dou/g259 abord/g259ri posibile: 71 - zid/g259ria de compartimentare /g250i de închidere, plasat/g259 între elementele cadrului, este consid erat/g259 element structural, parte constitutiv/g259 a mecanismului structural pentru for/g288e laterale /g250i, ca u rmare, trebuie armat/g259; - nu se conteaz/g259 pe aportul structural al zid/g259riei, dar prin proiectare se iau m /g259suri care s/g259 /g288in/g259 seama de efectele interac/g288iunii structur/g259 - perete de um plutur/g259; trebuie asigurate exigen/g288ele de comportare ale panourilor de um plutur/g259 la ULS, caz în care zid/g259ria avariat/g259 nu trebuie s/g259 cad/g259 /g250i s/g259 prezinte risc pentru vie/g288ile oam enilor, /g250i la SLS, caz în care degrad/g259rile zid/g259riei treb uie s/g259 fie moderate /g250i u/g250or reparabile ca urmare a dimension/g259rii corespunzatoare a rigidit /g259/g288ii laterale a cadrelor. Cele mai importante efecte ale interac/g288iunii panourilor de umplutur/g259 cu structura tip cadru sunt urm/g259toarele: - sporirea rigidit/g259/g288ii laterale a structurii; pentru cazul unor structuri flexibile situate în zo ne seismice caracterizate de valori mici ale perioadei Tc, for/g288ele seism ice cresc peste nivelul corespunz/g259tor structurii pure; - crearea unor neregularit/g259/g288i pe vertical/g259 (succesiuni de niveluri rigide /g250i flexibile, Figura C 5.3 3, a) /g250i pe orizontal/g259, prin sporirea torsiunii de ansam blu ca urma re a modific/g259rii pozi/g288iei centrului de rigiditate (Figura C 5.33, b); la proiectarea cl/g259dirilor în zone seismice asemenea situa/g288ii trebuie evitate întotdeauna; Figura C 5.33. - crearea unor condi/g288ii de solicit/g259ri de tip elemente scurte, cu risc de rupere la for/g288e t/g259ietoare (Figura C 5.34), pentru c/g259 f or/g288a t/g259ietoare pe por/g288iunea defor mabil/g259 a stâlpului este substan/g288ial mai mare decât cea care poate ap /g259rea într-un stâlp liber. (a) (b) 72 Figura C 5.34. Pentru a ev ita asemenea ruperi, în aceste cazuri se recomand/g259 separarea pere/g288ilor nestructurali de elementele structurii. Ac/g288iunea structural/g259 a panoului de zid/g259rie poate fi modelat/g259 sub forma unei bare comprimate cu direc/g288ia diagonalei panoului, func/g288ie de sensul de atac al cutremurului (Figura C 5.35). Ac/g288iunea diagonalei devine substan/g288ial/g259 dup/g259 apari/g288ia fisurilor de întindere înclinate /g250i dup/g259 desprinderea zid/g259riei de elementele cadrului în vecin/g259tatea col/g288urilor unde s-ar aplica diagonala întins/g259. Figura C 5.35. Ansamblul constituit din cadrul de beton armat /g250i panourile de zid/g259rie poate ceda în mai multe moduri sub ac/g288iunea for/g288elor laterale: (a) La încovoierea de ansamblu ca un perete structural cu alc/g259tuire compozit/g259, similar cu pere/g288ii structurali din beton armat (Figura C 5.36). Pentru aceasta este necesar ca inima de zid/g259rie a pere/g288ilor s/g259 fie suficient de groas/g259 pentru a nu se rupe la for/g288a t/g259ietoare, iar arm/g259tura inimii din zid/g259rie armat/g259 s/g259 fie conectat/g259 eficient de stâlpii de beton armat. (b) Prin zdrobirea diagonalei comprimate constituit/g259 în inima de zid/g259rie a peretelui compozit. L/g259/g288imea efectiv/g259 a diagonalei comprimate depinde de mai mul/g288i parametri, între care raportul între rigidit/g259/g288ile panoului /g250i ale cadrului, curbele caracteristice ale materialelor, nivelul de solicitare. (c) Dac/g259 ac/g288iunea seismic/g259 continu/g259 dup/g259 ruperea panoului de zid/g259rie, practic întreaga for/g288/g259 lateral/g259 se transmite stâlpilor (bulbii peretelui compozit), care se pot rupe prin încovoiere sau forfecare. 73 Figura C 5.36. (d) Prin lunecarea peretelui în lungim ea unui rost orizontal, prin care se creaz/g259 un efect de “îngenunchiere” a cad rului la nivelul respectiv (Figura C 5.36, b). Un asemenea mod de cedare se manifest/g259 dac/g259 for/g288a diagonal/g259 asociat/g259 producerii eforturilor, vf, care generaz/g259 lunecarea, este mai mic/g259 decât rezisten/g288a la compresiune în lungul diagonalei. Cu nota/g288iile din Figura C 5.36, b, valoarea for/g288ei diagonale corespunz/g259toare producerii lunec /g259rii [Paulay, Priestley, 1992] este : ( ) /g11/g12t bl h fR w m d /g152/g16/g32 ' ' ' ' 3 . 0 1 04 . 0 (C 5.17) în care, ' mf rezisten/g288a de proiectare la compresiune a zid/g259riei; t grosimea zid/g259riei bw l/g259/g288imea diagonalei echivalente Dup/g259 lunecarea zid/g259riei, rezisten/g288a lateral/g259 a ansamblului este asigurat/g259 de stâlpi, care pot ceda la încovoiere sau, cel mai adesea, la forfecare. În cazul unei alc/g259tuiri identice a zid/g259riei pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii, avarierea zid/g259riei prin zdrobirea dup/g259 diagonal/g259 sau prin lunecarea pe rost intervine, de regul/g259, la primul nivel. Prin dispari/g288ia panoului de umplutur/g259 la primul nod, structura se transform/g259 într- una cu un nivel slab, unde se concentreaz/g259 în continuare deforma/g288iile plastice. Din schema aproximativ/g259 de comportare din Figura C 5.36, rezult/g259 c/g259 cerin/g288ele de ductilitate la elementele primului nivel sunt mult mai mari decât în cazul unei structuri cu deformabilitate uniform/g259 pe vertical/g259. Din cele prezentate rezult/g259 c/g259 este destul de dificil s/g259 se controleze r/g259spunsul seismic al unei structuri compozite cum este cadrul de beton armat în interac/g288iune cu pere/g288i de umplutur/g259. Aceast/g259 constatare este valabil/g259 mai ales pentru cazul în care zid/g259ria este nearmat/g259. În asemenea situa/g288ii, pentru a proteja stâlpii de la primul nivel, m/g259surile de armare transversal/g259 pentru zonele critice se extind pe toat/g259 în/g259l/g288imea acestui nivel. a (a) (b) 74 Figura C 5.37. Panourile de zid/g259rie trebuie asigurate /g250i pentru for/g288ele de iner/g288ie perpendiculare pe planul lor. Pr/g259bu/g250irea în lateral a pere/g288ilor reprezint/g259 pericolul cel mai important produs de aceste elemente pentru via/g288a oamenilor. În cazul unor panouri armate /g250i conectate eficient de rame de beton armat, panoul poate fi tratat ca o plac/g259 plan/g259 rezemat/g259 pe contur, înc/g259rcat/g259 normal pe planul acesteia. Studiile experimentale au pus în eviden/g288/g259 faptul c/g259 /g250i panourile nearmate (zid/g259rie simpl/g259) pot sus/g288ine importante for/g288e normale pe planul lor, datorit/g259 form/g259rii unui efect de bolt/g259 între reazemele peretelui pe orizontal/g259 /g250i vertical/g259, chiar dup/g259 fisurarea la încovoiere a panourilor. Acest mecanism de rezisten/g288/g259 este îns/g259 influen/g288at negativ de prezen/g288a unor spa/g288ii libere (rosturi libere) pe contur între panouri /g250i rama de beton armat. Asemenea goluri pot proveni dintr-o umplere incomplet/g259 a acestor spa/g288ii cu mortar sau ca urmare a desprinderii pe contur (în zona diagonalei întinse, Figura C 5.35) datorate for/g288elor ac/g288ionând în planul peretelui. De asemenea, dac/g259 materialul este puternic degradat de ac/g288iunea for/g288elor din planul peretelui, ac/g288iunea de bolt/g259 devine mult mai putin eficient/g259. Rezult/g259 c/g259 umplutura nearmat/g259 nu asigur/g259 un material structural satisf/g259c/g259tor, cu excep/g288ia, poate, a cl/g259dirilor joase (orientativ, pân/g259 la dou/g259 niveluri) cu ram/g259 rigid/g259. Bibliografie: ATC (1996). Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings. Report ATC 40, Redwood City, CA. CEB (1998), Ductility of Reinforced Concrete Structures, Bull. D’Information 242, T. Telford (ed.), London. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). N2 – A method for non-linear seismic analysis of RC buildings, Proc. of the 9th WCEE, Tokyo, vol. V, p. 111-116. Dy= deforma/g288ia la nivelul for/g288ei rezultante la ini/g288ierea deforma/g288iilor plastice D P = componenta plastic/g259 a deforma/g288iei 75 76 Fajfar, P. (2000). A nonlinear analysis method for performance-based seismic design. Earthq. Spectra, 16(8). FIB (2003). Displacement-based seismic design of reinf orced concrete buildings, Bulletin 25, Lausanne, Elve/g288ia, 192 pp. Institutul Român de Standardizare (1990), STAS 10107/0-90, Calculul /g1800i alc/g259tuirea elementelor din beton, beton armat /g1800i beton precomprimat Mander, J.B., Priestley, M.J.N. /g250i Park, R., (1988), Theorteical Stress-Strain Model for confined Concrete, Journal of Structural Engineering, ASCE, V. 114, No. 8, pp. 1827- 1849. Ministerul Dezvolt/g259rii Regionale /g1800i Administra/g1802iei Publice (2013), CR 2–1–1.1: Cod de proiectare a construc/g288iilor cu pere/g288i structurali de beton armat, Bucure/g250ti. Ministerul Lucr/g259rilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic/g259 a construc/g288iilor de locuin/g288e, agrozootehnice /g250i industriale, INCERC Bucure/g250ti, Buletinul Construc/g288iilor, no. 1-2, 1992, 151 p. Panagiotakos, T.B. /g250i Fardis, M.N., (2001), Deformations of Reinforced Concrete Members at Yelding and Ultimate, ACI Structural Journal, V.98, No. 2, pp. 135-148. Park, Y.J. /g250i Ang, A.M.S. (1985), Mechanistic Siesmic Damage Model of Reinforced Concrete, Journal of Structural Engineering, ASCE, V. 111, No. 4, pp. 722-739. Paulay, T. /g250i Priestley, M.J.N. (1992) , Seismic Design of Concrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons Inc., New York, 744 p. Paulay, T. (1986). A critique of the Special Provisions for Seismic Design of Building Code Requirements for Reinforced Concrete (ACI 318-82). În: Journal of the ACI, martie-aprilie 1986. Postelnicu, T. /g250i Zamfirescu, D., (1998), Lateral stiffness assessment of multistory RC frames structures, 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris. Postelnicu, T. /g250i Zamfirescu, D., (1999). Comparison between displacement methods used for assessment of RC structures. Performance of RC frame structures designed according present Romanian codes. Proc. 1 st Romanian-American Workshop, Ia/g250i, Romania. Postelnicu, T. /g250i Zamfirescu, D., (2001). Towards displacement-based methods in Romanian seismic design code. Earthquake Hazard and Countermeasures for Existing Fragile Buildings, Eds. D. Lungu & T.Saito, Bucure/g250ti, pp. 169-142. Ru/g250anu, Cr., Pascu, R., (2003). Nonlinear static analysis for an existing reinforced concrete building. Buletinul Stiintific al UTCB, nr. 1/2003, pp. 27-39. SR EN 1998-1, Eurocod 8: Pr oiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur, Partea 1: Reguli generale, ac/g288iuni seismice /g250i reguli pentru cl/g259diri Takeda, T., Sozen, M.A. /g250i Nielsen, N.N., (1970), Reinforced Concrete response to Simulated Earthquakes, Journal of the Structural Division, ASCE, V. 96, No. ST 12, pp. 2557-2573. Vecchio, F.J. /g250i Colins, M.P. (1986). The Modified Compression-Field Theory for Reinforced Concrete Elements Subjected to Shear. ACI Struct. J., 83(2), p. 219-231. /g131suprarezisten/g288a de proiectare 1Sd dqF F/g32 , care provine din: /g131dimensionarea structurii din alte condi/g288ii decât rezisten/g288a la cutrem ur (rezisten/g288/g259 în gruparea funda mental/g259 de înc/g259rc/g259ri sau limitarea deplas/g259rilor relative d e nivel la starea limit/g259 de serviciu seismic/g259) /g131evitarea unei varia/g288ii prea mari a num/g259rului de sec/g288iuni pentru a uniformiza /g250i sim plifica procesele de proiectare /g250i execu/g288ie /g131o rezisten/g288/g259 real/g259 a materialelor mai mare decât cea nominal/g259, etc. /g131redundan/g1802a structural/g259 1RyqV V/g32 reprezint/g259 capacitatea de redistribu/g288ie plastic/g259 a structurii, dup/g259 for marea primei articula/g288ii plastice /g131ductilitatea structurii eyqF F/g80/g32 caracterizeaz/g259 capacitatea de deformare postelastic/g259 f/g259r/g259 o reducere semnificativa a caracteristicilor de rezisten/g1802/g259 /g250i rigiditate În rela/g288iile de mai sus s-au folosit urm/g259toarele nota/g288ii: Fe – for/g288a corespunz/g259toare unui r/g259spuns infinit elastic; Fy – for/g288a de curgere a sistemului; F1 – for/g288a la formarea primei articula/g288ii plastice; Fd – for/g288a de proiectare. Valoarea total/g259 a factorului de comportare q poate fi exprimat/g259 ca produsul suprarezisten/g288ei de proiectare, a redundan/g288ei /g250i a factorului de reducere datorat ductilit/g259/g288ii: Sd Rqqq q/g80/g32/g152 /g152 C 6. PREVEDERI SPECIFI CE CONSTRUC/g287IILOR DIN O/g287EL C 6.1 Generalit/g259/g288i C6.1. Capitolul 6 din codul P 100-1 se bazeaz/g259, în principal, pe prevederile din SR EN 1998-1 cu unele complet/g259ri /g250i modific/g259ri. C 6.1.1 Obiect /g250i domeniu de aplicare C6.1.(1) Prevederile din acest capitol se refer/g259 exclusiv la cl/g259diri cu str uctura metalica (construc/g288ii civile, industriale, agricole /g250i alte tipuri de construc/g288ii metalice cu structura similar/g259 cu cea a cl/g259dirilor (platforme industriale, estacade, structuri în cadre pentru sus/g288inerea turnurilor /g250i cazanelor termocentralelor, etc.). C6.1.(2) Prezentul cod implementeaz/g259 criterii de verificare pentru rezisten/g1802a elementelor structurale /g250i a îmbin/g259rilor armonizate cu SR EN 1993-1-1 /g1800i SR EN 1993-1-8. C 6.1.2 Principii de proiectare C6.1. Caracterizarea tipului de comportare a unei structuri, disipativ/g259 sau nedisipativ/g259, pentr u calcul, în cazul aplic/g259rii metodelor de calcul în domeniul elastic (cu for/g1802e statice echivalente sau pe baza spectrelor de r/g259spuns) se realizeaz/g259 prin intermediul factorului de comportare q. În Figura C 6.1 este prezentat/g259 o rela/g288ie tipic/g259 dintre for/g288a t/g259ietoare la baz/g259 /g250i deplasarea la vârf a unei structuri. Pentru simplificarea r/g259spunsului neliniar al structurii se adopt/g259 adeseori o idealizare biliniar/g259. Valoarea factorului q depinde de urm/g259torii factori: 77 raspunsul idealizat raspunsul real q q q 1 F Dy d F F y F F e Sd De Du D raspuns elastic q R /g80 Figura C 6.1. Defini/g288ia componentelor factorului de comportare q În principiu, orice structur/g259 conformat/g259 /g250i dimensionat/g259 corect posed/g259 suprarezisten/g1802/g259 de proiectare datorit/g259 coeficien/g288ilor par/g288iali de siguran/g288a utiliza/g288i la definirea rezisten/g1802elor de calcul /g250i a înc/g259rc/g259rilor folosite la proiectare. Structurile static nedeterminate posed/g259 în plus /g250i o redundan/g1802/g259 structural/g259. În consecin/g288/g259, pentru o structur/g259 alc/g259tuit/g259 /g250i dimensionat/g259 în mod corect, valoarea efectiv/g259 a factorului q este întotdeauna supraunitar/g259. Cea de-a treia component/g259 a factorului q, dat/g259 de ductilitate, este /g250i cea mai important/g259. Aceasta presupune asigurarea ductilit/g259/g288ii la nivelului materialului, a sec/g288iunilor elementelor structurale, a elementelor structurale /g250i îmbin/g259rilor dintre ele, a structurii în ansamblul ei. Structurile alc/g259tuite /g250i dimensionate pentru a asigura cerin/g288ele privind suprarezisten/g1802a, redundan/g1802a /g250i ductilitatea sunt denumite structuri disipative /g250i sunt încadrate în conformitate cu P 100-1 în clasele de ductilitate DCH sau DCM. Structurile care nu îndeplinesc toate condi/g288iile de ductilitate dar posed/g259 suprarezisten/g288/g259 structurala sunt considerate slab disipative /g250i sunt încadrate în clasa de ductilitate DCL. Structurile slab disipative alc/g259tuite din elemente cu sec/g288iune de clasa 1, 2 sau 3 pot fi proiectate pe baza unui factor 1 1,5 q/g100/g100. Structurile slab disipative alc/g259tuite din elemente cu sec/g288iune de clasa 1, 2 sau 3 se dimensioneaz/g259 /g250i verific/g259 pe baza prevederilor din SR EN 1993-1-1. Structurile cu elemente de clasa 4 se calculeaz/g259 pe baza unui factor 1q /g32 /g1800i se verific/g259 în conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-3 sau SR EN 1993-1-5. C 6.1.3 Verificarea siguran/g288ei C6.1.3 (1) Solicitarea ciclic/g259 indus/g259 de ac/g1802iunea seismic/g259 poate conduce la fenomene de oboseal/g259 în domeniul plastic (oligocilic). Pentru a /g1802ine cont de acest fenomen, coeficien/g1802ii par/g1802iali de siguran/g1802/g259 /g74M pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 în situa/g1802ia seismic/g259 de proiectare sunt majora/g1802i fa/g1802/g259 de cei utiliza/g1802i în situa/g1802ia normal/g259 de proiectare (gruparea fundamental/g259 de înc/g259rc/g259ri). (2) La p roiectare se va /g288ine cont de posibilitatea ca limita de curgere efectiv/g259 a o/g288elului, (fy,act), s/g259 fie mai mare decât limita de curgere nominal/g259 (fy), prin introducerea unui coeficient de amplificare a limitei de curgere ,ya c t ov y f f/g74/g32 . Limita de curgere efectiv/g259 a 78 o/g288elului se determ in/g259 prin încerc/g259ri experimentale pe materialele folosite la execu /g288ia structurii. În lipsa unor astfel de încerc/g259ri, se pot folosi valorile recomandate la 6.2(5). C 6.2 Condi/g288ii privind materialele C6.2 (1-2). Pentru structurile din clasele DCH /g250i DCM de ductilitate, în elementele disipative (care con/g288in zone plastice poten/g288iale) se vor utiliza o/g1802eluri cu propriet/g259/g1802i de ductilitate definite prin: - raportul dintre rezisten/g288a la rupere fu /g250i limita minim/g259 de curgere fy va fi cel pu/g288in 1,20 - alungirea la rupere va fi cel pu/g288in 20% - un palier de curgere distinct, cu alungire specific/g259 la sfâr/g250itul palierului de curgere de cel pu/g288in 1,5%. C6.2 (3) Elementele din tabl/g259 cu grosimi > 16mm solicitate la întindere perpendicular pe planul lor sunt susceptibile de apari/g288ia destr/g259m/g259rii lamelare. Riscul de apari/g288ie a acestui fenomen este semnificativ în cazul pl/g259cilor de cap/g259t ale grinzilor în cazul îmbin/g259rilor grind/g259-stâlp în zona afectata termic de sudura dintre talpa grinzii /g250i placa de cap/g259t. Riscul de destr/g259mare lamelar/g259 poate s/g259 apar/g259 /g250i în cazul grinzilor sudate direct de talpa stâlpului, în cazul stâlpilor suda/g288i de placa de baza sau în cazul îmbin/g259rilor de continuitate realizate cu flan/g250e. În vederea evit/g259rii riscului de destr/g259mare lamelar/g259, se recomand/g259 urm/g259toarele m/g259suri: - evitarea solu/g288iilor constructive care conduc la tensiuni sem nificative de întind ere în direc/g288ia grosimii din cauza sudarii /g250i din efectul înc/g259rc/g259rilor exterioare; - daca astfel de solu/g288ii nu pot fi evitate, este necesar/g259 utilizarea unor m/g259rci de o/g1802el cu o v aloare minima a gâtuirii Zz la încercarea la trac/g288iune pe epruvete prelev ate pe direc/g288ia grosimii (încercare efectuat/g259 conform SR EN ISO 6892- 1:2010): ,zz n e cZZ/g116 în care Zz,nec este valoarea minim/g259 necesar/g259 a gâtuirii /g1800i se determin/g259 conform procedurii din SR EN 1993-1-10. C6.2 (5) Valoarea medie a limitei de curgere a o/g1802elului este în general mai mare decât cea nominal/g259 /g1800i depinde de marca o/g1802elului /g1800i tipul de produs siderurgic (table, profile, etc.). Valorile suprarezisten/g1802ei de material prev/g259zute în cod au la baz/g259 studiile efectuate în cadrul proiectului OPUS (2010) pe un e/g1800antion de 13000 de epruvete prelevate din laminate de o/g1802el (HEA, HEB, IPE, UPN, IPN) de la produc/g259tori europeni, care au indicat valori diferite ale suprarezisten/g1802ei de material ov/g74 în func/g1802ie de marca o/g1802elului. C6.2 (6) În zonele disipative se limiteaz/g259 valoarea limitei de curgere, fy,max, a materialului din elementele structurale respective pentru a asigura concordan/g1802a între mecanismul de disipare proiectat /g250i r/g259spunsul real al structurii. Limita de curgere, fy,max , nu va fi mai mare decât limita de curgere nominal/g259 amplificat/g259 cu ov/g74( ,maxyo v yf f/g74/g100 ). 79 C6.2 (7) Îmbin/g259rile cu /g250uruburi ale elementelor structurale care participa la preluarea /g250i transmiterea ac/g288iunii seismice (grinzi /g250i stâlpi la cadre necontravantuite, grinzi, stâlpi /g250i contravântuiri la cadre contravantuite) se vor proiecta cu /g250uruburi de înalta rezisten/g1802/g259 grupele 8.8 /g250i 10.9. Elementele care nu particip/g259 la preluarea /g250i transmiterea ac/g288iunii seismice (ex. grinzi secundare de plan/g250eu), pot fi îmbinate /g250i cu /g250uruburi din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 /g250i 6.8. C6.2 (8) În general, /g250uruburile de ancoraj ale stâlpilor în funda/g288ii se recomand/g259 s/g259 se realizeze din o/g1802eluri din grupe de calitate 4.6 /g250i 5.6. Atunci când se folosesc /g250uruburi de ancoraj din grupele de calitate 5.8, 6.8 /g250i, în mod special, în situa/g288ia în care se folosesc /g250uruburi cu caracteristici fizico-mecanice similare grupei de calitate 8.8, trebuie s/g259 se acorde o aten/g288ie sporita clasei betonului, respectiv sistemelor de ancorare. În principiu, trebuie s/g259 existe compatibilitate între rezisten/g1802a la întindere a /g250uruburilor /g250i aderen/g1802a dintre acestea /g250i betonul din funda/g288ie. C 6.3 Tipuri de structuri /g250i factori de comportare C 6.3.1 Tipuri de structuri Cadre necontravântuite Capacitatea de rezisten/g1802/g259 /g250i rigiditate a structurii solicitate la ac/g288iunea seismic/g259 este asigurat/g259, în principal, de rezisten/g1802a /g250i rigiditatea la încovoiere a grinzilor /g250i stâlpilor, precum /g250i de capacitatea de transmitere a momentelor încovoietoare la nivelul îmbin/g259rilor dintre grinzi /g250i stâlpi, respectiv a îmbin/g259rilor dintre stâlpi /g250i funda/g288ii. Pentru cadrele necontravântuite cu îmbin/g259ri rigl/g259-stâlp rigide, articula/g288iile plastice se vor dirija la capetele grinzilor. Pentru a asigura suprarezisten/g1802a îmbin/g259rii fa/g1802/g259 de elementul îmbinat, se poate reduce local sec/g288iunea t/g259lpilor grinzii – solu/g288ia "dog-bone". Zonele disipative pot fi situate /g250i în stâlpi, respectiv la baza acestora (deasupra prinderii în funda/g288ii) /g250i la partea superioar/g259 a stâlpilor de la ultimul etaj. P 100-1 permite utilizarea îmbin/g259rilor rigl/g259-stâlp semirigide /g250i par/g288ial rezistente (în conformitate cu clasificarea din SR EN 1993-1-8), dac/g259 îmbin/g259rile au capacitate de rotire total/g259 suficient/g259 (cel pu/g288in egala cu 0,04 rad pentru clasa DCH de ductilitate, respectiv 0,03 rad pentru clasa DCM de ductilitate). Formarea articula/g1802iilor plastice în îmbin/g259ri este permis/g259 în condi/g288iile în care rigiditatea /g250i capacitatea real/g259 de rezisten/g1802/g259 sunt luate în calcul în analiza structurii. În cazul cadrelor parter cu îmbin/g259ri rigl/g259 stâlpi rigide /g250i de rezisten/g288/g259 complet/g259 /g250i cu prinderi rigide în funda/g288ii, articula/g288iile plastice se pot forma la partea superioar/g259 /g250i la baza stâlpilor, cu condi/g288ia ca for/g288a axial/g259 de compresiune din stâlpi, NEd, s/g259 îndeplineasc/g259 condi/g288ia NEd/Npl,Rd < 0,3 ( NEd – efortul axial de proiectare în gruparea de înc/g259rc/g259ri care con/g288ine ac/g1802iunea seismic/g259; Npl,Rd – rezisten/g288a plastic/g259 a sec/g288iunii la compresiune centric/g259). 80 /g131Contravântuiri cu diagonale întinse activ e, la care for/g288ele orizontale sunt preluate num ai de diagonalele întinse, neglijând diagonalele comprimate. /g131Contravântuiri cu diago nale în V, la care for/g288ele orizontale sunt preluate atât de diagonalele întinse cât /g250i de cele co mprimate. Punctul de in tersectare al acestor diagonale este situat pe grind/g259, care trebuie s/g259 fie continu/g259. Figura C 6.2. Sisteme constructive cu contravântuiri centrice Pentru asigurarea unei comport/g259ri ductile a acestor sisteme, este necesar ca sec/g288iunile diagonalelor sa fie de clasa 1 pentru clasa de ductilitate structural/g259 DCH /g250i clas/g259 1 sau 2 pentru clasa de ductilitate structural/g259 DCM. Prinderile diagonalelor trebuie s/g259 asigure nivelul de suprarezisten/g1802/g259 specificat în 6.5.5 din P 100-1. Utilizarea unor contravântuiri având sec/g288iuni cu suple/g288e ridicat/g259 poate s/g259 conduc/g259 la o voalare prematur/g259 a acestora, chiar /g250i la nivele reduse ale deplas/g259rilor relative de nivel /g250i, implicit, la o ductilitate redus/g259 a elem entelor. Se pot folosi /g250i alte sistem e de contravântuiri, de exemplu contravântuiri în X pe doua nivele sau contravântuiri în V cu bara verticala de leg/g259tur/g259 (vezi Figura C 6.3). (a) (b) Figura C 6.3. Cadre cu contravântuiri în X pe dou/g259 nivele (a) /g250i contravântuiri în V cu bara verticala de leg/g259tura (b), AISC (2005) Aceste cadre pot fi proiectate cu o comportare post elastic/g259 similar/g259 cadrelor contravântuite în X. Aceste doua sisteme au avantajul c/g259 asigur/g259 o reducere a for/g288elor transmise grinzilor dup/g259 flambajul contravântuirilor comprimate. Sistemul cu bar/g259 vertical/g259 de leg/g259tur/g259 Cadrele contravântuite centric Cadrele contravântuite centric sunt acele cadre cu contravântuiri la care axele elementelor structurale se întâlnesc în noduri /g250i formeaz/g259 o structur/g259 vertical/g259 triangulat/g259 (vezi Figura C 6.2). În aceasta categorie intr/g259 urm/g259toarele sisteme structurale (vezi Tabelul 6.3 din P 100- 1): 81 Figura C 6.4. Sisteme constructive cu contravântuiri excentrice Avantajul cadrelor cu contravântuiri excentrice const/g259 în faptul c/g259 printr-o alc/g259tuire /g250i dimensionare corespunz/g259toare a sistemului structural, se poate ob/g288ine o rigiditate similar/g259 celei oferite de cadrele cu contravântuiri centrice, simultan cu caracteristici de ductilitate specifice cadrelor necontravantuite. Structuri de tip pendul inversat Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de ap/g259, platforme sau structuri parter care sus/g288in greut/g259/g1802i mari, cum ar fi cele pentru silozuri, bunc/g259re, etc. Structuri metalice asociate cu nuclee sau pere/g288i de beton armat La aceste structuri, for/g288ele orizontale sunt preluate în principal de diafragme sau nuclee de beton armat (tabel 6.3.e). Cadrele metalice, de regul/g259 necontravantuite, se dimensioneaz/g259 din ac/g288iuni gravita/g288ionale. Calculul elementelor din beton armat se face în conformitate cu prevederile din capitolul 5 al P 100-1. Calculul structurii metalice se face în conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-1 /g250i SR EN 1993-1-8. În cazul structurilor nesimetrice, sau simetrice dar cu o distribu/g288ie excentrica a maselor, trebuie luate m/g259suri pentru preluarea efectelor de torsiune deoarece nucleul de beton armat nu asigur/g259 întotdeauna rigiditatea la torsiune necesar/g259. În acest caz se recomand/g259 realizarea unei analize pe un model spa/g1802ial. Rezultatul analizei structurale poate conduce la necesitatea introducerii unor contravântuiri verticale în structura metalic/g259, de preferat în cadrele perimetrale. În acest caz structura se dimensioneaz/g259 în conformitate cu prevederile relevante din P 100-1. Structuri duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite) În general, pentru structura unei cl/g259diri nu se pot folosi numai cadre contravântuite, acestea fiind de regul/g259 asociate cu cadre necontravântuite. În situa/g288ia în care cadrele necontravântuite sunt proiectate sa preia cel pu/g288in 25% din ac/g288iunile orizontale, sistemul structural compus (cadre necontravântuite /g250i contravântuite) se nume/g250te 82 contravântuiri în X pe dou/g259 niveluri este în general mai flexibil decât sistemul cu contravântuiri în V, pe de alt/g259 parte sistemul cu bar/g259 vertical/g259 de leg/g259tura asigur/g259 o uniformizare a eforturilor axiale din contravântuiri pe în/g259l/g1802imea structurii. Folosirea acestor doua sisteme reduce riscul formarii mecanismelor de nivel. Cadre contravântuite excentric Caracteristica principal/g259 a acestor sisteme const/g259 în transmiterea for/g1802ei axiale din contravântuiri prin intermediul unui segment de grind/g259, denumit bar/g259 disipativ/g259 (link), solicitat la forfecare /g250i încovoiere (vezi Figura C 6.4). u 1 u 1 sistem dual. În principiu, un sistem dual se poate ob/g288ine prin combinarea cadrelor contravantuite /g250i necontravântuite în acela/g250i plan (structur/g259 2D), sau în plane diferite pe aceea/g250i direc/g288ie (structur/g259 3D), conlucrarea fiind asigurat/g259 de efectul de diafragm/g259 al plan/g250eului. Se pot realiza structuri duale prin combinarea cadrelor necontravântuite cu cadre contravântuite centric, respectiv cu cadre contravântuite excentric. Pentr u ambele sisteme compuse, în P 100-1 sunt prev/g259zute valori distincte ale factorilor de comportare q. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat Caracteristica principal/g259 a contravântuirilor împiedicate la flambaj este dat/g259 de r/g259spunsul histeretic cvasi-simetric, care se datoreaz/g259 prevenirii flambajului la compresiune. Aceste contravântuiri se compun de regul/g259 dintr-un miez de o/g288el înglobat într-o teac/g259 metalic/g259 umplut/g259 cu mortar, care are rolul de a preveni flambajul miezului din otel. La fel ca in cazul contravântuirilor centrice obi/g250nuite, dispunerea contravântuirilor împiedicate la flambaj trebuie f/g259cuta astfel încât axele barelor s/g259 se întâlneasc/g259 într-un punct. Comportarea histeretic/g259 stabil/g259 a contravântuirilor cu flambaj împiedicat conduce la un r/g259spuns seismic superior fa/g1802/g259 de cel al cadrelor cu contravântuiri centrice clasice. Acest fapt ofer/g259 posibilitatea folosirii unor factori de comportare q mai mari. C 6.3.2 Factori de comportare C6.3.2 (1-2) Semnifica/g288ia factorului de comportare q a fost prezentat/g259 în paragraful C 6.2, respectiv Figura C 6.1. Valorile factorului q asociate diferitelor tipuri de structuri sunt prezentate în tabelul 6.3 din P 100-1. Valorile din tabel pot fi utilizate cu condi/g288ia respect/g259rii criteriilor de ductilitate /g250i suprarezistent/g259 precizate în paragrafele 6.5-6.11, respectiv cele cu privire la calitatea materialelor din capitolul 6.2 /g250i a calit/g259/g288ii execu/g288iei din capitolul 6.12. Se subliniaz/g259 faptul c/g259 utilizarea valorilor din tabelul 6.3 se poate face doar în condi/g1802iile satisfacerii criteriilor de regularitate a structurii, precizate în capitolul 4.4.3. În situa/g288ia în care structura este neregulat/g259 în eleva/g288ie, valorile factorului de comportare q date în tabel se reduc cu 20%. Aceast/g259 reducere se explic/g259 prin faptul c/g259 neregularitatea pe vertical/g259 (nivele cu rigiditate /g250i/sau rezisten/g288/g259 substan/g288ial diferite de nivelele adiacente) poate genera apari/g288ia unor mecanisme plastice de nivel. În cazul în care structura prezint/g259 neregularitate atât în plan cât /g250i pe vertical/g259, se recomand/g259 reducerea cu cel pu/g1802in 30% a valorii de referin/g288/g259 a factorului q (dat/g259 în tabelul 6.3 din P 100-1). C6.3.2 (3-4) Valorile raportului /g68 //g68 prezentate în tabelul 6.3 din P 100-1 pentr u diverse tipuri de structuri r eprezint/g259 redundan/g288a structural/g259 definit/g259 prin factorul qR (vezi Figura C 6.1). Teoretic, acest raport are valoarea 1 doar în cazul structurilor static determinate, care pot f orma o singur/g259 articula/g288ie plastic/g259. Valori mai exacte ale raportului /g68 //g68 se pot determina printr-o analiz/g259 static/g259 neliniar/g259 (pushover), caz în care acest raport se limiteaz/g259 la valoarea 1,6. C6.3.2(5) Factorul q se va determina independent pentr u fiecare direc/g288ie principal/g259 a structurii, în func/g288ie de tipul structural considerat, cu valorile date în tabelul 6.3 din P 100-1. În principiu, se recomand/g259 ca structura s/g259 fie conformat/g259 astfel încât s/g259 aib/g259 rigidit/g259/g288i /g250i capacit/g259/g288i de deformare în domeniul post-elastic comparabile pe cele dou/g259 83 /g250i sudurile în îmbin/g259ri), sau care trebuie s/g259 aib/g259 o comportare preponderent elastic/g259 pentru asigurarea stabilit/g259/g288ii generale a structurii (de exemplu stâlpii). Acestor componente trebuie s/g259 li se asigure prin proiectare o suprarezistent/g259 suficient/g259 pentru a r/g259mâne în domeniul elastic chiar /g250i dup/g259 plasticizarea componentelor disipative. Elementele disipative vor fi dimensionate din punct de vedere al rezisten/g288ei /g250i al stabilit/g259/g288ii în a/g250a fel încât s/g259 poat/g259 intra în lucru în domeniul post-elastic, la nivelul de solicitare corespunz/g259tor factorului de comportare q considerat. În principiu, elementele disipative nu trebuie supradimensionate. Exist/g259 situa/g288ii în care pentru a se dirija /g250i controla deforma/g288iile plastice, se recurge la o reducere a capacit/g259/g288ii portante a elementelor ductile în zonele disipative (exe mplu: grinzi cu sec/g288iune redus/g259 în vecin/g259tatea îmbin/g259rilor cu stâlpii; contravântuiri comprimate realizate din o/g288el de marc/g259 inferioar/g259 fa/g288/g259 de restul structurii, etc.) 84 direc/g288ii. În practic/g259 se întâlnesc îns/g259 numeroase situa/g288ii în care pe o direc/g288ie se utilizeaz/g259 cadre necontravântuite, iar pe cealalt/g259 cadre contravântuite sau cadre duale. C 6.4 Calculul structurii C6.4 (1-2) O structur/g259 bine conformat/g259 pentru a prelua ac/g288iunile seismice trebuie s/g259 asigure prin alc/g259tuire, calcul, dimensionare /g250i detalii constructive un echilibru între rezisten/g288a, rigiditatea /g250i ductilitatea elementelor structurale /g250i a îmbin/g259rilor acestora. În acest context, calculul structurii se realizeaz/g259 în ipoteza c/g259 toate elementele structurale componente sunt active. Excep/g288ie fac structurile în cadre contravântuite centric cu diagonale care lucreaz/g259 numai la întindere (în X sau alternante). În aceste cazuri, dac/g259 nu se efectueaz/g259 un calcul neliniar, se neglijeaz/g259 aportul contravântuirilor comprimate la preluarea ac/g288iunii seismice. Spre exemplu, în cazul unei analize elastice cu for/g288e statice echivalente, se vor considera doar contravântuirile întinse pentru un sens al for/g288elor; vor fi deci dou/g259 modele structurale pentru cele dou/g259 sensuri ale ac/g288iunii seismice. În cazul unui calcul modal cu spectre de r/g259spuns, se pot utiliza cele dou/g259 modele str ucturale men/g288ionate anterior, dar eforturile /g250i reac/g288iunile de calcul se vor ob/g288ine din înf/g259/g250ur/g259toarea rezultatelor celor dou/g259 analize structurale. Modelarea structurii pentru analiz/g259 va /g1802ine seama de efectul de diafragm/g259 orizontal/g259 dat de plan/g250ee, care se vor proiecta ca atare în conformitate cu prevederile de la 4.4.1.6. În cazul în care se accept/g259 îmbin/g259ri semirigide /g250i/sau par/g288ial rezistente, în analiza global/g259 static/g259 sau dinamic/g259 se va /g288ine seama de rigiditatea /g250i de rezisten/g1802a acestora. C 6.5 Reguli pentru comportarea disipativ/g259 a structurilor C 6.5.1 - C 6.5.4 Ductilitatea unei structuri solic itat/g259 la ac/g288iunea seismic/g259 este dat/g259 de capacitatea structurii de a disipa energia indus/g259 de mi/g250carea seismic/g259 prin deforma/g288ii plastice. Ductilitatea structural/g259 define/g250te capacitatea structurii de a dezvolta deforma/g288ii în domeniul post-elastic f/g259r/g259 o reducere semnificativ/g259 a capacit/g259/g288ii portante. Structurile disipative (clasele de ductilitate DC H /g250i DCM) sunt acele structuri la care, prin proiectare /g250i execu/g288ie, se asigur/g259 cerin/g288ele de ductilitate la nivelul materialului, sec/g288iunilor, elementelor structurale, îmbin/g259rilor /g250i a structurii pe ansamblu. Structurile disipative se proiecteaz/g259 în a/g250a fel încât deforma/g288iile plastice s/g259 fie dirijate în anumite zone ale structur ii, în func/g288ie de tipul structurii (vezi C 6.3.1). În general, într-o structur/g259 exist/g259 componente care pot avea o comportare fragil/g259 (de exemplu /g250uruburile M /g84/g3 Mpl Clasa 4 Clasa 3 Clasa 2 Clasa 1 Mel Figura C 6.5. Rela/g288ia moment-curbur/g259 pentru clasele de sec/g288iune 1-4 Clasa de sec/g288iune a elementelor structurale componente este un factor esen/g288ial pentru definirea clasei de ductilitate a structurii. În tabelul 6.4 din P 100-1 se prezint/g259 rela/g288ia dintre clasa de ductilitate a structurii /g250i clasele de sec/g288iune (vezi Tabelul C 6.1). Pentru rela/g288ionarea claselor de sec/g288iune cu factorul de comportare q, se va face corelarea între tabelele 6.3 /g250i 6.4 din P 100-1. Tabelul C 6.1. Rela/g288ia dintre clasa de ductilitate /g250i clasa de sec/g288iune Clasa de ductilitate a structurii Valoarea de referin/g288/g259 a factorului de comportare q Clasa de sec/g288iune DCH conform Tabelului 6.3 clasa 1 DCM conform Tabelului 6.3 clasa 1 sau 2 DCL 1,0 /g100 q /g100 1,5 clasa 1, 2 sau 3 q = 1,0 clasa 1, 2, 3 sau 4 Ductilitatea de material. În cazul o/g288elului, cerin/g288ele de ductilitate de material se exprim/g259 prin intermediul alungirii specifice la rupere, respectiv prin raportul dintr e rezisten/g288a la rupere /g250i rezisten/g288a minim/g259 la curgere; aceste cerin/g288e sunt specificate în capitolul 6.2 din P 100-1 /g1800i la C 6.2. Ductilitatea de sec/g288iune. În cazul elementelor solicitate la întindere, ductilitatea sec/g288iunii este asigurat/g259 de ductilitatea materialului. În cazul elementelor structurale solicitate la compresiune /g250i/sau încovoiere, ductilitatea de sec/g288iune depinde de suple/g288ea pere/g288ilor /g250i de ductilitatea de material. În func/g288ie de suple/g288ea de perete, exprimat/g259 prin raportul l/g259/g288ime/grosime, pere/g288ii comprima/g288i /g250i/sau încovoia/g288i se încadreaz/g259 în patru clase de sec/g288iuni. Criteriile de clasificare în clase de sec/g1802iuni se stabilesc conform SR EN 1993-1-1. Pere/g288ii de clas/g259 4 sunt cei cu suple/g288i mai mari decât valorile corespunz/g259toare clasei 3 de sec/g288iune. Pere/g288ii din clasa 4 comprima/g288i /g250i/sau încovoia/g288i, în care tensiunile de compresiune sunt mai mari decât tensiunea critic/g259 de voalare se consider/g259 c/g259 lucreaz/g259 în cadrul sec/g288iunii cu caracteristici geometrice reduse (eficace). Calculul acestor pere/g288i (sec/g288iuni) se face cu metoda l/g259/g288imii eficace, în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-3 /g250i SR EN 1993-1-5. Figura C 6.5 prezint/g259 comparativ rela/g288ia moment- curbur/g259 pentru cele patru clase de sec/g288iune. 85 /g250i P 100-1 impun valori minime ale capacit/g259/g288ii de rotire plastic/g259 pentru încadrarea îmbin/g259rilor în clasele de ductilitate înalt/g259 sau medie (DCH sau DCM). Aceste norme nu con/g288in îns/g259 metode de evaluare prin calcul a capacit/g259/g288ii de deformare plastic/g259, impunându-se încerc/g259ri experimentale. Documentul FEMA 350 /g250i norma ANSI/AISC 358-10 din SUA con/g288in recomand/g259ri /g250i criterii de precalificare a unor tipuri de îmbin/g259ri rigl/g259-stâlp pentru cadre necontravântuite. În ghidul de proiectare GP 082/2003 se prezint/g259 solu/g288ii constructive /g250i parametri pentru proiectarea îmbin/g259rilor ductile la structuri metalice în zone seismice. Totodat/g259, în acest ghid se prezint/g259 procedeul de efectuare a încerc/g259rilor experimentale în regim ciclic pentru elemente structurale /g250i îmbin/g259ri bazat pe recomand/g259rile europene ECCS, 1985. Trebuie îns/g259 men/g288ionat c/g259 o îmbinare structural/g259 nu se rezum/g259 numai la mijloacele de asamblare (/g250uruburi, cordoane de sudur/g259), ci implic/g259 interac/g288iunea mai multor elemente componente ce apar/g288in elementelor structurale care se îmbin/g259. Spre exemplu, în cazul unui nod rigl/g259-stâlp cu plac/g259 de cap/g259t extins/g259 /g250i /g250uruburi, se eviden/g288iaz/g259 mai multe componente care î/g250i aduc aportul la rezisten/g288a, rigiditatea /g250i ductilitatea acestuia (vezi Figura C 6.6). Astfel, nodul este format din dou/g259 componente majore: panoul de inim/g259 al stâlpului /g250i îmbinarea propriu-zis/g259. La rândul s/g259u, se pot eviden/g288ia urm/g259toarele componente ale îmbin/g259rii: placa de cap/g259t la încovoiere (incluzând /g1800uruburile), talpa stâlpului la încovoiere (incluzând /g1800uruburile), inima stâlpului la compresiune, inima stâlpului la întindere, talpa grinzii la compresiune. În func/g288ie de tipologia nodului, num/g259rul componentelor poate fi mai mare sau mai mic. Între aceste componente, unele (de exemplu panoul de inim/g259 al stâlpului, placa de cap/g259t, etc.) au capacitatea de a se deforma în domeniul plastic, asigurând îmbin/g259rii o comportare ductil/g259, altele (de exemplu /g250uruburile /g250i cordoanele de sudur/g259) au o comportare fragil/g259. Este necesar ca proiectarea componentelor fragile s/g259 asigure o suprarezisten/g1802/g259 fa/g288/g259 de elementele ductile ale îmbin/g259rii, pentru a li se asigura o comportare elastic/g259 pe toat/g259 durata ac/g288iunii seismice. Pentru a asigura o comportare ductil/g259 a unui nod, componentele îmbin/g259rii cu rezisten/g288a cea mai mic/g259 vor trebui s/g259 aib/g259 cele mai bune propriet/g259/g288i de ductilitate. Suprarezisten/g288a /g250i ductilitatea se asigur/g259 prin proiectare, printr-o alegere corespunz/g259toare a materialului, printr-o corect/g259 alc/g259tuire /g250i dimensionare a îmbin/g259rii /g1800i prin controlul calit/g259/g1802ii execu/g288iei. 86 Structurile realizate din elemente str ucturale cu sec/g1802iune de clas/g259 4 se vor dimensiona numai în domeniul elastic, cu un factor de comportare q egal cu 1, luând în considerare caracteristicile geometrice ale sec/g288iunii eficace (vezi /g250i capitolul C 6.3.2). Ductilitatea elementelor structurale depinde de ductilitatea de material, de ductilitatea de sec/g288iune, de tipul de solicitare, de zvelte/g288ea /g250i modul de rezemare a elementului structural. În principiu, ductilitatea elementului structural exprim/g259 capacitatea acestuia de a forma articula/g288ii plastice. Ductilitatea elementelor structurale solicitate la întindere este dat/g259 de ductilitatea de material. În cazul elementelor comprimate /g250i/sau încovoiate, ductilitatea elementelor structurale se define/g250te prin capacitatea de rotire plastic/g259 pentru grinzi, stâlpi, bare disipative lungi, capacitatea de deformare plastic/g259 la forfecare pentru bare disi pative scurte /g1800i capacitatea de deformare plastic/g259 axial/g259 pentru contravântuiri. Ductilitatea îmbin/g259rilor se exprim/g259 prin capacitatea de deformare în domeniul plastic a acestora. Normele de calcul actuale într e care SR EN 1998-1 /g250i AISC 2010, precum 1. panou de inim/g259 solicitat la forfecare 2. îmbinare 3. componente (ex. /g250uruburi, plac/g259 de cap/g259t, etc.) Nod = panou de inim/g259 solicitat la forfecare + îmbinare Figura C 6.6. Componentele unui nod rigl/g259-stâlp (SR EN 1993-1-8) Ductilitatea structural/g259 se asociaz/g259 cu capacitatea de deformarea lateral/g259 a structurii în domeniul post-elastic pe durata ac/g288iunii seismice. Ductilitatea structural/g259 integreaz/g259 ductilitatea de material, ductilitatea sec/g288iunilor, ductilitatea elementelor structurale /g250i a îmbin/g259rilor. Limitarea deplas/g259rilor relative de nivel la ULS conform paragrafului 4.6.3.2. din P 100-1 are ca scop principal asigurarea integrit/g259/g288ii elementelor nestructurale (pere/g288i de închidere /g250i compartimentare) în cazul unui cutremur major. Indirect, aceast/g259 verificare limiteaz/g259 /g1800i cerin/g1802a de ductilitate a structurii. C 6.5.5 Reguli de proiectare pentru îmbin/g259ri în zone disipative C6.5.5. (1) Prin concep/g288ia constructiv/g259, dimensionarea, tehnologia de execu/g288ie /g250i controlul calit/g259/g288ii, se vor evita concentr/g259rile de tensiuni /g250i apari/g288ia unor tensiuni reziduale mari în îmbin/g259rile elementelor structurale, în special în acele componente care au o comportare fragil/g259. C6.5.5. (2) Rezisten/g1802a îmbin/g259rilor nedisipative trebuie s/g259 fie suficient/g259 pentru a permite formarea zonei plastice complet consolidate în elementele disipative adiacente. În acest scop, efortul de calcul pentru dimensionarea îmbin/g259rii se determin/g259 pe baza efortului capabil al elementului îmbinat ( Rfy), /g1802inând cont de consolidarea zonei plastice (factorul 1,1) /g1800i de suprarezisten/g1802a de material (factorul /g534ov). C6.5.5. (4-5) Îmbin/g259rile cu /g250uruburi solicitate la forfecare vor fi realizate cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 pretensionate, pentru a realiza transmiterea eforturilor prin frecare. Sunt admise îmbin/g259ri din categoriile B (lunecarea împiedicat/g259 la starea limit/g259 de serviciu) /g250i C (lunecarea împiedicat/g259 la starea limit/g259 ultim/g259) conform SR EN 1993-1-8. Suprafe/g288ele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele A (coeficient /g80/g1160.5) /g250i B (/g80/g1160.4) conform SR EN 1090-2. În cazul îmbin/g259rilor solicitate perpendicular pe planul acestora (/g250uruburi solicitate la întindere), suprafe/g288ele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele B (coeficient /g80/g1160.4) /g250i C (/g80/g1160.3) conform SR EN 1090-2. Aceste îmbin/g259ri se realizeaz/g259 cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 pretensionate (categoria E conform SR EN 1993-1-8). C6.5.5. (7) În scopul asigur/g259rii unei comport/g259ri ductile, în cazul îmbin/g259rilor cu /g250uruburi solicitate în planul lor, rezisten/g288a la forfecare a /g250uruburilor va dep/g259/g250i cu cel 87 88 pu/g288in 20% rezisten/g288a la presiune pe pere/g288ii g/g259urii. Se asigur/g259 astfel un mod de cedare ductil prin plasticizarea g/g259urii (ovalizare plastic/g259), evitând forfecarea tijei, care reprezint/g259 un mod de cedare fragil. C6.5.5. (8-9) Datorit/g259 condi/g288iilor extreme de solicitare a îmbin/g259rilor în zone disipative ale structurilor supuse ac/g288iuni seismice, este necesar/g259 verificarea comport/g259rii acestora prin încerc/g259ri experimentale. Materialele, detaliile de alc/g259tuire a îmbin/g259rii /g250i dimensiunile elementelor structurale vor fi cât mai apropiate de cele utilizate în proiect. Modul de aplicare a înc/g259rc/g259rii va avea un caracter ciclic. Realizarea încerc/g259rilor experimentale se va realiza în conformitate cu prevederile SR EN 1990 capitolul 5: "Analiza structural/g259 /g250i proiectarea asistate de experiment" /g250i anexa D "Proiectarea asistat/g259 de încerc/g259ri", precum /g250i recomand/g259rile Conven/g288iei Europene de Construc/g288ii Metalice (ECCS, 1985). Încerc/g259rile pe îmbin/g259ri vor trebui s/g259 confirme, cu un coeficient de siguran/g288/g259 adecvat, rezisten/g288a /g250i capacitatea de deformare plastic /g259, conform încadr/g259rii în clasa de ductilitate. Atunci când nu se efectueaz/g259 încerc/g259ri experimentale specifice pentru un proiect dat, se pot utiliza rezultatele experimentale efectuate pe elemente similare. Totodat/g259, se pot utiliza tipurile de îmbin/g259ri /g250i criteriile de proiectare pentru îmbin/g259rile precalificate conform GP 082/2003 /g1800i ANSI/AISC 358-10. C6.5.5. (10) În cazul îmbin/g259rilor cu /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259 pretensionate, care lucreaz/g259 în planul lor, pentru a /g288ine seama de posibilitatea lunec/g259rii pieselor ca efect al solicit/g259rii ciclice, îmbin/g259rile se vor verifica /g250i ca îmbin/g259ri cu /g250uruburi obi/g250nuite, în concordan/g288/g259 cu prevederile SR EN 1993-1-8. C6.5.5. (11) Din cauza rigidit/g259/g288ii /g250i capacit/g259/g288ii de deformare substan/g288ial diferite a îmbin/g259rilor cu /g250uruburi /g250i a celor sudate, nu se admit solu/g288ii constructive hibride, la care preluarea /g250i transmiterea eforturilor s/g259 se realizeaz/g259 simultan prin /g250uruburi /g250i cordoane de sudur/g259. Este permis/g259 folosirea /g1800uruburilor la montajul unor elemente îmbinate cu sudur/g259, dac/g259 /g1800uruburile nu sunt luate în considerare la dimensionarea îmbin/g259rii în faza final/g259. C 6.5.6 Reguli de proiectare pentru /g250uruburile de ancoraj C6.5.6 Pentru transmiterea eforturilor din /g1800uruburile de ancoraj în funda/g1802ie, trebuie s/g259 existe compatibilitate între rezistenta la întindere a /g250uruburilor /g250i aderenta dintre acestea /g250i betonul din funda/g288ie. În general, /g250uruburile pentru ancorarea stâlpilor în funda/g288ii se realizeaz/g259 din o/g1802eluri din grupele de calitate 4.6, 5.6 /g1800i 6.6. Atunci când se folosesc /g250uruburi de ancoraj din grupele de calitate 5.8, 6.8 sau superioare, trebuie s/g259 se acorde o aten/g288ie sporit/g259 sistemului de ancorare în funda/g1802ie. Utilizarea unor /g1800uruburi de ancoraj cu rezisten/g1802a ridicat/g259 (5.8, 6.8 sau superioare) necesit/g259, de cele mai multe ori, folosirea unor sisteme mecanice de ancorare. C6.5.6 (1) Prinderea stâlpului în funda/g288ie se dimensioneaz/g259 pentru a asigura îmbin/g259rii de la baza stâlpului o suprarezistent/g259 care s/g259 men/g288in/g259 componentele acesteia în domeniul elastic pe tot parcursul ac/g288iunii seismice. Eventualele articula/g288ii plastice vor putea s/g259 se formeze numai în stâlpi, în vecin/g259tatea îmbin/g259rii, dar nu în aceasta. Componentele îmbin/g259rii de la baza stâlpului sunt /g250uruburile de ancoraj, placa de baz/g259, traversele /g250i r igidiz/g259rile (atunci când exist/g259). Pentru realizarea condi/g288iei de suprarezistent/g259, îmbinarea de la baza stâlpilor se va dimensiona sub efectul eforturilor determinate conform rela/g288iei de la 6.5.6(1) din P 100-1. /g250i capacitatea de rotire s/g259 nu fie diminuate, for/g288a axial/g259 va fi limitat/g259 la 15% din for/g288a axial/g259 plastic/g259 a sec/g288iunii, iar for/g288a t/g259ietoare va fi limitat/g259 la 50% din for/g288a t/g259ietoare plastic/g259 capabil/g259 (vezi rela/g288iile 6.3 /g250i 6.4 din P 100-1). În cazul în care for/g288a axial/g259 /g250i/sau for/g288a t/g259ietoare din grind/g259 nu respect/g259 condi/g288iile (6.3) /g250i (6.4) din P 100-1, grinda nu poate fi considerat/g259 element disipativ la încovoiere. În cazul unui calcul structural elastic, for/g288ele t/g259ietoare sunt substan/g288ial subevaluate fa/g288/g259 de nivelul for/g288elor t/g259ietoare din structura care r/g259spunde în domeniul plastic sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rii seismice. De aceea, determinarea for/g288ei t/g259ietoare din grinzile disipative se face în ipoteza form/g259rii articula/g288iilor plastice la cele dou/g259 capete al grinzii (conform rela/g288iei 6.5 din P 100-1). C6.5.6 (2) Pentru a asigur a o comportare ductil/g259 a /g1800uruburilor de ancoraj la solicit/g259ri extreme, se recomand/g259 asigurarea unei zone de deforma/g288ie liber/g259 a /g250uruburilor de ancoraj de minim 5 d (unde d este diametrul tijei /g250urubului). Materialul din care sunt confec/g288ionate /g250uruburile de ancoraj va îndeplini condi/g288iile de ductilitate specificate în P 100-1 capitolul 6.2. C6.5.6 (3) Se r ecomand/g259 evitarea st/g259rilor complexe de tensiune în /g250uruburile de ancoraj (întindere /g250i forfecare). În acest scop, P 100-1 recomand/g259 ca for/g288a t/g259ietoare de la baza stâlpului s/g259 nu se transmit/g259 funda/g1802iei prin /g250uruburile de ancoraj ci prin înglobarea bazei stâlpului într-o suprabetonare armat/g259 sau prevederea unor elemente sudate sub placa de baz/g259 a stâlpului. În caz contrar, verificarea /g250uruburilor de ancoraj se va face la efectul combinat al eforturilor de întindere /g250i forfecare, în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-8. Alter nativ, prinderea stâlpului în funda/g1802ie se poate realiza prin înglobarea acestuia în infrastructur/g259 pe o în/g259l/g288ime care sa îi asigure ancorarea direct/g259, f/g259r/g259 a fi necesare /g250uruburi de ancoraj. C 6.6 Cadre necontravântuite C 6.6.1 Criterii de proiectare C6.6.1 (1-3) Asigurarea unei capacit/g259/g288i maxime de disipare a energiei seismice are loc în cazul unui mecanism plastic de tip global. În cazul cadrelor necontr avântuite, aceast/g259 condi/g288ie corespunde form/g259rii articula/g288iilor plastice la capetele gr inzilor, precum /g250i la baza stâlpilor /g250i la partea superioar/g259 a stâlpilor de la ultimul nivel. Evitarea form/g259rii articula/g288iilor plastice în stâlpi se bazeaz/g259 /g250i pe faptul c/g259 aceste elemente structurale au o capacitate de rotire plastic/g259 mai redus/g259 din cauza for/g288ei axiale, iar cedarea acestora afecteaz/g259 stabilitatea de ansamblu a structurii de rezisten/g288/g259. C 6.6.2 Grinzi C6.6.2 (1-2) În cazul cadrelor necontravântuite, grinzile reprezint/g259 elementele disipative principale. Disiparea energiei seismice are loc prin formarea articula/g288iilor plastice din încovoiere la capetele grinzilor. Dezvoltarea momentului plastic capabil al sec/g288iunii /g250i asigurarea capacit/g259/g288ii de rotire sunt influen/g288ate de zvelte/g288ea elementului, suple/g288ea pere/g288ilor sec/g288iunii, precum /g250i de pr ezen/g288a unor for/g288e importante de compresiune /g250i/sau forfecare. De aceea, P 100-1 prevede dispunerea unor leg/g259turi laterale suficiente pentru a împiedica flambajul grinzii prin încovoiere- r/g259sucire în ipoteza form/g259rii articula/g288iei plastice la unul dintre capetele grinzii. În zonele disipative, sec/g288iunile vor fi de clas/g259 1 pentru clasa DCH de ductilitate a structurii /g250i de clas/g259 1 sau 2 pentru clasa DCM de ductilitate a structurii. Pentru ca momentul capabil al sec/g288iunii 89 Figura C 6.7. Grind/g259 cu sec/g288iune redus/g259 C6.6.2 (5-6) Pentru a preveni flambajul prin încovoiere-r/g259sucire al grinzilor, acestea vor fi fixate lateral, la talpa superioar/g259 /g250i inferioar/g259. Distan/g288ele maxime dintre aceste reazeme laterale se determin/g259 conform SR EN 1993-1-1 /g250i P 100-1, paragraful 6.6.2(1). Suplimentar, leg/g259turile laterale trebuie dispuse în zonele în care este posibil/g259 formarea articula/g288iilor plastice. P 100-1 con/g288ine rela/g288ii pentru determinarea rezisten/g288ei necesare a acestor prinderi laterale. Studiile efectuate în SUA (AISC 2010, FEMA 350) indic/g259 faptul c/g259 în cazul unor grinzi din profile laminate uzuale realiz ate în solu/g1802ie compus/g259 o/g288el-beton, dac/g259 articula/g1802ia plastic/g259 este situat/g259 în imediata apropiere a stâlpului, prinderea dintre talpa superioar/g259 /g250i placa de beton armat asigur/g259 o leg/g259tur/g259 lateral/g259 suficient/g259 pentru dezvoltarea unor deforma/g288ii plastice corespunz/g259toare unor deplas/g259ri relative de nivel de 0,04 radiani. Dac/g259 îns/g259 articula/g1802ia plastic/g259 nu este situat/g259 în imediata apropiere a fe/g1802ei stâlpului sau grinda are o în/g259l/g1802ime mare, este necesar/g259 dispunerea de leg/g259turi suplimentare la talpa inferioar/g259 lâng/g259 articula/g1802ia plastic/g259. C 6.6.3 Stâlpi C6.6.3 (1-2) Stâlpii care fac parte din structura principal/g259 de rezisten/g288/g259 trebuie s/g259 posede o rezisten/g288/g259 suficient/g259 pentru a preîntâmpina plasticizarea lor sub efectul ac/g288iunii seismice de calcul (vezi C 6.5.1 - C 6.5.4). Excep/g288ie fac sec/g288iunile stâlpilor în care se permite formarea articula/g288iilor plastice, respectiv la baza stâlpilor /g250i la partea superioar/g259 a stâlpilor de la ultimul nivel (vezi C 6.6.1). 90 Pentru a preveni cre/g1800terea momentului capabil al grinzii ca ur mare a conlucr/g259rii cu placa de beton ar mat, nu se vor dispune conectori în zona articula/g1802iei plastice pe o lungime definit/g259 în sec/g1802iunea 7.7.5 din SR EN 1998-1. C6.6.2 (4) Asigurarea suprarezisten/g288ei îmbin/g259rilor grind/g259-stâlp poate conduce în multe cazuri la solu/g288ii neeconomice. O alternativ/g259 o constituite reducerea l/g259/g288imii t/g259lpilor grinzii în apropierea zonei de îmbinare grind/g259-stâlp, prev/g259zut/g259 în P 100-1. Detalii de alc/g259tuire /g250i rela/g288ii de calcul pentru aceast/g259 solu/g288ie sunt disponibile în Anexa F. i Figura C 6.8. Pl/g259ci de dublare pentru panourile de inim/g259 (AISC 2010) C6.6.3 (7-8) Asigurarea rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii nodurilor grind/g259-stâlp necesit/g259, în general, dispunerea pe ambele p/g259r/g288i ale stâlpului a unor rigidiz/g259ri de continuitate la nivelul t/g259lpilor grinzii. Pe lâng/g259 rolul de transfer al solicit/g259rilor de la t/g259lpile grinzii la stâlp, rigidiz/g259rile servesc /g250i la delimitarea panoului de inim/g259 al stâlpului, care reprezint/g259 o zon/g259 puternic solicitat/g259. Rigidiz/g259rile vor fi proiectate astfel încât s/g259 posede o rezisten/g288/g259 cel pu/g288in egal/g259 cu cea a t/g259lpilor grinzii. C6.6.3 (9) În zona îmbin/g259rii grind/g259-stâlp, t/g259lpile stâlpului trebuie legate lateral. Aceste leg/g259turi laterale pot fi realizate prin intermediul contravântuirilor, grinzilor, plan/g250eelor de beton, etc. În cazul în care nu exist/g259 astfel de elemente în structur/g259, se vor dispune elemente speciale, care trebuie s/g259 posede o rezisten/g288/g259 de minim 0,02 fy tf b ( tf, b – dimensiunile t/g259lpii grinzii). Pentru asigurarea suprarezisten/g288ei necesare a stâlpilor, eforturile de calcul se ob/g288in prin însumarea eforturilor din componenta seismic/g259 amplificate cu factorul /g116T /g250i a celor din componenta gravita/g288ional/g259, conform rela/g288iilor (6.6) din P 100-1. P 100-1 prevede determinarea valorii /g116M ca /g250i valoarea minim/g259 a rapoartelor /g116M = Mpl,Rd,i / MEd,i, calculate pentru toate grinzile care con/g288in zone poten/g288ial plastice. În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezisten/g288ei /g116T din Anexa F. Întrucât este posibil ca nu întotdeauna condi/g288iile de suprarezisten/g288/g259 introduse prin rela/g288iile (6.6) s/g259 conduc/g259 la evitarea apari/g288iei articula/g288iilor plastice în stâlpi, se recomand/g259, ca, dac/g259 proiectarea nu are la baz/g259 un calcul în domeniul inelastic, s/g259 se fac/g259 /g250i verificarea condi/g288iei de grind/g259 slab/g259 – stâlp tare, în conformitate cu prevederile din SR EN 1998-1. Verificarea de rezisten/g288/g259 /g250i stabilitate a stâlpilor se va efectua conform SR EN 1993-1- 1. Pentru determinarea lungimilor de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate se pot folosi prevederile din anexa F, sec/g1802iunea F.1. C6.6.3 (5) Încerc/g259rile experimentale realizate pe noduri grind/g259-stâlp au demonstrat c/g259 panoul de inim/g259 al stâlpului are un aport important la ductilitatea total/g259 a nodului (AISC 2010, Dubina et al, 2000) . De/g250i panoul de inim/g259 al stâlpului are o comportare ductil/g259, deforma/g288iile excesive ale acestuia au un efect defavorabil asupra comport/g259rii de ansamblu a nodului. De aceea, rezisten/g1802a panoului de inim/g259 a stâlpului trebuie s/g259 fie echilibrat/g259 în raport cu cea a grinzilor adiacente. For/g288a t/g259ietoare de calcul din panou se determin/g259 în ipoteza form/g259rii articula/g288iilor plastice în grinzile adiacente, pe baza momentelor plastice capabile, corectate prin proiectare la fa/g1802a stâlpului. Rezisten/g288a panoului de inim/g259 al stâlpului se determin/g259 conform SR EN 1993-1-8. Cre/g250terea rezisten/g288ei la forfecarea a panoului de inim/g259 al stâlpului poate fi ob/g288inut/g259 prin dispunerea unor pl/g259ci suplimentare (de dublare), vezi Figura C 6.8. 91 /g71 0.5L 0.5L Figura C 6.9. Deformarea grinzii /g71 pentru calculul /g84 Capacitatea de rotire /g84 în articula/g288iile plastice trebuie asigurat/g259 pentru o înc/g259rcare ciclic/g259, f/g259r/g259 o degradare de rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate mai mare de 20% (vezi Figura C 6.10). Aceast/g259 cerin/g288/g259 este valabil/g259 independent de amplasarea articula/g288iei plastice (îmbinare sau grind/g259). /g882900 /g882600 /g882300 0 300 600 900 /g8820.075 /g8820.05 /g8820.025 0 0.025 0.05 0.075 Moment,/g3kNm Rotire,/g3rad 0.8Mmax,p 0.8Mmax,n /g3/g84u,p=0.05 /g3/g84u,n=0.04 Figura C 6.10. Nivelul de acceptare al degrad/g259rii de rezisten/g288/g259 92 C 6.6.4 Îmbin/g259ri grind/g259-stâlp C6.6.4 (1-2) La cadrele necontravântuite zonele disipative sunt amplasate la capetele grinzilor. Pentru îndeplinirea cerin/g288elor de siguran/g288/g259 la starea limit/g259 ultim/g259 sub efectul înc/g259rc/g259rii seismice, zonele plastice poten/g288iale trebui s/g259 posede o capacitate de rotire adecvat/g259 (0,04 radiani pentru clasa de ductilitate DCH /g250i 0,03 radiani pentru clasa de ductilitate DCM). În cazul în care îmbin/g259rile nu au o suprarezistent/g259 suficient/g259 (sunt par/g288ial rezistente), articula/g288iile plastice se formeaz/g259 în îmbin/g259ri. În acest caz, îmbin/g259rile trebuie s/g259 posede capacit/g259/g288ile de rotire specificate anterior. Determinarea capacit/g259/g288ii de rotire a îmbin/g259rilor trebuie demonstrat/g259 prin încerc/g259ri experimentale. În cazul în care îmbin/g259rile sunt suprarezistente fa/g288/g259 de zonele disipative din grinzi, iar grinzile sunt proiectate conform capitolului 6.6.2 din P 100-1, capacitatea de rotire în articula/g288iile plastice din grinzi poate fi considerat/g259 adecvat/g259. Capacitatea de rotire /g84 a îmbin/g259rilor sau a zonelor din grinzi adiacente îmbin/g259rilor se determin/g259 cu rela/g288ia /g32/g84/g710,5 L/g11 /g116, unde /g71 reprezint/g259 deforma/g288ia grinzii la mijlocul deschiderii, iar L este deschiderea grinzii (vezi Figura C 6.9). Figura C 6.11. Diagrama ciclic/g259 for/g288/g259-deplasare pentru o contravântuire (AISC 2010) C 6.7.2 Particularit/g259/g1802i de calcul C6.7.1. (1) Contravântuirile cadrelor contravântuite centric sunt elementele disipative ale acestora. Acestea sunt caracterizate de o reducere semnificativ/g259 a capacit/g259/g288ii portante la compresiune în urma deforma/g288iilor plastice care au loc în timpul unui cutremur. De aceea, dup/g259 încetarea ac/g288iunii seismice, când contravântuirile sunt practic scoase din uz, preluarea înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale trebuie s/g259 fie asigurat/g259 doar de grinzi /g250i stâlpi, f/g259r/g259 a /g288ine cont de prezen/g288a contravântuirilor. C 6.6.5 Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor Îmbin/g259rile de continuitate ale stâlpilor se calculeaz/g259 conform SR EN 1993-1-8. Acestea se amplaseaz/g259 la aproximativ 1/3 din în/g259l/g288imea de etaj pentru a facilita asamblarea îmbin/g259rii direct de pe plan/g1800eu /g1800i pentru ca îmbinarea s/g259 fie amplasat/g259 într- o zon/g259 cu momente reduse. C 6.7 Cadre contravântuite centric C 6.7.1 Criterii de proiectare C6.7.1. (1-3) Cadrele contravântuite centric disipeaz/g259 energia seismic/g259 prin deforma/g288ii plastice axiale ale contravântuirilor. Î ncerc/g259rile experimentale pe contravântuiri solicitate la înc/g259rc/g259ri ciclice au ar/g259tat c/g259 dup/g259 producerea flambajului în domeniul plastic, for/g288a capabil/g259 de compresiune scade dramatic în ciclurile de înc/g259rcare succesive, cea ce conduce la reducerea energiei disipate în semiciclurile de compresiune. Astfel, preluarea for/g288elor laterale seismice /g250i disiparea energiei are loc preponderent în contravântuirile întinse. Pentru a asigura o comportare uniform/g259 a structurii per ansamblu, pentru ambele sensuri ale ac/g288iunii seismice, proiec/g288ia orizontal/g259 a ariei contravântuirilor ascendente trebuie s/g259 fie cât mai apropiat/g259 de cea a ariei contravântuirilor descendente (vezi rela/g288ia 6.13 din P 100-1). 93 y cr Af N/g79/g32 unde: A – aria sec/g288iunii transversale a contravântuirii; fy – limita de curgere nominal/g259; Ncr – for/g288a critic/g259 de flambaj, 2 2cr cr EIN L /g83/g32 . În cazu l contravântuirilor cu diagonale în X, zvelte/g288ea adimensional/g259 /g79 va fi mai mare decât 1,3, pentru a evita suprasolicitarea stâlpilor în faza premerg/g259toare flambajului diagonalei comprimate (atunci când sunt active atât diagonale întinse cât /g250i cele comprimate). C6.7.3 (4-5) Contravântuirile solicitate la întindere se dimensioneaz/g259 astfel încât efortul plastic capabil al sec/g288iunii transversale Npl,Rd s/g259 fie mai mare decât efortul de calcul din combina/g288ia seismic/g259 NEd. Pentru sistemele cu contravântuiri în V, diagonalele comprimate se vor verifica la flambaj conform SR EN 1993-1-1. C 6.7.4 Calculul grinzilor /g250i stâlpilor C6.7.4 (1) La cadrele contravantuite centric, grinzile /g250i stâlpii sunt elemente nedisipative. Pentru a preîntâmpina plasticizarea lor, acestea trebuie s/g259 posede o suprarezistent/g259 suficient/g259 fa/g288/g259 de elementele disipative (contravântuirile). Eforturile de calcul în stâlpi /g250i grinzi se ob/g288in prin însumarea eforturilor din componenta seismic/g259 amplificate cu factorul /g58T /g250i a celor din componenta gravita/g288ional/g259, conform rela/g288iilor (6.14) din P 100-1. C6.7.4 (2) Pentru a se asigura un mecanism plastic global, diagonalele sistemului de contravântuiri trebuie s/g259 se plasticizeze cât mai uniform pe toat/g259 în/g259l/g288imea structurii. 94 C6.7.1. (2-3) Dator it/g259 reducerii semnificative a r ezisten/g288ei contravântuirilor comprimate în urma flambajului plastic, contribu/g288ia contravântuirilor comprimate la preluarea for/g288elor orizontale produse de ac/g288iunea seismic/g259 este redus/g259. Pentru a /g288ine cont de acest aspect într-un calcul elastic, modelul structurii este construit în ipoteza c/g259 sunt active doar contravântuirile întinse. Excep/g288ie fac structurile cu contravântuiri în V, la care atât contravântuirile întinse cât /g250i cele comprimate se consider/g259 active. Pentru detalii asupra modului practic de efectuare a calcului structural /g250i de determinare a eforturilor, vezi C 6.4(1-2). În cazul în care se efectueaz/g259 un calcul neliniar static sau dinamic, modelul de calcul trebuie s/g259 con/g1802in/g259 atât contravântuirile întinse, cât /g250i cele comprimate, cu condi/g1802ia ca modelul inelastic al contravântuirii s/g259 reflecte comportarea acesteia înainte /g250i dup/g259 flambaj (vezi Figura C 6.11). Modelul de comportarea a contravântuir ii comprimate trebuie s/g259 aib/g259 la baz/g259 justific/g259ri teoretice /g250i experimentale adecvate. C 6.7.3 Calculul diagonalelor C6.7.3 (1-3) Pentru toate sistemele de contravântuiri centrice, zvelte/g288ea adimensional/g259 a contravântuirilor /g116 se limiteaz/g259 superior la 2.0, pentru a preveni flambajul prematur al contravântuirii comprimate. Zvelte/g288ea adimensional/g259 se determin/g259 conform rela/g288iei: În acest scop, se recomand/g259 ca valorile maxim/g259 /g250i minim/g259 ale rapoartelor /g116N i s/g259 nu difere cu mai mult de 25%. Aceast/g259 condi/g288ie este dificil de respectat în cazul cl/g259dirilor cu multe niveluri, la care ac/g288iunea vântului poate impune cerin/g288e de rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate diferite fa/g288/g259 de ac/g288iunea seismic/g259. În cazul în care nu este posibil/g259 respectarea cerin/g288ei de uniformitate a solicit/g259rii contravântuirilor în situa/g1802ia seismic/g259 de proiectare, performan/g288a seismic/g259 a structurii trebuie confirmat/g259 printr-un calcul neliniar. C6.7.4 (3) În cazul cadrelor cu contravântuiri în V inversat, gr inzile trebuie proiectate pentru a prelua înc/g259rc/g259rile gravita/g1802ionale din combina/g1802ia seismic/g259 /g1800i eforturile produse de c/g259tre contravântuiri dup/g259 flambajul diagonalei comprimate. Aceste eforturi se calculeaz/g259 considerând Npl,Rd pentru diagonala întins/g259 /g1800i 0,3Npl,Rd pentru diagonala comprimat/g259. Calculul grinzii se va face f/g259r/g259 a considera reazemul intermediar asigurat de contravântuiri. C6.7.4 (5) Func/g288ionare corespunz/g259toare a sistemelor cu contravântuiri în V este asigurat/g259 de împiedicarea pierderii stabilit/g259/g288ii generale a grinzii. În acest scop se vor prevedea leg/g259turi laterale la nivelul t/g259lpilor grinzii în sec/g288iunea de intersec/g288ie cu diagonalele. C 6.8 Cadre contravântuite excentric C6.8 (1-4) La cadrele contr avântuite excentric zonele disipative sunt localizate în barele disipative (linkuri). C elelalte elemente ale cadrelor contravântuite excentric trebuie s/g259 r/g259mân/g259 preponderent în domeniul elastic sub efectual for/g288elor care se pot dezvolta dup/g259 plasticizarea /g250i consolidarea barelor disipative. Elementele componente ale cadrelor contravântuite excentric sunt prezentate în Figura C 6.12. Func/g288ie de lungimea barei disipative, comportarea plastic/g259 a acesteia poate fi dominat/g259 de forfecare (pentru bare disipative scurte) sau de încovoier e (pentru bare disipative lungi). Barele disipative pot fi orizontale (pe lungimea grinzii, vezi Figura C 6.12 i-iii) sau verticale (exterioare grinzii, vezi Figura C 6.12 iv). Pentru a evita concentrar ea deforma/g288iilor plastice într-un num/g259r redus de bare disipative, este necesar/g259 asigurarea unui mecanism plastic global. Pentru aceasta, nivelul de solicitare al barelor disipative sub efectul ac/g288iunii seismice trebuie s/g259 fie cât mai uniform. C 6.8.2. Calculul barelor disipative C6.7.4 (1) Inima barelor disipative se va realiza f/g259r/g259 pl/g259ci de dublare , deoarece este posibil ca acestea s/g259 nu participe corespunz/g259tor la mecanismul plastic al barei disipative. De asemenea, prezen/g288a g/g259urilor are un efect defavorabil asupra comport/g259rii plastice a barelor disipative, de aceea acestea nu sunt permise. C6.7.4 (2-9) R/g259spunsul inelastic al barelor disipative depinde semnificativ de lungimea barei, în rela/g1802ie cu raportul Mpl,link/Vpl,link. Atunci când lungimea barei disipative este mai mic/g259 decât 1.6Mpl,link/Vpl,link (bare disipative scurte), r/g259spunsul inelastic va fi dominat de forfecare. Dac/g259 lungimea barei disipative este mai mare decât 3 Mpl,link/Vpl,link (bare disipative lungi), r/g259spunsul inelastic va fi dominat de încovoiere. Pentru lungimi intermediare ale barei disipative, r/g259spunsul inelastic este caracterizat de interac/g1802iunea dintre forfecare /g250i încovoiere (bar e disipative intermediare). Capacitatea de deformare plastic/g259 a barelor disipative este în general mai mare pentru barele disipative scurte. Încerc/g259rile experimentale (AISC, 2010) au 95 ar/g259tat rotiri plastice capabile de 0.08 radi ani în cazul barelor disipative scurte /g250i 0.02 radiani în cazul barelor disipative lungi. ( i ) ( i i ) (iii) (iv) a = bar/g259 disipativ/g259 (link) b = por/g288iunea de grind/g259 adiacent/g259 barei dissipative c = contravântuire d = stâlp Figura C 6.12. Exemple de cadre contravântuite excentric (AISC 2010) Efectul for/g288ei axiale asupra r/g259spunsului inelastic al barei disipative poate fi neglijat dac/g259 for/g288a axial/g259 nu dep/g259/g250e/g250te 15% din for/g288a axial/g259 plastic/g259 capabil/g259 a barei disipative. În cazul în care nivelul for/g288ei axiale dep/g259/g250e/g250te 15% din for/g288a axial/g259 plastic/g259 capabil/g259 a barei disipative, for/g288a t/g259ietoare capabil/g259 /g250i momentul plastic capabil se vor reduce. În acest caz sunt permise doar barele disipative scurte, a c/g259ror lungime maxim/g259 este dat/g259 de rela/g288iile (6.21) /g1800i (6.22) din P 100-1. În cazul cadrelor contravântuite excentric la care momentele încovoietoare la cele dou/g259 capete ale barei disipative sunt egale (vezi Figura C 6.12 i), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare /g250i lungi) se face cu rela/g288iile (6.23) - (6.25) din P 100-1. În cazul cadrelor contravântuite excentric la care momentele încovoietoare la cele dou/g259 capete ale barei disipative sunt diferite (vezi Figura C 6.12 ii-iv), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare /g250i lungi) se face cu rela/g288iile (6.26) - (6.28) din P 100-1. 96 /g250i 5Mpl,link/Vpl,link este necesar s/g259 se dispun/g259 câte o rigidizare intermediar/g259 la fiecare cap/g259t al barei disipative la o distan /g288/g259 egal/g259 cu 1.5b, unde b este l/g259/g288imea t/g259lpii, pentru a lim ita degradarea de rezisten/g288/g259 cauzat/g259 de voalarea plastic/g259 a t/g259lpilor /g250i de flambajul prin încovo iere-r/g259sucire. În cazul în care lungimea barei disipative dep/g259/g250e/g250te 5Mpl,link/Vpl,link nu sunt necesare rigidiz/g259ri intermediare. Atunci când în/g259l/g288imea sec/g1802iunii transversale a barei disipative este mai m are decât 600 mm rigidiz/g259rile intermediare se dispun pe ambele p/g259r/g288i ale inim ii. În cazul barelor disipative cu în/g259l/g288imea mai mic/g259 de 600 mm , este permis/g259 dispunerea rigidiz/g259rilor doar pe o singur/g259 parte a inimii. Figura C 6.13. Elementele principale ale barei disipative (AISC 2010) e a e lungime/g3bara/g3disipativa excentricitate/g3interax contravantuiri excentricitate contravantuiri/g3in modelul/g3de/g3calcul ( a ) ( b ) Figura C 6.14. Modelarea lungimii barei disipative Prinderea rigidiz/g259rilor de inim/g259 /g250i t/g259lpi se realizeaz/g259 cu suduri în relief (de col/g288). Rigidiz/g259rile trebuie detaliate astfel încât s/g259 se evite sudura în zona de racord dintre C6.7.4 (10-14) O comportare ciclic/g259 ductil/g259 a barelor disipative se poate ob/g288ine printr- o detaliere corespunz/g259toare a rigidiz/g259rilor transversale ale inimii. Î n acest scop, sunt necesare rigidiz/g259ri la capetele barei disipative pe ambele p/g259r/g288i ale inimii, precum /g250i rigidiz/g259ri intermediare (vezi Figura C 6.13). La barele disipative scurte rigidiz/g259rile intermediare au scopul de a limita voalarea plastic/g259 a inimii. În acest caz, distan/g288a maxim/g259 dintre rigidiz/g259rile intermediare depinde de def orma/g288ia plastic/g259 necesar/g259 a barei disipative, o distan/g288/g259 mai mic/g259 fiind necesar/g259 pentru o capacitate de deformare plastic/g259 mai mare. La barele disipative lungi, cu lungimea cuprins/g259 între 3Mpl,link/Vpl,link 97 i 98 talp/g259 /g250i inim/g259, aceasta putând s/g259 conduc/g259 la reducerea capacit/g259/g288ii de deformare plastic/g259 a barei disipative prin ini/g288ierea unor fisuri în inim/g259 (AISC, 2010). Lungimea barei disipative influen/g1802eaz/g259 în mod major comportarea seismic/g259 a structurii. De aceea, este foarte important/g259 modelarea lor corect/g259 în analiza structural/g259. În mod ideal, lungimea barei disipative ( e) m/g259surat/g259 între capetele contravântuirii ar trebui s/g259 fie egal/g259 cu excentricitatea format/g259 de intersec/g1802ia dintre axele contravântuirilor /g1800i axa grinzii (ea). În realitate, datorit/g259 dimensiunii sec/g1802iunilor grinzii /g1800i ale contravântuirilor, lungimea barei disipative e poate fi diferit/g259 de excentricitatea interax a contravântuirilor (ea), vezi Figura C 6.14a. Un model de calcul cu elemente finite de tip bar/g259 în care elementele structurale sunt dispuse în ax ar subestima momentele încovoietoare din segmentele de grind/g259 din afara barei disipative /g1800i din contravântuire (atunci când ea > e) sau pe cele din ba ra disipativ/g259 (atunci când ea < e ). O posibil/g259 solu/g1802ie este adoptarea unui model de calcul în care înclinarea contravântuirilor s/g259 fie ajustat/g259 astfel ca excentricitatea teoretic/g259 în axa grinzii format/g259 de axele contravântuirilor s/g259 fie egal/g259 cu lungimea fizic/g259 a barei disipative (e), vezi Figura C 6.14b. 6.8.3 Elemente nedisipative C6.8.3 (1) La cadrele contravântuite excentric, stâlpii, contravântuirile /g250i segmentele de grinzi adiacente barelor disipative sunt elemente nedisipative. Pentru a preîntâmpina producerea deforma/g288iilor plastice în aceste elemente, acestea trebuie s/g259 posede o suprarezisten/g1802/g259 suficient/g259 fa/g288/g259 de barele disipative. Eforturile de calcul în elementele nedisipative se ob/g288in prin însumarea ef orturilor din componenta seismic/g259 amplificate cu factorul /g116T /g250i a celor din componenta gravita/g288ional/g259, conform rela/g288iilor (6.29) din P 100-1. Este îns/g259 posibil ca rela/g288iile (6.29) s/g259 nu ofere în toate situa/g288iile suprarezisten/g288a necesar/g259 în elementele nedisipative. De aceea, se recomand/g259 estimarea direct/g259 a eforturilor de calcul în elementele nedisipative printru-un calcul neliniar (static sau dinamic). Atunci când bara disipativ/g259 /g1800i grinda care o con/g1802ine sunt confec/g1802ionate dintr-un singur element, limita de curgere a o/g1802elului are aceea/g1800i valoare în bara disipativ/g259 /g1800i în segmentul de grind/g259 adiacent. În consecin/g1802/g259, eforturile de calcul în segmentul de grind/g259 adiacent barei disipative pot fi determinate conform rela/g1802iilor (6.29) din P 100-1, folosind valoarea suprarezisten/g1802ei de material /g74ov = 1,0. C6.8.3 (2) Pentru a se asigura un mecanism plastic global, barele disipative trebuie s/g259 fie dimensionate astfel încât sub ac /g288iunea for/g288elor seismice s/g259 se plasticizeze uniform pe în/g259l/g288imea structurii. În acest scop, valorile maxim/g259 /g250i minim/g259 ale rapoartelor /g116 trebuie s/g259 nu difere cu mai mult de 25%. Aceast /g259 condi/g288ie este dificil de respectat în cazul cl/g259dirilor cu multe niveluri. În cazul în care nu este posibil/g259 respectarea cerin/g288ei de uniformitate de mai sus, performan/g288a seismic/g259 a structurii trebuie confirmat/g259 printr- un calcul neliniar. C 6.8.4 Îmbin/g259rile barelor disipative C6.8.4 În cazul cadrelor contravântuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12 i, îmbin/g259rile grind/g259-stâlp ale grinzilor care con/g288in bare disipative se vor dimensiona cu acelea/g250i rela/g288ii folosite la dimensionarea grinzilor (6.29). În cazul cadrelor contravântuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12 ii- iii, îmbin/g259rile grind/g259-stâlp sunt amplasate în zone plastice poten/g288iale /g250i necesit/g259 a aten/g288ie Figura C 6.15. Exemplu al unui nod înt/g259rit bar/g259 disipativ/g259 - stâlp Se recomand/g259 ca alc/g259tuirea /g250i dimensionarea îmbin/g259rilor bar/g259 disipativ/g259 – stâlp la cadre contravântuite excentric s/g259 fie validate prin încerc/g259ri experimentale, sau s/g259 se asigure o suprarezisten/g288/g259 fa/g288/g259 de bara disipativ/g259. În acest caz îmbinarea va fi dimensionat/g259 la eforturile corespunz/g259toare dezvolt/g259rii mecanismului plastic în bara disipativ/g259, amplificate cu 1,5/g74ov. În Figura C 6.15 este prezentat un exemplu de alc/g259tuire a unei astfel de îmbin/g259ri înt/g259rite bar/g259 disipativ/g259 – stâlp. C 6.9 Structuri de tip pendul inversat C6.9 Caracteristica principal/g259 a acestor structuri o constituie localizarea articula/g288iilor plastice exclusiv în stâlpi /g250i nivelul ridicat al for/g288ei axiale, definit de rela/g288ia NEd/Npl,Rd > 0,3. Aceste structuri sunt caracteristice pentru caste le de apa, platforme sau structuri parter care sus/g288in greut/g259/g288i mari, cum ar fi cele pentru silozuri, bunc/g259re, etc. Cadrele parter de tipul celor care se folosesc pentru hale sau platforme industriale nu se caracterizeaz/g259, de regul/g259, prin dezvoltarea în stâlpi a unor for/g288e axiale care s/g259 satisfac/g259 condi/g288ia anterioar/g259. C 6.10. Structuri metalice cu nuclee sau pere/g288i din beton armat /g250i structuri duale C 6.10.1. Structuri cu nuclee sau pere/g288i din beton armat C6.10.1 La aceste structuri, for/g288ele orizontale sunt preluate în principal de diafragme sau nuclee de beton armat. Cadrele metalice, de regula necontravantuite, se dimensioneaz/g259 din ac/g288iuni gravita/g288ionale. Deoarece participarea cadrelor metalice la preluarea for/g288elor seismice orizontale este neglijabil/g259, acestea se verific/g259 conform SR EN 1993-1-1 /g250i SR EN 1993-1-8. Calculul elementelor din beton, care asigur/g259 preluarea for/g288elor seismice, se face în conformitate cu prevederile din capitolul 5 din P deosebit/g259. Cercet/g259rile experimentale au ar/g259tat c/g259 acest tip de îmbin/g259ri sunt solicitate într-un mod diferit fa/g288/g259 de îmbin/g259rile grind/g259-stâlp de la cadrele necontravântuite (AISC 2010). De aceea, modul de alc/g259tuire a îmbin/g259rilor gr ind/g259 stâlp de la cadrele necontravântuite nu asigur/g259 întotdeauna o comportare adecvat/g259 în cazul în care sunt folosite pentru îmbin/g259ri bar/g259 disipativ/g259 – stâlp la cadre contravântuite excentric. 99 o/g288el înglob at într-o teac/g259 metalic/g259 umplut/g259 cu mortar, care are rolul de a preveni flam bajul miezului din o/g1802el. La fel ca în cazul contravântuirilor centrice obi/g250nuite, dispunerea contravântui rilor cu flambaj împiedicat trebuie f/g259cut/g259 astfel încât axele barelo r s/g259 se întâlneasc/g259 într-un punct. Figura C 6.16 prezint/g259 câteva exemple de configura/g288ii posibile. De m en/g288ionat ca nu se accepta folosirea configura/g288iilor în K sau X. Figura C 6.16. Exemple de cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat (AISC 2010) 100 100-1. Proiectantul va avea grij/g259 ca detaliile constructive prin care se solu/g288ioneaz/g259 leg/g259turile dintre structura metalic/g259 /g250i cea din beton s/g259 respecte ipotezele de lucru men/g288ionate anterior. În cazul în care structura metalic/g259 are o contribu/g288ie semnificativ/g259 (cel pu/g288in 25%) la preluarea for/g288elor seismice, aceasta se va proiecta pe baza prevederilor din P 100-1. C 6.10.2. Structuri duale C6.10.2 O structur/g259 alc/g259tuit/g259 din cadre contravântuite /g250i necontravântuite poate fi considerat/g259 dual/g259 atunci când cadrele necontravântuite au o contribu/g288ie semnificativ/g259 la preluarea for/g288elor seismice (minim 25% din for/g288a seismic/g259 total/g259). Aceste structuri se proiecteaz/g259 cu un factor de reducere q unic. Cadr ele contravântuite centric au o capacitate redus/g259 de disipare a energiei seismice. Structura dual/g259 ob/g288inut/g259 prin combinarea cadrelor contravântuite centric cu cele necontravântuite are un r/g259spuns seismic global îmbun/g259t/g259/g288it, datorit/g259 redundan/g288ei /g250i capacit/g259/g288ii de disipare mai mari a structurii necontravântuite. În categoria structurilor duale intr/g259 /g250i cele ob/g288inute prin combinarea cadrelor contravântuite excentric cu cadre necontravântuite. În acest caz ambele structuri au o capacitate de disipare a energiei seismice comparabil/g259, asocierea lor f/g259cându-se de cele mai multe ori din considerente func/g288ionale. Folosirea contravântuirilor excentrice în locul celor centrice conduce la sisteme structur ale mai omogene, atât din punct de vedere al rigidit/g259/g288ii cât /g250i al ductilit/g259/g288ii. În plus, impactul contravântuirilor excentrice asupra fluxurilor de circula/g288ie în cl/g259dire este mai redus. În cazul în care participar ea cadrelor necontravântuite la preluarea for/g288elor seismice este mai mic/g259 decât 25% din for/g288a seismic/g259 total/g259, contribu/g288ia acestora se neglijeaz/g259. Factorul de reducere q este cel al sistemului contravântuit, care se dimensioneaz/g259 în conformitate cu preveder ile capitole lor 6.7 /g250i 6.8. În acest caz, cadrele necontravântuite se verific/g259 conform SR EN 1993-1-1. C 6.11. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat (BRB) C6.11 (1) Contravântuirile cu flambaj împiedicat sunt o categorie special/g259 de contravântuiri centrice. Aceste contravântuiri se compun de regul/g259 dintr-un miez de contravântuiri cu flambaj împiedicat contravântuiri centrice conven/g1802ionale Figura C 6.17. Compara/g288ie intre contravântuiri clasice si contravântuiri cu flambaj împiedicat (Star Seismic Europe ) C6.11 (2) Proiectarea grinzilor /g1800i a stâlpilor trebuie s/g259 se fac/g259 astfel încât plasticizarea contravântuirilor s/g259 se produc/g259 înainte de formarea articula/g288iilor plastice în grinzi /g1800i stâlpi sau de pierderea stabilit/g259/g288ii generale. Acest lucru se face prin utilizarea în calcul a for/g288ei maxime care se poate dezvolta în contravântuiri. C 6.11.2. Rezisten/g1802a contravântuirii C6.11.2 (1) Pentru asigurarea unei comport/g259ri corespunz/g259toare a sistemului, sunt necesare încerc/g259ri experimentale pe contravântuiri. Aceste încerc/g259ri au /g1800i rolul de a determina for/g288a maxim/g259 care se dezvolt/g259 în contravântuire /g1800i care /g1802ine seama de cre/g250terea rezisten/g1802ei la compresiune comparativ cu rezisten/g1802a la întindere, de consolidarea materialului din miez /g1800i de posibilitatea cre/g250terii limitei de curgere a o/g1802elului din miez. C6.11.2 (2-5) Factorul de corec/g288ie a capacita/g288ii la compresiune, /g69/g15 /g1802ine seama de cre/g250terea rezisten/g1802ei la compresiune fa/g1802/g259 de rezisten/g1802a la întindere, cauzat/g259 în special de interac/g288iunea dintre miezul de otel /g1800i sistemul care împiedic/g259 flambajul miezului. Atunci când o contravântuire cu flambaj împiedicat este supus/g259 la deforma/g288ii axiale alternante (întindere /g1800i compresiune), diferen/g288a dintre for/g288a maxim/g259 din ciclurile de întindere /g1800i for/g1802a maxim/g259 din ciclurile de compresiune trebuie sa fie cât mai redus/g259 (vezi Figura C 6.18). Factorul de corec/g288ie datorat consolid/g259rii, /g90, ia in considerare fenomenul de consolidare a materialului din miez in urma deforma/g288iilor plastice mari si a ciclurilor repetate in domeniul inelastic. Contravântuirile cu valori subunitare ale factorilor /g69 si /g90 nu pot fi considerate contravântuiri împiedicate la flambaj si folosirea lor nu este permisa de aceste prevederi. Contravântuirile cu flambaj împiedicat sunt caracterizate prin capacitatea de a se plasticiza atât la întinder e cat si la compresiune prin împiedicarea flambajului contravântuirii cel pu/g288in pana la un nivel al for/g288elor si deforma/g288iilor corespunz/g259toare deplas/g259rii de proiectare. Aceast/g259 comportare asigur/g259 un r/g259spuns ciclic cvasi-simetric f /g259r/g259 degradare de rezisten/g1802/g259 sau rigiditate /g1800i implicit o capacitate mai mare de disipare a energiei comparativ cu contravântuirile clasice (vezi Figura C 6.17). 101 Figura C 6.18. Comportarea histeretica a contravântuirii cu flambaj împiedicat (Tsai et al. 2013) C 6.11.3. Particularit/g259/g1802i de calcul C6.11.3 (1-2) Contravântuirile nu fac parte din sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale. De aceea, la cadrele cu contravântuiri în V /g1800i în V întors, grinda care intersecteaz/g259 contravântuirile va fi proiectat/g259 astfel încât sa aib/g259 suficient/g259 capacitate de rezisten/g1802/g259. Aceast/g259 capacitate trebuie s/g259 permit/g259 dezvoltarea deforma/g288iilor plastice în ambele contravântuiri pentru nivelul maxim al deplas/g259rii de nivel /g1800i /g288inând seama de capacitatea diferit/g259 la întindere /g1800i compresiune a contravântuirii. În plus, capacitatea de deforma/g288ie a contravântuirii trebuie sa /g1802in/g259 seama de deforma/g288ia suplimentar/g259 produs/g259 de deformarea grinzii. Din aceste motive, se recomand/g259 evitarea unor grinzi de leg/g259tur/g259 flexibile. Atunci când se folosesc configura/g288iile speciale din Figura C 6.19, aceste prevederi nu sunt relevante. Figura C 6.19. Configura/g288ii speciale de cadre contravântuite centric (AISC, 2010) C 6.11.4. Calculul contravântuirilor C6.11.4 (4-5) Aceste prevederi de calcul au la baz/g259 proiectarea asistat/g259 de încerc/g259ri. Acestea urm/g259resc s/g259 asigure folosirea contravântuirilor cu flambaj împiedicat doar în limitele capacita/g288ii lor de deformare /g1800i formarea de articula/g288ii plastice /g1800i mecanisme de cedare bazate doar pe comportarea histeretic/g259 stabil/g259 a contravântuirilor cel pu/g1802in pân/g259 la atingerea deplas/g259rilor maxime de nivel. În cazul în care se folose/g250te o analiz/g259 elastic/g259, deplasarea maxim/g259 de nivel corespunde dublului deplas/g259rii de nivel de calcul la ULS, dar nu mai pu/g288in de 0,02 din în/g259l/g288imea de etaj. În cazul în care se folose/g250te o analiza neliniar/g259 dinamic/g259 deplasarea maxim/g259 se poate ob/g1802ine direct din analiz/g259. For/g1802a axial/g259, kN Deforma/g1802ia specific/g259, % 102 Îm binare cu /g1800uruburi Îmbinare cu bol/g1802 Figura C 6.20. Îmbin/g259ri pentru contravântuiri cu flambaj împiedicat C6.11.6 (2) Îmbin/g259rile contravântuirilor trebuie dimensionate la for/g288a axial/g259 maxim/g259 de compresiune care se poate dezvolta în contravântuire, majorat/g259 cu un factor egal cu 1,1. Acest factor ia în considerare posibilitatea ca cerin/g288a de deformare sa fie mai mare decât cea folosit/g259 la determinarea factorilor /g69 /g1800i /g90. C6.11.6 (3) Încerc/g259rile experimentale efectuate în ultimii ani au ar/g259tat c/g259 îmbinarea poate fi unul din punctele critice în proiectarea contravântuirilor din cauza modului de cedare. BRB BRB Guseu imbinare Bol/g1802 Guseu suplimentar (pe ambele p/g259r/g288i) Conformitatea contravântuirilor se bazeaz/g259 pe efectuarea de încerc/g259ri experimentale realizate pe baza preveder ilor din SR EN 15129. Încerc/g259rile constau în încerc/g259ri pe elemente individuale /g1800i încerc/g259ri pe subansambluri. Încerc/g259rile la întindere /g1800i compresiune pe contravântuirea individual/g259 au scopul de a verifica satisfacerea cerin/g288elor de rezisten/g1802/g259 /g1800i deforma/g288ie plastic/g259 exprimate pr in prezentele prevederi. Valorile ob/g288inute experimental pot fi folosite /g1800i la determinarea for/g288elor maxime luate în considerare la proiectarea elementelor adiacente. În cazul încerc/g259rii pe subansamblu, specimenul este înc/g259rcat axial iar îmbin/g259rile de la capete sunt rotite pentru a simula condi/g288iile în care lucreaz/g259 contravântuirea în interiorul cadrului. Aceast/g259 încercare are scopul de a verifica daca cerin/g288ele de rotire impuse de cadru în îmbin/g259rile contravântuirii nu compromit perf orman/g1802a acesteia. Aceast/g259 încercare nu poate fi folosita pentru evaluarea performan/g1802ei cadrului. Sunt acceptate în calcul atât rezultatele ob/g288inute în cadrul încerc/g259rilor pentru proiectul respectiv cât /g1800i rezultatele încerc/g259rilor experimentale existente în literatura de specialitate sau încerc/g259ri pentru alte proiecte similare. C 6.11.5. Grinzile si stâlpii C6.11.5 (1-2) Atunci când se folosesc sisteme cu contravântuiri în V, deoarece capacitatea contravântuirii la întindere /g1800i cea la compresiune sunt aproximativ egale, grinda de leg/g259tura care intersecteaz/g259 contravântuirile este solicitat/g259 la for/g1802e neechilibrate reduse comparativ cu structurile similare cu contr avântuiri centrice conven/g288ionale. Nu este îns/g259 recomandat/g259 folosirea unor grinzi flexibile deoarece acest lucru poate conduce la deforma/g288ii excesive ale grinzii /g1800i la cerin/g288e suplimentare de deforma/g288ie plastic/g259 în contravântuiri. C 6.11.6. Îmbin/g259rile contravântuirilor C6.11.6 (1) Îmbin/g259rile contravântuirilor nu trebuie s/g259 se plasticizeze la for/g1802e mai mici decât cele corespunz/g259toare curgerii miezului din o/g1802el. Dou/g259 dintre îmbin/g259rile utilizate frecvent în practic/g259 sunt prezentate în Figura C 6.20. 103 Stalp Grinda 2L Suruburi de prindere Sudura Grinda Stalp Axa contravântuirii Sudura Placa de cap/g259t sau corniera Punct de intersec/g288ie (a) (b) Figura C 6.21. Îmbin/g259ri grinda-stâlp articulate: Stoakes /g1800i Fahnestock 2010 (a) /g1800i Thornton /g1800i Muir, 2008 (b) C 6.11.7. Îmbin/g259rile grind/g259-stâlp C6.11.6 (1) Cadrele contravântuite pot fi supuse unor deplas/g259ri relative de nivel mari, astfel c/g259 se pot produce rotiri semnificative în îmbin/g259rile grind/g259-stâlp. Pentru a asigura o comportare corespunz/g259toare, se pot adopta atât solu/g288ii cu grinda prins/g259 rigid, cât /g1800i cu grind/g259 prins/g259 articulat (vezi Figura C 6.21), caz în care îmbinarea trebuie dimensionat/g259 astfel încât s/g259 permit/g259 o rotire de cel pu/g288in 25 mrad. C 6.12. Controlul execu/g288iei Asigurarea calit/g259/g288ii execu/g288iei unei structuri metalice solicitate seismic /g250i care s-a proiectat ca structur/g259 disipativ/g259 este esen/g288ial/g259. În acest scop, la execu/g288ia /g250i montajul structurii se recomand/g259 ca pe lâng/g259 prevederile din SR EN 1090-2 /g1800i C150-99 s/g259 se respecte prevederile din SR EN 1993-1-10. Bibliografie ANSI/AISC 341-10 (2010). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA. ANSI/AISC 358-10 (2010). "Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications", American Institute of Steel Construction, One East Wacker Drive, Suite 700, Chicago, Illinois 60601-1802. Dubina D., Grecea D., Ciutina A., Stratan A. (2000), "Influence of connection typology and loading asymmetry", in F. Mazzolani (ed.), Moment resisting connections of steel building frames in seismic areas, E & FN SPON, p. 217-244. ECCS (1985). "Recommended Testing Procedures for Assessing the Behaviour of Structural Elements under Cyclic Loads", European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee 1, TWG 1.3 – Seismic Design, No.45 FEMA 350, (2000). "Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment- Frame Buildings", SAC Joint Venture. 104 SR EN ISO 6892-1:2010 Materiale metalice. Încercarea la trac/g288iune.Partea 1: Metoda de încercare la temperatura ambiant/g259 Stoakes, C.D. /g1800i Fahnestock, L.A., “Flexural Behavior of Concentrically-Braced Frame Beam-Column Connections,” ASCE Structures Congress 2010, Orlando, FL, May 2010. Thornton, W.A. /g1800i Muir, L.S. (2008). "Vertical Bracing Connections in the Seismic Regime". ECCS / AISC Workshop Connections in Steel Structures VI. June 23-24, 2008. Chicago, IL. Tsai, K.C., Lin, P. C., Wu, A. C., Chuang, M. C. (2013). "Buckling restrained braces: research and implementation in Taiwan". Steel Innovations Conference 2013, Christchurch, New Zealand, 21-22 February 2013. FEMA 356, (2000). "Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings", Federal Emergency Management Agency, Washington (DC). GP 082/2003. "Ghid privind proiectarea îmbin/g259rilor ductile la structuri metalice în zone seismice". Buletinul Construc/g1802iilor, nr. 16/2004. Mazzolani, F.M., Moment resistant connections of steel frames in seismic areas: Design and Reliability. London: E & FN Spon, 2000. Ministerul Lucr arilor Publice /g1800i Amenaj/g259rii Teritoriului (1999), Normativ privind calitatea îmbin/g259rilor sudate din o/g1802el ale construc/g1802iilor civile, industriale /g1800i agricole, indicativ C 150-99 OPUS (2010). "Optimizing the seismic performance of steel and steel-concrete str uctures by standardizing material quality control". C ontract no. RFSR-CT-2007- 00039. Final Report. Research Programme of the Research Fund for Coal and Steel. SR EN 1090-2+A1:2012. "Executarea str ucturilor de o/g288el /g250i structurilor de aluminiu. Partea 2: Cerin/g288e tehnice pentru structurile de o/g288el" SR EN 15129: 2010. "Dispozitive antiseismice". SR EN 1993-1-1:2006. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri" SR EN 1993-1-10:2006. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a o/g288elului" SR EN 1993-1-3:2007. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale /g250i table formate la rece" SR EN 1993- 1-5:2007. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-5: Elemente structurale din pl/g259ci plane solicitate în planul lor" SR EN 1993-1-8:2006. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-8: Proiectarea îmbin/g259rilor" SR EN 1998-1: 2003. "Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 1: Reguli generale, ac/g288iuni seismice /g250i reguli pentru cl/g259diri". SR EN 1990 " Eurocod: Bazele proiect/g259rii structurilor" 105 106 C 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR COMPOZITE C 7. Generalit/g259/g288i C 7.1.1 Domeniu C 7.1.1 Prevederile de proiectare ale structur ilor compozite o/g288el laminat - beton armat solicitate la ac/g288iunea seismic/g259 cuprinse în P 100-1 au la baz/g259 capitolul 7 din SR EN 1998-1. În acest cod exist/g259 numeroase trimiteri la celelalte Eurocoduri: SR EN 1992-1-1, SR EN 1993-1-1 /g250i în special SR EN 1994-1-1. Prevederile din SR EN 1998-1 referitoare la construc/g1802iile compozite cunosc, de la edi/g288ie la edi/g288ie, modific/g259ri /g250i complet/g259ri importante pe m/g259sura stadiului cercet/g259rilor în aceast/g259 direc/g288ie. C 7.1.2 Principii de proiectare C 7.1.2 Principiile de proiectare ale structurilor compozite în zone seismice sumeaz/g259 principiile de bun/g259 conformare ale structurilor din beton armat cu cele ale structurilor din o/g288el. Structurile compozite se proiecteaz/g259 în zonele cu seismicitate ridicat/g259, de regul/g259, ca structuri disipative cu disipare înalt/g259. Totu/g250i, în cazul unor supradimension/g259ri inerente ale elementelor de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259, se poate realiza o relaxare corespunz/g259toare a condi/g288iilor de ductilitate. Este, de exemplu, cazul stâlpilor solicita/g288i predominant la compr esiune în cadrul structurilor cu per e/g1802i /g250i cadre, stâlpi la care se pot relaxa condi/g288iile de ductilitate la încovoiere destul de restrictive în acest cod în raport cu NP 033. Structurile compozite cu zone disipative de o/g288el în grinzi sunt considerate fezabile numai în m/g259sura în care se împiedic/g259 manifestarea ac/g288iunii compozite în aceste zone prin separarea betonului de componenta de o/g288el. Structurile hibride la care se face tranzi/g288ia între o substructur/g259 de beton armat /g250i o substructur/g259 de o/g288el prin intermediul unei substructuri din beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 pot asigura un transfer fluent de eforturi /g250i deforma/g288ii f/g259r/g259 varia/g288ii bru/g250te de rigiditate /g250i de capacitate de rezisten/g288/g259. În structurile slab disipative, eforturile sec/g288ionale se vor determina pe baza unui calcul elastic f/g259r/g259 a se /g288ine cont de comportarea nelinear/g259 a materialelor, dar considerând reducerea momentelor de iner/g288ie datorat/g259 fisur/g259rii betonului. C 7.2 Materiale C7.2 În elementele compozite nu se va folosi beton de clas/g259 sub C20/25 dator it/g259 propriet/g259/g288ilor sale necorespunz/g259toare de rezisten/g288/g259 în special în zone de concentr/g259ri de eforturi, cum ar fi în zona betonului de acoperire a o/g288elului structural. Utilizarea betoanelor de înalt/g259 rezisten/g288/g259 se limiteaz/g259 la C50/60 în cazul elementelor compozite în zone seismice din cauza reducerii deforma/g288iei limit/g259 ultime la compresiune /g250i a ductilit/g259/g1802ii pentru clase mai mari de beton. Printr-o conformare speciala se poate m/g259ri capacitatea de deformare , dar din cauza dificult/g259/g288ilor de realizare ale acesteia se justific/g259 limit/g259rile de mai sus. La elementele din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton este mai favorabil/g259 utilizarea betoanelor de clas/g259 înalt/g259 deoarece starea de eforturi triaxiale m/g259re/g250te semnificativ deforma/g288ia ultim/g259. u 1 Materialele pentru o/g288elul structural trebuie s/g259 îndeplineasc/g259 condi/g288iile legate de raportul între rezisten/g288a de rupere /g250i cea de curgere, de alungirea la rupere /g250i de lungimea palierului de curgere specificate la pct 6.2.(2), iar materialele pentru arm/g259turi de o/g288el beton, condi/g288iile din 5.3.1(c). Condi/g288iile privind ductilitatea o/g288elului ales la elemente disipative sunt importante pentru comportarea în domeniul post-elastic a acestor elemente. Nu se vor folosi o/g288eluri cu rezisten/g288/g259 de curgere mai mare de 460N/mm2 deoarece sunt, în general, insuficient de ductile. C 7.3.1 Tipuri de structuri C 7.3.1 Realizarea practic/g259 sub form/g259 compozit/g259 a principalelor tipuri de elemente /g250i subansamble (grinzi, stâlpi, noduri, contravântuiri, pere/g288i, pl/g259ci) permite includerea în cadrul structurilor compozite a tuturor tipurilor de structuri de o/g288el /g250i de beton armat. C 7.3.2 Factori de comportare C 7.3.2 Factorii de compor tare q care exprim/g259 capacitatea de disipare a energiei seismice a diferitelor tipuri de structuri compozite ale c/g259ror valori sunt date în tabelul 7.2 sunt m/g259ri/g288i în cazul structurilor cu disipare înalt/g259 respectiv : structurile compozite în cadre cu mai multe niveluri /g250i deschideri, structurile compozite duale, structurile cu mai mult de 2 pere/g288i compozi/g288i cupla/g288i pe fiecare direc/g288ie, prin valori diferen/g288iate ale raportului /g68 //g68 . Testele experimentale realizate indic/g259 valori mai mari ale factorului de comportare q la structuri compozite decât la structuri de beton armat . C 7.4 Ac/g288iunea de diafragm/g259 a plan/g250eelor compozite C 7.4 Pentru ca plan/g250eele compozite s/g259-/g250i manifeste în domeniul elastic rolul de /g250aib/g259 rigid/g259, se vor face verific/g259ri ale capacit/g259/g288ii lor de rezisten/g288/g259 la încovoiere în planul lor cât /g250i ale capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la lunecare în lungul grinzilor la for/g288e cu 25 % mai mari decât cele asociate mecanismului de disipare al structurii în ansamblul ei. Se va verifica de asemeni capacitatea plan/g250eelor compozite de transmitere a reac/g288iunilor la elementele verticale. Conectarea plan/g250eelor compozite de grinzi se va dimensiona /g250i alc/g259tui astfel încât s/g259 permit/g259 transmiterea for/g288elor de forfecare rezultate din ac/g288iunea de diafragm/g259. Tipurile de conectori recomanda/g288i în zone seismice sunt cei ductili respectiv dornurile cu cap. Rela/g288iile pentru calculul conectorilor sunt date în SR EN 1994-1-1 C 7.5 Proiectarea structurilor disipative compozite C 7.5.1 Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite C7.5.1 Criteriile de proiectare a structurilo r compozite se refer/g259 la asigurarea condi/g288iilor de rezisten/g288/g259, ductilitate, stabilitate /g250i deformabilitate ale acestora. Metoda ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 permite impunerea unui mecanism de plastificare favorabil iar prin respectarea unor condi/g288ii de alc/g259tuire /g250i dimensionare se asigur/g259 ductilit/g259/g288ile necesare în zonele disipative. 107 - dirijarea prin proiectare a form/g259rii unui mecanism plastic de cedare favorabil; - o protec/g288ie corespunz/g259toare în raport cu ruperile cu caracter casant, de exemplu, asigurarea unei capacit/g259/g288i de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare superioare capacit/g259/g288ii la încovoiere; - o comportare în domeniul elastic a zonelor nedisipative. C 7.6 Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite C 7.6.1 Prevederi generale C 7.6.1 Cadrele compozite se vor proiecta astfel încât zone le critice s/g259 fie dirijate la extremit/g259/g288ile grinzilor compozite. Chiar dac/g259 anumite extremit/g259/g288i ale grinzilor compozite au probabilitate redusa de a deveni zone disipative, ele se vor supune acelora/g250i reguli de conformare. Se admit deforma/g288ii plastice în sec/g288iunile de la baza stâlpilor /g250i în sec/g288iunile stâlpilor de partea superioar/g259 a ultimului nivel al cadrelor etajate cu condi/g288ia ca NEd/Npl,Rd<0,3. Ductilitatea zonelor disipative ale cadrelor compozite se asigur/g259 prin m/g259suri de evitare a ruperilor cu caracter casant. Efectul compozit se va asigura cel pu/g288in pân/g259 la atingerea capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 la încovoiere a zonelor disipative. - Pentru protec/g288ia la ruperile datorate for/g288ei t/g259ietoare se recomand/g259: - - ca sec/g288iunile de o/g288el laminat ale grinzilor /g250i stâlpilor compozi/g288i s/g259 se realizeze cu inim/g259 plin/g259; - for/g288a t/g259ietoare de calcul s/g259 fie determinat/g259 pe baza mecanismului de disipare; - - s/g259 existe o corect/g259 corelare între cerin/g288ele /g250i capacit/g259/g288ile la for/g288a t/g259ietoare ale celor dou/g259 componente: armatura rigid/g259 /g250i betonul armat. Aceasta corelare se realizeaz/g259 în raport cu momentele capabile la încovoiere ale celor dou/g259 componente. - Pentru protec/g288ia împotriva ced/g259rilor datorate instabilit/g259/g288ii locale a elementelor din o/g288el comprimate se recomand/g259: - s/g259 se respecte limitele de suple/g288e ale elementelor de o/g288el date în tabelul 7.3 ; - în cazul elementelor din beton cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 (BAR) s/g259 se respecte acoperirea recomandat/g259 cu beton (de 100mm) /g250i s/g259 existe o armare corespunz/g259toare cu etrieri; 108 Pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 la încovoiere a unei sec/g288iuni din zonele disipative ale elementelor compozite, se determin/g259 limita inferioar/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, utilizând rezisten/g288ele de calcul ale materialelor. Nu se ia în considerare la calculul capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, în acest caz, o/g288elul neductil care poate ap/g259rea în sec/g288iune de exemplu ca arm/g259tur/g259 a pl/g259cii. Eforturile de proiectare pentru verificar ea sec/g288iunilor nedisipative, se vor calcula în situa/g288ia realiz/g259rii mecanismului de disipare utilizând limita superioar/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259. Limita superioar/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 se determin/g259 considerând factorii de suprarezisten/g288/g259 ai elementelor disipative /g250i toat/g259 arm/g259tura din sec/g288iunea de calcul. Se urm/g259re/g250te prin aceasta metod/g259: - s/g259 existe eventual elemente de conectare între tablele de o/g288el comprimate /g250i betonul înconjur/g259tor. - Pentru protec/g288ia împotriva ruperilor datorate lunec/g259rii se recomand/g259 : - lunecarea de calcul se va determina pe baza mecanismului de disipare prin integrarea eforturilor unitare normale în domeniul plastic /g250i asigurarea astfel a unei conectare totale; - lunecarea va fi preluat/g259 în zonele critice prin mecanisme de aderen/g288/g259 , frecare /g250i prin conectori; - verificarea la lunecare a pl/g259cii în lungul grinzii ,în cazul plan/g250eelor compozite cu tabl/g259 cutat/g259 ,verificare care poate s/g259 fie, în acest caz, critic/g259. - Pentru protec/g288ia zonelor de îmbin/g259ri ale arm/g259turii rigide: - zonele de îmbinare ale o/g288elului laminat din elementele compozite vor avea un grad de asigurare superior în raport cu restul zonelor /g250i se vor amplasa în zone de eforturi mai reduse; - Pentru protec/g288ia împotriva ancor/g259rii insuficiente a arm/g259turii rigide în infrastructuri: - placa de baz/g259 a arm/g259turii rigide a stâlpilor /g250i a pere/g288ilor va fi înglobat/g259 în beton armat. În cazul cl/g259dirilor etajate, armatura rigid/g259 se va ancora cel pu/g288in pe în/g259l/g288imea unui subsol; - pe în/g259l/g288imea înglob/g259rii se vor dispune elemente de conectare de tipul conectorilor de lunecare sau a barelor de coasere care trec prin g/g259uri prevazute în armatura rigid/g259. - Nodurile grind/g259-stâlp vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative adiacente astfel încât s/g259 lucreze în domeniul elastic. - Se recomand/g259 ca pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii s/g259 se evite varia/g288ia brusc/g259 de rigiditate /g250i de capacitate de rezisten/g288/g259. C 7.6.2 Calculul structural al cadrelor compozite C 7.6.2 Pentru calculul structural prin metoda general/g259 de proiectare intereseaz/g259 rigiditatea sec/g288iunilor compozite. Rigiditatea sec/g288iunilor compozite având beton în zona comprimat/g259 se calculeaz/g259 prin transformarea lor în sec/g288iuni echivalente cu considerarea unui coeficient de echivalen/g288/g259 n=E/Ecm, unde E /g250i E cm sunt modulul de elasticitate al o/g288elului /g250i modulul de elasticitate secant al betonului pentru înc/g259rc/g259ri de scurt/g259 durat/g259. În condi/g288iile în care la calculul sec/g288iunilor compozite, betonul întins se neglijeaz/g259 fiind fisurat, în cazul grinzilor compozite, se pot considera dou/g259 rigidit/g259/g288i la încovoiere: EI1 pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a l/g259/g288imii efective de plac/g259 /g250i EI2 pentru zona de momente negative cu considerarea arm/g259turii din l/g259/g288imea efectiv/g259 de plac/g259 sau o rigiditate medie pentru întreaga deschidere. Pentru stâlpii compozi/g288i având de regul/g259 sec/g288iuni dreptunghiulare zona întins/g259 fiind fisurat/g259, rigidit/g259/g288ile se calculeaz/g259 cu rela/g288ia : (EI)c=0,9(EIa+ 0.5EcmIc+EIs ) 109 - la preluarea for/g288elor de lunecare longitudinal/g259 asociate mecanism ului de disipare; - la repartizarea reac /g288iunilor transmise numai uneia dintre componente la cealalt/g259 com ponenta de exemplu de la /g288eava de o/g288el la miezul din beton; - la an corarea arm/g259turilor rigide. Valorile efortului tangen/g288ial mediu de aderen/g288/g259 depind decisiv de frecare. Pe zonele în care se creeaz/g259 o neumplere cu beton de exemplu sub t/g259lpile grinzilor de o/g288el, acest efort este 0. În cazul elementelor cu înglobare par/g288ial/g259 în beton /g250i al /g288evilor umplute, aderen/g288a este mai sc/g259zut/g259 din cauza contrac/g288iei betonului. Aderen/g288a depinde de stratul de acoperire cu beton al arm/g259turii rigide /g250i de procentul de armare cu etrieri. În raport cu elementele solicitate static, efortul unitar mediu de aderen/g288/g259 pentru calculul elementelor la ac/g288iunile seismice alternante se diminueaza la 50%. Valori recomandate ob/g288inute în tabelul 6.6 din SR EN 1994-1-1 sunt acoperitoare fa/g288a cele recomandate în P 100-1 Astfel, pentru o acoperire cu beton de 100 mm a arm/g259turii rigide se ob/g288in urm/g259toarele valori ale efortului unitar de aderen/g288a: - sec/g288iuni din o/g288el total înglobate (BAR) 0.5x0.3x2.2= 0,33N/mm 2 110 Pentru verificarea deplas/g259rilor laterale la starea limit/g259 de serviciu reducerea for/g288elor seismice se va realiza prin factorul /g81, care /g288ine cont de perioada de revenire mai scurt/g259 a cutremurului asociat SLS, consider ând rigidit/g259/g288ile elementelor corespunz/g259toare betonului fisurat. C 7.6.3 Suple/g288ea pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el care alc/g259tuiesc elementele compozite C 7.6.3 Starea limit/g259 ultim/g259 a zonelor disipative corespunde, în cazul elementelor compozite, atingerii capacit/g259/g288ii de rotire plastic/g259 care poate fi limitat/g259 prin producerea a 3 fenomene: zdrobirea /g250i desprinderea componentei de beton, ruperea /g250i flambajul barelor de armatur/g259 /g250i instabilitatea local/g259 a o/g288elului structural. Valorile suple/g288elor limit/g259 ale pere/g288ilor sec/g288iunilor de o/g288el depind decisiv de gradul de înglobare în beton existând trei situa/g288ii: f/g259r/g259 înglobare, cu înglobare par/g288ial/g259 sau total/g259 în beton, /g288evi umplute sau umplute /g250i înglobate în beton. Suple/g288ea limit/g259 se reduce cu m/g259rirea rezisten/g288ei caracteristice a o/g288elului. Suple/g288ea limit/g259 pentru clasa de ductilitatea medie a structurii este mai mare cu maxim 50% decât în clasa de ductilitate înalt/g259. Dac/g259 se compar/g259 clasa 1 de suple/g288e limit/g259 a sec/g288iunilor din o/g288el dat/g259 în anexa F cu suple/g288ea limit/g259 a elementelor compozite, rezult/g259 valori limit/g259 cel pu/g288in de doua ori mai mari prin înglobarea în beton a sec/g288iunilor de o/g288el, în condi/g288iile în care sunt respectate detaliile de conectare /g250i de acoperire cu beton prev/g259zute în prezentul cod. C 7.6.4 Transferul de eforturi /g250i deforma/g288ii între o/g288el /g250i beton C 7.6.4 Manifestarea ac/g288iunii compozite la nivel de sec/g288iune /g250i mobilizarea întregii capacit/g259/g288i de rezisten/g288/g259 a acesteia este condi/g288ionat/g259 de evitarea lunec/g259rilor relative între componentele de beton /g250i de o/g288el prin preluarea eforturilor de lunecare pe tot domeniul de solicitare. Aceasta se realizeaz/g259 prin forfecarea directa a betonului de acoperire în cazul elementelor din BAR, pr in aderen/g288/g259 /g250i frecare la interfa/g288/g259 prin conectori de lunecare sau reac/g288iuni directe, prin efecte de împ/g259nare între componente. Exist/g259 urm/g259toarele situa/g288ii în care este necesar/g259 verificarea transferului de eforturi între beton /g250i o/g288el: - t/g259lpile profilelor par/g288ial înglobate 0.5x 0.2= 0,1N/mm 2 - inimile profilelor par/g288ial înglobate - - interiorul /g288evilor circulare umplute cu beton 0.5x0.55=0,275 N/mm2 - interiorul /g288evilor rectangulare umplute cu beton 0.5x 0.4= 0,2 N/mm 2 Dispunerea de conectori suda/g288i de inimile profilelor de o/g288el conduce la m/g259rirea frec/g259rii pe interiorul t/g259lpilor prin bielele comprimate ce se formeaz/g259 între baza conectorilor /g250i t/g259lpi. În preluarea eforturilor de lunecare longitudinal/g259 care rezult/g259 din încovoiere se poate neglija, în mod acoperitor, contribu/g288ia aderen/g288ei astfel : - În cazul grinzilor din o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton armat , lunecarea este preluat/g259 în întregime de conectori. În cazul grinzilor disipative, gradul de conectarea va fi total. - În cazul elementelor din BAR, lunecarea longitudinal/g259 este, de regul/g259, preluat/g259 în întregime de betonul /g250i etrierii din acoperirea cu beton. Dac/g259 forfecarea direct/g259 a betonului de acoperire, reac/g288iunile directe între beton /g250i o/g288el, aderen/g288a /g250i frecarea nu pot asigura intregral transferul de eforturi tangen/g288iale asociate mecanismului de plastificare, se vor dispune conectori care împreun/g259 cu celelalte fenomene s/g259 asigure preluarea în întregime a for/g288ele de lunecare asociate atingerii capacit/g259/g288ilor la încovoiere ale elementului. C 7.6.5 Grinzi compozite C 7.6.5 Condi/g288iile pentru verificarea grinzilor compozite în zonele disipative sunt similare condi/g288iilor grinzilor de beton armat sau o/g288el. - Determinarea momentului capabil al sec/g288iunilor compozite se bazeaz/g259 pe urm/g259toarele ipoteze : - sec/g288iunile plane r/g259mân plane; - arm/g259turile /g250i o/g288elul structural, sufer/g259 acelea/g250i deforma/g288ii relative ca betonul adiacent; - rezisten/g288a la întindere a betonului se neglijeaz/g259; - eforturile în betonul comprimat se deduc din diagrama efort-deforma/g288ie de calcul dat/g259 în SR EN 1992-1-1; - eforturile în arm/g259turile pentru beton armat se deduc din diagramele de calcul date în SR EN 1992-1-1; - eforturile în o/g288elul structural se deduc din diagramele de calcul date în SR EN 1993-1-1. - Metodele utilizate în determinarea momentelor capabile sunt: metoda general/g259 /g250i metoda simplificat/g259, detaliate în SR EN 1994-1-1. - Momentul capabil plastic se determina din echilibrul pe sec/g288iune al eforturilor interioare prin scrier ea ecua/g288iei de moment raportat/g259 la centrul plastic al sec/g288iunii (în cazul sec/g288iunilor simetrice – centrul de greutate). 111 - Mom entele de proiectare se determin/g259 astfel: - m omentele de proiectare ale sec /g288iunilor disipative ale grinzilor M Ed sunt mom entele maxime din diagramele înf/g259/g250ur/g259toare în sec/g288iunile respective considerând grup/g259rile de înc/g259rc/g259ri semnificative ; - se perm it redistribu/g1802ii de momente între sec/g288iunile unei grinzi /g250i între grinzile unui cadru cu pân/g259 la 20% pe baza capacit/g259/g288ii de deformare plastic/g259 a acestora p/g259strând îns/g259 efectul ac/g288iunii pe ansamblu; - Cerin /g1802a de rezisten/g288/g259 la încovoiere se exprim/g259 cu rela/g288ia: MEd /Mpl,Rd /g1481,0 - For/g288ele t/g259ietoare de proiectare din grinzi VEd se determ in/g259 din echilibrul fiec/g259rei deschideri sub înc/g259rcarea transversal/g259 din g ruparea seismic/g259 /g250i momentele de la extrem it/g259/g288ile grinzii, corespunz/g259toare pentru fiecare sens de ac/g288iune form/g259rii articula /g288iei plastice în grinzi, sau în elementele verticale conectate în nod. Distan/g288a între articu la/g288iile plastice se determin/g259 corespunz/g259tor acestei situa/g288ii. - For/g288a t/g259ietoare de proiectare se împarte între com ponenta de beton armat Vc,Ed /g250i com ponenta din o/g288el structural Va,Ed în raport cu momentele capabile ale acesto ra cu rela /g288iile: V c,Ed = VEd M pl,c,Rd / MRd V a,Ed = VEd M pl,a,Rd / MRd - For/g288a t/g259ietoare vertical/g259 capabil/g259 se determin/g259 pentru fiecare component/g259 în parte astfel: - pentru componenta din beton armat cu rela/g288iile din SR EN 1992-1-1 respectiv cu rela/g288ia: ctg/g537f zs AV ywd swRd c, pl,/g32 Valoarea unghiului /g84 se considera ctg/g84 =1 ( /g84 =45o), z= 0,9 d , fywd =0.8 fywk - pentru componenta din o/g288el cu rela/g288iile din SR EN 1993-1-1 - Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare se realizeaz/g259 pe componente /g250i pe ansamblu pentru sec/g288iunea compozit/g259 . La verificarea sec/g288iunii de o/g288el se aplica coeficientul 0,5 de reducere a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare respectiv: Va,Ed/Vpl,a,Rd/g148 0,5. C 7.6.5.1 Condi/g288iile aplicate zonelor disipative ale grinzilor din o/g288el compozite cu pl/g259ci din beton armat urm/g259resc: - în cazul pl/g259cilor în zone comprimate, p/g259strarea integrit/g259/g288ii pl/g259cii din beton armat în timpul ac/g288iunii seismice prin: - limitarea, din condi/g288ii de ductilitate, a în/g259l/g288imii relative a zonei comprimate a betonului x/h conform tabelului 7.4; 112 - Momentele capabile în cazul sec/g288iunilor din BAR se determin/g259 /g250i pentru fiecare component/g259 în parte : M pl,c,Rd pentru beton armat /g250i M pl,a,Rd pentru o/g288el cu condi/g288ia: M pl,Rd =M pl,,c,Rd + M pl,a,Rd - dispunerea în plac/g259, în zona stâlpului de arm/g259turi suplimentare transversale grinzii cu rol de tirant la transmiterea compresiunilor de la plac/g259 la stâlp; - în cazul pl/g259cilor în zone întinse, evitarea flambajului zonelor comprimate ale componentei de o/g288el prin alegerea unor sec/g288iuni în clasa I de suple/g288e /g250i prin limitarea procentului de arm/g259tur/g259 din zonele întinse de plac/g259. O solu/g288ie de evitare a flambajului t/g259lpilor comprimate este transformarea zonelor de reazem ale grinzilor compozite cu plac/g259 în zone de grinzi BAR. Determinarea l/g259/g288imii efective a pl/g259cii be din tabelul 7.5 exprimat/g259 în vecin/g259tatea nodurilor este util/g259 în dou/g259 situa/g288ii: - determinarea rigidit/g259/g288ii pentru calculul elastic; - determinarea capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la încovoiere; În calculul momentului capabil la încovoiere intereseaz/g259: - l/g259/g288imea efectiv/g259 a pl/g259cii comprimate la momente - l/g259/g288imea efectiva de plac/g259 în care arm/g259turile întinse sunt considerate active la moment negativ. În acest caz este important modul de ancorare al armaturilor întinse din plac/g259 în special la nodurile marginale (prin sudura , realizarea de bucle , etc). - în câmpul grinzilor compozite pentru calcul l/g259/g288imii efective de plac/g259 se poate considera rela/g288ia din SR EN 1994-1-1 respectiv bei = Le/8 unde Le este lungimea zonei de moment pozitiv. - în zonele de reazem, l/g259/g288imea activ/g259 la moment negativ este în aceea/g250i sec/g288iune mai mare decât l/g259/g288imea activ/g259 la moment pozitiv datorit/g259 restric/g288iilor mai mari care se impun transmiterii compresiunilor din plac/g259 stâlpului decât cele aplicate arm/g259turilor aflate în zone întinse fisurate. - l/g259/g288imea activ/g259 la moment pozitiv în vecin/g259tatea nodurilor marginale depinde de modul în care se asigur/g259 transmiterea compresiunilor (direct la stâlp , dac/g259 exist/g259 plac/g259 în consol/g259 fa/g288/g259 de stâlpul marginal, grinzi sau elemente transversale de margine) Momentele capabile ale grinzilor din o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton armat se determin/g259 prin metoda simplificat/g259 sau prin metoda general/g259. C 7.6.5.2 Momentele capabile ale grinzilor de beton armat cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 se determin/g259 prin metoda simplificat/g259 sau metoda general/g259. L/g259/g288imea efectiv/g259 de plac/g259 se determin/g259 în conformitate cu 5.3.4.1.1 respectiv 2hf de fiecare parte a grinzii în cazul stâlpilor exteriori /g250i 4hf în cazul stâlpilor interiori. Lungimea zonelor disipative este respectiv lcr=1.5hb (hb - în/g259l/g288imea grinzii) m/g259surat/g259 de la fa/g288a stâlpilor BAR sau a zonelor de aceea/g250i lungime situate deoparte /g250i de alta a unei sec/g288iuni din câmpul grinzii. M/g259rirea lungimii zonelor disipative din câmpurile grinzilor la 3hb fata de prevederile anterioare se datoreaz/g259 incertitudinii mai mari a extinderii zonelor de curgere în raport cu punctul de ini/g288iere. Asigurarea condi/g288iilor de ductilitate local/g259 în zonele disipative ale grinzilor compozite sunt cele prev/g259zute la 5.3.4.1.2 pentru grinzi de beton armat /g250i se refera la asigurarea unor coeficien/g288i minimi de armare longitudinal/g259 /g250i transversal/g259, limitarea în/g259l/g288imii 113 o/g288el total în globat/g259 în beton) C 7.6.6 Eforturile de proiectare ale sec/g288iunilor stâlpilor NEd , VEd, MEd se determin/g259 în ipoteza dezvolt/g259rii mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice cu rela/g288iile prev/g259zute în articolul 5.3.3.3 luând în considerare urm/g259torii factori: - factoru l de suprarezisten/g288/g259 al grinzilor /g166RbM / /g166EdbM (în nod sau pe nivel); - factorul de suprarezisten/g288/g259 datorat efectelor de consolid are al o/g288elului din grinziRd/g74. Valorile eforturilor sec/g288ionale rezultate din calculul structural la înc/g259rc/g259ri seismice vor /g288ine cont de imperfec/g288iunile geometrice /g250i de efectele de ordinul 2 dac/g259 aceste efecte sunt seminificative. În condi/g288iile în care aplicarea metodei dirij/g259rii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la cadre din BAR poate conduce la supradimension/g259ri de stâlpi, în special la cl/g259diri cu pu/g288ine niveluri /g250i la grinzi cu deschideri /g250i înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale mari, pentru optimizarea structurii în aceste cazuri se poate apela la una din solu/g288iile : - realizarea de redistribu/g288ii, la un anumit nivel, ale momentelor din stâlpi /g250i grinzi în condi/g288iile realiz/g259rii echilibrului de nod /g250i ale p/g259str/g259rii constante a for/g288ei t/g259ietoare de nivel; - realizarea de grinzi cu zone disipative de o/g288el în vecin/g259tatea stâlpilor prin deconectarea pe aceste zone a pl/g259cii de grinda de o/g288el; - reducerea t/g259lpilor grinzilor de o/g288el în zonele disipative; - realizarea de îmbin/g259ri semirigide între arm/g259tura rigid/g259 din stâlp /g250i grind/g259 cu condi/g288ia ca s/g259 nu se formeze plastific/g259ri nedorite ale nodului; - apari/g288ia de articula/g288ii plastice în anumi/g288i stâlpi cu condi/g288ia ca s/g259 existe suficiente elemente puternice (stâlpi sau pere/g288i) care s/g259 împiedice apari/g288ia de mecanisme nedorite de etaj sau de nod. Condi/g288ia de ductilitate pe care trebuie s/g259 o respecte for/g288a axial/g259 de calcul este : n=NEd/Npl,Rd = NEd / (Aa fyd +Ac fcd + As fsd) /g148 0,3. Aceast/g259 condi/g288ie din P 100-1 este preluat/g259 din SR EN 1998-1 si este mai restrictiv/g259 decât cea data in NP033-99 . Condi/g288iile de ductilitate referitoare la for/g288a axial/g259 a stâlpilor se pot relaxa în cazul structurilor în cadre cu noduri fixe în combina/g288ie cu structuri rigidizate la for/g288e orizontale (cu pere/g288i de beton armat sau cu contravântuiri). Capacit/g259/g1802ile de rezisten/g288/g259 la încovoiere /g250i la for/g288/g259 t/g259ietoare ale stâlpilor compozi/g288i se calculeaz/g259 ca sum/g259 a contribu/g288iei sec/g288iunii de o/g288el /g250i a sec/g288iunii de beton armat cu rela/g288iile din SR EN 1992-1-1 /g250i SR EN 1993-1-1. Verific/g259rile la for/g288/g259 t/g259ietoare se realizeaz/g259 pe componente distribuind for/g288a t/g259ietoare de proiectare total/g259 între componente func/g288ie de momentele capabile la încovoiere cu for/g288/g259 axiala ale acestora. 114 zonei comprimate a sec/g288iunii /g250i a distan/g288ei între etrieri. În cazul componentei din o/g288el condi/g288iile de la 6.6.2 nu se aplic/g259 datorit/g259 înglob/g259rii în beton. C 7.6.6 Stâlpi compozi/g288i de beton armat cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 ( cu sec/g288iunea din - stâlpi din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton simplu sau cu beton armat; - stâlpi din /g288eav/g259 umplut/g259 /g250i înglobat/g259 în beton armat; - stâlpi din /g288eav/g259 neumplut/g259 /g250i înglobat/g259 în beton armat; - stâlpi din beton armat îngloba/g288i în /g288eav/g259 de o/g288el f/g259r/g259 continuitate /g250i, eventual, cu aderen/g288/g259 redus/g259 între beton /g250i /g288eav/g259. Pentru proiectarea stâlpilor din /g288evi de o/g288el umplute cu beton sau umplute /g250i înglobate în beton se pot utiliza rela/g288iile de calcul ale capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la încovoiere /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare date in SR EN 1994-1-1. Particularit/g259/g288ile acestor stâlpi sunt : - În cazul stâlpilor din /g288eav/g259 circular/g259 exist/g259 o interac/g288iune favorabil/g259 între /g288eava de o/g288el /g250i miezul de beton care se manifest/g259 prin cre/g250terea rezisten/g288ei la compresiune /g250i a deforma/g288iei specifice de rupere a betonului din miez datorit/g259 confin/g259rii dar /g250i o reducere a rezisten/g288ei de curgere axiale a o/g288elului /g288evii datorit/g259 întinderii radiale la care este supus. Cre/g250terea rezisten/g288ei la compresiune este considerat/g259 în calcul prin coeficientul supraunitar 1/0.85. Aceste influen/g288e favorabile sunt mai semnificative la excentricit/g259/g288i ale for/g288ei axiale reduse e/d < 0.1. - Miezul de beton m/g259re/g1800te for/g288a asociat/g259 flambajului local al /g288evii. Aceast/g259 influen/g288/g259 pozitiv/g259 se exprim/g259 prin posibilitatea reducerii suple/g288ei limit/g259 a /g288evilor din o/g288el umplute cu beton în raport cu cele de o/g288el. - Armarea miezului din beton este util/g259 în urm/g259toarele situa/g288ii: - pentru m/g259rirea capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a stâlpului compozit; - pentru asigurarea capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a stâlpului la înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale asociate ac/g288iunii focului; - pentru a se asigura continuitatea /g250i transferul par/g288ial al capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 între stâlpul compozit /g250i stâlpul de beton armat în cazul structurilor hibride; - Transferul de eforturi /g250i deforma/g288ii între /g288eava de o/g288el /g250i miezul de beton necesar pentru distribu/g288ia reac/g288iunilor aplicate numai /g288evii se face prin aderen/g288/g259 sau, dac/g259 nu este suficient, prin elemente de conectare: dornuri sudate, bare sau profile care traverseaz/g259 miezul .Rezisten/g288a la compresiune local/g259 generat/g259 sub gusee sau rigidiz/g259ri se va determina cu rela/g288iile din SR EN 1994-1-1: În cazul structurilor compozite disipative, zonele de la extremit/g259/g288ile stâlpilor de la fiecare nivel de lungime lcr se proiecteaz/g259 ca zone disipative (critice) pentru care se iau m/g259suri de asigurare a ductilit/g259/g288ii proprii stâlpilor din beton armat prev/g259zute în 5.3.4.2.2 respectiv: de asigur are a unor coeficien/g288i minimi de armare longitudinal/g259 /g250i transversal/g259, de limitare a în/g259l/g288imii zonei comprimate a sec/g288iunii /g250i a distan/g288ei între etrieri, condi/g288ii privind dispunerea barelor /g250i a etrierilor în sec/g288iune. O men/g288iune special/g259 se refer/g259 la acoperirea cu beton a arm/g259turii rigide care nu trebuie s/g259 fie în cazul elementelor BAR mai mic/g259 de 100mm pentru ca ruperea prin lunecare longitudinal/g259 s/g259 nu devin/g259 critic/g259. C 7.6.7 Stâlpi compozi/g288i din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton C7.6.7 Stâlpii compozi/g288i din /g288eav/g259 se realizeaz/g259 în urm/g259toarele variante: 115 /g305 c,Rd = /g148 fyd t este grosimea peretelui /g288evii, a este diametrul /g288evii sau l/g259/g288imea sec/g288iunii /g288evii rectangulare Ac este aria sec/g288iunii de beton a stâlpului; A1 este aria înc/g259rcat/g259 de sub guseu Ac/A1<20 /g536cL coeficient egal cu 4,9 pentru /g288evi circulare /g250i 3.5 pentru /g288evi rectangulare În cazul elementelor din /g288evi umplute cu beton, capacitatea de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare a stâlpului este determinat/g259 fie de capacitatea componentei din o/g288el fie de capacitatea betonul armat confinat de /g288eava din o/g288el pentru un model de grind/g259 cu z/g259brele în care se formeaz/g259 în interiorul /g288evii o diagonal/g259 comprimat/g259. Acest model permite în cazul /g288evilor umplute cu beton armat s/g259 se /g288in/g259 cont /g250i de armarea transversal/g259 a miezului. C 7.6.8 Elemente compozite cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton armat C 7.6.8 Elementele compozite cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton sunt utilizate pentru avantajele care le au în raport cu stâlpii de o/g288el, respectiv: - m /g259rirea rigidit/g259/g288ii stâlpului de o/g288el prin înglobare par/g288ial/g259 în beton în condi/g288iile p/g259str/g259rii gabaritului; - îm piedicarea par/g288ial/g259 a flambajului zonelor comprimate ale inim ilor /g250i ale t/g259lp ilor. În cazul în care se sudeaz/g259 bare transversale de t/g259lpi, exist/g259 posibilitatea reducer ii consumurilor de o/g288el prin m/g259rirea suple/g288ei limit/g259 cu pân/g259 la 50% în condi /g288iile prev/g259zute în acest paragraf; - reducerea suprafe/g288ei care trebu ie protejat/g259 la foc; - posibilitatea facil/g259 de interven/g288ie u lterioar/g259 pe fa/g288a neînglobat/g259 a t/g259lpilor; Contribu/g288ia la capacitatea de rezisten/g288/g259 la în covoiere /g250i la for/g288/g259 t/g259ietoare a betonului armat de înglobare este redus/g259 /g250i de aceea, de regul/g259, se neglijeaz/g259. În cazul în care sunt luate m/g259suri speciale de mobilizare a rezisten/g288ei betonului armat de înglobare prin realizarea de leg/g259turi transversale între beton /g250i grinda de o/g288el, aceast/g259 rezisten/g288/g259 poate fi considerat/g259 în calcul. În cazul stâlpilor compozi/g288i cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton, verificarea transferului de eforturi între o/g288elul înc/g259rcat unilateral de c/g259tre reac/g288iunile grinzilor /g250i betonul de înglobare conduce, de regul/g259, la obligativitatea dispunerii de conectori sau de bare de arm/g259tur/g259 sudate de inima profilului de o/g288el. Conectorii contribuie la transferul de eforturi prin capacitatea lor la lunecare longitudinal/g259 PRd /g250i prin frecarea suplimentar/g259 pe care o determin/g259 pe t/g259lpi (1/2μPRd pentru fiecare rând de conectori /g250i fiecare talp/g259). C 7.6.9 Nodurile cadrelor compozite disipative C 7.6.9 Tipurile de noduri compozite /g250i hibride întâlnite în practica de proiectare sunt: 1 cd c 1 c ck yk cLcd A f A A A f f a t/g536 1 f /g100/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 116 - noduri compozite de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 cu stâlpi /g250i grinzi din BAR; - noduri compozite cu stâlpi BAR /g250i grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci; - noduri compozite cu stâlpi din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton /g250i grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton armat; - noduri compozite cu stâlpi cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton /g250i grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci; - noduri hibride cu stâlpi din BAR /g250i grinzi de beton armat; - noduri hibride cu stâlpi din /g288evi umplute cu beton /g250i grinzi de beton armat; - noduri hibride cu stâlpi cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton armat /g250i grinzi de beton armat; - noduri hibride cu stâlpi de beton armat /g250i grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci sau BAR. Nodurile compozite din BAR sunt nodurile la care fiecare component/g259 (beton armat /g250i o/g288el) a elementelor î/g1800i poate transfera direct eforturile între grinzi /g250i stâlpi. În condi/g288iile în care echilibrul în nod se respect/g259 pentru fiecare dintre componente, transferul între aceste componente la nivelul nodului este redus. Capacitatea de rezisten/g288/g259 a nodului compozit se determin/g259 pentru un model cu un sistem diagonal de eforturi la care particip/g259 atât armatura rigid/g259 cât /g250i betonul armat din nod. Capacitatea nodului compozit la for/g288/g259 t/g259ietoare se poate calcula prin suprapunere de efecte cu reala/g288ia: Vwp,Rd = Vwp,c,Rd + Vwp,a,Rd Pentru componenta de beton armat se pot utiliza rela/g288iile din SR EN 1994-1-1 respectiv: Vwp,c,Rd = 0.85 /g542 Ac fcd sin /g537 unde Ac = 0.8 (bc- tw) (h – 2tf) cos /g537 /g537 = arctg [(h - 2tf) / z ] bc este l/g259/g288imea miezului beton; h este în/g259l/g288imea sec/g288iunii stâlpului; tf este grosimea t/g259lpii stâlpului; tw este grosimea inimii stâlpului; z este bra/g288ul de pârghie; /g542, coeficient de reducere care /g288ine seama de efectul compresiunii longitudinale din stâlp asupra rezisten/g288ei de proiectare a panoului inimii stâlpului la forfecare /g542=0.55[(1+2(Ned/ Npl,Rd))]/g1481,1. Pentru componenta de o/g288el a nodului Vwp,a,Rd se pot folosi ela/g288iile 6.9 si 6.10 din cap 6.6.3 a prezentul cod. For/g288ele t/g259ietoare de calcul din nod sunt for/g288e t/g259ietoare asociate momentelor plastice din grinzi cu un coeficient de suprarezisten/g288/g259 /g534Rd care asigur/g259 protec/g288ia nodului /g250i dirijarea zonelor disipative c/g259tre grinzi. For/g288a t/g259ietoare de calcul total/g259 se determin/g259 cu rela/g288ia: 117 /g11 /g12 c yd s s RdEd c wp V f A AV /g16 /g14 /g32 21, , /g74 Pentru for/g288a t/g259ietoare transm is/g259 de componenta de o/g288el Vwp,a,Ed se vor folosi rela/g288iile din cap 6.6.3, respectiv: w j Rd pl i Rd pl Ed wp h M MV , ,, , Rd, /g14/g32/g74 Verific/g259rile nodului se realizeaz/g259 în termeni de for/g288/g259 t/g259ietoare cu rela/g288ia: Vwp,Ed /g100 0,8Vwp,Rd Îmbin/g259rile de /g250antier ale arm/g259turii rigide a stâlpului /g250i grinzii se recomand/g259 s/g259 se realizeze în zone de eforturi sec/g288ionale mai reduse /g250i nu la fa/g288a nodului. Toate îmbin/g259rile realizate cu sudur/g259 sau cu /g250uruburi între elementele nodului vor avea o capacitate de rezisten/g288/g259 cu un grad de asigurare superior cu 50% fa/g288/g259 de capacitatea elementelor care se îmbin/g259, conform rela/g1802iei 7.19. La alc/g259tuirea îmbin/g259rii din nod a arm/g259turii rigide se vor asigura condi/g288iile de turnare /g250i compactare corect/g259 a betonului : rigidiz/g259rile orizontale vor fi pu/g288in dezvoltate /g250i vor fi înlocuite cu rigidiz/g259ri verticale. În cazul nodurilor cu grinzi de o/g288el compozite cu pl/g259ci de beton armat transmiterea compresiunilor /g250i a întinderilor de la fibra superioar/g259 a grinzilor compozite la stâlp se face la nivelul pl/g259cii de beton armat. Aceste compresiuni depind de alc/g259tuirea pl/g259cii /g250i a stâlpului din nod: dac/g259 exist/g259 sau nu grinzi sau elemente adi/g288ionale transversale conectate total de plac/g259, dac/g259 placa înconjoar/g259 stâlpul, dac/g259 arm/g259turile sunt ancorate corespunz/g259tor, dac/g259 exist/g259 arm/g259turi suplimentare în imediata apropiere a nodului care s/g259 preia întinderile rezultate din devierea traseului eforturilor de compresiune. Toate aceste elemente condi/g1802ioneaz/g259 valorile l/g259/g288imii efective de plac/g259 date în tabelul 7.5. Reac/g288iunile grinzilor de o/g288el compozite cu plac/g259 se transmit betonului stâlpilor BAR prin compresiuni locale asupra betonului de acoperire /g250i prin transfer de la arm/g259tura rigid/g259 la betonul armat înconjur/g259tor. Se recomand/g259 ca bare verticale de o/g288el beton din stâlp s/g259 se sudeze de t/g259lpile grinzilor pentru a mari capacitatea betonului de preluare a acestor reac/g288iuni. Pentru a m/g259ri capacitatea componentei de beton armat a stâlpilor din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton se va asigura transferul reac/g288iunilor grinzilor de la /g288eava de o/g288el la miezul de beton pe o lungime de transfer egal/g259 cu 2 d sau L/3 unde d este dimensiunea minim/g259 a stâlpului iar L în/g259l/g1802imea nivelului . Se recomand/g259 în acela/g250i scop, ca elemente ale grinzilor : arm/g259turi , inima sau întreaga sec/g288iune de o/g288el s/g259 treac/g259 continuu prin miezul de beton al nodului. În cazul nodurilor compozite cu grinzi de o/g288el compozite cu plac/g259 /g250i stâlpi din BAR, reac/g288iunile grinzilor de o/g288el compozite cu plac/g259 de beton armat se transmit betonului stâlpilor BAR prin compresiuni locale asupra betonului de acoperire /g250i prin transfer între armatura rigid/g259 /g250i betonul armat înconjur/g259tor. 118 Vwp,Ed = Vwp,c,Ed + Vwp,a,Ed. Pentru for/g288a t/g259ietoare transmis/g259 de componenta de beton armat V wp,c,Ed se vor folosi rela/g288iile din cap 5.3.3.4, respectiv: /g250i incertitudinii transferului de eforturi între cele dou/g259 componente. C 7.7 Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri C7.7 Contravântuirile compozite centrice se realizeaz/g259 de regul/g259 din /g288evi umplute cu beton. Aceste contravântuiri, prin rigiditatea lor sporit/g259 permit disiparea energiei ca elemente întinse /g250i, eventual, comprimate (ca de exemplu în cazul diagonalelor din platbanda de o/g288el înglobata într-o /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton). În cazul cadrelor contravântuite excentric, elementele disipative pot fi zone ale grinzilor compozite (elemente disipative orizontale) sau elemente verticale compozite ca parte component/g259 a diagonalelor în V. Disiparea se realizeaz/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare sau la moment încovoietor în zonele critice ale acestor elemente. Elementele compozite ale cadrelor: stâlpii /g250i grinzile compozite se vor conforma respectând prevederile corespunz/g259toare pentru aceste elemente din prezentul cod. Factorii de suprarezisten/g288/g259 aplica/g288i în calcul elementelor nedisipative /g74 /g58, se determin/g259 pentru ansamblul elementelor disipative de la un anumit nivel al cadrului sau al structurii. C 7.9 Proiectarea structurilor cu pere/g288i compozi/g288i C7.9 Pere/g288ii compozi/g288i au în alc/g259tuire elemente compozite ca de exemplu: bulbi sau zone de cap/g259t compozite, centuri compozite, zone de câmp din beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 sub form/g259 de diagonale sau panouri de o/g288el, grinzi de cuplare compozite. Rezult/g259 o tipologie destul de larg/g259 a structurilor cu pere/g288i compozi/g288i respectiv: - pere/g288i compozi/g288i din beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 cu zone de cap/g259t, centuri /g250i zone de câmp din BAR. Pere/g288ii compozi/g288i pot fi f/g259r/g259 goluri (sau cu goluri mici care nu influen/g288eaz/g259 comportarea de ansamblu) sau cupla/g288i (cu goluri mari) prin intermediul unor grinzi de cuplare compozite; În cazul nodurilor hibride cu stâlpi din beton armat /g250i grinzi de o/g288el compozite cu plac/g259, aceste reac/g288iuni ale grinzilor compozite se transmit direct /g250i exclusiv betonului din nod. Se recomanda în acest caz ca grinda de o/g288el s/g259 treac/g259 continuu prin nod /g250i s/g259 existe bare verticale de o/g288el beton sudate de t/g259lpile grinzilor pentru a mari capacitatea la compresiune local/g259 a betonului armat din nod. Pentru a m/g259ri capacitatea la for/g288/g259 t/g259ietoare a componentei de beton armat a nodului în cele dou/g259 situa/g288ii de mai sus se recomand/g259 ca grinda s/g259 fie prev/g259zut/g259 cu rigidiz/g259ri verticale situate la fa/g288a exterioar/g259 a stâlpului. În zona nodului se va asigura o confinare corespunz/g259toare cu etrieri (cap. 7.6.6) a c/g259ror ramuri vor trece, dac/g259 este cazul, prin g/g259uri prev/g259zute în elementele de o/g288el ale nodului. În cazul nodurilor hibride cu stâlpi compozi/g288i /g250i grinzi de beton armat, se va asigura continuitatea arm/g259turii grinzilor prin stâlp. Se recomand/g259 în acest scop m/g259rirea l/g259/g288imii grinzii în zona nodului pentru extinderea suprafe/g288ei de preluarea direct/g259 a reac/g288iunilor de la grind/g259 la compone nta din beton armat a stâlpului /g250i prevederea de scaune de rezemare la stâlpii din /g288eav/g259 umplut/g259 cu beton. Nodurile hibride nu se recomand/g259 în zone cu seismicitate ridicat/g259 datorit/g259 dificult/g259/g1802ii 119 - pere/g288i compozi/g288i cu bulbi din BAR, cu zone de câmp de beton armat, cu grinzi de cuplare de o/g288el compozite cu pl/g259ci; - pere/g288i compozi/g288i cu zone de cap/g259t de o/g288el sau cu sec/g288iunea de o/g288el par/g288ial înglobat/g259 în beton /g250i zone de câmp de beton armat; - pere/g288i de beton armat cu grinzi de cuplare compozite sau din BAR. Pere/g288ii compozi/g288i recomanda/g288i pentru comportarea lor favorabil/g259 la ac/g288iuni seismice puternice sunt pere/g288ii de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259, având sec/g288iunea cu bulbi sau t/g259lpi la extremit/g259/g288i sau pere/g288ii BAR formând tuburi închise. Fenomenele pentru care sunt necesare verific/g259ri în cazul pere/g288ilor compozi/g288i sunt: - Asigurarea prelu/g259rii lunec/g259rilor între zonele de la extremit/g259/g1802i /g250i zonele de câmp. Transferul eforturilor tangen/g288iale între zonele de la extremit/g259/g288i /g250i panoul de beton armat al inimii peretelui se va realiza prin conectori, bare sudate sau trecute prin g/g259urile arm/g259turii rigide a stâlpului. În cazul pere/g288ilor din BAR armatura rigid/g259 din centur/g259 are o contribu/g288ie important/g259 în preluarea acestei lunec/g259ri. - Asigurarea conlucr/g259rii între betonul armat /g250i arm/g259tura rigid/g259 din inima peretelui. Atât pe suprafa/g1802a diagonalelor cât /g250i pe cea a panourilor de o/g288el înglobate în betonul din inima peretelui se sudeaz/g259 conectori cu rolul de a stabiliza elementul din o/g288el /g250i pentru a mobiliza betonul aflat de o parte /g250i de alta a arm/g259turii rigide . Solu/g288ia înlocuirii diagonalelor din o/g288el laminat cu o armatur/g259 diagonal/g259 distribuit/g259 sudat/g259 de cadrul format de armatura rigid/g259 din bulbi /g250i centuri reprezint/g259 o solu/g288ie favorabil/g259 din punct de vedere al conlucr/g259rii /g250i al prelu/g259rii uniforme a câmpurilor de eforturi diagonale din inima peretelui. C 7.9.1 Calculul structurilor cu pere/g288i compozi/g288i C7.9.1 Rigidit/g259/g288ile pere/g288ilor compozi/g288i se pot calcula considerând o sec/g288iune echivalent/g259 din beton armat care /g288ine cont de aportul arm/g259turii rigide înglobate. Pentru pere/g288ii compozi/g288i zona întins/g259 de beton fiind fisurat/g259, rigidit/g259/g288ile conferite de beton se diminueaz/g259 conform rela/g288iilor 7.23 /g250i 7.24. Pentru calculul rigidit/g259/g288ii, la verificarea deplas/g259rilor laterale în cazul st/g259rii limit/g259 de serviciu se vor considera factorul de reducere a ac/g288iunii seismice, /g81, care /g288ine cont de perioada de revenire mai scurt/g259 a acesteia, /g250i rigidit/g259/g288ile pere/g288ilor considerând betonul fisurat. Eforturilor sec/g288ionale de proiectare ale pere/g288ilor compozi/g288i se determin/g259 pentru a impune un mecanism de disipare favorabil cu zone disipative în riglele de cuplare sau în grinzile adiacente peretelui /g250i la baza peretelui. Pentru momentele de proiectare MEd se va considera diagrama înf/g259/g1800ur/g259toare de momente din cap 5.2.3.3.2. Calculul capacit/g259/g288ii la încovoiere cu for/g288/g259 axial/g259 a pere/g288ilor compozi/g288i se realizeaz/g259 de regul/g259 prin metoda general/g259 cu ajutorul programelor de calcul automat datorit/g259 complexit/g259/g288ii /g250i a variabilit/g259/g288ii datelor de intrare. În ceea ce prive/g250te calculul la încovoiere al grinzilor de cuplare compozite lungi se vor respecta prevederile din capitolul 7.6.5. Calculul la for/g288/g259 t/g259ietoare al pere/g288ilor compozi/g288i de beton armat cu armatur/g259 rigid/g259 se bazeaz/g259 pe modelul de grind/g259 cu z/g259brele în care diagonalele comprimate care se formeaz/g259 în inima peretelui sunt din beton armat sau din BAR. Acest model poate fi 120 asimilat cu modelul de panou înr/g259mat intr-un cadru format de zonele de la extremit/g259/g288i /g250i centurile din BAR. Capacitatea de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare a arm/g259turii rigide din inima peretelui se suprapune cu cea a panoului din beton armat. Ruperea la for/g288/g259 t/g259ietoare a pere/g288ilor compozi/g288i se realizeaz/g259 prin cedarea diagonalei comprimate de beton armat cu mobilizarea arm/g259turii din inima peretelui. For/g288a ultim/g259 din diagonal/g259 este condi/g288ionat/g259 de capacitatea de rezisten/g288/g259 a bulbilor /g250i a centurilor marginale. Dac/g259 diagonala traverseaz/g259 bulbi sau centuri interioare ale peretelui, capacitatea de rezisten/g288/g259 a acestora contribuie la preluarea for/g288ei t/g259ietoare. Pentru calculul capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare a componentei din beton armat a pere/g288ilor pot fi utilizate rela/g288iile prev/g259zute în SR EN 1998-1. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare a pere/g288ilor compozi/g288i se va face cu rela/g288ia: VEd/g100VRd. În cazul particular al grinzilor de cuplare din o/g288el compozite cu plac/g259 din beton armat ale unor pere/g288i din beton armat, prevederile corespunz/g259toare din cap 7.9.1 –(11)-(13) asigur/g259 transmiterea în bune condi/g288ii a reac/g288iunilor grinzii de cuplare (reac/g288iuni asociate mecanismului de disipare) în zonele de cap/g259t ale pere/g288ilor de beton armat. Cerin/g288ele de ductilitate în zonele disipative de la baza pere/g288ilor, a c/g259ror lungime se determin/g259 cu rela/g1802iile 5.18 /g250i 5.19 din prezentul cod, se asigur/g259 dac/g259 sunt respectate cerin/g288ele din SR EN 1998 -1 /g250i cele din prezentul cod. C 7.10 Proiectarea funda/g1802iilor structurilor compozite În condi/g288iile în care sistemul de funda/g288ii al structurilor compozite se proiecteaz/g259 ca un sistem nedisipativ, for/g288ele de calcul se determin/g259 cu un factor de suprarezisten/g288/g259 în raport cu for/g288ele asociate stadiului limit/g259 corespunz/g259tor mecanismului de disipare al suprastructurii. Se recomand/g259 realizarea de cutii rigide la nivelul infrastructurii, continuitatea /g250i ancorarea corespunz/g259toare a arm/g259turilor elementelor verticale compozite. Sporul de rigiditate la nivelul subsolurilor se asigur/g259, în general, prin m/g259rirea substan/g288iala a ariei pere/g288ilor compozi/g288i în subsol fa/g288/g259 de suprastructur/g259. Efectele ac/g288iunii MFd, VFd, NFd, asupra funda/g288iilor se determin/g259 cu rela/g288ia 4.23 din cap. 4.6.2.4. Pentru preluarea în bune condi/g288ii a eforturilor de calcul transmise funda/g288iilor de armatura rigid/g259 a stâlpilor compozi/g288i ( Ma,Fd , Va,Fd , Na,Fd ) este necesar ca placa de baz/g259 a acesteia s/g259 se afle sub cota teoretic/g259 de încastrare. Ancorarea în funda/g288ie a arm/g259turii rigide a stâlpilor se face pe în/g259l/g1802imea de înglobare prin dezvoltarea de presiuni reactive în betonul înconjur/g259tor, prin conectori sau arm/g259turi orizontale trecute prin g/g259urile arm/g259turii rigide /g250i prin /g250uruburile de ancoraj de la nivelul pl/g259cii de baz/g259. Se reduc astfel în raport cu sec/g288iunea de încastrare, cerin/g1802ele de moment, for/g288a axial/g259 /g250i for/g288a t/g259ietoare de la nivelul pl/g259cii de baz/g259, rezultând o protec/g288ie a acestei sec/g288iuni. Armatura rigid/g259 din zonele de cap/g259t ale pere/g288ilor este întins/g259 /g250i comprimat/g259 practic centric la întreaga sa capacitate. Rezult/g259 for/g288e relativ mari care trebuie ancorate în sistemul de funda/g288ii. Ancorarea arm/g259turii rigide a pere/g288ilor se realizeaz/g259 prin aderen/g288/g259, arm/g259turi de coasere trecute prin g/g259uri în armatura rigid/g259 /g250i prin /g250uruburile de ancoraj de la nivelul pl/g259cii de baz/g259. Se recomand/g259 ca la nivelul infrastructurii s/g259 existe o extindere a pere/g1802ilor compozi/g288i în raport cu sec/g288iunea de încastrare prin dispunerea de pere/g288i din beton armat sau compozi/g288i în continuarea sau adiacent peretelui compozit pentru ca for/g288ele din armatura rigid/g259 s/g259 poat/g259 fi distribuite în bune condi/g288ii betonului armat înconjur/g259tor. 121 122 Bibliografie Ministerul Lucr/g259rilor Publice /g1800i Amenaj/g259rii Teritoriului (1999), NP 033-99, Cod de proiectare pentru structuri din beton armat cu arm/g259tur/g259 rigid/g259 SR EN 1992-1-1:2004 „Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri” SR EN 1993-1-1:2006. „Eurocod 3: Proiectarea structurilor de o/g288el. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri” SR EN 1994-1-1:2004 „Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de o/g288el /g250i beton. Partea 1-1: Reguli generale /g250i reguli pentru cl/g259diri” SR EN 1998-1: 2003. „Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezisten/g288a la cutremur. Partea 1: Reguli generale, ac/g288iuni seismice /g250i reguli pentru cl/g259diri” C 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE ZID/g258RIE C 8.1 Generalit/g259/g288i C 8.1.1.Obiect /g250i domeniu de aplicare C 8.1.1.(1) Particularitatea principal/g259 a proiect/g259rii structurilor din zid/g259rie în zone seismice rezult/g259 din cerin/g288a ca structura s/g259 fie înzestrat/g259 cu o serie de propriet/g259/g288i specifice: ductilitate, capacitate de disipare a energiei seismice, degradare moderat/g259 a rezisten/g288ei /g250i a rigidit/g259/g288ii sub efectul înc/g259rc/g259rilor alternante repetate. Din acest motiv, proiectarea seismic/g259 a structurilor din zid/g259rie este conceptual diferit/g259 de proiectarea acestora pentru înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale dominante pentru care siguran/g288a este asigurat/g259 numai prin satisfacerea cerin/g288ei de rezisten/g288/g259 ob/g288inut/g259 în principal prin rezisten/g288a la compresiune a elementelor pentru zid/g259rie /g250i a mortarului. R/g259spunsul seismic al cl/g259dirilor este un fenomen complex, dificil de schematizat într-un model de calcul suficient de exact, dar /g250i suficient de simplu pentru a fi folosit, f/g259r/g259 dificult/g259/g288i deosebite, în practica curent/g259 de proiectare. M/g259rimea for/g288elor seismice depinde, în afara de severitatea mi/g250c/g259rii, exprimat/g259 prin accelera/g288ia terenului, de propriet/g259/g288ile intrinseci ale cl/g259dirii (rigiditate, amortizare, nivelul de solicitare din înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale al elementelor structurale, etc). O alt/g259 particularitate important/g259 este c/g259 aceste caracteristici pot suferi modific/g259ri importante în timpul cutremurului în func/g288ie de intensitatea solicit/g259rilor care rezult/g259. Efectele modific/g259rilor se pot manifesta favorabil sau în detrimentul siguran/g288ei structurale. De exemplu, cl/g259dirile din zid/g259rie, caracterizate prin perioade proprii mici (de regul/g259 < 0.5÷0.6 s), se afl/g259 în zona de amplificare ma xim/g259 a spectrului de accelera/g288ii pentru toate cutremurele (intermediare sau superficiale), dar degradarea (fisurarea) zid/g259riilor conduce la reducerea rigidit/g259/g288ii structurale ceea ce, de exemplu, poate îndep/g259rta structura de zona amplific/g259rilor maxime. Totodat/g259 fisurarea este înso/g288it/g259 de cre/g250terea amortiz/g259rii structurale /g250i ca urmare de sc/g259derea for/g288ei seismice. Incursiunile repetate în domeniul postelastic, inerente în cazul cutremurelor puternice, au ca efect degradarea rigidit/g259/g288ii, a rezisten/g288ei /g250i a capacit/g259/g288ii de disipare a energiei seismice. Fenomenele de degradare sunt mai importante în cazul zid/g259riilor nearmate. A B Figura C 8.1. Comportarea histeretic/g259 (A) /g250i degradarea rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii la solicit/g259ri repetate (B) [Tomazevic,M., Klemenc,I., Seismic Behaviour of Confined Masonry Walls Earthquake Engineering and Structural Dynamics, vol.26, pp.1059-1071, 1997] Sensibilit/g259/g288ile comport/g259rii la cutremur a zid/g259riilor nearmate sunt puse în eviden/g288/g259 de diagramele din figura C 8.1. /g250i vor fi subliniate pe parcursul acestui text justificând astfel recomandarea reducerii domeniului de folosire a acestui sistem constructiv. 123 A. Zid/g259ria s impl/g259 - Zid/g259ria simpl/g259 (nearmat/g259) este un material capabil s/g259 preia înc/g259rc/g259ri verticale importante. - Din cauza rezisten/g288ei nesemnificative la eforturi unitare de întindere, zid/g259ria simpl/g259 poate fi utilizat/g259 pentru construc/g288ii la care înc/g259rc/g259rile verticale /g250i orizontale, conduc la solicit/g259ri sec/g288ionale reduse din care rezult/g259 eforturi unitare de întindere care pot fi neglijate. Ruperea ca racteristic/g259 prin fisurare pe diagonala comprimat/g259, din eforturi principale de întindere, este o ilustrare a acestei deficien/g288e intrinseci. - Sub efectul combinat al înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i seismice ruperea zid/g259riei nearmate este de tip fragil, integritatea fi zic/g259 a pere/g288ilor fiind puternic deteriorat/g259 în stadiile avansate de deformare. 124 Pentru proiectarea panourilor de zid/g259rie înr/g259mate în cadre /g250i a pere/g288ilor nestructurali, prevederile acestui Capitol sunt completate de prevederile Cap.10 din acest Cod. C 8.1.1.(2) Prevederile din prezentul capitol trebuie s/g259 fie respectate, pentru toate categoriile de elemente de construc/g288ie din zid/g259rie, în corelare cu principiile generale de alc/g259tuire structural/g259 /g250i cu regulile de aplicare detaliate în CR 6. În special, în ceea ce pr ive/g250te proiectarea structurilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie, este vorba de r ealizarea caracterului spa/g288ial al structurii prin asigurarea conlucr/g259rii, în toate stadiile de solicitare, a pere/g288ilor de pe direc/g288iile principale ale cl/g259dirii /g250i a plan/g250eelor rigide. Unitatea spa/g288ial/g259 a structurii astfel ob/g288inut/g259 este capabil/g259 s/g259 asigure preluarea solicit/g259rilor seismice oricar e ar fi direc/g288ia pe care acestea ac/g288ioneaz/g259. Eficien/g288a acestei conlucr/g259ri a fost verificat/g259 de comportarea satisf/g259c/g259toare la cutremurele trecute a cl/g259dirilor care au fost astfel concepute. În al doilea rând trebuie men/g288ionat efectul favorabil al regularit/g259/g288ii alc/g259tuirii în plan /g250i în eleva/g288ie a cl/g259dirii. Regularitatea în plan favorizeaz/g259 eliminarea / reducerea efectelor r/g259sucirii de ansamblu. Regularitatea în eleva/g288ie asigur/g259, în primul rând, uniformitatea cerin/g288elor de rezisten/g288/g259 la diferitele niveluri ale cl/g259dirii eliminând concentr/g259rile de eforturi care ar putea r ezulta prin devierea tr aseului normal/ direct, c/g259tre funda/g288ii, al for/g288elor vericale /g250i/sau orizontale. Cl/g259dirile cu regularitate structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie prezint/g259 /g250i avantajul de a putea fi analizate cu modele /g250i metode de calcul simple. Regulile de alc/g259tuire favorabile stabilite în CR 6, la care se face trimitere în acest Cod, exploateaz/g259 rezervele "naturale" de rezisten/g288/g259 ale cl/g259dirilor din zid/g259rie cu pu/g288ine niveluri /g250i pe acestea se fundamenteaz/g259 /g250i prevederile pentru cl/g259dirile simple din zid/g259rie pentru care, conform standardului SR EN 1998-1, cap.9, nu este necesar/g259 justificarea prin calcul a satisfacerii cerin/g288ei de rezisten/g288/g259 la ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare. Execu/g288ia lucr/g259rilor de zid/g259rie constituie o condi/g288ie fundamental/g259 pentru ob/g288inerea nivelurilor de siguran/g288/g259 stabilite prin prezentul Cod /g250i se va face cu respectarea reglement/g259rilor tehnice în vigoare privind executarea acestor lucr/g259ri. C 8.1.1.(6) De/g250i este permis/g259 utilizarea tuturor tipurilor de alc/g259tuire men/g288ionate, este necesar ca pentru fiecare proiect, la alegerea tipului de alc/g259tuire s/g259 se /g288in/g259 seama de calit/g259/g288ile /g250i dezavantajele acestora care pot fi sintetizate dup/g259 cum urmeaz/g259: - Capacitatea de disipare a energiei seismice scade pe m/g259 sur/g259 ce cre/g250te intensitatea efortului un itar de compresiune. Din motivele de mai sus, pentru reducerea riscului s eismic al cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259, în acest Capitol al P 100-1, s-au preconizat urm/g259toarele m/g259suri: - Folosirea zid/g259riei nearmate numai pentru cl/g259diri cu un num/g259r mic de niveluri peste sec/g288iu nea de încastrare /g250i interzicerea acesteia în zone seismice cu accelera /g288ia de proiectare ag/g1490,30g /g250i pentru cl/g259diri din clasele superioare de im portan/g288/g259. - Introducerea unui sistem constructiv de elemente de beton armat, verticale /g250i orizontale, cu scopul de a m en/g288ine integritatea ansamblului structurii în stadii avansate de solicitare, su b efectul cutremurelor severe. - Determinarea for/g288ei seismice static echivalent/g259 pentru valori mici ale factorului de com portare q pentru a se limita amploarea incursiunilo r în domeniul postelastic . - Limitarea factorului de suprarezisten/g288/g259 /g302u//g3021 la 10% din valoarea de referin/g288/g259 a factorului q. B. Zid/g259ria a rmat/g259 Zid/g259ria armat/g259, a/g250a cum este cunoscut/g259 ast/g259zi, este rezultatul acumul/g259rii, în timp, a experien/g288elor practice de asociere a zid/g259riei fragile cu materiale superioare din punct de vedere al rezisten/g288elor la întindere /g250i compresiune /g250i al ductilit/g259/g288ii, /g250i a dezvolt/g259rilor teoretice mai recente. În zone seismice folosirea cu prec/g259dere a zid/g259riilor armate este recomandat/g259 deoarece asocierea cu o/g288elul ofer/g259 zid/g259riei propriet/g259/g288ile necesare pentru realizarea unor performan/g288e seismice superioare (a se vedea /g250i fig. C 8.1) : - ductilitate; - capacitate de disipare a energiei seismice; - limitarea degrad/g259rii excesive a rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii; - men/g288inerea, în anumit/g259 m/g259sur/g259, a integrit/g259/g288ii pere/g288ilor dup/g259 producerea unui seism sever. Rezultate similare pot fi ob/g288inute /g250i prin asocierea zid/g259riei, prin procedee specifice, cu alte materiale de înalt/g259 rezisten/g288/g259 (polimeri arma/g288i cu fibre - FRP- /g250i grile polimerice, de exemplu). /g287inând seama de aceste calit/g259/g288i prezentul Cod recomand/g259 folosirea cu prec/g259dere a zid/g259riilor armate, sub una din formele men/g288ionate, stabilind pentru acestea domenii mult mai largi de folosire decât pentru zid/g259ria nearmat/g259. C 8.1.2. Documente de referin/g288/g259 C8.1.2.(1) Reglement/g259rile tehnice la care se face referire în acest capitol sunt cele în vigoare în România la data elabor/g259rii acestei versiuni a P 100-1. Pentru aplicarea prevederilor acestui capitol proiectantul trebuie s/g259 /g288in/g259 seama de toate modific/g259rile reglement/g259rilor men/g288ionate care vor fi în vigoare la data utiliz/g259rii P 100-1. 125 - caracteristicile ini/g288iale (la momentul termin/g259rii lucr/g259rii); - caracteristicile disponibile (la un moment oarecare, pe durata de via/g288/g259 a construc/g288iei). Caracteristicile mecanice ini/g288iale ale zid/g259riei depind de trei categorii de factori: - propriet/g259/g288ile mecanice /g250i fizice ale materialelor componente, cu considerarea interac/g288iunilor posibile între acestea (de exemplu, aderen/g288a mortarului la elementele pentru zid/g259rie); - alc/g259tuirea zid/g259riei (/g288eserea); - calitatea manoperei. La rândul lor propriet/g259/g288ile mecanice ini/g288iale ale materialelor depind de: - calitatea materiei prime; - procesul de fabrica/g288ie (în fabric/g259, pentru elementele de zid/g259rie, la fabric/g259 sau la /g250antier pentru mortar). Caracteristicile disponibile, care intereseaz/g259 în mod special pentru expertizarea cl/g259dirilor existente, depind de : - caracteristicile ini/g288iale; - prevederile de proiectare pentru asigurarea durabilit/g259/g288ii - existen/g288a unor evenimente cu caracter excep/g288ional pe parcursul exploat/g259rii (cutremure, incendii), care au solicitat zid/g259ria dincolo de limitele de efort avute în vedere la proiectare; - condi/g288iile de exploatare /g250i de între/g288inere dup/g259 execu/g288ie. To/g288i ace/g250ti factori au un caracter aleator foarte pronun/g288at ceea ce face ca /g250i propriet/g259/g288ile mecanice ale zid/g259riei s/g259 prezinte un grad ridicat de variabilitate statistic/g259. De exemplu, din rezultatele experiment/g259rilor rezult/g259 c/g259, în general, propriet/g259/g288ile legate de aderen/g288/g259 (rezisten/g288a la întindere, rezisten/g288a ini/g288ial/g259 la forfecare), care au un rol decisiv pentru rezisten/g288a zid/g259riei, mai ales la solicit/g259ri seismice, au variabilitate (împr/g259/g250tiere) chiar de dou/g259 ori mai mare decât rezisten/g288a la compresiune (care, într-o viziune limitat/g259 este considerat/g259 cea mai relevant/g259 proprietate pentru a caracteriza performan/g288a seismic/g259 a zidariei). Valorile numerice folosite în reglement/g259rile tehnice sunt de cele mai multe ori valori mediate pe un num/g259r mare de încerc/g259ri /g250i trebuie considerate ca atare /g250i, dup/g259 caz, evaluate prin judecat/g259 inginereasc/g259. Aceast/g259 afirma/g288ie este ilustrat/g259 prin reprezentarea rezultatelor încerc/g259rilor pentru determinarea modulului de elasticitate al zid/g259riei /g250i a rezisten/g288elor la încovoiere perpendicular pe plan. Din figura C 8.2 rezult/g259 c/g259 în multe cazuri valoarea adoptat/g259 în norme este foarte dep/g259rtat/g259 de rezultatele ob/g288inute prin teste. 126 C 8.2.Materiale componente Pentru evaluarea siguran/g288ei construc/g288iilor din zid/g259rie este necesar/g259 cunoa/g250terea caracteristicilor mecanice de rezisten/g288/g259 /g250i de deformabilitate ale acesteia în dou/g259 momente semnificative: (a) (b) Figura C 8.2. Împr/g259/g250tierea valorilor testelor pe zid/g259rie (a) Dom eniile de varia/g288ie al modulului de elasticitate pentru diferite tipuri de mortar [Kaushik, H.B., Durgesh, C.R., Jain , S.H. Stress-Strain Characteristics of Clay Brick Masonry under Uniaxial Compressi on Journal of Materials in Civil Engineering © ASCE september 2007] (b) Domeniile de varia/g288ie ale rezisten/g288elor la încovoiere perpendicular pe plan [Lourenço, P.B., Palácio, K., Priet o, F. Implementation of a constitutive model for masonry shells as a stand- alone subroutine Report 02-DEC/E-13 Universidade do Minho, Departamento de Engenharia Civil, 2002 ] C8.2.(1) În condi/g288iile actuale de dezvoltare a industriei elementelor pentru zid/g259rie /g250i a mortarelor /g250i având în vedere diversitatea tehnicilor de execu /g288ie a zid/g259riei, condi/g288iile de calitate /g250i caracteristicile mecanice ale materialelor componente /g250i ale zid/g259riilor realizate cu acestea, trebuie s/g259 fie stabilite pe baza încerc/g259rilor efectuate într-un program specific pentru definirea valorilor necesare pentru proiectarea structurilor din zid/g259rie în zone seismice. Aceste încerc/g259ri trebuie s/g259 fie efectuate prin procedeele stabilite în standardele europene adoptate în România (SR EN). În plus, pentru anumite solicit/g259ri caracteristice (for/g288a t/g259ietoare de exemplu) încerc/g259rile trebuie s/g259 ilustreze cât mai exact starea de eforturi specific/g259 ac/g288iunii seismice. În acest sens sunt elocvente încerc/g259rile cvasi-statice cu for/g288e alternante cresc/g259toare sau încerc/g259rile modelelor la scar/g259 natural/g259 sau redus/g259 convenabil, pe platforme seismice care pun în eviden/g288/g259 caracteristicile specifice r/g259spunsului seismic: /g120 disiparea energiei seismice; /g120 degradarea rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii zid/g259riei C8.2.(2) Valorile propriet/g259/g288ilor zid/g259riilor trebuie s/g259 fie bazate pe rezultatele relevante ale unui num/g259r suficient de mare de încerc/g259ri care s/g259 fundamenteze, cu un grad corespunz/g259tor de încredere, caracteristicile mecanice /g250i celelalte propriet/g259/g288i necesare pentru proiectarea structurilor din zid/g259rie (în special legea constitutiv/g259 /g86-/g72). În ceea ce prive/g250te valorile stabilite prin încerc/g259ri, acestea trebuie s/g259 se refere la produse similare /g250i trebuie s/g259 fie efectuate în cadrul unui proiect sau s/g259 fie existente într-o baz/g259 de date din str/g259in/g259tate. Pentru aceste încerc/g259ri este necesar/g259 cunoa/g250terea /g250i validarea metodologiei de testare /g250i de interpretare a rezultatelor, /g288inând seama de condi/g288iile specifice de solicitare a zid/g259riei sub efectul ac/g288iunii seismice (a se vedea, de exemplu, diferen/g288ele dintre metodologiile utilizate în Europa /g250i în SUA pentru determinarea rezisten/g288ei la forfecare /g250i a modulului de elasticitate). În cazul elementelor pentru zid/g259rie, prin produse similare se în/g288eleg, de exemplu, elemente având aproximativ acelea/g250i valori ale dimensiunilor, volumului de goluri, grosimii pere/g288ilor interiori /g250i exteriori ai blocurilor cu goluri verticale, aceea/g250i profila/g288ie a rosturilor verticale (în cazul elementelor cu îmbin/g259ri tip "nut /g250i feder"), etc. 127 /g250i care sunt puse în oper /g259, de regul/g259, în condi/g288ii de calitate similare cu nivelul mediu al m anoperei din România. Zid/g259ria alc/g259tuit/g259 cu elem ente cu forme speciale care permit armarea vertical/g259 /g250i/sau orizontal/g259 (fig. C 8.3) nu este folosit/g259, în prezent, în România cu toate c/g259 prezint/g259 un num/g259r mare de avantaje în particular prin cre/g250terea rezisten/g288ei la for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i sporirea ductilit/g259/g288ii. (a) Elemente din argil/g259 ars/g259 (b) Elemente din BCA Figura C 8.3. Zid/g259rie armat/g259 la interior (cu elemente cu forme speciale) În ceea ce prive/g250te folosirea mortarelor speciale (mortar u/g250or, mortar pentru rosturi sub/g288iri), tehnologiile de producere /g250i utilizare a acestora nu sunt înc/g259 asimilate în practica curent/g259 din România /g250i, ca atare, folosirea lor trebuie f/g259cut/g259 numai pe baza instruc/g288iunilor produc/g259torilor /g250i pe r/g259spunderea acestora asupra performan/g288elor a/g250teptate ale zid/g259riei (în particular în ceea ce prive/g250te comportarea la cutremur). C8.2.(3). Prevederile acestor paragrafe au în vedere urm/g259toarele considerente: /g120 Proiectan/g288ii /g250i executan/g288ii trebuie s/g259 cunoasc/g259 exact propriet/g259/g288ile materialelor folosite pentru zid/g259rie. Din acest motiv toate datele necesare proiect/g259rii /g250i execu/g288iei elementelor de construc/g288ie din zid/g259rie trebuie s/g259 fie accesibile acestora. Pentru proiectarea elementelor de construc/g288ie din zid/g259rie conform acestui Cod /g250i CR 6 sunt necesare informa/g288ii suplimentare fa/g288/g259 de cele prev/g259zute ca obligatorii în marcajul CE (legea constitutiv/g259 /g305-/g72 pentru zid/g259rie, de exemplu). /g120 Toate aceste informa/g288ii trebuie s/g259 fie comunicate transparent pentru ca proiectan/g288ii /g250i executan/g288ii s/g259 dispun/g259 cu u/g250urin/g288/g259 de acestea în vederea întocmirii specifica/g288iilor de proiect în conformitate cu prevederile din CR 6, Anexa I /g250i pentru achizi/g288ionarea /g250i punerea în oper/g259 numai a produselor conforme specifica/g288iilor. /g120 Pe pia/g288a materialelor de construc/g288ie se g/g259se/g250te în prezent un num/g259r foarte mare de produse care provin atât din /g288/g259rile Comunit/g259/g288ii europene cât /g250i din afara acesteia. Din acest motiv exist/g259 posibilitatea ca informa/g288iile privitoare la caracteristicile fizico-mecanice ale acestora s/g259 se bazeze pe procedee de încercare care sunt diferite de cele adoptate în Uniunea European/g259 /g1800i în România (standardele SR EN). /g120 Ca atare, responsabilitatea pentru exactitatea informa/g288iilor con/g288inute în bazele de date puse la dispozi/g288ia proiectan/g288ilor /g250i executan/g288ilor revine furnizorilor (produc/g259tori sau importatori) /g250i laboratoarelor care au testat propriet/g259/g288ile respective. C8.2.(4) În aceast/g259 editie a P 100-1 s-au înlocuit prevederile din P100-1/2006 referitoare la condi/g288iile de rezisten/g288e minime ale elementelor pentru zid/g259rie /g250i ale mortarelor considerate individual (pentru elemente fb,min /g250i pentru mortar Mmin) cu condi/g288ii de rezisten/g288/g259 minim/g259 pentru zid/g259rie (în perete). 128 Aceast/g259 m odificare are în vedere faptul c/g259 rezisten/g288ele zid/g259riei sunt cele care intervin direct în calculele pentru proiectarea siguran/g288ei cl/g259dirilor: /g120 rezisten/g288a la compresiune cu valorile corespunz/g259toare actiunilor perpendiculare pe rostul de a/g250ezare (fk) /g250i paralel cu rostul de a/g250ezare (fkh) /g120 rezisten/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare pentru cedarea prin lunecare în rost orizontal (fvk0) /g120 rezisten/g288a la încovoiere perpendicular pe planul peretelui (fxk1, fxk2) În privin/g288a mortarelor, cerin/g288ele de rezisten/g288/g259 sunt luate în considerare, separat, numai din punct de vedere al cerin/g288elor de durabilitate stabilite în CR 6. C 8.2.1. Cerin/g288e speciale pentru elemente pentru zid/g259rie C8.2.1.(1) Produsele men/g288ionate în text reprezint/g259, practic, totalitatea elementelor pentru zid/g259rie folosite în prezent în România /g250i pentru care exist/g259 o experien/g288/g259 semnificativ/g259 de produc/g288ie, de punere în oper/g259 /g250i, în multe cazuri, în ceea ce prive/g250te comportarea lor la cutremure severe. Prevederile din CR 6 /g250i cele din acest Cod au în vedere, în primul rând, proiectarea structurilor din zid/g259rie cu aceste elemente. Caracteristicile geometrice /g250i mecanice ale elementelor men/g288ionate se înscriu, practic în totalitate, în cerin/g288ele din standardele din seria SR EN 1996 /g250i din standardul SR EN 1998-1 /g250i, ca urmare a asimil/g259rii standardelor europene respective ca standarde na/g288ionale (seria SR EN 771), ele sunt utilizabile numai împreun/g259 cu acestea. C8.2.1.(2) Pentru zid/g259ria cu elemente silico-calcare sau din beton precum /g250i pentru zid/g259ria de piatr/g259 sunt necesare reglement/g259ri speciale deoarece informa/g288iile existente, necesare pentru proiectarea seismic/g259 a zid/g259riilor realizate cu acestea, sunt incomplete sau nerelevante. Este nevoie de un efort important de cercetare experimental/g259 specific/g259, atât la nivelul elementelor respective cât, mai ales, la nivelul elementelor structurale (pere/g288ilor structurali) din acest tip de zid/g259rie. Preluarea, f/g259r/g259 verific/g259ri, a valorilor din b/g259ncile de date din str/g259in/g259tate nu a fost considerat/g259 acceptabil/g259 pentru elaborarea acestui capitol al P 100-1. C8.2.1.(3) Lipsa de robuste/g288e a elementelor se manifest/g259 prin degrad/g259ri premature atât în cazul panourilor înr/g259mate /g250i chiar /g250i în cazul zid/g259riilor armate în rosturile orizontale (a se vedea /g250i capitolul C 10). Figura C 8.4. Detalii de rupere casant/g259 pentru zid/g259rie cu elemente cu goluri verticale armat/g259 [Tomazevic, M., Bosiljkov, V., Lutman, M Masonry research for Eurocodes, Meeting CIB W023, Wall structures, Padova 2003] Limitarea la 50% a volumului de goluri are ca scop împiedicarea folosirii elementelor cu goluri mari (elemente din argil/g259 sau din beton) care de regul/g259 sunt utilizate în zone neseismice. Prevederea referitoare la continuitatea pere/g288ilor interiori ai elementului pentru zid/g259rie atrage aten/g288ia asupra eforturilor suplimentare care rezult/g259 în cazul în care ace/g250tia nu au continuitate în direc/g288ie perpendicular/g259 pe planul peretelui. În cazul lipsei de continuitate (figura C 8.5) for/g288ele de compresiune care se dezvolt/g259 în planul 129 peretelui de zid/g259rie produc încovoierea nervurilor in terioare ale elementului normal pe planul peretelui. Figura C 8.5 Eforturi suplimentare în pere/g288ii elementelor de zid/g259rie cu goluri verticale [Tubi, N. /g250i al/g288ii Influenza delle sollecitazioni cicliche di breve durata sulle prestazioni meccaniche delle mur ature Universita’ degli Studi di Ancona Istituto di Scienza e Tecnica delle Costruzioni &Consorzio Al veolater 1999] Motivele practice ale impunerii unor condi/g288ii restrictive pentru folosirea acestor elemente în zone seismice cu accelera/g288ii mari includ, între altele, /g250i considerente legate de lipsa posibilit/g259/g288ilor practice de reparare/consolidare a avariilor specifice (expulzarea pere/g288ilor exteriori dar /g250i fisurarea celor interiori). Din acest motiv CR 6 stabile/g250te condi/g288iile specifice de proiectare a structurilor /g250i elementelor nestructurale cu elemente pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 cu goluri verticale realizate la turnare. C8.2.1.(6) Limitarea domeniului de utilizare a zid/g259riei cu elemente cu goluri orizontale ca panouri de umplutur/g259 la structuri în cadre prev/g259zut/g259 la acest aliniat (de/g250i constituie o solu/g288ie constructiv/g259 larg folosit/g259 în unele /g288/g259ri din Europa /g250i America Latin/g259), se datoreaz/g259 faptului c/g259 aceasta a ar/g259tat o comportare nesatisf/g259c/g259toare chiar la unele cutremure de intensitate moderat/g259 (Bingol, Turcia, 1999, de exemplu- figura C 8.6). Comportarea extrem de fragil/g259 /g250i rezisten/g288a sc/g259zut/g259 a elementelor cu perfora/g288ii dispuse orizontal a fost confirmat/g259 /g250i de alte cercet/g259ri [ Alcocer,S.M.,Aguilar,G. and Cano, G. Determination of the mechanical pr operties of Vintex, Multex and Aremax extruded bricks Report ES/01/95 CENAPRED,Mexico, March 1995 ] în urma c/g259rora, în mai multe /g288/g259ri din America latin/g259, folosirea elementelor cu perfora/g288ii orizontale la pere/g288i structurali nu este admis/g259. Cutremurul de la l'Aquila (Italia, 2009) a ar/g259tat comportarea necorespunz/g259toare a elementelor cu goluri orizontale folosite la panourile de zid/g259rie înr/g259mate în cadre de beton armat. Figura C 8.6. Distrugerea panourilor de umplutur/g259 din zid/g259rie din elemente cu goluri orizontale (Bingol, Turcia 1999) C8.2.1. (8) Acceptarea utiliz/g259rii elementelor pentru zid/g259rie din categoria II, care sunt caracterizate printr-o variabilitate ridicat/g259 a propriet/g259/g288ilor mecanice de rezisten/g288/g259 /g250i de rigiditate, /g250i deci printr-o posibil/g259 neîndeplinire a rezisten/g288elor declarate, constituie o excep/g288ie permis/g259 numai pentru elementele de construc/g288ie pentru care acest risc este relativ redus /g250i poate fi acceptat: 130 /g120 pere/g288i structurali cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 expunere III /g250i IV din zonele în care ponderea eforturilor provenite din cutremur este relativ mic/g259 în ansamblul solicit/g259rilor (zonele cu ag /g1480,15g); /g120 anexe gospod/g259re/g250ti /g250i construc/g288ii provizorii în toate zonele seismice. Posibilitatea de a folosi aceste elemente, în condi/g288iile enun/g288ate, are /g250i efecte economice pozitive deoarece permite folosirea unor /g250arje de elemente care, din diferite motive tehnologice, nu au atins cerin/g288ele pentru a fi încadrate în categoria I (se evit/g259 rebutarea acestora). Sc/g259derea nivelului de siguran/g288/g259 care rezult/g259 prin utilizarea elementelor a c/g259ror rezisten/g288/g259 caracteristic/g259 este definit/g259 cu o probabilitate mai ridicat/g259 de nerealizare (elementele pentru zid/g259rie din categoria II, pentru care probabilitatea de a nu atinge rezisten/g288a la compresiune declarat/g259 este > 5%) este compensat/g259 par/g288ial prin sporirea valorii coeficientului de siguran/g288/g259 pentru material, de la /g74M = 1,9 folosit pentru cazurile curente ale zid/g259riilor cu elemente din categoria I, la /g74M = 2,2 pentru zid/g259riile cu elementele din categoria II. Prin aceast/g259 prevedere se apreciaz/g259 c/g259 nivelul mediu de siguran/g288/g259 ob/g288inut este aproximativ acela/g250i pentru zid/g259riile cu elemente din ambele clase. Întrucât standardele SR EN 771 nu definesc limita superioar/g259 a probabilit/g259/g288ii de nerealizare (cuantilul respectiv), pentru a se putea evalua, pe aceast/g259 baz/g259, nivelul de siguran/g288/g259, s-a considerat oportun/g259 limitarea utiliz/g259rii elemente din categoria II la cl/g259diri din clasele de importan/g288/g259 inferioare /g250i la zone seismice cu accelera/g288ii reduse /g250i majorarea coeficientului de material /g534M. C 8.2.2. Cerin/g288e speciale pentru mortare C8.2.2.(1) Codul con/g288ine prevederi atât pentru folosirea mortarelor pentru zid/g259rie pentru utilizare general/g259 (G) cât /g250i a mortarelor pentru rosturi sub/g288iri (T) definite în CR 6, conform standardului SR EN 998-2. Mortarele pentru rosturi sub/g288iri (T) definite în conformitate cu CR 6 se folosesc pentru pentru zid/g259riile cu elemente din BCA /g250i pentru zid/g259riile executate cu elemente din argil/g259 ars/g259 cu fe/g288ele de a/g250ezare prelucrate special (prelucrarea se poate face la produc/g259tor sau la /g250antier). Se men/g288ioneaz/g259 c/g259 utilizarea mortarelor pentru rosturi sub/g288iri, între 0.5 ÷ 3.0 mm, elimin/g259 practic posibilitatea dispunerii arm/g259turilor din o/g288el beton rotund în rosturile orizontale solu/g288ie constructiv/g259 care constituie un procedeu avantajos de sporire a rezisten/g288ei /g250i ductilit/g259/g288ii pere/g288ilor din zid/g259rie. În acest caz, pentru armare se pot folosi numai arm/g259turi din o/g288el produse special, cu grosime foarte mic/g259, grile polimerice sau materiale compozite (FRP), adic/g259, în general, produse strict specializate /g250i cu arie de r/g259spândire pe pia/g288/g259 foarte redus/g259 (/g250i probabil cu costuri ridicate). Folosirea mortarelor tip glue elimin/g259 în cele mai multe cazuri necesitatea arm/g259rii rosturilor datorit/g259 rezisten/g288elor superioare la compresiune /g250i, mai ales, datorit/g259 aderen/g288ei care poate atinge chiar /g250i 2 N/mm2. Pentru a fi eficiente aceste mortare trebuie îns/g259 asociate cu elemente cu rezisten/g288e la compresiune ridicate (orientativ fb /g149 15 N/mm2) 131 (a) Arm/g259turi din o/g288el (b) Plase din grile polimerice (c) Produse FRP Figura C 8.7. Armarea rosturilor sub/g288iri Respectarea prevederilor standardului SR EN 998-2 asigur/g259 atât realizarea propriet/g259/g288ilor mecanice specificate în proiect cât /g250i propriet/g259/g288ile de durabilitate corespunz/g259toare condi/g288iilor de mediu ale amplasamentului/elementului de zid/g259rie. În cazul mortarelor pentru zid/g259rie pentru utilizare general/g259 (G), fabricarea pe baza conceptului de re/g288et/g259, adic/g259 posibilitatea asocierii unei compozi/g288ii standard (ciment/var/nisip) cu o anumit/g259 rezisten/g288/g259 medie a mortarului (M), implic/g259 îns/g259 efectuarea unor verific/g259ri exigente privind: - conformitatea materialelor componente cu standardele respective; - exactitatea dozajului componentelor; - respectarea regulilor privind amestecarea /g250i p/g259strarea mortarului proasp/g259t. Dac/g259 aceste condi/g288ii tehnologice nu sunt respectate cu stricte/g288e exist/g259 o probabilitate ridicat/g259 de nerealizare a rezisten/g288ei /g250i a celorlalte propriet/g259/g288i specificate (în special aderen/g288a la elementele pentru zid/g259rie). Pentru a se evita aceste situa/g288ii, edi/g288iile recente ale reglement/g259rii americane ACI 530 coreleaz/g259 recomand/g259rile de alc/g259tuire ( re/g288eta) cu cerin/g288ele de performan/g288/g259 (specificarea rezisten/g288ei). C8.2.2.(2). O aten/g288ie deosebit/g259 trebuie acordat/g259 cazurilor în care zid/g259ria este executat/g259 cu mortare preparate la /g250antier. Elementele pentru zid/g259rie (c/g259r/g259mizi, blocuri din argil/g259 ars/g259 sau din beton) sunt fabricate în instala/g288ii de tip industrial, de regul/g259 sub un control de calitate strict impus de reglement/g259rile în vigoare. În cele mai multe cazuri, îns/g259, mortarul de leg/g259tur/g259 nu are decât performan/g288e modeste /g250i mai ales cu un nivel ridicat de variabilitate (neomogenitate). În aceast/g259 situa/g288ie valorile caracteristicilor mecanice care sunt date în literatur/g259 nu trebuie s/g259 fie considerate decât ca informative, nefiind practic atinse, sistematic în lucrarea de zid/g259rie. Valori mai realiste ar putea fi ob/g288inute dintr-o baz/g259 de date, bazat/g259 pe un num/g259r mare/foarte mare de încerc/g259ri realizate în condi/g288iile medii de manoper/g259 caracteristice nivelului de execu/g288ie din România. Compararea valorilor rezultate din încerc/g259ri cu cele date în literatur/g259 poate conduce la o apreciere mai realist/g259 a nivelului de siguran/g288/g259 proiectat. Standardul SR EN 998-2 precizeaz/g259 c/g259 mortarele preparate /g250antier nu corespund în totalitate prevederilor acestuia. Ca atare, în momentul de fa/g288/g259, singura reglementare utilizabil/g259 pentru prepararea mortarelor la /g250antier sunt Instruc/g288iunile C 17-82. Aceste instruc/g288iuni sunt dep/g259/g250ite tehnic deoarece, în intervalul de la elaborarea lor /g250i pân/g259 în prezent, au ap/g259rut materiale noi (cimenturi, adaosuri) care au alte propriet/g259/g288i decât cele avute în vedere la redactarea C 17-82. Prepararea mortarului la /g250antier, în absen/g288a unor mijloace adecvate de dozare /g250i de control al calit/g259/g288ii materialelor /g250i al amestecului, implic/g259 acceptarea unui nivel ridicat de incertitudine în ceea ce prive/g250te propriet/g259/g288ile mecanice ale acestuia. Efectul acestor incertitudini asupra rezisten/g288ei zid/g259riei este mai important în cazul în care s-au prev/g259zut mortare cu rezisten/g288e ridicate (se consider/g259 c/g259 realizarea la /g250antier a 132 mortarelor cu r ezisten/g288e /g116 M10 prezint/g259 un nivel ridicat de nesiguran/g288/g259 /g250i din acest motiv nu este permis/g259 de CR 6). Din acest motiv, în prezentul Cod /g250i în CR 6 s-a avut în vedere adoptarea unui coeficient de siguran/g288/g259 mai ridicat pentru zid/g259riile executate cu aceste mortare ( /g74M =2,5 pentr u gruparea fundamental/g259 /g250i /g534M=2,2 pentru gruparea seismic/g259) /g250i s-a prev/g259zut utilizarea lor numai pentru cl/g259diri din clasele de importan/g288/g259 inferioare /g250i în zonele cu accelera/g288ie seismic/g259 slab/g259/moderat/g259. C 8.2.3. /g287eserea zid/g259riei C8.2.3.(2) Prevederea referitoare la umplerea complet/g259 a rosturilor verticale dintre elementele pentru zid/g259rie la cl/g259dirile situate în zone seismice se reg/g259se/g250te în reglement/g259rile tehnice din cele mai multe /g288/g259ri cu regim seismic asem/g259n/g259tor cu cel al României. De/g250i exist/g259 mai multe inconveniente legate de umplerea rosturilor verticale, dintre care reducerea productivit/g259/g288ii la execu/g288ie /g250i diminuarea performan/g288elor termotehnice în cazul elementelor cu per e/g288i sub/g288iri, umplerea rosturilor verticale se justific/g259, atât din punct de vedere al rezisten/g288ei structurale, cât /g250i din alte considerente (împiedicarea p/g259trunderii umidit/g259/g288ii la pere/g288ii exteriori, rezisten/g288a la foc). Cu toate c/g259 exist/g259 mai multe încerc/g259ri de a identif ica modul specific de rupere sub efectul înc/g259rc/g259rilor ciclice alternante a panourilor de zid/g259rie cu rosturile verticale neumplute /g250i de a stabili un procedeu de dimensionare corespunz/g259tor, rezultatele ob/g288inute pân/g259 în prezent nu sunt concludente /g250i nici nu prezint/g259 un grad satisf/g259c/g259tor de încredere. În CR 6, în corelare cu SR EN 1996-1-1, s-a stabilit c/g259 prevederile referitoare la determinarea rezisten/g288ei caracteristice la compresiune a zid/g259riei (/g250i implicit la toate caracteristicile asociate acesteia) sunt valabile numai în condi/g288iile în care rosturile verticale ale zid/g259riei sunt umplute cu mortar. Aceast/g259 prevedere /g288ine seama /g250i de faptul c/g259 în cazul rosturilor verticale neumplute, reglement/g259rile tehnice /g250i în particular SR EN 1996-1-1 prev/g259d reducerea semnificativ/g259 a rezisten/g288ei la for/g288/g259 t/g259ietoare a zid/g259riei (altfel spus, recunoa/g250te importan/g288a umplerii rosturilor verticale pentru buna comportare la ac/g288iuni laterale). Astfel, rezisten/g288a la forfecare pentru efort de compresiune zero (fvk0) a zid/g259riei cu rosturile verticale neumplute este apreciat/g259 în SR EN 1996-1-1 la circa 50% din rezisten/g288a zid/g259riei cu rosturile verticale complet umplute, cu men/g288iunea suplimentar/g259 c/g259 valoarea redus/g259 este acceptat/g259 numai dac/g259 elementele al/g259turate se afl/g259 în contact nemijlocit . Cerin/g288a de contact nemijlocit, care s/g259 asigure transmiterea direct/g259 a for/g288elor paralele cu rosturile orizontale ale zid/g259riei /g250i o for/g288/g259 minim/g259 de frecare care s/g259 se opun/g259 ruperii prin forfecare în scar/g259, este evident condi/g288ionat/g259 de cor ectitudinea/precizia execu/g288iei. /g287inând seama de nivelul mediu al execu/g288iei zid/g259riei din România, /g250i de necesitatea asigur/g259rii unei comport/g259ri corespunz/g259toare la for/g288/g259 t/g259ietoare din cutremur, aceast/g259 ipotez/g259 nu poate fi acceptat/g259. Din motivele de mai sus în CR 6 /g250i în acest capitol al P 100-1 s-a impus obligativitatea umplerii complete a rosturilor verticale. C8.2.3.(3), C8.2.3.(4) Elementele pentru zid/g259rie proiectate pentru a fi îmbinate cu leg/g259turi mecanice de tip "nut /g250i feder/lamb/g259 /g250i uluc" prezint/g259 caracteristici geometrice extrem de diferite, specifice fiec/g259rui produs/produc/g259tor. Figura C 8.8 ilustreaz/g259 numai câteva cazuri dintre cele întâlnite pe pia/g288a elementelor pentru zid/g259rie. 133 Figura C 8.8. Profilaturi diverse tip "nut /g250i feder" În func/g288ie de geometria fe/g288elor verticale care sunt în contact, rezisten/g288a la încovoiere perpendicular pe planul peretelui (cu plan de rupere perpendicular pe rosturile orizontale) poate avea valori care variaz/g259 în limite foarte largi, de la un produs la altul. Deoarece aceste valori nu pot fi evaluate decât experimental, pentru fiecare tip de produs în parte, în CR 6 /g250i în acest capitol al P 100-1, s-a prev/g259zut c/g259 rezisten/g288ele respective trebuie s/g259 fie comunicate de fiecare produc/g259tor, în fi/g250a tehnic/g259 a produsului, pe baza testelor proprii /g250i în condi/g288iile prev/g259zute în CR 6. În cazul elementelor pentru zid/g259rie din BCA în conformitate cu prevederile standardului SR EN 771 -4, reproduse în continuare, produc/g259torul este obligat s/g259 comunice valorile fxk1 /g250i fxk2 : Declara/g288ia trebuie s/g259 dea rezisten/g288a caracteristic/g259 la încovoiere a zid/g259riei în planul de rupere perpendicular pe rosturile de a/g250ezare sau în plan paralel cu rosturile de a/g250ezare sau ambele dup/g259 cum este relevant împreun/g259 cu specificarea mortarului pentru care este valabil/g259 declara/g288ia C 8.2.4. Rezisten/g288e caracteristice minime ale zid/g259riei la compresiune, forfecare /g250i încovoiere Rezisten/g288ele caracteristice ale zid/g259riei pentru toate solicit/g259rile se vor stabili, ca regul/g259 general/g259, pe baza încerc/g259rilor efectuate de produc/g259torii de elemente /g250i mortare în conformitate cu procedeele de încercare /g250i de interpretare a rezultatelor date în standardele din seriile SR EN 772 , SR EN 1015 /g250i SR EN 1052. Furnizorii sunt obliga/g288i s/g259 declare toate valorile caracteristicilor mecanice care sunt necesare pentru calculul elementelor de construc/g288ie din zid/g259rie conform prevederilor din acest Cod /g250i din CR 6. În absen/g288a acestei declara/g288ii calculul se va face folosind valorile stabilite în CR 6. Caracteristicile geometrice /g250i mecanice ale materialelor avute în vedere la proiectare se dau sub form/g259 sintetic/g259 într-o fi/g250/g259 (specifica/g288ie) întocmit/g259 conform anexei A la CR 6. Prevederea în proiecte a rezis/g288entelor minime nu elimin/g259 obliga/g288ia proiectantului de a verifica prin calcul satisfacerea condi/g288iilor de siguran/g288/g259 conform prevederilor din acest Cod /g250i din CR 6 (cu excep/g288ia cl/g259dirilor simple din zid/g259rie). C8.2.4.(1) Stabilirea rezisten/g288ei minime la compresiune a pere/g288ilor din zid/g259rie are în vedere faptul c/g259 valoarea acesteia nu poate fi definit/g259 printr-un singur parametru (fb) ci, în conformitate cu metodologia de calcul stabilit/g259 prin SR EN 1996-1-1 /g250i preluat/g259 în CR 6, depinde de un num/g259r mare de parametri care pot fi ale/g250i independent de proiectant: /g120 rezisten/g288a la compresiune a elementelor (fb /g250i fbh) ; /g120 rezisten/g288a la compresiune a mortarului (M*); /g120 tipul mortarului (de utilizare general/g259 - G - sau pentru rosturi sub/g288iri - T -); 134 /g120 modul de zidire (cu sau f/g259r/g259 rost longitudinal); /g120 tratarea rosturilor verticale de cap/g259t (umplute / cu loca/g250 de mortar / nut /g250i feder). Valorile minime stabilite în acest Cod pentru rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune perpendicular pe rosturile de a/g250ezare (fk) -tabelul 8.2 depind de: /g120 în/g259l/g288imea cl/g259dirii (num/g259rul de niveluri peste sec/g288iunea de încastrare); /g120 accelera/g288ia terenului pentru proiectare (ag) la amplasament /g120 clasa de importan/g288/g259-expunere a cl/g259dirii. Aceste valori minime ale rezisten/g288ei caracteristice la compresiune se vor folosi numai la proiectarea cl/g259dirilor din clasele de importan/g288/g259 - expunere III /g250i IV. Pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 II /g250i I, valorile minime din tabel se vor spori cu 0,5 N/mm 2 , respectiv cu 1,0 N/mm2 . Folosirea valorilor minime ale rezisten/g288ei zid/g259riei în locul valorilor minime ale rezisten/g288ei componentelor (elemente /g250i mortare) este justificat/g259 prin faptul c/g259 datorit/g259 modului de alc/g259tuire /g250i tipului materialelor folosite (elemente /g250i mortare) rezisten/g288ele zid/g259riei calculate cu rela/g288iile specifice din CR 6 (preluate din SR EN 1996-1-1) variaz/g259 în limite foarte largi a/g250a cum rezult/g259 din figura C 8.9. Figura C 8.9. Varia/g288ia rezisten/g288ei caracteristice la compresiune în func/g288ie de tipul elementelor /g250i al mortarului /g250i de modul de /g288esere Valoarea minim/g259 a rezisten/g288ei caracteristice la compresiune (fk= 2,0N/mm2) adoptat/g259 pentru cl/g259dirile cu P+2E în zonele cu seismicitate redus/g259 /g250i moderat/g259 (ag/g1480,15g) corespunde cerin/g288elor minime pentru materialele constitutive recomandate în standardul SR EN 1998-1 ( fb,rec= 5,0 N/mm 2 /g250i mortar M5). Subliniem faptul c/g259 valoarea fk = 2.0 N/mm2 permite /g250i utilizarea unor elemente pentru zid/g259rie cu valori fb <5N/mm2 a/g250a cum rezult/g259 din figura C 8.10. Pentru cl/g259diri cu unul sau dou/g259 niveluri supraterane se accept/g259, în zonele cu seismicitate redus/g259 valori cu 15% mai mici decât valoarea de referin/g288/g259 (fk = 2.0 N/mm2) Rezisten/g288a mortarului prev/g259zut/g259 în proiect pentru ob/g288inerea unei anumite valori a rezisten/g288ei caracteristice a zid/g259riei, în concordan/g288/g259 cu cerin/g288ele din tabelul 8.1, trebuie s/g259 fie inferioar/g259, cel mult egal/g259 cu dublul rezisten/g288ei elementelor pentru zid/g259rie specificate (a se vedea CR 6). 135 Figura C 8.10. Grafic pentru alegerea materialelor pentru zid/g259rie Prin stabilirea unor valori minime ale zid/g259riei, exist/g259 posibilitatea alegerii unor alc/g259tuiri diverse care pot prezenta avantaje din alte puncte de vedere (rezisten/g288/g259 la foc, izolare termic/g259, izolare fonic/g259, etc). P/g259strarea acestei marje în raport cu valoarea minim/g259 a efortului unitar de compresiune favorizeaz/g259 ob/g288inerea unor condi/g288ii comparabile de ductilitate /g250i disipare a energiei (reamintim c/g259 simpla comparare a eforturilor unitare de compresiune este nerelevant/g259 în cazul solicit/g259rilor seismice !). Valorile minime stabilite în tabelul 8.2 din acest Cod /g288in seama, în primul rând, de urm/g259toarele cerin/g288e: /g120 asigurarea rezisten/g288ei necesare la eforturi principale de compresiune pe sec/g288iunea înclinat/g259 sub efectul simultan al înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i al ac/g288iunii orizontale a cutremurului; /g120 protejarea integrit/g259/g288ii panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre de beton armat în zonele de interfa/g288/g259 (evitarea zdrobirii locale); în acest scop valorile minime necesare se stabilesc de c/g259tre proiectant, în fiecare caz în parte, pe baza solicit/g259rilor de calcul. Valorile sunt diferen/g288iate în func/g288ie de accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare /g250i de regimul de în/g259l/g288ime al cl/g259dirii. Valorile sunt calibrate /g288inând seama de deforma/g288iile laterale a/g250teptate ale structurilor respective proiectate în conformitate cu prevederile acestui Cod. Pentru cl/g259dirile care au obiective de performan/g288/g259 superioare (din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II) valorile minime sunt sporite corespunz/g259tor . C8.2.4.(6) Valorile minime ale rezisten/g288elor caracteristice la încovoiere perpendicular pe planul peretelui (N/mm 2) pentru zid/g259rie cu mortarele tip (G) /g250i (T) se folosesc pentru proiectarea pere/g288ilor nestructurali /g250i a panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor definite în CR 6, art.1.3.3. Având în vedere particularit/g259/g288ile acestor înc/g259rc/g259ri, stabilirea unei valori minime a rezisten/g288ei la compresiune a elementelor ( fb,min) nu are nici o relevan/g288/g259 pentru calculul momentului capabil al peretelui. Rezisten/g288ele fxk1 /g250i fxk2 depind de propriet/g259/g288ile mortarului /g250i în particular de aderen/g288a acestuia la elementele pentru zid/g259rie. Analiza modului de rupere a pere/g288ilor solicita/g288i de for/g288e perpendiculare pe plan arat/g259 o corelare evident/g259 între calit/g259/g288ile elementelor /g250i cele ale mortarului. În particular asocierea unui mortar cu rezisten/g288/g259 superioar/g259 cu elemente slabe va conduce la cedare prin ruperea elementului. Invers 136 /g120 sc/g259derea rezisten/g288ei la compresiune a mortarului; /g120 cre/g250terea aderen/g288ei. (a) (b) Figura C 8.11. Varia/g288ia rezisten/g288ei la compresiune /g250i a aderen/g288ei în func/g288ie de raportul a/c Rezisten/g288a la încovoiere a zid/g259riei perpendicular pe plan este, /g250i aceasta, influen/g288at/g259 de mai mul/g288i factori: /g120 rezisten/g288a la încovoiere a elementelor pentru zid/g259rie; /g120 rezisten/g288a la întindere (aderen/g288a) mortarului din rosturile verticale; /g120 raportul de /g288esere a zid/g259riei; /g120 calitatea execu/g288iei (umplerea corect/g259/complet/g259 a rosturilor verticale). Datorit/g259 numero/g250ilor factori care genereaz/g259 anizotropia zid/g259riei, raportul rezisten/g288elor la încovoiere /g541=fx2/fx1 variaz/g259 în limite deosebit de largi (a se vedea /g250i figura C 8.3). Astfel pentru zid/g259ria cu elemente din argil/g259 ars/g259 în [Baker, L.R. The Lateral Strength of Brickwork- An Overview Proceedings of the Sixth International Symposium on Loadbearing Brickwork, London,1977 ] /g250i în [Lawrence,S Flexural Strength of Brickwork Normal to and Parallel to the Bed Joints, Journal of The Australian Ceramic Society, Vol.11 may 1975 ] se indic/g259 valori în limite foarte largi /g541=1,5÷8,0. Justificarea acestor rezultate divergente const/g259, mai ales, în pentru mortar e slabe ruper ea se produce prin rost (cedarea mortarului în cazul rosturilor normale sau dezlipirea în cazul rosturilor sub/g288iri). În mod curent, caracterizarea rezisten/g288ei mortarului se face prin valoarea rezisten/g288ei la compresiune, m/g259rime care poate fi u/g250or determinat/g259 prin încerc/g259ri de laborator, pe cuburi sau pe cilindri. Din încerc/g259rile prezentate în continuare, rezult/g259 c/g259, în absen/g288a datelor privind aderen/g288a la elementele pentru zid/g259rie, specificarea în proiecte numai a rezisten/g288ei la compresiune nu este suficient/g259 pentru a defini complet calitatea mortarului. Informa/g288ii despre ambele caracteristici (rezisten/g288a la compresiune /g250i aderen/g288/g259) sunt necesare deoarece, în func/g288ie de compozi/g288ia mortarului, raportul dintre rezisten/g288a la compresiune /g250i aderen/g288/g259 poate varia în limite foarte largi. Pentru dozaje ridicate raportul este de 30 ÷ 40 iar pentru mortarele slabe raportul este numai 5, a/g250a cum rezult/g259 din figura C 8.11a.[Clay Brick and Paver Institute Masonry Teaching Man ual, Australia 2002] De asemenea, cercet/g259rile au ar/g259tat c/g259 aceast/g259 rela/g288ie este influen/g288at/g259 /g250i de raportul ap/g259/ciment al amestecului - figura C 8.11b [Isberner,A Properties of Masonry Cement Mortars Designing, Engineerin g and Co nstructing with Ma sonry Products, F.Joh nson, Ed.,Gu lf Publishing . Houston Tx.1969]. Cre/g250terea raportului ap/g259/ciment, care favorizeaz/g259 lucrabilitatea, are dou/g259 consecin/g288e contradictorii: 137 existen/g288a celor dou/g259 schem e de rupere în cazul încovoierii cu plan de rupere perpendicular pe rosturile de a/g250ezare : ruperea numai prin rosturi în zig-zag (pe un traseu mai lung) sau ruperea prin rosturile verticale /g250i elemente. Figura C 8.12. Ruperea zid/g259riei din încovoiere cu plan de rupere perpendicular pe rosturile de a/g250ezare A/g250a cum se arat/g259 în [Drysdale,R.G., Hamid, A.A., Baker, L.R. Masonry Structures. Behavior and Design Printice Hall, 2008 ] varia/g288ia raportului /g541 depinde de mai mul/g288i factori care influen/g288eaz/g259, în special, valoarea rezisten/g288ei fx2: /g120 Rezisten/g288a elementelor pentru zid/g259rie în raport cu rezisten/g288a de aderen/g288/g259 a mortarului. /g120 Procentul de goluri al elementelor pentru zid/g259rie. /g120 Valoarea eforturilor unitare verticale de compresiune. /g120 Raportul dimensiunilor elementelor pentru zid/g259rie (lungime/în/g259l/g288ime), în special în cazul c/g259r/g259mizilor pline. În condi/g288iile în care, în prezent pentru execu/g288ia zid/g259riei sunt disponibile diverse tipuri de elemente care difer/g259, între altele, prin raportul lungime/în/g259l/g288ime, evaluarea influen/g288ei acestui factor cap/g259t/g259 o importan/g288/g259 major/g259 pentru calculul cât mai exact al rezisten/g288ei pere/g288ilor solicita/g288i de înc/g259rc/g259ri perpendiculare pe plan. Graficul din figura C 8.13 [ Hamid,A.A., Effect of Aspect ratio of the Un it on Flexural Strength of Brick Masonry Journal of Masonry Society, vol.1. no.1 1981] ilustreaz/g259 acest efect important /g250i, prin aceasta, atrage aten/g288ia asupra necesit/g259/g288ii continu/g259rii cercet/g259rilor asupra acestui subiect. Figura C 8.13. Varia/g288ia raportului /g541 = fx2/fx1 în func/g288ie de raportul dimensiunilor elementelor pentru zid/g259rie În cazul în care zid/g259ria este supus/g259 simultan la încovoiere pe ambele direc/g288ii rezult/g259 o capacitate de rezisten/g288/g259 superioar/g259 celei determinate pentru încovoierea într-o singur/g259 direc/g288ie (vertical/orizontal). În proiectarea curent/g259 efectul favorabil al acestei interac/g288iuni este neglijat. În [Brencich, A., Gambarotta L . Mechanical response of solid clay brickwork under eccentric loading. Part I: Unreinforced masonry . Materials and Structures, RILEM 38(276), 2005 ] pe baza rezultatelor din încerc/g259ri, se propune o rela/g288ie parabolic/g259 pentru descrierea condi/g288iilor de rupere sub efectul încovoierii pe dou/g259 direc/g288ii. 138 1f f 2 2 x , r 2 x 2 1 x , r 1 x /g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g86/g14/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g86 unde: /g120 /g86x1 /g250i /g86x2 sunt eforturile unitare de întindere în zid/g259rie; /g120 fr,x1 /g250i fr,x2 sunt rezisten/g288ele de rupere la întindere pe cele dou/g259 direc/g288ii. Aceea/g250i lucrare arat/g259 c/g259 eforturile verticale de compresiune sporesc capacitatea de rezisten/g288/g259 atât vertical cât /g250i orizontal. În cazul pere/g288ilor nestructurali /g250i al panourilor de umplutur/g259 din cadre acest spor reprezint/g259 circa 20÷25%. Sporirea momentului capabil datorit/g259 efectului greut/g259/g288ii proprii a fost preluat/g259 /g250i în CR 6. Valorile indicate în tabelul 8.5 din acest Cod se bazeaz/g259 pe experien/g288a anterioar/g259 din România /g250i pe recomand/g259rile SR EN 1996-1-1 . C 8.2.5. Betoane C8.2.5.(1) Simultan cu stabilirea clasei de rezisten/g288/g259 a betonului pentru execu/g288ia corect/g259 a zid/g259riilor armate este important/g259 alegerea adecvat/g259 a clasei de consisten/g288/g259 (lucrabilit/g259/g288ii) deoarece în marea majoritate a cazurilor elementele de beton armat asociate zid/g259riei au dimensiuni mici (stâlpi/g250orii /g250i stratul central al ZIA) /g250i nu exist/g259 întotdeauna posibilit/g259/g288i de vibrare eficient/g259 /g250i de control al compactit/g259/g288ii betonului. În cazul stâlpi/g250orilor turna/g288i în zid/g259ria în /g250trepi, p/g259trunderea complet/g259 a betonului este o condi/g288ie esen/g288ial/g259 pentru realizarea conlucr/g259rii între cele dou/g259 materiale /g250i se realizeaz/g259, în principal prin prevederea unui beton cu consisten/g288/g259 adecvat/g259. Din acest motiv în proiecte (planuri, caiete de sarcini) trebuie s/g259 fie specificat/g259 clasa de consisten/g288/g259 a betonului pentru diferitele categorii de elemente. CR 6 con/g288ine indica/g288ii privind alegerea lucrabilit/g259/g288ii betonului pentru diferite elemente. Figura C 8.14. Defecte de turnare la stâlpi/g250ori (se observ/g259 /g250i lipsa /g250trepilor) C 8.2.6. Arm/g259turi C8.2.6.(2) Prevederea este similar/g259 celei din CR 2-1-1.1 /g250i are în vedere caracterul fragil al ruperii o/g288elurilor prelucrate la rece (sârm/g259 tras/g259). C 8.3. Construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie C 8.3.1. Tipuri de pere/g288i structurali din zid/g259rie Prevederile P 100-1 /g288in seama de: - Caracteristicile mecanice ale elementelor pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA /g250i ale mortarelor folosite în mod curent în România adic/g259: 139 * elemente pentru zid/g259rie cu rezisten/g288a standardizat/g259, definit/g259 conform SR EN 771-1/SR EN 771-4, fb /g100 15 N/mm2; * mortare cu rezisten/g288a medie, definit/g259 conform SR EN 998-2, mai mic/g259 decât 15N/mm 2 sau mortare preparate la /g250antier (care nu satisfac în întregime prevederile SR EN 998-2). - Nivelul mediu al calit/g259/g288ii execu/g288iei din România. C8.3.1.(2) Turnarea elementelor verticale de beton armat se poate face dup/g259 executarea integral/g259 a zid/g259riei unui nivel (procedeu folosit, de regul/g259, pentru stâlpi/g250ori) sau pe m/g259sur/g259 ce este ridicat/g259 zid/g259ria (procedeu folosit pentru zid/g259ria cu inim/g259 armat/g259). Turnarea centurilor se face numai dup/g259 executarea zid/g259riei pân/g259 la cota final/g259. Datorit/g259 acestor condi/g288ii, comportarea zid/g259riei confinate sub efectul înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i orizontale este total diferit/g259 de comportarea panourilor de umplutur/g259 înr/g259mate în cadre din beton sau din o/g288el. În cazul zid/g259riilor cu elemente cu în/g259l/g288imea rândului /g116 150 mm, prevederile din CR 6 privind modularea zid/g259riei pe în/g259l/g288ime, au ca scop evitarea unor solu/g288ii de compromis, adesea întâlnite pe /g250antierele din /g288ar/g259 (dar /g250i din str/g259in/g259tate) în care, la partea superioar/g259 a zidului, se fac complet/g259ri cu elemente cu alt/g259 în/g259l/g288ime /g250i chiar de alt tip. Evident, în aceast/g259 alc/g259tuire nu se poate conta pe conlucrarea dintre zid/g259rie /g250i elementele de beton nici în cazul zid/g259riei structurale (portante) /g250i nici în cazul panourilor de zid/g259rie înr/g259mat/g259. Figura C 8.15. Panou de zid/g259rie nemodulat, completat cu alt tip de elemente pentru zid/g259rie C 8.3.2. Condi/g288ii de utilizare C8.3.2.(1) Pentru stabilirea modelului de calcul structural, se consider/g259 c/g259 sec/g288iunea de încastrare a ansamblului pere/g288ilor structurali pentru calculul la for/g288e orizontale (sec/g288iunea în raport cu care se define/g250te num/g259rul de niveluri nniv) se afl/g259 deasupra ansamblului elementelor structurale care transmit la teren solicit/g259rile pere/g288ilor structurali. Cu alt/g259 exprimare, în concep/g288ia CR 6 /g250i a prezentului Cod, sec/g288iunea de încastrare poate fi definit/g259 /g250i ca sec/g288iunea în care sunt dirijate/localizate zonele plastic poten/g288iale ale pere/g288ilor. În cazul particular al cl/g259dirilor cu structura din zid/g259rie, sec/g288iunea de încastrare se va lua: - în cazul cl/g259dirilor f/g259r/g259 subsol: la nivelul superior al soclurilor; - în cazul cl/g259dirilor cu subsol: * la plan/g250eul peste subsol, la cl/g259dirile cu pere/g288i de/g250i (sistem fagure) sau la cele cu pere/g288i rari (sistem celular) la care, pentru sporirea rigidit/g259/g288ii spa/g288iale, s-au prev/g259zut pere/g288i suplimentari în subsol, conform recomand/g259rii din CR 6; * peste nivelul funda/g288iilor, la cl/g259dirile cu pere/g288i rari, la care nu s-au prev/g259zut pere/g288i suplimentari în subsol. 140 - asigurarea leg/g259turilor dintre pere/g288ii dispu/g250i pe ambele direc/g288ii principale ale cl/g259dirii; - prevederea funda/g288iilor continue sub ziduri /g250i legarea zidurilor de funda/g288ii (evitarea lunec/g259rii zidului pe funda/g288ie); - asigurarea leg/g259turii între pere/g288i /g250i centurile dispuse constructiv la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu; - prevederea plan/g250eelor rigide în plan orizontal (recomandabil /g250i în cazul ultimului nivel); - în cazul cl/g259dirilor cu /g250arpant/g259, ancorarea acesteia de centurile de la ultimul nivel; - ancorarea de /g250arpant/g259 a zidurilor în consol/g259 peste ultimul nivel (calcane, frontoane). Regimul de în/g259l/g288ime redus care este prev/g259zut în Cod (2/g1213 niveluri peste sec/g288iunea de încastrare) asigur/g259, pentru grosimea minim/g259 de zid, eforturi unitare de compresiune aflate în intervalul 0,3 fd/g1210,5fd. În acela/g250i timp, pentru amplasamentele cu accelera/g288ie seismic/g259 de proiectare mic/g259 /g250i/sau moderat/g259 (orientativ ag/g1000,15g) eforturile tangen/g288iale în rosturile orizontale ale zid/g259riei r/g259mân la valori sc/g259zute dac/g259 se realizeaz/g259 ariile minime constructive de zid/g259rie prev/g259zute în Cod. Propriet/g259/g288ile mecanice ale structurilor cu pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 sunt înfluen/g288ate, în mare m/g259sur/g259, de condi/g288iile de execu/g288ie /g250i, în special, de: - raportul de /g288esere; - folosirea aceluia/g250i tip de elemente /g250i aceluia/g250i tip de mortar pentru to/g288i pere/g288ii unui nivel; - executarea simultan/g259 a pere/g288ilor de pe ambele direc/g288ii principale; - realizarea rosturilor orizontale de mortar cu grosimi între 8 /g12115 mm /g250i umplerea complet/g259 a tuturor rosturilor verticale; - tratarea zid/g259riei dup/g259 execu/g288ie (evitarea înc/g259rc/g259rii premature, a solicit/g259rilor dinamice, m/g259surile pe timp friguros, etc). C8.3.2.1.(4) Prevederea stâlpi/g250orilor /g250i centurilor cu rol asigurare a integrit/g259/g288ii ansamblului cl/g259dirii în stadiile avansate de solicitare sub efectul unor cutremure severe.se bazeaz/g259 pe analiza efectelor cutremurelor trecute. Expulzarea zid/g259riilor de la col/g288uri este un fenomen binecunoscut care a fost întâlnit la cl/g259dirile din ZNA chiar /g250i la cl/g259diri cu un singur nivel. C 8.3.2.1. Condi/g288ii de utilizare pentru structuri cu pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 C8.3.2.1.(1) A se vedea /g250i comentariul C8.1.1.(3). C8.3.2.1.(2) Pentru satisfacerea acestor cerin/g288e este necesar/g259 în primul rând adoptarea unor partiuri de arhitectur/g259 cu regularitate în plan /g250i în eleva/g288ie ceea ce asigur/g259 /g250i condi/g288iile de regularitate structural/g259. Condi/g288iile de regularitate urm/g259resc, în primul rând, realizarea unui traseu direct /g250i clar al înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i orizontale pân/g259 la funda/g288ii /g250i asigurarea conlucr/g259rii spa/g288iale dintre pere/g288ii de zid/g259rie de pe cele dou/g259 direc/g288ii /g250i dintre pere/g288i /g250i plan/g250ee în toate fazele de solicitare. În acest scop este necesar/g259 realizarea urm/g259toarelor m/g259suri constructive: 141 (a) (b) Figura C 8.16. (a) Avarie specific/g259 pentru cl/g259dire din ZNA f/g259r/g259 stâlpi/g250ori la col/g288uri /g250i f/g259r/g259 centuri (b) Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor constructivi Prezen/g288a centurilor are /g250i rolul de a limita extinderea fisurilor între nivelurile adiacente. Acest tip de avarie poate conduce la pr/g259bu/g250irea peretelui sub efectul combinat al ac/g288iunii seismice în planul peretelui /g250i perpendicular pe plan. C8.3.2.1.(5) Criteriile care au stat la baza stabilirii parametrilor din tabel au fost urm/g259toarele: - limitarea intensit/g259/g288ii efortului unitar normal de compresiune mediu pe structur/g259 la o valoare moderat/g259: /g860/g1000.5fd/g350,20fk; - limitarea intensit/g259/g288ii efortului unitar tangen/g288ial mediu pe structur/g259 produs de ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare la o valoare moderat/g259: /g870,max /g100 0.5fvd/g350.20fvk; - s-a considerat ca limit/g259 superioar/g259 a densit/g259/g288ii pere/g288ilor valoarea p= 6% dincolo de care spa/g288iile care rezult/g259 nu mai pot fi utilizate corespunz/g259tor nici m/g259car pentru locuin/g288e modeste sau este necesar/g259 îngro/g250area excesiv/g259 a zidurilor. Limit/g259rile severe propuse în Cod au la baz/g259 urm/g259toarele considerente: - Pentru zid/g259riile din elemente de argil/g259 ars/g259 cu perfora/g288ii verticale din grupa 2S: * comportarea fragil/g259 la rupere sub efectul înc/g259rc/g259rilor verticale (compresiune centric/g259); * degradarea rapid/g259 a rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii pentru înc/g259rc/g259ri laterale ciclice alternante; * valoarea sc/g259zut/g259 a deplas/g259rii relative de nivel la care se produce fisurarea extins/g259 a zid/g259riei; * degradarea integrit/g259/g288ii pere/g288ilor în stadiile avansate de solicitare prin: deschiderea pronun/g288at/g259 a rosturilor verticale, expulzarea fe/g288ei exterioare a elementelor, etc; * imposibilitatea practic/g259 de remediere a avariilor (a/g250a cum acestea sunt ar/g259tate în figura C 8.17 pentru valori ale driftului acceptate în P 100-1). O confirmare a acestor particularit/g259/g288i a fost pus/g259 în eviden/g288/g259 /g250i prin testele efectuate la UTCB (2005) publicate par/g288ial în [ Frumento,S.,Magenes,G., Morandi,P., Calvi,G.M. Interpretation experimental shear tests on clay brick masonry wa lls and evaluation of q- factors for seismic design IUSS Press, Pavia Italia, 2009]. 142 Figura C 8.17. Degradarea panourilor de zid/g259rie cu elemente din grupa 2S în stadii avansate de solicitare [Frumento,S.,Magenes,G., Morandi,P., Calvi,G.M. Interpretation experimental shear tests on clay brick masonry walls and evaluation of q- factors for seismic design IUSS Press, Pavia Italia,2009] - Pentru elementele din BCA: * în lipsa unor date experimentale elocvente privind comportarea la cutremure puternice a pere/g288ilor structurali din zid/g259rie cu elemente BCA nu exist/g259 modele de calcul suficient de sigure. * din acest motiv, în SUA, de exemplu, folosirea pere/g288ilor structurali cu elemente din BCA este limitat/g259 de ultima edi/g288ie a reglement/g259rii americane [ASCE 7-10 Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures, 2010] dup/g259 cum urmeaz/g259: - structuri pere/g288i din zid/g259rie simpl/g259 (nearmat/g259) pentru zone seismice cu ag/g1480,13g (f/g259r/g259 limitarea în/g259l/g288imii); - structuri cu pere/g288i din zid/g259rie armat/g259 obi/g250nuit pentru zone seismice cu ag/g1480,13g (f/g259r/g259 limitarea în/g259l/g288imii) /g250i pentru zone seismice cu ag/g1480,20g (cu limitarea în/g259l/g288imii la 10,50 m) C8.3.2.2. Condi/g288ii de utilizare pentru structuri cu pere/g288i din zid/g259rie armat/g259 (ZC,ZC+AR,ZIA) C8.3.2.2.(1) Zid/g259ria confinat/g259 este cel mai r/g259spândit tip de zid/g259rie armat/g259 folosit cu prec/g259dere în sud-estul Europei, în China, în America Latin/g259. În România zid/g259ria confinat/g259 (ZC) /g250i armat/g259 în rosturile orizontale (ZC+AR) este cea mai r/g259spundit/g259 alc/g259tuire de tip zid/g259rie armat/g259. Zid/g259ria cu inim/g259 armat/g259 (ZIA) a fost utilizat/g259 pentru câteva cl/g259diri în Bucure/g250ti /g250i Ploie/g250ti care la cutremurul din 1977 au avut comport/g259ri diferite. Cu toate avantajele sale, în special, ductilitatea sporit/g259 /g250i eliminarea total/g259 a pun/g288ilor termice, procedeul este practic abandonat în prezent, mai ales din cauza volumului mare de manoper/g259. Prezen/g288a elementelor verticale de confinare îmbun/g259t/g259/g288e/g250te calitativ /g250i cantitativ comportarea pere/g288ilor de zid/g259rie înainte /g250i dup/g259 fisurare (în domeniul post elastic) : - asigur/g259 ductilitatea necesar/g259 în cazul solicit/g259rilor seismice; - împiedic/g259 pierderea stabilit/g259/g288ii (r/g259sturnarea) pere/g288ilor sub efectul înc/g259rc/g259rilor orizontale normale pe planul peretelui; - asigur/g259 integritatea panourilor de zid/g259rie în stadii avansate de avariere (dup/g259 ce s-au produs cr/g259p/g259turi/ fracturi cu deplasare în planul peretelui /g250i/sau perpendicular pe plan). 143 - Figura C 8.18. Vulnerabilitatea col/g288urilor cl/g259dirilor din zid/g259rie [Petrovici, R., Teoria structurilor pentru arhitec/g288i - Curs UAUIM Bucure/g250ti, 2004] Totodat/g259, prezen/g288a stâlpi/g250orilor la intersec/g288ii, col/g288uri /g250i ramifica/g288ii de ziduri contribuie eficient la realizarea leg/g259turii dintre pere/g288ii de pe cele dou/g259 direc/g288ii principale ale cl/g259dirii /g250i prin aceasta la realizarea conlucr/g259rii spa/g288iale a subansamblurilor structurale verticale. Conlucrarea între stâlpi/g250ori /g250i zid/g259rie este îmbun/g259t/g259/g288it/g259 prin executarea zid/g259riei în /g250trepi /g250i prin prevederea arm/g259turilor de leg/g259tur/g259 în rosturile orizontale. Figura C 8.19. Expulzarea zid/g259riei la col/g288uri la zid/g259ria f/g259r/g259 stâlpi/g250ori Prin compara/g288ie cu stâlpi/g250orii realiza/g288i în zid/g259riile cu elemente speciale (sec/g1802iune cu goluri mari) stâlpi/g250orii turna/g288i în cofraj sunt mai eficien/g288i deoarece au arie mai mare /g250i pot primi arm/g259turi mai multe [Alcocer,S.M. and Zepeda, J.A. Behavior of multi-p erforated clay brick walls under earthquake-type loading. Proc. of the 8 th North American Masonry Conference, Austin, Texas, 1998]. Un alt avantaj este c/g259, în zid/g259ria confinat/g259 /g250i în zid/g259ria cu inim/g259 armat/g259, înc/g259rc/g259rile verticale sunt transmise direct panoului de zid/g259rie (plan/g250eul este legat cu centura care se toarn/g259 direct pe zid/g259rie). În aceste condi/g288ii rezisten/g288a la forfecare a panoului spore/g250te /g288inând seama de efectul for/g288ei de frecare care se dezvolt/g259 pe zona comprimat/g259 (a se vedea CR 6). Elementele orizontale de confinare (centurile ) contribuie la realizarea conlucr/g259riii spa/g288iale a pere/g288ilor prin: - legarea pere/g288ilor de pe cele dou/g259 direc/g288ii; - constituirea unei carcase spa/g288iale cu elemente armate, prin legarea tuturor stâlpi/g250orilor la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu; - sporirea rigidit/g259/g288ii în plan a plan/g250eelor; - realizarea transferului for/g288elor seismice de la plan/g250ee la pere/g288ii structurali. În afar/g259 de aceasta, centurile constituie reazeme orizontale pentru pere/g288ii solicita/g288i de înc/g259rc/g259rile normale pe plan (seismice sau chiar din vânt). Criteriile care au st at la baza tabelului 8.3 sunt analoage celor men/g288ionate la C8.3.2.1.(2), cu urm/g259toarele observa/g288ii: 144 - valorile momentelor capabile s-au estimat /g288inând seama de aportul arm/g259turilor din stâlpi/g250o ri, cu valorile minime stabilite în Cod; - efortul unitar tangen/g288ial mediu a fost sporit /g288inând seama de pr ezen/g288a arm /g259turilor din centuri /g250i din rosturile zid/g259riei (dac/g259 exist/g259), cu valorile minime stabilite în Cod. Având în vedere sensibilit/g259/g288ile men/g288ionate la C8.2.1.1.(3), utilizarea zid/g259riei cu elemente din argil/g259 ars/g259 din grupa 2S este permis/g259 numai pentru cl/g259diri cu un num/g259r redus de niveluri, diferen/g288iat în func/g288ie de zona seismic/g259 /g250i numai pentru cl/g259diri din clasele inferioare de importan/g288/g259. M/g259sura are în vedere, în principal, limitarea eforturilor unitare din forfecare /g250i a deforma/g288iilor unghiulare asociate pentru asigurarea unei marje suficient de mari în raport cu limitele la care avarierea pere/g288ilor devine generalizat/g259 /g250i practic ireparabil/g259. Deoarece ruperea la compresiune a zid/g259riei cu elemente din grupa 2S este asociat/g259 cu valori mici ale deforma/g288iei specifice (de regul/g259, /g72uz/g1001,2/g1211,7‰) capacitatea de rezisten/g288/g259 a betonului din stâlpi/g250ori nu poate fi folosit/g259 decât par/g288ial (0,60/g1210,75%). În condi/g288iile în care stâlpi/g250orii sunt amplasa/g288i numai la intersec/g288ii /g250i la col/g288uri (a/g250a cum era prev/g259zut în Normativul P 2-85 -în prezent abrogat) sau dac/g259 bordarea golurilor este obligatorie numai pentru suprafe/g288e mari ale golurilor, cea mai mare parte dintre montan/g288i sunt de fapt din zid/g259rie nearmat/g259. În cazul spale/g288ilor de tip "A" comportarea acestora este de tip "zid/g259rie nearmat/g259": rupere în "X" care continu/g259 /g250i în stâlpi/g250orul central (plasat la intersec/g288ia cu un perete transversal). (a) Conform P 2-85 (b) Conform SR EN 1998-1 Figura C 8.20. Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor la zid/g259ria confinat/g259 Figura C 8.21. Ruperea la cutremur a spale/g288ilor de tip "A" din figura C 8.20(a) [ Brzev,S., Earthquake -Resistant Confined Masonry Construction NICEE Indian Insitute of Technology, 2007] Sistemul de centuri particip/g259 la asigurarea caracterului spa/g288ial al structurii prin: - legarea pere/g288ilor de pe cele dou/g259 direc/g288ii; - constituirea unei carcase spa/g288iale cu elemente armate, capabile s/g259 preia eforturi de întindere, prin legarea tuturo r stâlpi/g250orilor la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu; 145 - sporirea rigidit/g259/g288ii în plan prizontal a plan/g250eelor; - realizarea transferului for/g288elor seismice de la plan/g250ee la pere/g288ii structurali. În afar/g259 de aceasta, centurile constituie reazeme orizontale pentru pere/g288ii solicita/g288i de înc/g259rc/g259rile normale pe plan (seismice sau chiar din vânt). În cazul plan/g250eelor din grinzi de lemn/profile metalice elementele de rezisten/g288/g259 trebuie s/g259 fie legate eficient de centuri (prin înglobare pe cel pu/g288in /g1152 din l/g259/g288imea centurii sau prin ancorare în centur/g259, dar f/g259r/g259 întreruperea arm/g259turii din centuri). Pentru a se realiza o transmitere cât mai uniform/g259 a înc/g259rc/g259rilor verticale centurile se execut/g259 pe toat/g259 l/g259/g288imea peretelui (cu o eventual/g259 reducere pentru aplicarea protec/g288iei termice la pere/g288ii de fa/g288ad/g259). Comportarea la cutremur a zid/g259riei confinate a constituit o preocupare importan/g288/g259 pentru cercet/g259torii din /g288/g259rile în care acest procedeu se folose/g250te pe scar/g259 larg/g259 Astfel, în Mexic [ Meli,R., Mamposteria estructural. La pra ctica, la investigacion y el comportamiento sismic o observado en Mexico CENAPRED] s-au eviden/g288iat urm/g259toarele concluzii principale privind comportarea pere/g288ilor din zid/g259rie confinat/g259: - For/g288a lateral/g259 care produce fisurarea diagonal/g259 variaz/g259 foarte pu/g288in în func/g288ie de armarea peretelui; - Cantitatea /g250i detaliile de arm/g259tur/g259 din stâlpi/g250ori afecteaz/g259 semnificativ ductilitatea dar nu modific/g259 cu valori importante rezisten/g288a peretelui; - Capacitatea cre/g250te liniar în func/g288ie de nivelul for/g288ei axiale de compresiune (în domeniul eforturilor specifice cl/g259dirilor cu pu/g288ine niveluri); - Ductilitatea pere/g288ilor este ridicat/g259 dac/g259 cedarea se produce din încovoiere dar /g250i la pere/g288ii care cedeaz/g259 din for/g288/g259 t/g259ietoare;ductilitatea scade pentru înc/g259rc/g259ri verticale mari. O alt/g259 cercetare [Sánchez,T.A., Diseño y construccion de estructuras de mamposteria - CENAPRED] arat/g259 c/g259, în condi/g288iile în care au fost respectate prevederile din reglement/g259ri, zid/g259ria confinat/g259 a avut comportare satisf/g259c/g259toare la cutremurele din Mexic: - stâlpi/g250orii au asigurat peretelui o capacitate superioar/g259 de deforma/g288ie lateral/g259 /g250i au îmbun/g259t/g259/g288it leg/g259turile între pere/g288ii pe cele dou/g259 direc/g288ii /g250i între perete /g250i plan/g250eu; - s-a evitat ruperea brusc/g259 fragil/g259 dar nu /g250i formarea fisurilor diagonale (rezisten/g288a la eforturi diagonale a zid/g259riei nu spore/g250te semnificativ prin prezen/g288a stâlpi/g250orilor /g250i a centurilor) C8.3.2.2.(3) Având în vedere nivelul mai redus al accelera/g288iei seismice a/g250teptate în zonele seismice cu ag=0,15g /g250i ag=0,20g se permite ca o structur/g259 s/g259 fie considerat/g259 cu zid/g259rie confinat/g259 dac/g259 cel pu/g288in 75% din for/g288a t/g259ietoare de etaj este preluat/g259 prin pere/g288i de zid/g259rie cu stâlpi/g250ori la ambele extremit/g259/g288i. Pentru zonele seismice cu ag/g1490.25g for/g288a t/g259ietoare de etaj trebuie s/g259 fie preluat/g259 integral cu pere/g288i m/g259rgini/g288i cu stâlpi/g250ori de beton la ambele extremit/g259/g288i (aceast/g259 m/g259sur/g259 condi/g288ioneaz/g259, de altfel, /g250i posibilitatea ancor/g259rii arm/g259turilor în rosturile orizontale) 146 I. Zona de mansard/g259 are o greutate sensibil mai mic/g259 decât greutatea nivelului curent rezultat/g259 din urm/g259toarele condi/g288ii / prevederi: - acoperi/g250ul este sus/g288inut pe o /g250arpant/g259 din lemn a c/g259rei greutate poate fi de pân/g259 la 3/g1214 ori mai mic/g259 decât greutatea unui plan/g250eu din beton; - în/g259l/g288imea pere/g288ilor structurali perimetrali este de circa ½ din în/g259l/g288imea pere/g288ilor de la nivelurile curente; - compartiment/g259rile interioare urmeaz/g259 a fi executate cu pere/g288i u/g250ori (de tip gips-carton) astfel încât greutatea echivalent/g259 a acestora s/g259 fie mai mic/g259 de 0,5kN/m2. II. To/g288i pere/g288ii de pe contur sunt confina/g288i, prin continuarea stâlpi/g250orilor de la nivelul inferior /g250i printr-o centur/g259 de beton armat la partea superioar/g259; prin aceste m/g259suri aria unui panou de zid/g259rie între elementele de confinare devine egal/g259 aproximativ cu ½ din aria panoului de la etajele curente. III. Densitatea pere/g288ilor de la parter trebuie s/g259 fie mai mare decât cea prev/g259zut/g259 la cl/g259dirile curente cu 15/g12120% ceea ce face ca eforturile unitare de compresiune /g250i de forfecare în zid/g259ria de la parter s/g259 r/g259mân/g259 în acelea/g250i limite ca /g250i la o cl/g259dire similar/g259 f/g259r/g259 mansard/g259. Din punct de vedere practic, sporirea densit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali cu 1% poate s/g259 conduc/g259 la rezolv/g259ri arhitecturale dezavantajoase sau cu costuri suplimentare importante. În aceast/g259 situa/g288ie, proiectantul trebuie s/g259 aprecieze posibilit/g259/g288ile de adoptare a unei solu/g288ii cu rezisten/g288/g259 /g250i ductilitate sporite din zid/g259rie sau trecerea la o structur/g259 din beton armat sau din o/g288el. C8.3.2.2.(7) Prevederile au în vedere, în unele cazuri speciale, posibilitatea dep/g259/g250irii num/g259rului de niveluri nniv din tabelele 8.3 /g1218.5 respectiv reducerea densit/g259/g288ii minime constructive a pere/g288ilor structurali, în condi/g288iile folosirii unor materiale pentru zid/g259rie cu rezisten/g288e ridicate /g250i numai dac/g259 siguran/g288a structurii este verificat/g259 cu un procedeu de calcul static neliniar care s/g259 /g288in/g259 seama de toate rezervele de rezisten/g288/g259 specifice alc/g259tuirii structurale respective. C 8.3.4. Factori de comportare C8.3.4.(1) Valorile factorilor de comportare date în tabelul 8.10 /g288in seama de: - regularitatea cl/g259dirii în plan /g250i în eleva/g288ie (valorile pentru cl/g259diri cu neregularitate în plan si în eleva/g288ie sunt mai reduse cu 10÷15% mai reduse decât cele pentru cl/g259dirile regulate - reducerile cele mai mari sunt pentru ZNA) - resursele de comportare post elastic/g259 care descresc de la ZNA c/g259tre zid/g259riile armate. C8.3.4.(2) Factorul de suprarezisten/g288/g259 structural/g259 (/g302u//g3021) /g288ine seama de comportarea postelastic/g259 a/g250teptat/g259 a structurii. În cazul cl/g259dirilor din zid/g259rie, principalele surse din care pot proveni rezervele de siguran/g288/g259 (suplimentul de rezisten/g288/g259) sunt: C8.3.2.2.(4) Prevederea /g288ine seama de particularit/g259/g288ile de solicitar e/comportare ale cl/g259dirilor din zid/g259rie armat/g259 care au peste ultimul nivel curent înc/g259peri/spa/g288ii cu volumetrie redus/g259 (mansard/g259). Prevederile din Cod au în vedere urm/g259toarele elemente caracteristice: 147 - valoarea for/g288ei seismice de proiectare determinat/g259 prin metoda static/g259 echivalent/g259 este în totdeauna mai mare decât for/g288a care rezult/g259 din calculul cu spectru l de r/g259spuns; - capacitatea de rezisten/g288/g259 asigurat/g259 de unele prevederi constructive dep/g259/g250e/g250te, în m ulte, cazuri cerin/g288ele rezultate din calcul; - redundan/g288a sistemului structural care rezult/g259 din faptul c/g259 articula/g288iile plastice de la baza montan/g288ilor nu se produc simultan, - suprarezisten/g288a arm/g259turilor; - ductilitatea de material a zid/g259riei (/g72mu>>/g72m1) - redistribu/g288ia eforturilor în domeniul postelastic care poate fi realizat/g259 prin conlucrarea spa/g288ial/g259 a /g250irurilor de montan/g288i/spale/g288i în cazul zid/g259riilor care au diagram a /g305 - /g304 cu palier post-elastic (/g72mu>>/g72m1); conlucrarea nu este posibil/g259 în cazu l în care plan/g250eele nu au rigiditate semnificativ/g259 în plan orizontal Preocup/g259rile legate de evaluarea factorilor de suprarezisten/g288/g259 se reg/g259sesc în mai multe lucr/g259ri [Anastassiadis, K., Avramidis , I.E., Athanatopoulou, A. Critical comments on Eurocode8, sections 3 and 4, draft 1, may 2000 , Paper 095, 12 th ECEE, London 2002] [Sophocleous,A.A.,Syrmakezis, C.C. The Influece of Overstrength to the Structural Reliability of Structures, Paper nr.689, 12 th ECEE, Londra, 2002]. Un studiu mai recent [Magenes, G., Masonry Building Design in Seismic Areas: Recent Experiences and Prospects from a European Standpoint First European Conference Earthquake Engineering & Seismology , Geneva,Switzerland, 2006] prezint/g259 rezultatele analizelor numerice efectuate la Universitatea din Pavia (Italia), pe cl/g259diri din zid/g259rie armat/g259 /g250i nearmat/g259, cu tipologia arhitectural-structural/g259 specific/g259 Italiei. Acest studiu a ar/g259tat rezerve importante de rezisten/g288/g259 dincolo de limita reprezentat/g259 prin avarierea sau ie/g250irea din lucru a elementului cel mai solicitat. Aceste rezerve sunt reprezentate în figura C 8.22 prin raportul între for/g288a ultim/g259 ( Fy) /g250i for/g288a corespunz/g259toare ced/g259rii elementului cel mai solicitat (Fel) care dep/g259/g250e/g250te valoarea 1,5 în 95% din cazurile studiate. Lucrarea men/g288ionat/g259 nu precizeaz/g259 caracteristicile mecanice ale zid/g259riei cl/g259dirilor examinate ceea ce face dificil/g259 interpretarea rezultatelor. Figura C 8.22.Varia/g288ia factorului de suprarezisten/g288/g259 pentru cl/g259diri specifice din Italia În cazul zid/g259riilor fragile, cu lege constitutiv/g259 liniar/g259 cu /g72mu /g35 /g72m1 (a se vedea fig.4.3a din CR 6), nu exist/g259 rezerve de rezisten/g288/g259 post elastic/g259 astfel încât factorul de suprarezisten/g288/g259 se va lua /g302u//g3021 =1,0 pentru toate tipurile de elemente pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 /g250i din BCA, /g250i factorii de comportare "q" se vor lua, independent de regularitatea geometric/g259 /g250i structural/g259 a cl/g259dirii în plan /g250i în eleva/g288ie, cu valorile nominale. 148 Fa/g288/g259 de datele prezentate mai sus, pentru cazul zid/g259riilor executate cu elemente din grupele 1 /g250i 2, valorile factorilor de suprarezisten/g288/g259 structural/g259 pentru corectarea valorilor de referin/g288/g259 al factorilor de comportare q, sunt dup/g259 cum urmeaz/g259: - pentru zid/g259rie nearmat/g259 /g68u//g681=1,10; - pentru zid/g259rie confinat/g259 /g68u//g681=1,25. Pentru zid/g259riile a c/g259ror lege constitutiv /g259 este de tip fragil, în toate cazurile, trebuie considerat c/g259 nu exist/g259 astfel de rezerve (/g68u//g681=1,0). C 8.4. Calculul seismic al cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie C8.4.(1) Având în vedere caracteristicile specifice ale cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie în special în/g259l/g288imea redus/g259 /g250i proprie/g288/g259/g288ile de rigiditate ale pere/g288ilor calculul seismic se face conform principiilor /g250i regulilor generale din acest Cod, paragraful 4.5 /g250i din CR 6, paragraful 6.1. cu simplific/g259rile / sistematiz/g259rile din acest Capitol /g250i din CR 6. C8.4.(2) Cu toate c/g259 literatura de specialitate men/g288ioneaz/g259 pentru cl/g259dirile din zid/g259rie frac/g288iuni din amortizarea critic/g259 /g91/g11610% în prezentul Cod a fost adoptat/g259 o valoare moderat/g259 a frac/g288iunii din amortizarea critic/g259 pentru ca for/g288ele seismice s/g259 r/g259mân/g259 în limitele fixate de standardul SR EN 1998-1 (a se vedea /g250i comentariul C8.3.4.(1)) . C 8.4.1. Condi/g288ii generale C8.4.1.(2) În cazul pere/g288ilor cu goluri suprapuse, pentru calculul eforturilor sec/g288ionale, pot fi folosite mai multe procedee bazate pe schematiz/g259rile care sunt indicate în figura 8.23. Figura C 8.23. Modele de calcul pentru pere/g288i cu goluri Modelul cu console legate se folose/g250te în cazurile în care riglele de cuplare nu exist/g259 (golurile sunt înalte /g250i leg/g259tura se realizeaz/g259 numai prin centur/g259/placa plan/g250eului) sau, în cazul evalu/g259rii unor construc/g288ii existente din zid/g259rie care au buiandrugi din lemn sau din zid/g259rie. O variant/g259 simplificat/g259 a modelului cu console legate [metoda POR / Italia], figura 8.24., ia în considerare numai deforma/g288iile din forfecare /g250i încovoiere ale elementelor verticale considerate dublu încastrate în dreptul plan/g250eelor (cu rotire împiedicat/g259). 149 Figura C 8.24. Schematizarea peretelui în metoda POR Modelul simplificat POR permite un calcul rapid (chiar manual) dar schematizarea propus/g259 nu ia în considerare mecanismele de deformare/avariere ale elementelor orizontale (rigle de cuplare) /g250i din acest motiv rezultatele furnizate sunt aproximative (rigiditatea structurii este supraestimat/g259 iar ductilitatea subestimat/g259). Una din primele propuneri de asimilare, pentru calcul, a peretelui din zid/g259rie cu /g250iruri de goluri suprapuse cu un cadru plan a fost f/g259cut/g259 în lucrarea [Morlando, G. and Ramasco,R. In tema di verifica sismica degli edificiin muratura. Quadreni di Teo ria e Tecnica delle strutture Universita di Napoli - Istituto di Tecnica delle Costruzioni no 562, 1984 ]. S-a propus un cadru înlocuitor cu segmente rigide la extremit /g259/g288ile barelor verticale /g250i orizon tale astfel încât zonele respective s/g259 prezinte deforma/g288ii de încovoiere /g250i forfecare de acela/g250i ordin de m/g259rime. Între aceste zone montan/g288ii /g250i plinurile orizontale din zid/g259rie sunt m odela/g288i cu propriet/g259/g288ile elastice (geometrice /g250i mecanice) respective (figura 8.25). Not/g259. Un procedeu similar, pentru pere/g288i structurali cu goluri mari (walled-frames) din beton armat a fost propus în [ Muto,K., Butler, D.W.: Lateral Force Distribution Coefficients and Stress Analysis for Walled Frames (1951)] Figura C 8.25. Model de tip cadru pentru pere/g288ii structurali cu goluri Cercet/g259ri mai recente au extins folosirea acestui model /g250i pentru a lua în considerare comportarea neliniar/g259 specific/g259 structurilor din zid/g259rie [Lenza, P., Non linear behaviour of masonry buildings under seismic actions 11th WCEE, Paper no1833]. Pornind de la examinarea comport/g259rii specif ice la cutremur a principalelor componente ale unui perete din zid/g259rie se poate realiza schematizarea sub forma "cadrului înlocuitor" folosind macroelemente (figura 8.26.). 150 1- nod, 2 - plin orizontal, 3 - spalet Figura C 8.26. Schematizarea peretelui cu macroelemente Macroelementul reprezint/g259 un panou întreg al unui perete, definit în func/g288ie de propriet/g259/g288ile caracteristice (spalet, plin orizontal /g250i nod) /g250i prin aceasta permite scrierea ecua/g288iilor de echilibru ale ansamblului cu un num/g259r mai mic de necunoscute. Condi/g288iile de contur permit /g250i identificarea mecanismelor de deformare elastic/g259 /g250i post elastic/g259 (identificarea nivelului de avariere) Macroelementul reprezentat în figura C 8.27. (a) este un panou cu l/g259/g288imea b /g250i grosimea s constituit din trei segmente: - cele dou/g259 zone/elemente de la extremit/g259/g288i cu grosime /g39 (notate 1 /g250i 3) modeleaz/g259 d eformabilitatea axial/g259 (sub efectul for/g288ei axiale N /g250i al momentului încovoietor M) /g250i sunt considerate infinit rigide la ac/g288iunea for/g288ei t/g259ietoare T; - zona/elementul central de în/g259l/g288ime h modeleaz/g259 deformabilitatea unghiular/g259 (sub efectul for/g288ei t/g259ieto are) dar este considerat infinit rigid la ac /g288iunea for/g288ei axiale /g250i a m omentului încovoietor. Modelul cin ematic complet pentru un element trebuie s/g259 considere câte trei grade de libertate la nodurile i /g250i j /g250i tot cele trei grade la interfe/g288ele elementelor 1&2 /g250i respectiv 2&3 Figura C 8.27. Definirea macroelementelor structurale - eforturi /g250i deforma/g288ii Calcul structurilor folosind modelarea cu microelemente elemente finite de suprafa/g288/g259 implic/g259 utilizarea programelor specializate de calcul. Precizia rezultatelor depinde, în mare m/g259sur/g259, de definirea modelului, în particular de nivelul de detaliere al re/g288elei, ceea ce implic/g259 un efort important de modelare /g250i o durat/g259 relativ lung/g259 de calcul. Avantajul principal al metodei const/g259 în posibilitatea de a urm/g259ri degradarea zid/g259riei prin reducerea rezisten/g288ei elementelor avariate dup/g259 o lege constitutiv/g259 neliniar/g259 pân/g259 la atingerea situa/g288iei de colaps. Se subliniaz/g259 /g250i complexitatea procedurii de interpretare a rezultatelor calculului. Dep/g259/g250irea local/g259 a valorilor limit/g259 ale eforturilor unitare nu înseamn/g259 ruperea panoului deoarece sunt posibile redistribu/g288ii locale care trebuie evaluate (de examplu prin 151 - geometria panoului; - condi/g288iile statice la extremit/g259/g288i: dublu încastrat, în consol/g259, sau situa/g288ii apreciate de proiectan t ca intermediare; - propriet/g259/g288ile de deformabilitate ale zid/g259riei: modulii de elasticitate longitudinal /g250i transversal. Rigiditatea unui panou de zid/g259rie solicitat la în covoiere cu for/g288/g259 t/g259ietoare se define/g250te ca valoarea for/g288ei t/g259ietoare care produce o deplasare a extremit/g259/g288ilor (/g39) egal/g259 cu unitatea R /g123 V (/g39=1) Pentru calculul deplas/g259rii se iau în considerare deforma/g288iile din încovoiere (/g111/g39M) /g250i deforma/g288iile din for/g288/g259 t/g259ietoare (/g111 /g39V) /g39 = /g39M +/g39V Valoarea celor dou/g259 componente depinde de schema static/g259 (condi/g288iile de fixare la extremit/g259/g288i). 1. Perete (montant) în consol/g259 2.Spalet dub lu încastrat (fixat nu mai la baz/g259): (fixat la am bele extremit/g259/g288i): p z M I E VH 3 3 /g32 /g39 p z M I E VH 12 3 /g32 /g39 p z V A G VHk/g32 /g39 p z V A G VHk/g32 /g39 p zp z A G HkI E H R /g14 /g32 3 1 3 p zp z A G HkI E H R /g14 /g32 12 1 3 Cu nota/g288iile : - V - for/g288a t/g259ietoare - H - în/g259l/g288imea panoului (montant/spalet) - lp - lungimea panoului - tp - grosimea panoului - Ap - aria panoului de perete - Ip - momentul de iner/g288ie al panoului de perete - Ez - modulul de elasticitate longitudinal al zid/g259riei - Gz - modulul de elasticitate transversal al zid/g259riei - k - coeficient de form/g259 ; k = 1,2 pentru sec/g288iuni dreptunghiulare, k = 2,0/g1212,5 pentru sec/g288iuni I 152 mediere/integrare pe anumite zone) în vederea determin/g259rii nivelului de solicitare sec/g288ional/g259 care produce, efectiv, ruperea zid/g259riei. Definirea legii constitutive necesit/g259 cunoa/g250terea cât mai exact/g259 a propriet/g259/g288ilor mecanice ale zid/g259riei. În cazul proiect/g259rii cl/g259dirilor noi, legea constitutiv/g259 poate fi luat/g259 conform datelor din reglement/g259rile tehnice relevante sau conform încerc/g259rilor produc/g259torului. În cazul cl/g259dirilor existente sunt necesare îns/g259 cercet/g259ri/teste extinse in-situ /g250i în laborator. C8.4.1.(3) Rigiditatea lateral/g259 a unui panou de zid/g259rie depinde de : În cazu l sec/g288iunilor dreptunghiulare cu grosimea panoului de zid/g259rie tp /g250i /g288inând seama de rela/g288iile Ez=1000 fk /g250i Gz = 0,4 Ez expresiile devin: 1. Perete în consol/g259 /g11/g12p M p z pp p z p k t Et ER /g79/g79 /g79 /g32 /g14 /g32 ) 4 3 (2 2. Spalet dublu încastrat /g11/g12p S p z pp p z p k t Et ER /g79/g79 /g79 /g32 /g14 /g32 ) 3 (2 unde p p l H/g32 /g79 este factorul de form/g259 al panoului (zvelte/g288ea panoului) Figura C 8.28. Varia/g288ia rigidit/g259/g288ii panourilor de zid/g259rie dreptunghiulare în func/g288ie de propor/g288ia lor În cazul pere/g288ilor compu/g250i din montan/g288i /g250i spale/g288i, rigiditatea total/g259 (echivalent/g259) este egal/g259 cu suma rigidit/g259/g288ilor panourilor componente Rtot = /g54 Ri Figura C 8.29a Rigiditatea peretelui compus din mai mul/g288i montan/g288i În cazul pere/g288ilor a c/g259ror rigiditate scade pe vertical/g259 de la un etaj la altul (de exemplu ca urmare a cre/g250terii dimensiunilor golurilor sau a reducerii grosimii zidurilor) se poate defini o rigiditate echivalent/g259 cu rela/g288ia /g166/g166 /g32/g39/g32 i i echiv R CR 1 1 1 unde /g39Ci este deplasarea relativ/g259 a peretelui la nivelul i iar Ri este rigiditatea peretelui la acest nivel. 153 Figura C 8.29.b Rigiditatea echivalent/g259 a peretelui cu rigiditate variabil/g259 pe în/g259l/g288ime Pentru calculul rigidit/g259/g288ii, problema cea mai controversat/g259 este determinarea caracteristicilor de deformabilitate ale zid/g259riei ale c/g259ror valori sunt influen/g288ate de numero/g250i factori. Astfel, modulul de elasticitate longitudinal al zid/g259riei (Ez) depinde, între altele, de: rezisten/g288a elementelor /g250i a mortarului / groutului, greutatea specific/g259 a acestora, ponderea volumetric/g259 a componentelor zid/g259riei /g250i materialul din care sunt f/g259cute elementele (argil/g259 ars/g259 sau beton de diferite tipuri). De asemenea, modulul de elasticitate este înfluen/g288at de dimensiunile elementelor /g250i de tipul mortarului. Pentru a stabili influen/g288a fiec/g259ruia dintre ace/g250ti factori asupra valorii E z este necesar/g259 o analiz/g259 foarte laborioas/g259, practic imposibil de realizat cu grad satisf/g259c/g259tor de încredere. /g287inând îns/g259 seama c/g259 la execu/g288ie poate fi întâlnit/g259 o variabilitate larg/g259 a materialelor, a manoperei /g250i a controlului asupra acestora, determinarea mai exact/g259 a E z nu este necesar/g259 /g250i trebuie considerat/g259 chiar ca nerealist/g259. Pentru aplicarea metodelor de calcul avansate (metode de calcul biografic - pushover-, de exemplu) cunoa/g250terea cât mai exact/g259 a modulului Ez prezint/g259 îns/g259 un interes major. Se atrage aten/g288ia /g250i asupra faptului c/g259 definirea modulului de elasticitate longitudinal, la compresiune, al zid/g259riei este dat/g259 în mod diferit de reglement/g259rile tehnice. Din acest motiv, pentru compararea valorilor E z, este necesar/g259 cunoa/g250terea exact/g259 a modului de definire a acestuia. În marea majoritate a reglement/g259rilor tehnice, modulul longitudinal de elasticitate al zid/g259riei se define/g250te ca modul secant. Ceea ce difer/g259, de la caz la caz, este pozi/g288ia pe curba /g86-/g72 a punctelor de referin/g288/g259. /g120 În norma american/g259 [ACI/ASCE/TMS Masonry Code, 2008 ] /g250i în Nordtest method (Finlanda) modulul Ez este definit între valorile 0,05fk /g121 0,33 f k unde f k este rezisten/g288a caracteristic/g259 a zid/g259riei. /g120 Norma italian/g259 [Italia DM. 20.11.1987 ] prevede c/g259 Ez se determin/g259 ca modul secant între eforturile unitare 0,1fk /g121 0,4fk. /g120 În SR EN 1996-1 s-a adoptat valoarea Ez=1000fk, m/g259surat/g259 între eforturile unitare /g86= 0/g1210.3fk /g250i deforma/g288iile specifice corespunz/g259toare. /g120 Valoarea Ez=1000fk a fost adoptat/g259 /g250i în CR 6 pentru calculul caracteristicilor dinamice ale structurilor /g250i este fi folosit/g259 /g250i în P 100-1. În plus, în CR 6, conform practicii curente din România, s-a prev/g259zut pentru zid/g259ria cu elemente din BCA /g250i valoarea Ez=800fk pentru calculul deforma/g288iilor la ULS (valoarea se folose/g250te /g250i pentru calculul for/g288ei t/g259ietoare capabile în cazul panourilor de zid/g259rie de umplutur/g259 solicitate de for/g288a seismic/g259, în conformitate cu P 100-1). Nici pentru stabilirea modulului de elasticitate transversal al zid/g259riei (Gz) nu exist/g259 o metod/g259 unitar/g259. 154 Cele m ai multe reglement/g259ri tehnice, inclusiv standardul SR EN 1996-1, prev/g259d folosirea rela/g288iei Gz = 0,4Ez care a fost p reluat/g259 /g250i în CR 6. Diferen/g288ele între valorile Gz din diferitele norme se datoreaz/g259, în mare m/g259sur/g259 /g250i deosebirilor între metodologiile de determinare a acestei valori. Astfel, valoarea modulului de elasticitate transversal (G z) poate fi determinat/g259 pe probe de zid/g259rie de dimensiuni reduse, fie prin încercare la forfecare sub efort de compresiune (reglementat/g259 în Europa - SR EN 1052 -1), fie prin încercare la compresiune pe diagonal/g259, static/g259 sau ciclic/g259 (reglementat/g259 în SUA - ASTM C 1391 [ASTM C1391 Standard test Method for Diagonal Tension (Shear) in Masonry Assemblages, American Society for Testing and Materials, West Conshohocken, PA]). Figura C 8.30. Determinarea modulului de elasticitate transversal al zid/g259riei Încerc/g259rile efectuate conform SR EN 1052-1 [Bosiljkov,V., Zarnic, R., Bokan-Bosiljkov,V. Strength and deformation properties of the URM brick wallettes under compresion ] au confirmat rela/g288ia Gz=0,4Ez pentru cazul pere/g288ilor la care for/g288a axial/g259 este semnificativ/g259. Folosirea metodei ASTM furnizeaz/g259 valori apropiate de cele date de rela/g288ia Gz = 0.4Ez în cazul zid/g259riilor cu elemente de argil/g259 ars/g259 sau beton realizate cu toate tipurile de mortare (cea mai bun/g259 concordan/g288/g259 se ob/g288ine în cazul mortarelor rigide). Încercarea la compresiune diagonal/g259 nu este îns/g259 recomandat/g259 în cazul zid/g259riei armate. Datorit/g259 împr/g259/g250tierii mari a valorilor modulului de elasticitate al zid/g259riei, unii autori [Drysdale,R.G., Hamid, A.A., Baker, L.R. Masonry Structures. Behavior and Design Printice Hall, 2009], recomand/g259 ca un calcul mai exact s/g259 fie f/g259cut cu cel pu/g288in dou/g259 valori ale modulului de elasticitate pentru a se verifica eventualele sporuri de eforturi în diferite elemente structurale. Not/g259. Încercarea pere/g288ilor cu dimensiuni apropiate de cele întâlnite curent în construc/g288ii este rar folosit/g259, în principal, din considerente de cost. C8.4.1.(5) În concep/g288ia CR 6 /g250i a acestui Cod sunt considera/g288i pere/g288i izola/g288i pere/g288ii de zid/g259rie (montan/g288ii) care sunt lega/g288i între ei, la nivelul plan/g250eelor, numai prin plac/g259 sau prin centuri cu rigiditate nesemnificativ/g259 la încovoiere (de exemplu, centurile cu dimensiunile minime prev/g259zute în CR 6). Rezisten/g288a acestor pere/g288i la for/g288a seismic/g259 într-o sec/g288iune oarecare este asigurat/g259 de momentul încovoietor capabil al sec/g288iunii în prezen/g288a for/g288ei axiale corespunz/g259toare. În acest caz deforma/g288iile inelastice se dezvolt/g259 numai la baza montan/g288ilor. Dac/g259 leg/g259tura între montan/g288i se realizeaz/g259 cu elemente din beton armat cu rigiditate semnificativ/g259 la încovoiere /g250i forfecare între montan/g288i se creaz/g259 o cuplare materializat/g259 prin reducerea momentelor încovoietoare /g250i modificarea for/g288elor axiale în montan/g288i. Efectul cupl/g259rii se poate cuantifica prin raportu l între suma momentelor încovoietoare preluate de montan/g288i (M i) /g250i momentul încovoietor (M) total aferente peretelui. 155 În cazu l unui perete cu un /g250ir de goluri coeficientul de cuplare se poate defini cu rela/g288ia M M MCc 2 11 /g14/g16 /g32 Valorile m ici ale coeficientului Cc indic/g259 o cuplare slab/g259. (1) (2) Figura C 8.31. Efectul riglelor de cuplare În cazul peretelui 1 din figura C 8.31 rigiditatea riglelor de cuplare este slab/g259 în raport cu cea a montan/g288ilor /g250i momentul capabil al peretelui (M) este apropiat de suma momentelor celor doi montan/g288i, M1 /g250i M2 (cuplare slab/g259 Cc /g159 0). Riglele de cuplare ale peretelui 2 sunt scurte /g250i au rigiditate important/g259 /g250i momentul capabil al peretelui este apropiat de cel al peretelui plin (cuplare puternic/g259 Cc /g1591). În condi/g288iile în care, prin m/g259suri specifice de dimensionare/armare, dezvoltarea deforma/g288iilor inelastice în elementele de cuplare se produce înainte ca montan/g288ii s/g259 ating/g259 limita domeniului elastic, sistemul structural cu pere/g288i cupla/g288i permite disiparea energiei seismice la fiecare nivel înainte de dezvoltarea deforma/g288iilor inelastice în sec/g288iunile de la bazele montan/g288ilor. C8.4.1.(9) Pentru calculul seismic, plan/g250eele cl/g259dirilor din zid/g259rie se identific/g259 din punct de vedere al rigidit/g259/g288ii în plan orizontal conform CR 6, Cadrul ax A Cadrul ax B Deplasarea total/g259 Figura C 8.32. Deforma/g288iile plan/g250eului în plan orizontal În [ Jain, S.K. A Proposed Draft for IS 18 93. Provisions on Seismic Design of Buildings:Part II: Commentary and Examples Journal of Structural Engineering, vol.22 , No.2 July 1995 ] se afirm/g259 c/g259 este necesar s/g259 se /g288in/g259 seama de flexibilitatea plan/g250eului în plan orizontal dac/g259 exist/g259 rela/g288ia 25 . 1 3 1 2 /g39 /g14 /g39/g116 /g39 cu nota/g288iile din figurile C 8.32. /g1800i C 8.33. 156 Figura C 8.33. Nota/g288ii pentru verificarea condi/g288iei de rigiditate a plan/g250eului în plan orizontal C8.4.1.1.(11) Prevederea are ca scop eliminarea alc/g259tuirilor structurale de ansamblu care pot da na/g250tere unor efecte nefavorabile datorit/g259 introducerii unor plan/g250ee/leg/g259turi la niveluri intermediare. În principal, aceste efecte constau în: - r/g259sucirea de ansamblu datorit/g259 rigidit/g259/g288ilor diferite ale subansamblurilor structurale din cele dou/g259 zone ale cl/g259dirii; - producerea unor eforturi importante în plan/g250eul acoperi/g250ului comun. Proiectantul poate alege una din cele dou/g259 variante propuse pe baza condi/g288iilor particulare ale fiec/g259rei construc/g288ii. C 8.4.2. Modele /g250i metode de calcul pentru stabilirea for/g288elor seismice de proiectare C8.4.2.(1) Satisfacerea cerin/g288ei fundamentale de limitare a degrad/g259rilor pentru efectele ac/g288iunii seismice /g250i ale altor ac/g288iuni incluse în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare se realizeaz/g259 în principal prin limitarea deplas/g259rilor relative de nivel. În cele ce urmeaz/g259 sunt prezentate unele valori limit/g259 propuse de diferi/g288i cercet/g259tori sau stabilite în reglement/g259rile tehnice ale unor /g288/g259ri pentru cl/g259dirle din zidarie confinat/g259 /g159 Prevederi ale reglement/g259rii din Mexic DF Sunt prev/g259zute urm/g259toarele limit/g259ri: /g120 Pere/g288i portan/g288i din zid/g259rie confinat/g259 cu elemente pline, cu armare orizontal/g259 sau plas/g259 /g1595‰ /g120 Pere/g288i portan/g288i din zid/g259rie confinat/g259 cu elemente pline, zid/g259rie confinat/g259 cu elemente cu goluri, cu armare orizontal/g259 sau cu plase /g1594‰ /g120 Pere/g288i portan/g288i din zid/g259rie care nu corespund cerin/g288elor pentru zid/g259rie confinat/g259 /g159 1.5‰ Propuneri mai detaliate de criterii de performan/g288/g259 seismic/g259 pentru cl/g259diri din ZC cu elemente pline din argil/g259 ars/g259 sunt date în lucrarea [Alcocer,S.M.,Arias,J.G/, Flores ,L.E. Some Developments on Performance –based Seismic Design of Masonry Structures ] 157 Starea limit/g259 Criteriul de performan/g288/g259 Deschiderea fisurii finale Driftul de etaj (‰) Zid/g259rie Stâlpi/g250ori De exploatare Ini/g288ierea fisur/g259rii înclinate a zid/g259riei (rezisten/g288a de fisurare) ------- 0,1mm 1,5 De reparabilitate Fisurarea diagonal/g259 complet dezvoltat/g259 pe suprafa/g288a peretelui; începerea zdrobirii zid/g259riei Fisuri fine (fir de p/g259r) în stâlpi/g250ori; 2,0mm 2,5 De siguran/g288/g259 Rezisten/g288a la forfecare a peretelui. Fisurile înclinate din zid/g259rie p/g259trund în extremit/g259/g288ile stâlpi/g250orilor Curgerea arm/g259turii din stâlpi/g250ori din for/g288a t/g259ietoare. Ini/g288ierea zdrobirii betonului din stâlpi/g250ori 5,0mm 4,0 Se men/g288ioneaz/g259 c/g259 valorile driftului date mai sus sunt orientative /g250i depind, între altele de tipul elementelor pentru zid/g259rie /g250i raportul între capacitatea de rezisten/g288/g259 la încovoiere /g250i cea la forfecare. C8.4.2.(4) Pentru detalierea calculului acestor for/g288e a se vedea Comentariile de la capitolul 10. C 8.4.2.1. Calculul cu for/g288e seismice statice echivalente C8.4.2.1.(4) Rela/g288ia (8.7) din acest Cod /g288ine seama de faptul c/g259 pentru cl/g259dirile curente din zid/g259rie, perioada proprie a modului fundamental de vibra/g288ie calculat/g259 cu rela/g288ia (B.3) din Anexa B la acest Cod rezult/g259 T1 <0,7s. deci se atinge, pentru toate cl/g259dirile, valoarea /g5330 = 2,50 (figura C 8.34). Figura C 8.34. Valorile spectrului elastic pentru cl/g259diri cu pere/g288i structurali din zid/g259rie Se accept/g259 c/g259 perioada modului de vibra/g288ie fundamental (T1) poate fi estimat/g259 suficient de exact cu formulele simplificate propuse de standardul SR EN 1998-1: i. T1 = CtH0.75 unde P 100-1 158 Ct = 0.05 pentru cl/g259dirile cu structurile cu pere/g288i din zid/g259rie; H este în/g259l/g288imea cl/g259dirii de la funda/g288ie sau de la partea superioar/g259 a subsolului rigid, în m. În cazul cl/g259dirilor curente din zid/g259rie cu 1÷5 niveluri având în/g259l/g288imea de nivel het = 3.0 ± 0.20 m valorile T1 pot fi determinate din figura C 8.35. Figura C 8.35. Graficul pentru calculul perioadei proprii T1 a cl/g259dirilor din zid/g259rie ii. Ca o alternativ/g259 mai exact/g259 la rela/g288ia de la (i) pentru structurile cu pere/g288i de zid/g259rie valo area coeficientului Ct se poate calcula cu rela/g288ia: c t A 075 0C ./g32 în care /g120 Ac este aria total/g259 efectiv/g259 a pere/g288ilor structurali la primul nivel al cl/g259dirii, în m2 calculat/g259 cu rela/g288ia /g166 /g187 /g187 /g188 /g186 /g171 /g171 /g172 /g170 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14/g32 2 wi ic H l2 . 0 A A unde /g120 Ai este aria transversal/g259 efectiv/g259 a peretelui structural i pe direc/g288ia considerat/g259 la primul nivel al cl/g259dirii, în m2; /g120 lwi este lungimea peretelui structural i la primul nivel, pe direc/g288ia paralel/g259 cu for/g288a aplicat/g259, exprimat/g259 în m, cu limitarea lwi / H /g148 0,9. Referitor la masa total/g259 supus/g259 ac/g288iunii seismice, se precizeaz/g259 c/g259 în cazul cl/g259dirilor din zid/g259rie valoarea acesteia este compus/g259, în ponderi diferite din masa elementelor verticale /g250i din masa aferent/g259 plan/g250eelor. În cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie, masa proprie a elementelor structurale verticale reprezint/g259 o parte important/g259 a masei totale a cl/g259dirii, care depinde de: /g120 densitatea pere/g288ilor structurali; /g120 în/g259l/g288imea de nivel; /g120 greutatea specific/g259 a zid/g259riei 159 Raportul maselor celor dou/g259 subansam bluri componente depinde de alc/g259tuirea construc/g288iei între urm/g259toarele limite: /g120 în cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i din elemente ceramice pline /g250i plan/g250ee din lemn masa zid/g259riei pe nivel este superioar/g259 masei plan/g250eului /g120 în cazul zid/g259riilor cu elemente din BCA /g250i plan/g250ee din beton, masa plan/g250eului este superioar/g259 masei zid/g259riei Aceast/g259 particularitate a cl/g259dirilor din zid/g259rie face ca modelul dinamic clasic, cu mase concentrate la nivelul plan/g250eelor /g250i cu elemente verticale lipsite de mas/g259 proprie, s/g259 reprezinte, în unele cazuri, numai o aproximare relativ grosier/g259 a comport/g259rii dinamice reale a cl/g259dirii. O modelare mai realist/g259 a maselor de nivel supuse ac/g288iunii seismice în cazul cl/g259dirilor cu 2 ÷ 3 niveluri este dat/g259 în figura C 8.36. Figura C 8.36. Modelarea maselor la cl/g259diri din zid/g259rie cu pu/g288ine niveluri (variant/g259) Masa M1 este constituit/g259 din câte 1/2 din masa structurii verticale a nivelurilor 1 /g250i 2 la care se adaug/g259 masa plan/g250eului peste nivelul 1 (care include /g250i frac/g288iunea din înc/g259rc/g259rile utile) Masa structurii verticale pe 1/2 din în/g259l/g288imea primului nivel (cu hniv,1) se neglijeaz/g259 fiind considerat/g259 solidar/g259 cu funda/g288ia rigid/g259 a cl/g259dirii. În cazul cl/g259dirilor cu mai multe niveluri, masa nivelurilor intermediare se determin/g259 în mod analog. Masa M2 este constituit/g259 din 1/2 din masa structurii verticale a ultimului nivel /g250i masa /g250arpantei /g250i a învelitorii la care se adaug/g259 masa plan/g250eului peste ultimul nivel. Aceast/g259 schem/g259 poate fi acceptat/g259 deoarece structura /g250arpantei este, de regul/g259, suficient de rigid /g259 pentru ca deforma/g288iile proprii ale acesteia s/g259 fie neglijate. De asem enea pentru a se /g288ine seama de distribu/g288ia real/g259 a masei în cl/g259dire, în cazul cl/g259dirilor din zid/g259rie cu un singur nivel /g250i acoperi/g250 u/g250or (din lemn sau din o/g288el), sau în cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i deosebit de gro/g250i (cum este cazul unor cl/g259diri monumentale sau biserici), schema structural/g259 se poate stabili folosind expresia cunoscut/g259 a masei echivalente care conduce la aceia/g250i valoare a perioadei proprii de oscila/g288ie a consolei M = 0.25m zidhzid + Macop În formula de mai sus mzid este masa structurii verticale pe 1 metru liniar în eleva/g288ie. Figura C 8.37. Modelarea masei în cazul cl/g259dirilor din zid/g259rie cu un singur nivel În cazul plan/g250eelor flexibile în planul lor, acestea se includ în modelul structural, cu valorile corespunz/g259toare ale rigidit/g259/g288ii /g250i grade suplimentare de libertate dinamic/g259, 160 - pere/g288ii paraleli cu direc/g288ia for/g288ei seismice de proiectare: eforturi sec/g288ionale /g250i deforma/g288ii în planul peretelui; - pere/g288ii perpendiculari pe direc/g288ia for/g288ei seismice de proiectare: eforturi sec/g288ionale /g250i deforma/g288ii perpendiculare pe planul peretelui /g250i, eventual, eforturi sec/g288ionale /g250i deforma/g288ii în planul peretelui rezultate din r/g259sucirea general/g259 a cl/g259dirii. Absen/g288a sau rezisten/g288a insuficient/g259 a leg/g259turilor între pere/g288ii structurali de pe cele dou/g259 direc/g288ii reprezint/g259 o caren/g288/g259 structural/g259 important/g259: - capacitatea de rezisten/g288/g259 a structurii este diminuat/g259 deoarece lipse/g250te aportul "t/g259lpilor" pere/g288ilor compu/g250i (L,T,I) ; - spore/g250te riscul de pierdere a stabilit/g259/g288ii/avariere grav/g259 a pere/g288ilor datorit/g259 ac/g288iunii seismice perpendiculare pe planul lor deoarece lipsesc leg/g259turile verticale de la extremit/g259/g288i. C 8.5.2. Proiectarea suprastructurii C 8.5.2.1. Pere/g288i structurali C 8.5.2.1.1. Condi/g288ii generale C8.5.2.1.1.(1) Sunt considera/g288i pere/g288i structurali to/g288i pere/g288ii de zid/g259rie care îndeplinesc simultan urm/g259toarele condi/g288ii: - au dimensiunile minime (lungimea /g250i grosimea) date în CR 6; - au continuitate pân/g259 la funda/g288ii; - sunt executa/g288i din materialele men/g288ionate în CR 6 /g250i la 8.2 din acest Cod. - În cazul în care dispunerea golurilor în perete este neregulat/g259 pe în/g259l/g288ime (difer/g259 de la etaj la etaj), pentru stabilirea modelului de calcul este necesar/g259 identificarea panourilor cu continuitate pe vertical/g259 /g250i care au cel pu/g288in dimensiunile minime stabilite de CR 6 (panouri active). rezultate din oscila/g288ia plan/g250eelor în plan orizontal. În acest caz, deoarece nu se realizez/g259 leg/g259turi indeformabile între pere/g288ii structurali, masa plan/g250eului aferent/g259 fiec/g259rui perete /g250i greutatea proprie a acestuia vor fi concentrate, la fiecare nivel, în punctele de intersec/g288ie ale peretelui cu plan/g250eele. C 8.5. Principii /g250i reguli generale de alc/g259tuire specifice construc/g288iilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie C 8.5.1. Condi/g288ii generale C8.5.1.(2) Prevederile generale /g250i detaliile de alc/g259tuire date în CR 6 /g250i în acest capitol asigur/g259 realizarea unui ansamblu structural cu rigiditate spa/g288ial/g259 (cutie rigid/g259) capabil s/g259 preia în acela/g250i timp, înc/g259rc/g259rile verticale, permanente /g250i utile, precum /g250i solicit/g259rile seismice indiferent de direc/g288ia de ac/g288iune a acestora. Ca urmare, solicit/g259rile dominante în pere/g288ii structurali, datorate cutremurului, sunt urm/g259toarele: 161 Figura C 8.38. Identificare pere/g288ilor structurali (arii active) (zonele po/g250ate cu gri nu particip/g259 la preluarea for/g288elor seismice) C8.5.2.1.1.(2) Termenul "pere/g288i nestructurali" are semnifica/g288ia dat/g259 în CR 6. Ace/g250ti pere/g288i, care nu fac parte din ansamblul spa/g288ial al pere/g288ilor care alc/g259tuiesc structura principal/g259 (structura care a sigur/g259 rezisten/g288a mecanic/g259 /g250i stabilitatea întregii cl/g259diri) trebuie s/g259 satisfac/g259 cerin/g288a esen/g288ial/g259 de rezisten/g288/g259 mecanic/g259 /g250i stabilitate definit/g259 în Legea nr.10/1995, cu modific/g259rile /g1800i complet/g259rile ulterioare, sub efectele înc/g259rc/g259rilor aferente specificate în CR 6. For/g288a seismic/g259 de proiectare perpendicular/g259 pe plan se determin/g259 conform prevederilor din acest Cod, Capitolul 10. Calculul rezisten/g288ei pere/g288ilor nestructurali la ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe plan se face cu procedeul general stabilit în CR 6. C 8.5.2.1.2. Arii de zid/g259rie /g250i cerin/g288e privind geometria pere/g288ilor C8.5.2.1.2.(1) În toate cazurile, valorile necesare ale ariilor de zid/g259rie pe ambele direc/g288ii principale ale construc/g288iei se determin/g259 prin calcul dar nu pot fi mai mici decât cele care realizeaz/g259 densitatea minim/g259 constructiv/g259 a pere/g288ilor (p%) dat/g259 în tabelele 8.2/g1218.4, în func/g288ie de accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare. În cazul cl/g259dirilor cu regularitate în plan /g250i în eleva/g288ie valorile minime din tabelele 8.2 /g1218.4 asigur/g259, de regul/g259, satisfacerea cerin/g288ei de rezisten/g288/g259. În cazul cl/g259dirilor f/g259r/g259 regularitate valorile din tabele trebuie considerate ca date de referin/g288/g259 pentru proiectarea preliminar/g259. Prevederea în proiecte a ariilor de zid/g259rie care asigur/g259 densitatea minim/g259 constructiv/g259 (p%) pe fiecare direc/g288ie principal/g259 nu elimin/g259 obliga/g288ia proiectantului de a verifica prin calcul satisfacerea cerin/g288ei de rezisten/g288/g259 la ac/g288iunea for/g288elor seismice de proiectare. C8.5.2.1.2.(3) Limitarea raportului "gol/plin" are ca scop evitarea sl/g259birii exagerate a pere/g288ilor structurali prin goluri de u/g250i /g250i ferestre. Valorile rapoartelor gol/plin sunt corelate cu valorile medii ale eforturilor unitare de forfecare care se pot dezvolta în pere/g288ii cl/g259dirilor în func/g288ie de num/g259rul nivelurilor /g250i de zona seismic/g259. Valorile mai mari admise pentru pere/g288ii exteriori au în vedere /g250i necesitatea ilumin/g259rii înc/g259perilor /g250i posibilitatea de a se ob/g288ine imagini arhitecturale mai deosebite. Valorile din tabel se refer/g259 la cl/g259dirile cu regularitate în eleva/g288ie (cu goluri suprapuse). În cazul în care condi/g288iile de regularitate nu sunt satisf/g259cute, valorile din tabelul 8.5 au numai caracter orientativ (pentru proiectarea preliminar/g259) /g250i este recomandat/g259 efectuarea unui calcul static neliniar pentru a se verifica dac/g259 nu exist/g259 elemente susceptibile de cedare prematur/g259. 162 /g250i pere/g288ii structurali) constituie o regul/g259 general/g259 pentru cl/g259dirile din zid/g259rie situate în zone seismice. Excep/g288iile prev/g259zute sunt permise numai pentru cl/g259diri cu pu/g288ine niveluri, din clasele de importan/g288/g259 inferioare /g250i care sunt amplasate în zone cu accelera/g288ie seismic/g259 de proiectare mic/g259. C8.5.2.2.(5) Rigiditatea /g250i rezisten/g288a plan/g250eelor în plan orizontal pot fi afectate prin dispunerea în pozi/g288ii defavorabile a golurilor cu dimensiuni mari (a se vedea, de exemplu CR 6) În cazul în care astfel de situa/g288ii nu pot fi evitate se recomand/g259, efectuarea unui calcul spa/g288ial care s/g259 ia în considerare rigiditatea efectiv/g259, în plan orizontal, a plan/g250eelor din zonele cu goluri mari. C 8.5.3. Proiectarea infrastructurii C8.5.3.(3) Prevederea are ca scop asigurarea extinderii principiului ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 pân/g259 la nivelul terenului de fundare evitând astfel ced/g259ri ale infrastructurii în cazul cutremurelor severe cu consecin/g288e care nu pot fi apreciate cu suficient/g259 exactitate C 8.5.3.1. Funda/g288iile pere/g288ilor structurali C8.5.3.1.(1),(2) Prevederea de la (1) urm/g259re/g250te asigurarea unui traseu direct al înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i orizontale c/g259tre terenul de fundare, condi/g288ie de regularitate recomandat/g259 pentru asigurarea unui r/g259spuns seismic favorabil. Excep/g288ia permis/g259 la (2) se bazeaz/g259 pe faptul c/g259, în unele situa/g288ii, funda/g288iile de tip "talp/g259 continu/g259" pot c/g259p/g259ta dimensiuni care dep/g259/g250esc cu mult l/g259/g288imea necesar/g259 /g250i devin scumpe, ca urmare a unor condi/g288ii constructive (generate, de exemplu, de l/g259/g288imea minim/g259 a s/g259p/g259turilor în /g250an/g288uri). Aceast/g259 situa/g288ie se întâlne/g250te în special la cl/g259dirile cu 1/g1212 niveluri a/g250ezate pe terenuri C 8.5.2.1.3. Sec/g288iuni de zid/g259rie sl/g259bite prin goluri /g250i /g250li/g288uri C8.5.2.1.3.(1) Trimiterea la CR 6 . se refer/g259 la verificarea pere/g288ilor în care golurile de u/g250i /g250i/sau ferestre sunt amplasate în pozi/g288ii decalate la etajele adiacente. Prin aceast/g259 dispunere, atunci când este permis/g259 de proiectul de arhitectur/g259 se ob/g288in anumite avantaje structurale (reducerea eforturilor /g250i sporirea rigidit/g259/g288ii). În cazul în care golurile decalate sunt dispuse neregulat pot rezulta, loca l, devieri bru/g250te ale traseului normal al înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale /g250i seismice /g250i concentr/g259ri de eforturi unitare de compresiune /g250i de forfecare cu valori mult mai mari decât media pe nivelul respectiv. Verificarea rezisten/g288ei pere/g288ilor se face pe o schem/g259 de "grind/g259 cu z/g259brele" ca /g250i pentru pere/g288ii din beton armat (a se vedea, de exemplu, CR 2 -1-1.1). Trimiterea la CR 6 . se refer/g259 la verificarea sec/g288iunilor sl/g259bite de /g250li/g288uri verticale. Verificarea este obligatorie dac/g259 adâncimea /g250li/g288ului este mai mare decât limita prev/g259zut/g259 în CR 6 dar se recomand/g259 /g250i în cazul în care aceast/g259 limit/g259 este respectat/g259, mai ales pentru pere/g288ii cu sec/g288iune compus/g259 (L,T, dublu T), cu t/g259lpi dezvoltate aproape de valoarea maxim/g259 admis/g259 de CR 6, ai cl/g259dirilor situate în zonele seismice cu accelera/g288ii de proiectare mari (orientativ ag/g1160,25g). C 8.5.2.2. Plan/g250ee C8.5.2.2.(2) Prevederea plan/g250eelor rigide în plan orizontal are ca scop asigurarea conlucr/g259rii spa/g288iale a pere/g288ilor de pe cele dou/g259 direc/g288ii principale /g250i a posibilit/g259/g288ii de redistribuire a eforturilor între pere/g288i în cazul în care capacitatea de rezisten/g288/g259 a unora dintre ace/g250tia este dep/g259/g250it/g259. Prevederea în proiecte a plan/g250eelor rigide din beton armat monolit sau prefabricat (cu leg/g259turi adecvate între piesele prefabricate /g250i între acestea 163 164 normale de fundare pentru care presiunea pe talpa funda/g288iilor continue (cu l/g259/g288imi care dep/g259/g250esc cu 5/g12110 cm grosimile zidurilor) este, în general, sub /g1152 /g121 ¾ din presiunea conven/g288ional/g259. Datorit/g259 în/g259l/g288imii reduse a cl/g259dirilor /g250i intensit/g259/g288ii reduse a înc/g259rc/g259rilor seismice pentru care este acceptat/g259 solu/g288ia propus/g259, eforturile din grinzile care sus/g288in pere/g288ii structurali din eleva/g288ie pot fi men/g288inute, f/g259r/g259 dificult/g259/g288i constructive, în domeniul elastic de comportare. C 8.5.3.2. Socluri C8.5.3.2.(1),(2) Folosirea betonului armat este recomandabil/g259 pentru a preveni eventualele ruperi fragile ale soclurilor sub efectul eforturilor sec/g288ionale generate de ac/g288iunea seismic/g259 la baza pere/g288ilor (cu eforturile sec/g288ionale elastice, calculate cu factorul de comportare q=1). Excep/g288ia de la (2) are în vedere cazurile în care, în condi/g288iile men/g288ionate mai sus, eforturile sec/g288ionale din socluri au valori care pot fi preluate de betonul simplu. Se recomand/g259 ca proiectantul s/g259 examineze în acela/g250i timp /g250i oportunitatea dispunerii unor arm/g259turi minimale pentru prevenirea efectelor contrac/g288iei betonului (în aceste condi/g288ii clasa betonului va fi stabilit/g259 pentru a asigura protec/g288ia arm/g259turilor). C 8.5.3.3. Pere/g288i de subsol M/g259surile constructive au ca obiect realizarea la nivelul subsolului a unui subansamblu cu rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate spa/g288ial/g259 superioare celor ale suprastructurii, capabil s/g259 asigure transmiterea eforturilor c/g259tre terenul de fundare f/g259r/g259 dep/g259/g250irea domeniului de comportare elastic/g259 a materialelor /g250i a terenului de fundare. C8.5.3.3.(2) Excep/g288ia de la (2) are în vedere cazurile în care, în condi/g288iile men/g288ionate mai sus, eforturile sec/g288ionale din pere/g288ii de subsol au valori care pot fi preluate de betonul simplu. Proiectantul va examina în acela/g250i timp /g250i oportunitatea dispunerii unor arm/g259turi minimale pentru prevenirea efectelor contrac/g288iei betonului (în aceste condi/g288ii clasa betonului va fi stabilit/g259 pentru a asigura protec/g288ia arm/g259turilor). C8.5.3.3.(4) A se vedea /g250i C8.5.3.3. Pentru calculul pere/g288ilor cu zone sl/g259bite se va /g288ine seama de prevederile de la 8.5.3 (3). C 8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie C 8.5.4.1. Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) Referitor la aceste prevederi se fac urm/g259toarele preciz/g259ri: (1) Sistemul de centuri particip/g259 la asigurarea caracterului spa/g288ial al structurii prin leg/g259turile între pere/g288ii structurali de pe cele dou/g259 direc/g288ii /g250i între pere/g288i /g250i plan/g250ee. În cazul plan/g250eelor din grinzi de lemn/profile metalice elementele de rezisten/g288/g259 trebuie s/g259 fie legate eficient de centuri (prin înglobare pe cel pu/g288in /g1152 din l/g259/g288imea centurii sau prin ancorare în centur/g259, dar f/g259r/g259 întreruperea arm/g259turii din centuri). Pentru a se realiza o transmitere cât mai uniform/g259 a înc/g259rc/g259rilor verticale, centurile se execut/g259 pe toat/g259 l/g259/g288imea peretelui (cu o eventual/g259 reducere pentru aplicarea protec/g288iei termice la pere/g288ii de fa/g288ad/g259). Centurile contribuie /g250i la limitarea propag/g259rii fisurilor înclinate de la un nivel la altul (figura C 8.39.). Aportul arm/g259turilor din centuri nu este luat considerare la calculul rezisten/g288ei la for/g288/g259 t/g259ietoare pentru cl/g259dirile din ZNA. Figura C 8.39. Propagarea fisurilor la cl/g259diri din zid/g259rie nearmat/g259 f/g259r/g259 centuri Peste golurile de u/g250i /g250i de ferestre se prev/g259d, în mod obligatoriu, buiandrugi din beton armat, care pot fi lega/g288i cu centura de la nivelul plan/g250eului, dac/g259 în/g259l/g288imea total/g259 nu dep/g259/g250e/g250te 60-70 cm, sau pot fi independen/g288i pentru în/g259l/g288imi mai mari. În cazul în care buiandrugul este legat cu centura de la plan/g250eu, armarea acesteia va fi continu/g259 (înglobat/g259 la partea superioar/g259 a buiandrugului) iar la partea inferioar/g259 va fi dispus/g259 o arm/g259tur/g259 egal/g259 cu maximum 0.1% din întrega sec/g288iune. Aceast/g259 prevedere este acoperitoare, deoarece limiteaz /g259/elimin/g259 efectul favorabil de reducere a momentului încovoietor în montan/g288i datorit/g259 cupl/g259rii. În cazul în care buiandrugul este separat de centur/g259, armarea acestuia se va face numai pentru înc/g259rc/g259rile verticale aferente, cu procentul minim din reglement/g259rile în vigoare pentru elemente care nu particip/g259 la preluarea for/g288ei seismice. Deoarece în cazul zid/g259riilor nearmate (f/g259r/g259 stâlpi/g250ori la col/g288uri) leg/g259tura între zidurile perpendiculare se asigur/g259 numai prin /g288esere, pentru zonele cu ag/g1160,15g s-a prev/g259zut, ca o m/g259sur/g259 de asigurare suplimentar/g259, montarea în rosturi a unor arm/g259turi de leg/g259tur/g259. C 8.5.4.2. Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i structurali din zid/g259rie confinat/g259 (ZC) Eficien/g288a tuturor categoriilor de arm/g259turi din zid/g259rie (în elementele de confinare, în rosturile orizontale /g250i în stratul median al zid/g259riei cu inim/g259 armat/g259) depinde de modul în care se realizeaz/g259 ancorarea /g250i înn/g259direa acestora. În CR 6 s-au prev/g259zut toate detaliile de armare conform reglement/g259rilor în vigoare pentru beton armat. C 8.5.4.2.1. Prevederi referitoare la stâlpi/g250ori C8.5.4.2.1.(1) Prevederile referitoare la dispunerea în plan a stâlpi/g250orilor sunt detaliate în figura C 8.40. S1- la col/g288uri /g250i intersec/g288ii; S2 - intermediari, când distan/g288ele între S1 dep/g259/g250esc 4.0 m la cl/g259diri în sistem celular /g250i 5.0 m la cl/g259diri în sistem fagure S3- lâng/g259 goluri Figura C 8.40. Amplasarea stâlpi/g250orilor la cl/g259diri din zid/g259rie confinat/g259 conform CR 6 165 - ruperea în scar/g259 din for/g288a t/g259ietoare (concentrarea unei cantit/g259/g288i semnificative de arm/g259tur/g259 în aceast/g259 centur/g259 intermediar/g259); - ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul peretelui. C8.5.4.2.2.(3) Prevederea are ca scop asigurarea func/g288ion/g259rii efective a sistemului de centuri din zid/g259rie în vederea men/g288inerii integrit/g259/g288ii pere/g288ilor din zid/g259rie sub efectul simultan al înc/g259rc/g259rilor seismice în planul pere/g288ilor /g250i perpendicular pe acest plan. În particular, prin continuitatea centurii din traveea casei sc/g259rii se asigur/g259 preluarea for/g288ei de întindere din diafragma orizontal/g259 în acest/g259 sec/g288iune. În lipsa centurii bra/g288ul de pârghie al eforturilor din plan/g250eu este mult redus (uneori la ½ din valoarea total/g259) ceea ce conduce, în special în cazul structurilor cu pere/g288i rari, la necesitatea unor arm/g259ri puternice la limita interioar/g259 a casei sc/g259rii. C 8.5.4.2.4. Prevederi referitoare la armarea zid/g259riei în rosturile orizontale Introducerea arm/g259turilor în rosturile orizontale ale zid/g259riei contribuie la sporirea rezisten/g288ei peretelui confinat la for/g288a t/g259ietoare /g250i a ductilit/g259/g288ii peretelui. 166 C8.5.4.2.1.(5) Standardul SR EN 1998-1 stabile/g250te pentru toate elementele de confinare procentul minim de armare longitudinal/g259 de 1% /g250i condi/g288ia ca aria arm/g259turii longitudinale s/g259 fie /g116 300 mm2. Oricum, pentru dimensiunea minim/g259 a stâlpi/g250orilor (25x25cm), cu procentul minim de 0.8%, rezult/g259 Aa= 5.0 cm 2. Deoarece 4/g4112=4.52cm2<Aa,min prevederea din Cod conduce la 4/g4114 = 6.16 cm2 care corespunde practic procentului minim de 1%. Pentru dimensiuni mai mari ale stâlpi/g250orilor, procentul minim din SR EN 1998-1 conduce la sporuri de arm/g259tur/g259 importante în raport cu pra ctica curent/g259 (acest aspect este relevant în special pentru stâlpi/g250orii ale c/g259ror dimensiuni rezult/g259 din condi/g288ii constructive- de exemplu, din necesitatea de modulare conform CR 6). Prevederile referitoare la armarea transversal/g259 a stâlpi/g250orilor date în CR 6 corespund cerin/g288elor din SR EN 1998-1 /g250i practicii curente din România. Prevederile referitoare la bordarea golurilor cu stâlpi/g250ori /g250i la sporirea constructiv/g259 a dimensiunilor stâlpi/g250orilor (/g250i, implicit, a cantit/g259/g288ii de arm/g259tur/g259 din ace/g250tia) conduc la cre/g250terea semnificativ/g259 a momentului capabil al pere/g288ilor /g250i, în consecin/g288/g259, la cre/g250terea for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 acestui moment. Din acest motiv, de cele mai multe ori, pentru ca zid/g259ria s/g259 poat/g259 prelua for/g288a t/g259ietoare care rezult/g259 este necesar s/g259 se prevad/g259 în proiecte elemente pentru zid/g259rie /g250i/sau mortare cu rezisten/g288e de aderen/g288/g259 mai mari decât cele minime cerute de CR 6 /g250i/sau armarea zid/g259riei în rosturile orizontale. C 8.5.4.2.2. Prevederi referitoare la centuri C8.5.4.2.2.(1) Prevederea centurilor intermediare la cl /g259dirile cu pere/g288i rari /g250i la cl/g259dirile tip "sal/g259/hal/g259" are ca scop sporirea rezisten/g288ei peretelui la: (a) solicit/g259ri statice (b) solicit/g259ri ciclice Figura C 8.41 Efectul arm/g259turii în rosturile orizontale [San Bartolomé,A.,Quiun, D., Mayorca,P. Proposal of a standard for seismic design of confined masonry buildings Institute of Indutrial Science, University of Tokyo, Bulletin of ERS, No.37] [Alcocer,S.M.,Arias,J.G/, Flores ,L.E. Some Developments on Performance –based Seismic Design of Masonry Structures ] Examinarea celor dou/g259 diagrame din figura C 8.41 arat/g259 c/g259 în prima faz/g259, în ambele probe testate, comportarea peretelui a fost liniar/g259, pân/g259 la producerea primei fisuri înclinate. Solicit/g259rile ulterioare, cu deplas/g259ri impuse mai mari, au condus la cre/g250terea deschiderii fisurii principale în zona diagonalei comprimate ceea ce a f/g259cut ca peretele s/g259 fie, practic, separat în dou/g259 p/g259r/g288i cu form/g259 triunghiular/g259. În acest stadiu rigiditatea peretelui este considerabil sc/g259zut/g259 iar rezisten/g288a este asigurat/g259 prin frecare, prin încle/g250tarea mecanic/g259 între elementele pentru zid/g259rie /g250i prin rezisten/g288a la forfecare a stâlpi/g250orilor din beton armat. În continuare rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare a peretelui de zid/g259rie confinat/g259 scade sever ca urmare a degrad/g259rii elementelor (zdrobire local/g259) /g250i forfec/g259rii sec/g288iunilor de la capetele stâlpi/g250orilor. În cazul pere/g288ilor cu arm/g259turi profilate, cu rezisten/g288/g259 ridicat/g259, dispuse în rosturile de a/g250ezare se constat/g259 o comportare mai bun/g259 în cea ce prive/g250te rezisten/g288a, disiparea energiei /g250i capacitatea de deforma/g288ie. În acest caz, încerc/g259rile au ar/g259tat c/g259 fisurarea zid/g259riei este mai uniform distribuit/g259 iar fisurile sunt mai fine ceea ce sugereaz/g259 existen/g288a unei zone comprimate cu l/g259/g288ime mai mare care este echilibrat/g259 de eforturile de întindere din arm/g259turile orizontale. A/g250a cum rezult/g259 din tabelul 8.4., factorul de comportare q pentru zid/g259ria confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturile orizontale este mai mare cu 20% decât cel pentru zid/g259ria f/g259r/g259 arm/g259turi în rosturile orizontale. În condi/g288iile producerii fisurilor înclinate, barele de o/g288el intersectate de fisuri se opun dep/g259rt/g259rii celor dou/g259 fe/g288e ale fisurii /g250i cap/g259t/g259 deforma/g288ii longitudinale. Eforturile care se dezvolt/g259 în arm/g259turi cresc pe m/g259sura cre/g250terii deforma/g288iilor, dar numai atât timp cât acestea r/g259mân în domeniul elastic (pentru o/g288elurile f/g259r/g259 consolidare - de tip OB37 /g250i PC52). For/g288a corespunz/g259toare reprezint/g259 o parte din capacitatea total/g259 de rezisten/g288/g259 a peretelui. Numeroase încerc/g259ri efectuate, atât pe elemente pline cât /g250i pe elemente cu perfora/g288ii dispuse vertical, au ar/g259tat c/g259, pentru pere/g288ii solicita/g288i la for/g288/g259 t/g259ietoare în planul lor, prezen/g288a arm/g259turilor reduce procesul de degradare a rezisten/g288ei dup/g259 atingerea valorii maxime /g250i în acela/g250i timp reduce /g250i uniformizeaz/g259 fisurarea peretelui. Aceste efecte depind de cantitatea de arm/g259tur/g259 dispus/g259 în rosturi /g250i de condi/g288iile de ancorare la capetele barelor. Unele încerc/g259ri au ar/g259tat eficien/g288a arm/g259turilor din rosturile orizontale chiar pentru procente mici (/g35 0.05%), concretizat/g259 prin cre/g250terea raportului dintre for/g288a t/g259ietoare maxim/g259 /g250i for/g288a t/g259ietoare corespunz/g259toare fisur/g259rii. 167 y k h f fp 15 . 0max , /g100 În cazul zid /g259riilor confinate, efectul arm/g259turii din rosturi este îmbun/g259t/g259/g288it dac/g259 barele sunt ancorate în stâlpi/g250orii de margine.Eficien/g288a arm/g259turii din rosturile orizontale depinde în mare m/g259sur/g259 de calitatea zid/g259riei, în special de calitatea mortarului, deoarece, în timpul solicit/g259rii seismice alternante, aderen/g288a între arm/g259tur/g259 /g250i mortar se poate deteriora. În aceast/g259 situa/g288ie eforturile în o/g288el r/g259mân limitate, f/g259r/g259 a se atinge curgerea, /g250i, în consecin/g288/g259, nu se mai produce, pe aceast/g259 cale, disiparea energiei seismice. C 8.5.4.3 Reguli de proiectare specifice pentru construc/g288ii cu pere/g288i din zid/g259rie cu inim/g259 armat/g259 (ZIA) C8.5.4.3.(4) Prevederea /g288ine seama de faptul c/g259, datorit/g259 modului de fabricare a o/g288elului (prin ecruisare), capacitatea de deformare post elastic/g259 a o/g288elului din plasele sudate (tip sârm /g259 tras/g259 la rece) este mult mai mic/g259 decât cea a o/g288elurilor din categoria de rezisten /g288/g259 I (tip OB 37) /g250i din categoria de rezisten/g288/g259 II (tip PC 52). Din acest motiv utilizarea plaselor nu este perm is/g259 la primul nivel unde, sub efectul ac/g288iunii seismice corespunz/g259toare accelera/g288iei de proiectare, este dirijat/g259, prin concep/g288ie, dezvoltarea deforma/g288iilor postelastice. Pentru celelalte niveluri, dimensionarea barelor din plas/g259 trebuie s/g259 se fac/g259 astfel încât o/g288elul s/g259 r/g259mân/g259 în domeniul elastic de comportare pentru for/g288a t/g259ietoare asociat/g259 momentului capabil al peretelui (calculat cu suprarezisten/g288a arm/g259turilor dac/g259 la extremit/g259/g288ile peretelui exist/g259 stâlpi/g250ori arma/g288i vertical cu o/g288el din categoriile de rezisten/g288/g259 I sau II ). C 8.6. Verificarea siguran/g288ei C 8.6.1. Cerin/g288a de rez isten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) C 8.6.1.1. Cerin/g288a de rezisten/g288/g259 pentru efectele cutremurului în planul peretelui Formarea mecanismului de disipare a energiei seismice prin localizarea zonelor plastic poten/g288iale la baza montan/g288ilor, conform CR 6, este favorizat/g259 de faptul c/g259 pentru cazul cl/g259dirilor regulate se poate demonstra c/g259 valoarea raportului dintre momentul capabil într-o sec/g288iune la cota z /g250i momentul capabil în sec/g288iunea de încastrare este superioar/g259 valorii raportului între momentul de r/g259sturnare în sec/g288iunea respectiv/g259 /g250i momentul de r/g259sturnare la baz/g259 ) 0 ( ) ( ) 0 ( ) ( /g32/g33/g32 z M z M z M z M r r cap cap 168 Pentru a se reduce riscul de rupere a zid/g259riei din efortul principal de com presiune (rezultat din suprapunerea efortului normal din compresiunea axial/g259 cu cel tangen/g288ial din for/g288a t/g259ietoare) cantitatea de arm/g259tur/g259 longitudinal/g259 din rosturi trebuie limitat/g259. Astfel, în cazul zid/g259riilor cu elemente cu perfora/g288ii verticale, în [Alcocer,S.M. and Zepeda, J.A. Behavior of multi-perforated cl ay brick walls under earthquake-type loading. P roc. of t he 8 th North American Masonry Conference, Austin, Texas, 1998] se recomand/g259 ca procentul maxim al arm/g259turilor orizontale s/g259 fie limitat în func/g288ie de rezisten/g288a la compresiune a zid/g259riei (fk) /g250i de rezisten/g288a o/g288elului (fy) la valoarea 0 (a) V=0 Rupere din compresiune centric/g259 (b) Rupere din compresiune excentric/g259 (desprindere în rost /g250i/sau zdrobirea zid/g259riei comprimate) (c) Ruper e din for/g288/g259 t/g259ietoare (lunecare în rost orizontal) (d) Rupere din for/g288/g259 t/g259ietoare (în scar/g259, numai prin rosturi/ prin rosturi /g250i elemente) Figur a C 8.42 Scheme de rupere a panourilor de zid/g259rie din compresiune /g250i for/g288/g259 t/g259ietoare Schem ele din figura C 8.42. - cu acelea/g250i nota/g288ii- se reg/g259sesc în imaginile din figura C 8.43. (a) (b) (c) Figura C 8.43 Ruperea panourilor de zid/g259rie - exemplific/g259ri C8.6.1.1.(9) Condi/g288ia se refer/g259 la pere/g288ii structurali pentru care momentul capabil este mai mare decât momentul încovoietor care revine peretelui în ipoteza comport/g259rii elastice a structurii la ac/g288iunea cutremurului de proiectare. Este cazul, des întâlnit, al unor pere/g288i din cl/g259diri cu pu/g288ine niveluri, situate în zone seismice cu valori a g mici, care, din considerente arhitecturale/func/g288ionale, au lungimi mari (de exemplu, pere/g288i de calcan, la limita de proprietate, sau pere/g288i care separ/g259 apartamentele în cazul locuin/g288elor cuplate). În acest caz, rezisten/g288a de proiectare la for/g288/g259 t/g259ietoare nu trebuie s/g259 fie mai mare decât valoarea for/g288ei t/g259ietoare elastice (q=1). Prezen/g288a acestor pere/g288i, dac/g259 sunt amplasa/g288i în pozi/g288ie excentric/g259, conduce, de regul/g259, la eforturi de r/g259sucire de ansamblu care amplific/g259 solicitarea pere/g288ilor de contur. C 8.6.1.2. Cerin/g288a de rezisten/g288/g259 pentru efectele cutremurului perpendicular pe planul peretelui C 8.6.1.2 (1) Se aplic/g259 prevederile CR 6 care /g288in seama de anizotropia zid/g259riei. Determinarea corect/g259 a eforturilor sec/g288ionale în perete sub efectul înc/g259rc/g259rilor perpendiculare pe planul peretelui, este condi/g288ionat/g259, în mare m/g259sur/g259, de identificarea condi/g288iilor reale de prindere/fixare pe contur a panoului de zid/g259rie (rezemare simpl/g259, încastrare elastic/g259 din continuitate, latur/g259 liber/g259). Se subliniaz/g259 faptul c/g259 modelarea ca Existen/g288a acestei rela/g288ii reprezint/g259 o premiz/g259 de realizare a cerin/g288ei de dirijare a zonelor de dezvoltare a deforma/g288iilor inelastice în sec/g288iunea de la baz/g259. Gradul de acoperire a diagramei de momente de r/g259sturnare depinde de valoarea raportului între efortul unitar de compresiune din înc/g259rc/g259rile verticale ( /g116) /g250i efortul unitar de proiectare la compresiune (fd) /g250i este mai mare în cazul cl/g259dirilor cu nniv/g116 3 C8.6.1.1.(1) Ruperea unui panou de zid/g259rie sub efectul combinat al înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i orizontale se poate produce sub una din urm/g259toarele forme: 169 - pere/g288i structurali - pere/g288i nestructurali - panouri de zid/g259rie înr/g259mat/g259 în cadre. Rezisten /g288a la încovoiere perpendicular pe plan se poate dezvolta prin dou/g259 mecanisme (figura C 8.44.): 1. Rezisten/g288a la întindere din încovoiere a zid/g259riei - conform CR 6. 2. Efectul de arc - perete rezemat lateral /g250i perete rezemat sus /g250i jos . C- for/g288a de compresiune din efectul de arc Figura C 8.44. Rezisten/g288a zid/g259riei la încovoiere perpendicular pe plan Zid/g259ria solicitat/g259 normal pe plan se comport/g259 elastic pân/g259 la fisurare. Dup/g259 fisurare, rezisten/g288a la încovoiere este realizat/g259 prin sec/g288iunea redus/g259, analog betonului simplu (se poate admite Wpl /g35 1.75 We) iar apoi scade relativ rapid dac/g259 nu se dezvolt/g259 efectul de arc. Existen/g288a mecanismului de rezisten/g288/g259 prin efectul de arc depinde de îndeplinirea mai multor condi/g288ii dintre care se men/g1802ioneaz/g259 în primul rând existen/g288a contactului direct între panou /g250i cadru. De asemenea, dezvoltarea efectului de arc este limitat/g259 de condi/g288ia de stabilitate a peretelui sub efectul for/g288ei de compresiune (din acest motiv, în unele lucr/g259ri, se consider/g259 c/g259 efectul poate fi luat în considerare numai pentru pere/g288i al c/g259ror coeficient de zvelte/g288e este /g10025) /g250i de un anumit nivel de rigiditate al elementelor cadrului (grinzi /g250i stâlpi). Deoarece formarea efectului de arc prezint/g259 un nivel ridicat de incertitudine în ceea ce prive/g250te realizarea contactului dintre panou /g250i cadru, în CR 6 se consider/g259 c/g259 rezisten/g288a pere/g288ilor la ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor perpendiculare pe plan este asigurat/g259 numai de rezisten/g288a la întindere din încovoiere a zid/g259riei. În aceste condi/g288ii, for/g288a seismic/g259 de proiectare a pere/g288ilor structurali sub efectul înc/g259rc/g259rii seismice perpendiculare pe plan 170 plac/g259 elastic/g259 (acceptat/g259 în regelement/g259ri mai vechi) poate furniza rezultate nerealiste în cazul pere/g288ilor cu anizotropie accentuat/g259 (cu rosturi verticale neumplute sau cu îmbin/g259ri mecanice - tip "nut /g250i feder"). 8.7.6. Rezisten/g288a de proiectare a pere/g288ilor supu/g250i la încovoiere perpendicular pe planul median Rezisten/g288a de proiectare a pere/g288ilor supu/g250i la încovoiere perpendicular pe planul lor se determin/g259 pentru toate categoriile de pere/g288i de zid/g259rie: /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g16 /g32 /g65 panou gol gol A A1 25 . 1 ) (/g75 Dac/g259 Agol/g1000,2Apanou existen/g288a golului poate fi neglijat/g259. C 8.6.2. Cerin/g288a de rigiditate Cerin/g288a se justific/g259 prin faptul c/g259, în prezent, exist/g259 un num/g259r mare de produse din grupa 2S caracterizate fiecare de legi constitutive specifice (/g86-/g72 //g87- /g74). Datele furnizate de produc/g259tor trebuie s/g259 serveasc/g259 proiectantului pentru aprecierea driftului (raportul între deplasarea relativ/g259 a dou/g259 plan/g250ee consecutive /g250i în/g259l/g288imea nivelului respectiv) limit/g259, acceptabil pentru fiecare produs în parte, astfel încât s/g259 fie satisf/g259cut/g259 atât cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor, cât /g250i cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii. Încerc/g259rile efectuate în str/g259in/g259tate /g250i în /g288ar/g259, pe zid/g259rii cu elemente din grupa 2S, au ar/g259tat c/g259 avarii care pot fi considerate ireparabile au loc la valori al driftului între 0,8 /g1211‰. Severitatea avarierii acestora este mai redus/g259 pentru zid/g259riile confinate /g250i armate în rosturile orizontale. C 8.6.3. Cerin/g288a de stabilitate Prevederea se refer/g259 la stabilitatea peretelui sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i a for/g288ei seismice care ac/g288ioneaz/g259 în planul peretelui. Stabilitatea pere/g288ilor din zid/g259rie pentru ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul lor se va verifica pentru for/g288ele seismice determinate conform prevederilor de la Cap.10. C 8.6.5. Cerin/g288e de rezisten/g288/g259 în raport cu starea limit/g259 de serviciu (SLS) C8.6.5.(1) Pentru cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II având în vedere costurile directe /g250i indirecte care pot rezult/g259 prin avarierea pere/g288ilor de zid/g259rie în cazul cutremurelor care se repet/g259 la intervale de timp mai scurte decât cel al cutremurului de proiectare, pentru zonele seismice cu accelera/g288ia terenului pentru proiectare a g /g149 0.30g, rezisten/g288a pere/g288ilor structurali /g250i nestructurali din zid/g259rie /g250i a panourilor înr/g259mate va fi verificat/g259 la ac/g288iunea cutremurului cu interval mediu de recuren/g288/g259 mai mic decât cel al cutremurului de proiectare. Factorul de reducere a ac/g288iunii seismice pentru verificarea rezisten/g288ei se va lua /g547=0,5 iar pentru deplas/g259rile laterale impuse factorul /g547 se va lua conform art.10.3.2.2 Factorul de comportare se va lua q =1.0 (comportare elastic/g259) iar factorul de material va fi /g534 M=1,50. se determin/g259 conform 8.4.2.(4) din acest Cod iar calculul rezisten/g288ei se face luând în considerare suprapunerea efectelor din înc/g259rc/g259rile verticale cu ac/g288iunea seismic/g259 normal/g259 pe plan calculat/g259 conform Cap.10 din prezentul Cod. În unele cazuri, rezisten/g288a de proiectare a panourilor pline poate fi exprimat/g259 prin valoarea for/g288ei normale pe plan pe care o poate prelua peretele respectiv. Pentru verificarea cerin/g288ei de siguran/g288/g259 aceast/g259 valoare urmeaz/g259 s/g259 se compare cu valoarea for/g288ei de proiectare calculat/g259 conform capitolului 10. În cazul panourilor cu goluri la care A gol > 0,2 Apanou for/g288a determinat/g259 ca mai sus se reduce, pentru un panou, cu un coeficient subunitar care înmul/g288e/g250te for/g288a determinat/g259 pentru întreg panoul: 171 /g250i normal pe plan). C 8.7.2. Prevederi suplimentare pentru calculul pere/g288ilor structurali la for/g288/g259 axial/g259 /g250i încovoiere în planul peretelui Pentru determinarea rezisten/g288ei de proiectare la for/g288a axial/g259 /g250i moment încovoietor în CR 6 se folosesc urm/g259toarele ipoteze de baz/g259, valabile atât pentru zid/g259ria nearmat/g259, cât /g250i pentru zid/g259ria armat/g259: 1. Ipoteza sec/g288iunilor plane; 2. Rezisten/g288a la întindere a zid/g259riei pe direc/g288ie perpendicular/g259 pe rostul orizontal este nul/g259; 3. Rela/g288ia efort unitar - deforma/g288ie specific/g259 este dreptunghiular/g259 pentru calculul la starea limit/g259 ultim/g259 ( ULS); 4. Rela/g288ia efort unitar – deforma/g288ie specific/g259 este triunghiular/g259 pentru calculul la starea limit/g259 de serviciu (SLS). Ipoteza sec/g288iunilor plane adoptat/g259 în CR 6 nu este valabil/g259 pentru toate cazurile. În mod special, nu este valabil/g259 în cazul pere/g288ilor scur/g288i solicita/g288i de for/g288e aplicate în planul peretelui. Rezisten/g288a ultim/g259 este îns/g259 relativ pu/g288in influen/g288at/g259 de aceast/g259 neconcordan/g288/g259. Modelele de calcul sunt diferite pentru zid/g259ria nearmat/g259 ( ZNA) /g250i pentru zid/g259ria armat/g259 (confinat/g259, cu inima armat/g259). În cazul zid/g259riei nearmate CR 6 permite calculul considerând c/g259 blocul eforturilor unitare de compresiune pentru ULS este dreptunghiular cu valoarea maxim/g259 0,85fd. Un calcul mai exact pentru valorile mai ridicate ale efortului unitar de compresiune se poate face acceptând c/g259 blocul eforturilor unitare de compresiune are forma diagrame constitutive /g305-/g304 a zid/g259riei [Petrovici,R., Revizuirea Codului CR 6-2006 (I) Propuneri pentru calculul pere/g288ilor din zid/g259rie nearmat/g259 la compresiune excentric/g259 - AICPS Review nr.4/2010]. În acest caz se poate pune în eviden/g288/g259 efectul "ductilit/g259/g288ii de material" a zid/g259riei (raportul /g304 mu//g3041). Compararea diagramelor de interac/g288iune M-N din figurile C8.46. a /g250i b arat/g259 elocvent avantajele zid/g259riilor "ductile". 172 C 8.7. Calculul valorilor de proiectare ale rezisten/g288elor pere/g288ilor din zid/g259rie C 8.7.1. Prevederi generale de calcul C8.7.1.(1) Având în vedere faptul c/g259 în România cutremurul reprezint/g259 ac/g288iunea care dimensioneaz/g259 cl/g259dirile din zid/g259rie pe cea mai mare parte a teritoriului, concep/g288ia CR 6 a avut în vedere stabilirea unor m/g259suri de alc/g259tuire general/g259, de dimensionare /g250i de detaliere constructiv/g259 astfel încât s/g259 fie facilitat/g259 ob/g288inerea unui r/g259spuns seismic favorabil în condi/g288iile unui efort tehnic, tehnologic /g250i economic rezonabil. Din acest motiv, principalele principii /g250i reguli pentru calculul rezisten/g288ei de proiectare au fost date în CR 6. În acest paragraf se dau, în principal, preciz/g259ri legate de diferen/g288ierea m/g259surilor amintite în func/g288ie de severitatea condi/g288iilor seismice C8.7.1.(2) Prevederea aminte/g250te necesitatea determin/g259rii rezisten/g288ei de proiectare a pere/g288ilor pentru ambele situa/g288ii posibile de ac/g288iune a cutremurului (în planul peretelui Figura C 8.45 Model complet de calcul la încovoiere /g250i compresiune Figura C 8.46a Diagrama de interac/g288iune M-N pentru zid/g259rii "fragile" Figura C 8.46b. Diagrama de interac/g288iune M-N pentru zid/g259rii "ductile" În cazul zid/g259riei nearmate, rezisten/g288a de proiectare - momentul încovoietor capabil pentru o valoare dat/g259 a for/g288ei axiale - pentru pere/g288ii care se verific/g259 la SLS - se determin/g259 în ipoteza c/g259 pe sec/g288iunea orizontal/g259 a peretelui se accept/g259 dezvoltarea eforturilor unitare de întindere numai pe o zon/g259 limitat/g259 din lungimea peretelui. Limitarea zonei întinse rezult/g259 din condi/g288ia ca excentricitatea de aplicare a rezultantei înc/g259rc/g259rilor verticale s/g259 nu dep/g259/g250easc/g259 cu mai mult de 20% limita sâmburelui central 173 - În cazul sec/g288iunilor din zid/g259rie armat/g259 (ZC /g250i ZIA) betonul conlucreaz/g259 cu zid/g259ria pân /g259 în stadiul ultim.Conlucrarea este limitat/g259 de caracteristicile m ecanice ale materialului cel mai slab (de regul/g259 elementele pentru zid/g259rie). Figura C 8.47 Deforma/g288ii specifice limit/g259 la pere/g288i din zid/g259rie confinat/g259 Pe baza ipotezelor de mai sus, în CR 6 se accept/g259 c/g259, în cazurile în care nu este necesar un calcul mai exact, rezisten/g288a de proiectare la încovoiere (MRd), asociat/g259 for/g288ei axiale de proiectare (NEd), pentru un perete de form/g259 oarecare din zid/g259rie confinat/g259, poate fi calculat/g259 prin însumarea rezisten/g288ei de proiectare la încovoiere a sec/g288iunii ideale de zid/g259rie nearmat/g259 MRd (zna,i) cu rezisten/g288a de proiectare la încovoiere corespunz/g259toare arm/g259turilor din stâlpi/g250orii de la extremit/g259/g288i MRd(As) Not/g259. Ipotezele de mai sus nu sunt în totalitate în concordan/g288/g259 cu prevederile referitoare la zid/g259ria confinat/g259 din SR EN 1996-1: pentru determinarea valorii de proiectare a momentului unei sec/g288iuni se va avea în vedere o diagram/g259 de eforturi unitare bazat/g259 numai pe rezisten/g288a zid/g259riei; contribu/g288ia armaturii comprimate va fi neglijat/g259./g3 Aceast/g259 abordare conduce la valori mai mici ale momentului capabil a/g250a cum rezult/g259 din figura C 8.58. În zona eforturilor unitare de compresiune obi/g250nuite în cl/g259dirile curente (/g3050=0,2÷0,5 kN/cm2) sporul momentului capabil prin considerarea contribu/g288iei arm/g259turilor din stâlpi/g250orul comprimat este de circa 12 ÷30% . C8.7.2.(2) În cazul pere/g288ilor în form/g259 de L, T /g250i dublu T cu t/g259lpi inegale, rezisten/g288a de proiectare se va lua egal/g259 valoarea cea mai mic/g259 rezultat/g259 pentru cele dou/g259 sensuri de ac/g288iune ale cutremurului (schimbarea solicit/g259rii pe t/g259lpi:"întindere/g156compresiune"). Asigurarea rezisten/g288ei în aceste sec/g288iuni are o importan/g288/g259 major/g259 pentru realizarea conlucr/g259rii spa/g288iale a pere/g288ilor dispu/g250i pe cele dou/g259 direc/g288ii principale ale cl/g259dirii. Starea de eforturi la interfa/g288a inim/g259/talpa are un caracter complex întrucât sec/g288iunea respectiv/g259 este solicitat/g259 simultan de: 174 al sec/g288iunii. În cazul pere/g288ilor cu sec/g288iune dreptunghiular/g259, aceast/g259 condi/g288ie revine la limitarea excentricit/g259/g288ii for/g288ei axiale la valoarea lw/5. În cazul zid/g259riei confinate, CR 6 men/g288ine ipotezele acceptate în mod curent în practica de proiectare din România, /g250i anume: .0 Figura C 8.48. Compara/g288ia diagramelor de interac/g288iune M-N conform SR EN 1996-1-1 /g250i CR 6 - for/g288a de lunecare vertical/g259 provenit/g259 din ac/g288iunea seismic/g259 în planul inimii peretelui; - for/g288ele /g250i momentele provenite din ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul t/g259lpilor (pere/g288ilor perpendiculari). Experien /g288a cutremurelor trecute a ar/g259tat c/g259, sub efectul acestei st/g259ri complexe de solicitare, în multe cazuri, se produce cedarea leg /g259turii între perete /g250i talpi dup/g259 una din schemele de mai jos. (a) (b) Figura C 8.49. Tipuri de avariere la interfa/g288a inim/g259 / talp/g259 a pere/g288ilor compu/g250i C8.7.2.1.(3) Arm/g259turile prev/g259zute la (3) elimin/g259, de regul/g259, avarierea pe schema din figura C 8.49. a dar nu pot preveni ruperea pe schema (b) mai ales dac/g259 în zona respectiv/g259 (dincolo de sec/g288iunea unde au fost oprite barele) în perete exist/g259 /g250li/g288uri verticale. C 8.7.3. Rezisten/g288a de proiectare a pere/g288ilor cupla/g288i C8.7.3.(1) Condi/g288iile enumerate fac parte din m/g259surile pentru realizarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice definit în CR 6. Condi/g288ia 1a este satisf/g259cut/g259 dac/g259, pentru montantul respectiv, la fiecare nivel (j), este verificat/g259 inegalitatea: ) N ( M T2 lM ) h H ( F asoccap n j n j n j asoc rc wcap rcjj /g187 /g187 /g188 /g186 /g171 /g171 /g172 /g170 /g14/g16 /g16/g166/g166 /g166 175 în care - /g166/g16 n j jj h H F) (este momentul de r/g259sturnare dat de for/g288ele Fj aferente montantului, care ac/g288ioneaz/g259 peste sec/g288iunea de la baza nivelului j (n este num/g259rul total de niveluri al cl/g259dirii). Condi/g288ia 2 este satisf/g259cut/g259 dac/g259 sub efectul momentului încovoietor din sec/g288iunea de încastrare a riglei de cuplare rezisten/g288a la compresiune local/g259 a zid/g259riei nu este dep/g259/g250it/g259. C 8.8. Calculul deforma/g288iilor /g250i deplas/g259rilor laterale în planul peretelui C 8.8.1. Condi/g288ii generale Prevederile la care se face trimitere se refer/g259 la stabilirea caracterisiticilor geometrice /g250i a valorilor modulilor de elasticitate pentru calculul deforma/g288iilor /g250i deplas/g259rilor laterale în planul peretelui. Se va /g288ine seama de efectul fisur/g259rii asupra propriet/g259/g288ilor sec/g288ionale /g250i se vor folosi: * caracteristicile geometrice ale sec/g288iunii nefisurate de zid/g259rie /g250i de beton; * ½ din valoarea modulului de elasticitate longitudinal echivalent, de scurt/g259 durat/g259 (Ez) * ½ din valoarea modulului de elasticitate transversal echivalent (Gz) . Pentru zid/g259ria confinat/g259 /g250i zid/g259rie confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturi se va /g288ine seama de prevederile corespunz/g259toare din CR 6. C 8.9. Proiectarea cl/g259dirilor simple din zid/g259rie C 8.9.1. Generalit/g259/g288i C8.9.1.(1) Standardul SR EN 1998-1 /g250i reglement/g259rile na/g288ionale din mai multe /g288/g259ri permit proiectarea unor cl/g259diri din zid/g259rie numai prin respectarea unor condi/g288ii constructive bine precizate, f/g259r/g259 obliga/g288ia verific/g259rii analitice a siguran/g288ei la gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri. Verificarea prin calcul a siguran/g288ei acestor cl/g259diri (suprastructura /g250i infrastructura) este obligatorie pentru toate celelalte grup/g259ri de înc/g259rc/g259ri prev/g259zute în CR 0. Cl/g259dirile pentru care se accept/g259 aceste condi/g288ii simplificate sunt caracterizate prin: /g120 risc seismic redus; - sunt amplasate în zone cu accelera/g288ie de proiectare slab/g259 sau moderat/g259 (în general ag /g1480,20g); - sunt încadrate în clasele inferioare de importan/g288/g259 (clasele III /g250i IV); - au regim de în/g259l/g288ime limitat. /g120 rezerve naturale de rezisten/g288/g259 provenite din: - alc/g259tuire cu regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie; - limitarea efortului unitar de compresiune în pere/g288i (/g305d /g148 0,25fd); - folosirea zid/g259riei cu caracteristici mecanice superioare celor curente ( spor de 20% fa/g288/g259 de cerin/g288ele curente); - folosirea cu prec/g259dere a zid/g259riei armate. 176 1. Asigurarea unui nivel mai ridicat al ductilit/g259/g288ii sec/g288ionale; 2. Cre/g250terea rezisten/g288ei la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 prin spo rirea ariei to tale a pere/g288ilor Valorile de proiectare maxim e ale efortului unitar mediu de compresiune care respect/g259 condi/g288ia /g305med = 0,25f d pentru coeficientul de siguran/g288/g259 /g534M=1,9 considerând majorarea rezisten/g288elor din tabelul 8.2 prev/g259zut/g259 la 8.9.2.(2) sunt date în tabelul urm/g259tor pentru zonele seismice /g250i în/g259l/g288imile acceptate conform art. 8.9.2. Num/g259r niveluri nniv Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag 0.10g /g250i 0.15g 0,20g 1 (P) 0,270 0,340 2 (P+1) 0,290 0,360 3 (P+2) 0,315 0,390 Pentru a ilustra posibilit/g259/g288ile de alegere a sistemului structural pentru cl/g259dirile simple de zid/g259rie, în tabelul urm/g259tor sunt date valorile efective ale efortului unitar mediu de compresiune (/g305d) care se realizeaz/g259 în aceste cl/g259diri în func/g288ie de densitatea pere/g288ilor structurali /g250i de greutatea pe m2 a cl/g259dirilor . Rezult/g259 c/g259 valoarea 0.25fd acoper/g259 eforturile unitare medii din cl/g259dirile simple, cu condi/g288ia alegerii corespunz/g259toare a densit/g259/g288ii pere/g288ilor. Posibilitatea proiect/g259rii cl/g259dirilor f/g259r/g259 verificare prin calcul constituie o excep/g288ie de la conceptul general de proiectare seismic/g259. Adoptarea acestei posibilit/g259/g288i reprezint/g259 o op/g288iune pentru proiectarea cl/g259dirilor simple, a/g1800a cum sunt ele definite în P100-1. C 8.9.2. Materiale pentru zid/g259rie C8.9.2.(2) Prevederea unor valori minime ale rezisten/g288ei caracteristice la compresiune superioare cu 20% celor din tabelul 8.2. are ca scop realizarea unei marje suficiente de siguran/g288/g259 în absen/g288a verific/g259rilor prin calcul /g250i este menit/g259 s/g259 acopere /g250i unele suprasolicit/g259ri locale care nu sunt eviden/g288iate analitic. Sporind ecartul între eforturile unitare efective de compresiune /g250i rezisten/g288a zid/g259riei spore/g250te /g250i ductilitatea structurii. În cazurile în care proiectantul /g250i/sau investitorul urm/g259resc folosirea materialelor care conduc la rezisten/g288ele minime din tabelul 8.2 din Cod siguran/g288a pentru gruparea seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri va fi verificat/g259 prin calcul. C 8.9.3. Condi/g288ii de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 C8.9.3.(2) Limitarea efortului unitar mediu de compresiune la parter are ca scop: 177 Eforturi unitare m edii de compresiune efective în cl/g259diri simple de zid/g259rie Greutate zid/g259rie În/g259l/g288ime Densitatea pere/g288ilor structurali 3% 4% 5% 6% Elemente din BCA g = 10 kN/m2 P 0,166 0,125 0,100 0,083 P+1E 0,333 0,250 0,200 0,166 P+2E --- 0,375 0,300 0,250 Elemente din argil/g259 ars/g259 g = 12 kN/m2 P 0,200 0,150 0,120 0,100 P+1E 0,400 0,300 0,240 0,200 P+2E --- --- 0,360 0,300 Elemente din argil/g259 ars/g259 g = 14 kN/m2 P 0,233 0,175 0,140 0,120 P+1E --- 0,350 0,280 0,233 P+2E --- --- --- 0,350 178 Figura C 9.1. Efectele ac/g288iunilor verticale /g250i orizontale C 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DIN LEMN C 9.1.3 Conceptul de proiectare C9.1.3.1 Proiectarea detaliilor construc/g288ive este foarte important/g259 pentru construc/g288iile din lemn situate în zone seismice. Trebuie asigurat traseul eforturilor în ans amblul structurii de la sol /g250i funda/g288ii la acoperi/g250 /g250i invers (prin forma structurii /g250i continuitate), precum /g250i existen/g288a unei rezerve de rezisten/g288/g259 suficient/g259 (ductilitate /g250i disipare de energie). C9.1.3.2 Ac/g288iunea seismic/g259 implic/g259 importan/g288a major/g259 a continuit/g259/g288ii structurale a leg/g259turilor între diferite elemente /g250i eficacitatea lor la întindere/compresiune. Toate componentele pere/g288ilor de contravântuire /g250i a diafragmelor trebuie s/g259 fie conectate astfel încât s/g259 se constituie într-un ansamblu unitar. In Figura C 9.2 se prezint/g259 localizarea leg/g259turilor /g250i exemple de solu/g288ii care s/g259 asigure continuitatea structural/g259. La nivelul plan/g250eului, o centur/g259 periferic/g259 trebuie s/g259 fie prev/g259zut/g259 astfel încât s/g259 reziste eforturilor de întindere ce ac/g288ioneaz/g259 din plan/g250eu sub forma unor înc/g259rc/g259ri orizontale (Figura C 9.2, b) /g250i s/g259 asigure continuitatea la col/g288uri, unde îmbin/g259rile dintre panouri trebuie s/g259 fie mai dese (Figura C 9.2, a). Elementele de rezisten/g288/g259 verticale trebuie s/g259 fie îmbinate continuu pe în/g259l/g288ime pentru a asigur/g259 transmiterea uniform/g259 a eforturilor verticale (Figura C 9.2, c). Trebuie considerat/g259 în mod special întinderea perpendicular/g259 pe fibre. Pentru aceasta, în Figura C 9.3, d, în/g259l/g288imea b e nu trebuie s/g259 fie mai mare ca 2/3h, pentru a limita riscul de despicare. Este necesar ca leg/g259turile din Figura C 9.3, b, d si e, s/g259 nu fie excentrice. C9.1.3.3 Îmbin/g259rile trebuie s/g259 fie capabile s/g259 lucreze pe dou/g259 direc/g288ii perpendiculare. De aceea, îmbin/g259rile cu contact direct pe o singur/g259 direc/g288ie nu sunt recomandate. În Figura C 9.4 sunt exemplificate îmbin/g259ri cu transmitere pe dou/g259 direc/g288ii a eforturilor. Funda/g288iile trebuie legate între ele, pentru a conlucra ca un tot unitar, ca un radier in caz de deformare a terenului. 179 Figura C 9.2. Detalii care asigur/g259 continuitatea la înc/g259rc/g259ri orizontale. (a) înt/g259rirea col/g288urilor; (b) continui tatea nervurilor întinse; (c) continuitatea montan/g288ilor întin/g250i; (d) preluarea ridic/g259rii /g250i alunec/g259rii pe funda/g288ii cu ajutorul ancor/g259rilor. Figura C 9.3. Detalii de proiectare a îmbin/g259rilor solicitate la întindere perpendicular/g259 pe fibre (a) si (c) comportare nefavorabil/g259; (b), (d) si (e) comportare favorabil/g259. 180 Figura C 9.4. Dispozi/g288ii constructive pentru prevenirea pierderii contactului pe reazeme în construc/g288ii vechi /g250i moderne C 9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative C 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare C9.4.1 Sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor alternante, elementele din lemn au, în general, o comportare liniar/g259. Ruperea lor este fragil/g259, în special datorit/g259 defectelor de material. Disiparea de energie este slab/g259, cu excep/g288ia cazurilor de compresiune transversal/g259. Îmbin/g259rile încleiate au, de asemenea, o comportare elastic/g259 /g250i nu contribuie la deforma/g288ia plastic/g259 a structurii, nici la disiparea de energie. Aceasta înseamn/g259 c/g259 structurile din lemn având îmbin/g259ri încleiate sau din bare perfect articulate pot fi considerate slab disipative, f/g259r/g259 nici o posibilitate de plastificare. Plastificarea /g250i disiparea de energie pot s/g259 se produc/g259 în îmbin/g259rile diferitelor elemente doar in cazul îmbin/g259rilor semirigide (îmbin/g259ri mecanice realizate cu elemente de îmbinare metalice). C9.4.2 Îmbin/g259rile mecanice prezint/g259, în general, o comportare plastic/g259 atunci când valorile diametrelor tijelor /g250i distan/g288ele dintre rândurile de tije /g250i dintre tije /g250i marginea elementului din lemn sunt respectate. Acest fenomen apare din comportarea lemnului la capacitatea portant/g259 local/g259 asociat/g259 cu plasticitatea /g250i disiparea de energie a metalului. C9.4.3 Pentru a evita reducerea capacit/g259/g1802ii de rezisten/g288/g259 a unei structuri de lemn, trebuie respectate urm/g259toarele principii: - proiectarea unor piese de fixare care s/g259 împiedice smulgerea elementelor din îmbinare; - evitarea utiliz/g259rii unor mijloace de îmbinare susceptibile de a avea rupere fragil/g259; - utilizarea unor materiale având o comportare favorabil/g259 sub sarcini repetate. 181 C 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR C 10.1 Generalit/g259/g288i Principalele realiz/g259ri ob/g288inute în ingineria seismic/g259 în ultimele decenii ale secolului XX s-au canalizat în special c/g259tre îmbun/g259t/g259/g288irea siguran/g288ei structurale. De/g250i s-au înregistrat unele progrese, preocup/g259rile privind siguran/g288a seismic/g259 a componentelor nestructurale ale cl/g259dirilor (CNS) nu s-au dezvoltat la nivelul celor relative la siguran/g288a structural/g259 cu toate c/g259 avarierea elementelor /g250i/sau componentelor subsistemului CNS poate avea, chiar dac/g259 la scar/g259 mai redus/g259, acelea/g250i categorii de consecin/g288e. Primele coduri de proiectare seismic/g259 nu au insistat asupra protec/g288iei CNS deoarece aveau ca obiectiv declarat asigurarea protec/g288iei vie/g288ii, inclusiv prin m/g259suri care s/g259 permit/g259 evacuarea în siguran/g288/g259 a cl/g259dirii, dar nu aveau în vedere nivelul de avariere care putea, în multe cazuri, s/g259 conduc/g259 la ie/g250irea din func/g288iune a acesteia, pe durate de timp mai mici sau mai mari /g250i/sau s/g259 fac/g259 inacceptabile din punct de vedere economic opera/g288iile de reparare . Prima men/g288iune privitoare la protec/g288ia seismic/g259 a CNS se g/g259se/g250te într-o anex/g259 la UBC (Uniform Building Code) din 1927 /g250i se refer/g259 la asigurarea stabilit/g259/g288ii elementelor ornamentale, a parape/g288ilor /g250i placajelor atât din exteriorul cl/g259dirilor cât /g250i din interiorul acestora. Ulterior (1935) acela/g250i Cod a prev/g259zut, ca recomandare, proiectarea CNS /g250i a prinderilor acestora pentru o for/g288/g259 orizontal/g259 propor/g288ional/g259 cu greutatea respectiv/g259 F= CW. Abia în 1961 aceast/g259 prevederea a devenit obligatorie. Istoric, prevederile referitoare la diferitele categorii de CNS au ap/g259rut în codul american dup/g259 cum urmeaz/g259: - prinderile panourilor exterioare prefabricate (UBC 1967); - rafturile de depozitare /g250i sistemele de tavane suspendate (UBC 1973); - echipamentele /g250i utilajele, inclusiv prinderile acestora (UBC 1976); - sistemele de sprinklere /g250i pardoselile în/g259l/g288ate (UBC 1985); - panourile de reclame/firme, sistemele principale de conducte, boilerele, instala/g288iile de climatizare, motoare, pompe, etc (UBC 1988). În reglement/g259rile din România prevederile referitoare la proiectarea seismic/g259 a CNS au avut urm/g259toarea cronologie: - P 13-63: a stabilit for/g288a seismic/g259 de calcul S CNS = c CNSQCNS unde coeficientul global cCNS era multiplu al coeficientului K s (Ks = 0.05 pentru gradul seismic 8 MSK); s-au dat un num/g259r foarte restrâns de prevederi referitoare la Elemente care nu fac parte din structura principal/g259 de rezisten/g288/g259. - P 13-70: p/g259streaz/g259, în principal, acela/g250i nivel de for/g288e seismice de proiectare ca /g250i P 13-63; idem în ceea ce prive/g250te prevederile constructive. - P 100-78: prevede unele sporuri ale nivelului de for/g288e seismice de proiectare dar prevederile constructive pentru CNS lipsesc complet. - P 100-81: men/g288ine nivelul for/g288elor seismice din P 100-78; apare un capitol important M/g259suri privind proiectarea /g250i execu/g288ia instala/g288iilor pentru construc/g288ii. 182 - P 100-92: men/g288ine nivelul for/g288elor seismice din P100-81 (cu unele preciz/g259ri) iar capitolu l referitor la proiectarea instala/g288iilor cap/g259t/g259 o dezvoltare mai mare (inclusiv o anex/g259 explicativ/g259). - P 100-1/2006: nivelul for/g288elor seismice a crescut odat/g259 cu modificarea h/g259r/g288ii de zonare iar valorile for/g288elor au fost diferen/g288iate în func/g288ie valorile specifice ale factorilor de am plificare proprie (/g533CNS) /g250i de factorii de comportare (qCNS) Se men/g1802ioneaz/g259 îns/g259 faptul c/g259, în ultimii ani, chiar în condi/g288iile aplic/g259rii prevederilor din P 100-1 /2006, riscul seismic al CNS a sporit deoarece, în cele mai multe cazuri, alc/g259tuirea de ansamblu a cl/g259dirilor proiectate s-a caracterizat prin rezolv/g259ri arhitecturale complexe, al c/g259ror r/g259spuns seismic este, de multe ori, dificil de anticipat suficient de exact prin calcul iar proiectarea elementelor nestructurale nu a /g288inut seama întotdeauna de constrângerile specifice impuse de mi/g250c/g259rile seismice. Ne referim aci, de exemplu, la cl/g259dirile cu forme complexe în plan /g250i în eleva/g288ie care includ suprafe/g288e vitrate de mari dimensiuni. De regul/g259, aceste suprafe/g288e vitrate, furnizate /g250i montate de firme specializate, nu sunt verificate de proiectan/g288ii respectivi din punct de vedere al capacit/g259/g288ii de a prelua "driftul" probabil al structurii, amplificat sensibil de torsiunea de ansamblu a cl/g259dirilor cu form/g259 complex/g259, /g250i, uneori, nici pentru ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul lor. O alt/g259 cauz/g259 a vulnerabilit/g259/g288ii seismice a CNS este datorat/g259 /g250i faptului c/g259 proiectarea acestora este adesea încredin/g288at/g259 arhitec/g288ilor debutan/g288i sau personalului mediu, fiind rezolvat/g259 prin aplicarea mecanic/g259 a unor detalii care, în multe cazuri, s-au dovedit necorespunz/g259toare /g250i care sunt preluate în proiecte f/g259r/g259 nici o analiz/g259 critic/g259. Detalierea prinderilor CNS este f/g259cut/g259 de multe ori cu întârziere fa/g288/g259 de graficul de execu/g288ie sau, adesea, este l/g259sat/g259 la latitudinea constructorului (de exemplu, cazul tavanelor false care incl ud /g250i corpuri de iluminat neasigurate împotriva balansului în timpul cutremurului). Chiar /g250i prevederile referitoare la ancorarea zid/g259riilor lipsesc în cele mai multe cazuri de pe planuri sau sunt aplicate mecanic, f/g259r/g259 un calcul efectiv al arm/g259turilor necesare în stâlpi/g250orii /g250i centurile de la calcane, atice, parape/g288i (în marea majoritate a cazurilor, arm/g259rile acestora fiind stabilite la "ochi" sau preluate din proiecte anterioare). Nu trebuie neglijate situa/g288iile când se folosesc elemente nestructurale de import (inclusiv detaliile de prindere respective) provenite din /g288/g259ri neseismice /g250i a c/g259ror capacitate de rezisten/g288/g259 nu este verificat/g259 pentru intensitatea seismic/g259 de calcul a diferitelor amplasamente din România. Verificarea proiectelor din punct de vedere al rezisten/g288ei /g250i stabilit/g259/g288ii CNS de c/g259tre verificatori atesta/g288i, prev/g259zut/g259 în acest capitol la 10.10.(2), are ca scop tocmai prevenirea comport/g259rii nefavorabile a CNS la ac/g288iunea cutremurului de proiectare /g250i men/g288inerea acestora în func/g288iune în cazul cl/g259dirilor cu func/g288iuni vitale pentru cutremurele cu perioad/g259 de revenire mai scurt/g259. R/g259spunsul seismic al CNS prezint/g259 numeroase particularit/g259/g288i care conduc la folosirea unor concepte /g250i metode de proiectare specifice, diferite substan/g288ial de cele folosite curent pentru proiectarea elementelor structurale. Diferen/g288ele principale provin din: - Comportarea la ac/g288iunea seismic/g259 direct/g259 : Datorit/g259 amplific/g259rii rezultate din r/g259spunsul dinamic al structurii, accelera/g288ia seismic/g259 la care sunt supuse CNS amplasate peste nivelul de încastrare al suprastructurii este mult superioar/g259 accelera/g288iei seismice a terenului. M/g259sur/g259torile efectuate pe diferite tipuri de cl/g259diri arat/g259 c/g259 accelera/g288ia la nivelul plan/g250eelor cre/g250te pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii 183 ajungându-se pân/g259 la am plific/g259ri de 3/g1214 ori ale accelera/g288iei terenului la ultimul plan/g250eu al cl/g259dirii. Ca atare, în afar/g259 de caracteristicile mi/g250c/g259rii terenului /g250i de caracteristicile dinamice ale structurii principale, r/g259spunsul seismic al unei CNS depinde /g250i de pozi/g288ia acesteia în cl/g259dire. - Comportarea la ac/g288iunea seismic/g259 indirect/g259 : Elementele subsistem ului CNS care au prinderi m ultiple de structur/g259 sau care se afl/g259 în contact direct cu elementele structurii sunt solicitate prin deforma/g288iile impuse de mi /g250carea structurii principale în timpul cutremurului. Acest tip d e solicitare a unei CNS se produce deoarece fiecare p unct de prindere are o m i/g250care diferit/g259 /g250i în unele cazuri defazat/g259 (de sens opus) fa/g288a de mi/g250carea celorlalte; intensitatea acestei solicit/g259ri depinde direct de m/g259sura în care d istan/g288ele între punctele de prindere se modific/g259 în timpul cutremurului. - Propriet/g259/g288ile dinamice ale CNS: masa, rigiditatea /g250i amortizarea proprie ale CNS sunt, de regul/g259, mult m ai mici decât masa, rigiditatea /g250i amortizarea structurii. P erioada proprie de vibra/g288ie a unei CNS poate fi, uneori, apropiat/g259 de perioada unuia dintre m odurile de vibra/g288ie ale structurii, rezultând din aceast/g259 cauz/g259, /g250i fiind favorizat/g259 /g250i de amortizarea proprie redus/g259, o situa/g288ie de cvasi-rezon an/g288/g259, cu amplificarea foarte important/g259 a mi/g250c/g259rii la baza CNS (la nivelu l unde aceasta este rezemat/g259). În cazurile, mai rare, în care masa /g250i rigiditatea CNS au m/g259rimi apropiate de cele ale structurii principale se poate produce un fenom en de interac/g288iune, semnificativ ca intensitate, între CNS /g250i structura p rincipal/g259. Ca urmare sistemul compus "structur/g259 + CNS" poate c/g259p/g259ta perioade proprii apropiate astfel încât r /g259spunsul seismic maxim poate corespunde la dou/g259 sau chiar trei perioade proprii ale structurii. - Propriet/g259/g288ile mecanice ale materialelor /g250i echipamentelor au unele particularit/g259/g288i care pot amplifica efectele ac/g288iunii seismice: * de regul/g259, materialele din care sunt alc/g259tuite CNS nu sunt adecvate pentru preluarea solicit/g259rilor seismice: au comportare fragil/g259 (sunt lipsite de ductilitate) /g250i au rezisten/g288e mecanice reduse, în particular la eforturi unitare de întindere; * componentele echipamentelor /g250i mai ales prinderile (asambl/g259rile) dintre acestea pot fi deteriorate / desf/g259cute cu u/g250urin/g288/g259 de mi/g250carea construc/g288iei în timpul cutremurului conducând la ie/g250irea din func/g288iune a instala/g288iei / echipamentului. Ca atare r/g259spunsul seismic al fiec/g259rei CNS este diferit în func/g288ie de domeniul de comportare – fragil sau ductil - al materialului din care aceasta este alc/g259tuit/g259. În cazul echipamentelor electro-mecanice r/g259spunsul seismic depinde /g250i de capacitatea acestora de a suporta mi/g250c/g259rile individuale diferite ale componentelor în timpul cutremurului. Problemele protec/g288iei seismice a subsistemelor nestructurale din cl/g259diri sunt abordate în mod complex în codurile de proiectare din multe /g288/g259ri avansate dintre care pe primul loc se g/g259se/g250te SUA. În majoritatea acestor /g288/g259ri în care hazardul seismic reprezint/g259 o amenin/g288are serioas/g259 pentru via/g288a /g250i bunurile popula/g288iei au fost promovate reglement/g259ri care con/g288in numeroase prevederi referitoare la protec/g288ia ini/g288ial/g259, prin proiectare, a componentelor nestructurale din cl/g259dirile noi precum /g250i la evaluarea gradului de asigurare /g250i la reducerea riscului seismic al CNS din cl/g259dirile existente. 184 - se prev/g259d for/g288e seismice de proiectare mai mari; - con/g288ine prevederi constructive mai severe /g250i mai detaliate; - con/g288ine prevederi suplimentare referitoare la driftul admisibil (de proiectare); - are prevederi specifice suplimentare pentru proiectarea prinderilor; - impune proiectarea pentru ac/g288iunea seismic/g259 în cazul echipamentelor care au nivel ridicat de importan/g288/g259 în cazul cl/g259dirilor cu func/g288iuni esen/g288iale. În concep/g288ia sistemic/g259 o cl/g259dire este alc/g259tuit/g259 din dou/g259 subsisteme: /g120 subsistemul elementelor structurale (structura) /g120 subsistemul componentelor nestructurale (CNS). În conformitate cu defini/g288iile curent folosite, subsistemul elementelor structurale este constituit din componentele cl/g259dirii care sunt destinate s/g259 asigure satisfacerea cerin/g288ei de siguran/g288/g259 structural/g259 a cl/g259dirii sub ac/g288iunea diferi/g288ilor agen/g288i mecanici proveni/g288i din mediul natural sau antropic. Pentru cl/g259dirile situate în zone seismice de intensitate medie sau ridicat/g259, alc/g259tuirea, dimensionarea /g250i detalierea constructiv/g259 a subsistemului elementelor structurale este condi/g288ionat/g259, în primul rând, de efectele for/g288elor seismice. Pentru cl/g259dirile aflate în zone seismice de intensitate slab/g259, structurile corect proiectate pentru înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale, permanente /g250i utile, /g250i (eventual) pentru cele datorate ac/g288iunii vântului, pot asigura, f/g259r/g259 m/g259suri suplimentare, satisfacerea cerin/g288ei de siguran/g288/g259 structural/g259. Clasificarea componentelor unei cl/g259diri în structurale/nestructurale trebuie considerat/g259 mai mult din punct de vedere metodologic. În Codurile de proiectare clasificarea este bazat/g259 pe anumite criterii formale, uneori subiective, care conduc la metodologii de evaluare seismic/g259 diferite. În realitate cl/g259direa r/g259spunde ac/g288iunii seismice ca un ansamblu unitar în care ordinea ced/g259rii elementelor nu este neap/g259rat cea avut/g259 în vedere în scenariul de proiectare. Multe elemente definite ca nestructurale (pe baza incertitudinilor privitoare la interven/g288ia lor în r/g259spunsul seismic de ansamblu) contribuie, pozitiv sau negativ, la realizarea obiectivului de performan/g288/g259 seismic/g259 urm/g259rit de proiectant. În particular, componentele din zid/g259rie considerate nestructurale în scenariul de proiectare pot avea atât efecte negative (de exemplu, în cazul unor interac/g288iuni necontrolate cu elementele structurii) cât /g250i o contribu/g288ie favorabil/g259 (dac/g259 sunt realizate condi/g288iile de conlucrare cu structura la preluarea/disiparea energiei seismice) Evolu/g288ia în timp a nivelului de cunoa/g250tere a f/g259cut ca amploarea prevederilor Codurilor de proiectare referitoare la protec/g288ia seismic/g259 a CNS s/g259 creasc/g259 de la o edi/g288ie la alta. Astfel, ultima variant/g259 a International Building Code – IBC 2003 [ICC International Code Council - International Building Code IBC 2003], menit/g259 s/g259 înlocuiasc/g259 cele trei coduri model folosite în prezent pe teritoriul SUA, con/g288ine numeroase elemente de progres fa/g288/g259 de codurile precedente: 185 /g250i men/g288ine pozi/g288ia în cl/g259dire /g250i integritatea fizic/g259 proprie (care condi/g288ioneaz/g259 /g250i capacitatea de func/g288ionare dup/g259 cutremur). Prevederile legate de proiectarea, execu/g288ia /g250i montajul componentelor nestructurale din cl/g259diri au ca scop reducerea pierderilor totale provocate de cutremure. Experien/g288a cutremurelor din trecut a ar/g259tat c/g259 marea majoritate a pierderilor economice directe /g250i indirecte s-a datorat avarierii componentelor nestructurale. Pierderile directe se refer/g259 la costurile de reparare / înlocuire a componentelor avariate iar pierderile indirecte rezult/g259 din întreruperea / blocarea activit/g259/g288ilor de produc/g288ie, comerciale, din transporturi, etc. În multe situa/g288ii, avarierea CNS a afectat siguran/g288a vie/g288ii locuitorilor din cl/g259diri /g250i din afara lor, fiind raportate un num/g259r semnificativ de decese /g250i foarte multe cazuri de persoane r/g259nite. Astfel, în Japonia, la cutremurul Miyagiken-oki (1978) au murit 18 persoane (2/3 din totalul victimelor) ca urmare a pr /g259bu/g250irii gardurilor de incint/g259 iar la cutremurul de la Kobe (1995) 65 persoane /g250i-au pierdut via/g288a datorit/g259 c/g259derii unor piese grele de mobilier (1% din totalul victimelor). Avarierea /g250i ie/g250irea din lucru a unor componente nestructurale, în special din categoria instala/g288iilor, a condus la întreruperea func/g288ion/g259rii unor cl/g259diri cu func/g288iuni esen/g288iale pentru interven/g288ia/reac/g288ia post cutremur. În SUA, la cutremurul de la Northridge (1994), 10 spitale principale, ale c/g259ror structuri erau practic neafectate, au fost scoase din func/g288iune prin avarii la CNS: avarierea instala/g288iilor de ap/g259, spargerea geamurilor, oscilarea puternic/g259 a corpurilor de iluminat, avarierea contragreut/g259/g288ilor de la ascensoare /g250i întreruperea aliment/g259rii cu energie electric/g259. Chiar /g250i în cazul cl/g259dirilor curente, avarirea unor CNS din categoria instala/g288iilor poate face construc/g288ia respectiv/g259 nelocuibil/g259 pe o perioad/g259 de timp. De/g250i ponderea important/g259 a avarierii CNS în bilan/g288ul pierderilor totale provocate de cutremure a fost identificat/g259 de mai mult timp, ac/g288iunea comunit/g259/g288ii speciali/g250tilor a c/g259p/g259tat o amploare mai mare numai în ultimele trei decenii. Acest lucru s-a datorat faptului c/g259 ultimele cutremure au ar/g259tat c/g259, în timp ce performan/g288ele structurale ale cl/g259dirilor moderne, proiectate dup/g259 coduri avansate, au fost satisf/g259c/g259toare, s-au înregistrat numeroase situa/g288ii de avariere masiv/g259 a p/g259r/g288ilor secundare chiar în cazul unor cutremure de intensitate moderat/g259 (de exemplu: Loma Prieta – 1989, magnitudine Richter M R = 7.1 /g250i Northridge – 1994, MR = 6.7). În ultimele decenii studiul complex, teoretic /g250i experimental, al comportarii seismice a componentelor nestructurale ale construc/g288iilor, /g250i reglementarea în consecin/g288/g259 a 186 C 10.1.1.Obiect /g250i domeniu de aplicare C10.1.1 (1) Necesitatea introducerii în P100-1 a unui capitol distinct /g250i consistent privind componentele nestructurale se justific/g259, în primul rând, prin constatarea, atât în /g288ar/g259 cât /g250i în str/g259in/g259tate, a faptului c/g259 în marea majoritate a cazurilor în proiectele de construc/g288ie nu sunt prev/g259zute m/g259suri speciale pentru protec/g288ia seismic/g259 a CNS. În mod curent se recurge la folosirea experien/g288ei trecute sau la detalii constructive care pot fi foarte corecte pentru o zon/g259 neseismic/g259 dar pot fi generatoare de consecin/g288e grave în zone seismice. Totodat/g259, faptul c/g259 în majoritatea codurilor sunt date prevederi speciale numai pentru protec/g288ia seismic/g259 a unui num/g259r restrâns de CNS poate conduce la concluzia c/g259 restul acestora nu trebuie protejate. Componentele nestructurale nu constituie parte a structurii principale dar trebuie s/g259 posede caracteristici structurale (stabilitate, rezisten/g288/g259, rigiditate, ductilitate) pentru a- /g250i anume [Gunturi, S.K.V & Shah,H.C. Mapping structural damage to monetary damage in Structural Engineering in Natural Hazard Mitigation, Proc.ASCE Structures Congress 1993; Irvine CA,SUA, ] : - absen/g288a unui ansamblu unitar de formul/g259ri /g250i, chiar, de defini/g288ii specifice (de referin/g288/g259); - absen/g288a unor coduri /g250i metodologii de proiectare acceptate de întreaga comunitate de speciali/g250ti (a se vedea, de exemplu, discrepan/g288a între nivelurile de abordare din SR EN 1998-1 /g250i din reglement/g259rile americane); - lipsa unui control unitar asupra procesului de proiectare. /g287inând seama de caracterul de noutate al acestui Capitol /g250i de faptul c/g259, în cele mai multe cazuri, inginerii proiectan/g288i de structuri nu sunt familiariza/g288i aspectele specifice ale r/g259spunsului seismic al CNS /g250i cu conceptele /g250i metodele de proiectare seismic/g259 a CNS, comentariile de fa/g288/g259 vor con/g288ine /g250i multe elemente explicative/descriptive (dintre care unele au chiar aspect didactic) urm/g259rind prin aceasta s/g259 ajute la în/g288elegerea elementelor care stau la baza prevederilor din Cod /g250i astfel s/g259 faciliteze aplicarea acestora în proiectare. Tendin/g288a de diversificare a m/g259surilor de protec/g288ie a CNS supuse ac/g288iunii seismice, în func/g288ie de particularit/g259/g288ile constructive /g250i de nivelul de risc asociat, implic/g259 o analiz/g259 mai complex/g259 decât cea cu care sunt obi/g250nui/g288i în prezent proiectan/g288ii, analiza care iese cu mult din tiparele /g250i/sau din comoditatea rutinei de proiectare. Din acest motiv va fi necesar ca, în viitor, acest segment al proiect/g259rii s/g259 revin/g259 în întregime inginerilor structuri/g250ti, care, în colaborare cu arhitec/g288ii /g250i cu inginerii care proiecteaz/g259 instala/g288iile /g250i echipamentele mecanice din cl/g259diri, s/g259 g/g259seasc/g259 solu/g288iile cele mai adecvate pent ru îmbun/g259t/g259/g288irea performan/g288elor seismice ale CNS. Este evident, totodat/g259, c/g259 din punct de vedere practic, prin adoptarea unei astfel de metodologii de proiectare a componentelor nestructurale efortul proiectan/g288ilor va cre/g250te, va deveni mai complex /g250i, prin urmare, mai costisitor. Aceste costuri suplimentare trebuie s/g259 fie îns/g259 judecate în raport cu beneficiile incomparabil mai mari care se ob/g288in prin limitarea avarierii elementelor nestructurale. C10.1.1.(5) Este evident, mai ales din considerente economice, c/g259 atât protec/g288ia elementelor nestructurale din cl/g259dirile noi cât /g250i interven/g288iile pentru reducerea riscului din cl/g259dirile existente trebuie s/g259 fie diferen/g288iate în func/g288ie de importan/g288a cl/g259dirii /g250i de severitatea ac/g288iunilor seismice susceptibile de a afecta cl/g259direa pe întreaga durat/g259 de exploatare stabilit/g259 de investitor, astfel încât riscul de avarie s/g259 fie cât mai mic în condi/g288iile unui efort financiar ra/g288ional /g250i acceptabil pentru investitor. Stabilirea nivelului de performan/g288/g259 minim admisibil – riscul admisibil - deci cel implicit acceptat prin reglement/g259rile de proiectare, este o problem/g259 de decizie politic/g259 corespunz/g259toare unei anumite etape în dezvoltarea economic/g259 a societ/g259/g288ii dintr-o /g288ar/g259. Pentru o construc/g288ie, considerat/g259 individual, investitorul poate solicita proiectantului un obiectiv de performan/g288/g259 prin care se realizeaz/g259 un grad de asigurare mai ridicat decât cel minim prev/g259zut de reglement/g259rile tehnice, dac/g259 prin aceasta se ob/g288ine o minimizare a costului total (Ctot) al cl/g259dirii constituit din costul investi/g288iei ini/g288iale (Ci), costul lucr/g259rilor de repara/g288ie/consolidare (Cr) care devin necesare dup/g259 cutremurele m/g259surilor necesare pentru sporirea nivelului de siguran/g288/g259 al acestora, au cunoscut o evolu/g288ie rapid/g259. Cu toate aceste progrese, la ni vel conceptual/teoretic, se constat/g259 înc/g259 existen/g288a mai multor impedimente pentru aplicarea pe scar/g259 larg/g259 a acestui concept la proiectarea cl/g259dirilor noi /g250i a lucr/g259rilor de interven/g288ie asupra cl/g259dirilor din fondul construit existent 187 a/g250tep tate pe durata de exploatare prev/g259zut/g259 pentru cl/g259dire, /g250i costurile indirecte (Cind) rezultate din întreruperea func/g288ion/g259rii cl/g259dirii.Aceast/g259 idee poate fi particularizat/g259 în cazul CNS sub forma: Ctot,CNS = Ci,CNS + Cr,CNS + Cind,CNS în care: Ci,CNS – costul ini/g288ial (de investi/g288ie) al subsistemului CNS; Cr,CNS – costul total al repara/g288iilor/înlocuirii elementelor subsistemului CNS ca urmare a avarierii produse de cutremure pe toat/g259 durata de exploatare a cl/g259dirii (aceast/g259 valoare nu include costurile legate de repara/g288iile/înlocuirile rezultate necesare din uzura normal/g259 a cl/g259dirii); Cind,CNS - costul indirect al avarierii CNS (pierderi de beneficii în func/g288ie de durata probabil/g259 de nefunc/g288ionare a cl/g259dirii). În ceea ce prive/g250te costul ini/g288ial al m/g259surilor de protec/g288ie seismic/g259 a CNS trebuie s/g259 re/g288inem faptul c/g259 acesta este practic nesemnificativ în raport cu pagubele directe /g250i indirecte care se pot produce prin avarierea CNS. Un studiu mai vechi din SUA [ Whitman, R.V , /g250i colab. Seismic Design Analysis Structures Publication no.381, MIT, March 1974] arat/g259 c/g259 pentru cl/g259diri cu structura în cadre sporul de cost pentru protec/g288ia CNS este numai de 1% indiferent de zona seismic/g259 a amplasamentului. Figura C 10.1. Costul protec/g288iei seismice a CNS la cl/g259dirile din cadre de beton armat Un alt exemplu al eficien/g288ei investi/g288iei ini/g288iale este cel al unui generator electric de rezerv/g259 pentru un spital al c/g259rui cost ini/g288ial/de înlocuire este de 50.000 $ iar costul izolatorilor seismici /g250i al dispozitivului de fixare împotriva deplas/g259rii/r/g259sturn/g259rii este de numai 250 $. [ PAHO Pan American Health Organization Principles of Disaster Mitigation in Health Facilities Washington D.C. 2000]. Datorit/g259 incertitudinilor legate de manifestarea cutremurelor /g250i de r/g259spunsul seismic al structurii /g250i al CNS, costurile repara/g288iilor pe durata de exploatare /g250i pierderile indirecte trebuie considerate ca m/g259rimi definite pe baze probabilistice ( cost total probabil) Efectul economic al protec/g288iei seismice a CNS depinde în mare m/g259sur/g259 de func/g288iunea cl/g259dirii care stabile/g250te de fapt ponderea relativ/g259 a costurilor structurii/ componentelor nestructurale/bunurilor aflate în cl/g259dire. În figura urm/g259toare, este reprezentat/g259 structura costurilor pentru cl/g259diri de spitale, de birouri /g250i de hoteluri. Din examinarea acesteia rezult/g259 c/g259 ponderea cea mai mare în 188 Figura C 10.2. Costurile relative ale componentelor cl/g259dirilor C10.1.1.(6) Ac/g288iunea seismic/g259 asupra CNS se manifest/g259 ca: /g120 ac/g288iune "direct/g259" /g120 ac/g288tiune "indirect/g259" Cele dou/g259 tipuri de ac/g288iune sunt ilustrate în figura C 10.3. (a) Ac/g288iunea direct/g259 (b) Ac/g288iunea indirect/g259 Figura C 10.3. Ac/g288iunea cutremurului asupra componentelor nestructurale Avarierea / ruperea CNS datorit/g259 efectului d irect al cutremurului se produce prin: - dep/g259/g250irea rezisten/g288ei materialului; - r/g259sturnare datorit/g259 ancor/g259rii insuficiente sau lipsei de ancorare; - deplasare prin lunecare datorit/g259 ancor/g259rii insuficiente sau lipsei de ancorare. M/g259surile pentru reducerea riscului de avarie prin efectul direct al cutrem urului constau în principal în: - asigurarea unei ancor/g259ri corespunz/g259toare; - prevederea unor m/g259suri constructive speciale pentru asigurarea stabilit/g259/g288ii (elem ente/subansambluri care au ca rol asigurarea stabilit/g259/g288ii ). Avarierea / ruperea CNS prin efectu l indirect al cutremurului se poate produce din una dintre urm/g259toarele cauze: - deplasarea relativ/g259 de nivel excesiv/g259 a structurii; - incompatibilitatea rigidit/g259/g288ii CNS cu rigiditatea structurii; - interac/g288iuni necontrolate între elementele structurii /g250i CNS al/g259turate; - prinderea CNS de dou/g259 structuri (tronsoane) independente; - prinderea CNS de structur/g259 în mai multe puncte. investi/g288ie revine mobilierului, dot/g259rilor /g250i elementelor nestructurale. În consecin/g288/g259, sporuri minore de cost ale structurii (1 /g1212%) sunt solu/g288ia cea mai potrivit/g259 pentru reducerea costului total probabil pe întrega durat/g259 de exploatare.[Taghavi,S & Miranda ,E. Seismic Performance and Loss Assessmen t of Nonstructural Building Components Proceedings of 7 th National Conference on Earthquake En gineering, Boston., MA. ,2002] [Miranda, E. Respo nse Assessment of Nonstructural Building Elements PEER Report 05/2003] 189 M/g259surile pentru reducerea riscului de avarie prin efectul indirect al cutrem urului constau, pentru aceast/g259 categorie de elemente în: - limitarea deplas/g259rilor relative de nivel pentru structura principal/g259; - proiectarea CNS pentru a putea prelua deplas/g259rile estimate f/g259r/g259 cedarea prinderilor /g250i f/g259r/g259 avarierea com ponentei respective. Din punct de vedere al cauzelor care produc avarierea lor în timpul cutremurului, CNS se clasific/g259 în dou/g259 grupe: i. Componente a c/g259ror avariere se produce, în principal, prin ac/g288iunea seismic/g259 direct/g259 (efectul for/g288elor de iner/g288ie corespunz/g259toare produsului dintre masa CNS /g250i accelera/g288ia pe care aceasta o cap/g259t/g259 în tim pul cutremurului). Aceste com ponente sunt denumite în literatura de specialitate /g250i componente sensibile la accelera/g288ia seismic/g259. Afectarea C NS din zid/g259rie prin efectul direct al for/g288elor de iner/g288ie se poate concretiza sub una din urm/g259toarele forme: /g120 fisuri, cr/g259p/g259turi, disloc/g259ri rezultate din dep/g259/g250irea capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a componentei datorit/g259 solicit/g259rilor produse de for/g288ele de iner/g288ie; /g120 r/g259sturnarea sau alunecarea componentei datorit/g259 lipsei de ancorare sau a unei ancor/g259ri insuficiente (cazul componentelor rezemate în consol/g259 - atice, parapete, balustrade, co/g250uri de fum /g250i de ventila/g288ie,etc). ii. Componente a c/g259ror avariere se produce, în principal, prin ac/g288iunea seismic/g259 indirect/g259 (efectul deforma/g288iilor impuse prin deplas/g259rile laterale relative ale punctelor de prindere/de contact cu structura principal /g259). Aceste componente sunt denum ite în literatura de specialitate /g250i componente sensibile la deplas/g259ri impuse de mi/g250carea seismic/g259. Avarierea CNS din zid/g259rie prin efectul ind irect al ac/g288iunii seismice poate fi provocat/g259 de una dintre urm/g259toarele cauze: /g120 valoare mare a deplas/g259rii relative de nivel a structurii; /g120 incompatibilitate între rigiditatea structurii /g250i cea a componentelor nestructurale din zid/g259rie; /g120 interac/g288iuni necontrolate între elementele nestructurale din zid/g259rie /g250i elementele structurale adiacente; /g120 prinderea elementelor nestructurale de structuri diferite (dac/g259 rosturile de deplasare nu traverseaz/g259 /g250i CNS). Pentru proiectarea seismic/g259 a CNS este important/g259 identificarea sensibilit/g259/g288ii diferitelor categorii de CNS la cele dou/g259 categorii de efecte ale cutremurului men/g288ionate la C10.1.(6). Pe baza analizelor teoretice (modelul dinamic) /g250i a tipului de interac/g288iune cu structura principal/g259 (specific fiec/g259rei categorii de CNS) în tabelul urm/g259tor este dat/g259 o clasificare a CNS din acest punct de vedere: 190 Tabelul C10.1 Categoria componentei nestructurale Efect direct Efect indirect A Componente arhitecturale A1 Elemente ata/g250ate anvelopei Finisaje , elemente de protec/g288ie termic/g259 sau decora/g288ii din c/g259r/g259mid/g259, beton, piatr/g259, materiale ceramice, sticl/g259 sau similare, care au ca suport elementele de închidere, structurale sau nestructurale (elemente lipite de fa/g288ad/g259 sau ancorate de fa/g288ad/g259) S P Copertine, balustrade, atice, profile ornamentale, marchize, statui, firme/reclame rezemate în consol/g259, antene. P ---- A2 Elementele anvelopei Elem entele structurii proprii a anvelopei - panouri de perete pline sau vitrate, montan/g288i, rigle, buiandrugi, centuri /g250i alte elemente care nu fac parte din structura principal/g259 a construc/g288iei; tâmpl/g259riile înglobate, inclusiv geamurile/sticla. S P A3 Elemente de compartimentare interioar/g259 fixe sau amovibile (inclusiv finisajele /g250i tâmpl/g259riile înglobate) grele sau u/g250oare. Placaje interioare: - din piatr/g259 , inclusiv marmura - din elemente ceramice S P A4 Tavane suspendate: - a plicate direct pe structur/g259 P ----- A5 Alte elemente de construc/g288ie Sc/g259ri P S B1/g121B4 Instala/g288ii Echipam ente, utilaje P ----- Conducte /g250i tevi P S C1/g121C2 Echipamente electromecanice P S D1/g121D3 Mobilier /g250i alte dot/g259ri P ---- P /g159 efect principal S /g159 efect secundar. În cazul CNS sensibile la ac/g288iunea seismic/g259 direct/g259, interac/g288iunea structur/g259/CNS datorat/g259 deforma/g288iilor/deplas/g259rilor reazemelor are o importan/g288/g259 redus/g259. CNS sensibile la ac/g288iunea direct/g259 pot fi avariate prin lunecare, înclinare sau r/g259sturnare (echipamentele mecanice/electrice sunt, de regul/g259, sensibile la ac/g288iunea direct/g259). Intensitatea celor dou/g259 efecte asupra CNS depinde /g250i de amploarea incursiunilor structurii în domeniul post-elastic. Pentru structurile cu ductilitate mare (proiectate pentru valori mari ale factorului de comportare q) valoarea accelera/g288iei de nivel este mai mic/g259 decât cea corespunz/g259toare structurilor cu r/g259spuns cvasielastic (orientativ cele proiectate pentru q /g100 1,5/g1212,0) /g250i, din acest motiv, CNS care sunt sensibile la ac/g288iunea 191 - siguran/g288a vie/g288ii; - pierderea total/g259/par/g288ial/g259 a func/g288ionalit/g259/g288ii; - pierderi economice de am ploare (care pot cauza cheltuieli directe /g250i /sau indirecte m ari în raport cu valoarea de investi/g288ie). În func/g288ie de consecin/g288ele pe care le poate avea avarierea lor, CNS ale cl/g259dirilor se pot clasifica în patru mari categorii, dup/g259 cum urmeaz/g259: a) Elemente sau subansambluri a c/g259ror avariere poate afecta sigu ran/g288a vie/g288ii persoanelor din exteriorul cl/g259dirii, poate bloca accesele în cl/g259dire /g250i/sau poate provoca pagube m ateriale cl/g259dirii /g250i ter/g288ilor: - pere/g288i exteriori nestructurali (fa/g288ade grele /g250i u/g250oare/pere/g288i cortin/g259), inclusiv placajele/fin isajele /g250i decora/g288iile ata/g250ate acestora, copertinele de la intr/g259ri; - elemente de protec/g288ie termic/g259 de pe pere/g288ii structu rali din beton armat; - elemente decorative sau ata/g250ate pe fa/g288ade: parap e/g288i, jardiniere, firme, antene /g250i similare; - elemente de construc/g288ie aflate la nivelul acoperi/g250ului: lucarne, corni/g250e, atice, co/g250uri de fum /g250i de ventila/g288ie, piese ale învelitorilor ceramice; - garduri de incint/g259. b) Elemente sau subansambluri a c/g259ror avariere poate afecta sigu ran/g288a vie/g288ii persoanelor din interiorul cl /g259dirii, poate împiedica accesul echipelor de interven /g288ie sau evacuarea în siguran/g288/g259 a cl/g259dirii: - pere/g288i interiori de compartimentare, în special cei de pe c /g259ile de acces /g250i/sau de evacuare; - tavane suspendate, inclusiv corpurile de iluminat; - instala/g288ii sau echipamente a c/g259ror avariere poate provoca accidente: boilere, cazane sub p resiune, transformatoare electrice, etc. c) Elemente sau subansambluri a c/g259ror avariere poate conduce la scoaterea din func/g288iune a unor cl/g259diri cu func/g288iu ni esen/g288iale (de exemplu, în cazul spitalelor, centrelor de com unica/g288ii, etc.). Componentele nestructurale din aceast/g259 categorie (aparatura specific/g259, re/g288elele de alim entare, mobili erul tehnologic) trebuie s/g259 fie identificate, în fiecare cl /g259dire în parte, de c/g259tre speciali/g250tii utilizatori. d) Elemente sau subansambluri a c/g259ror avariere poate provoca numai pagube materiale legate de înlocuirea/reparare a lor /g250i/sau de întreruperea activit/g259/g288ii în cl/g259dire pe durate diferite de timp. Inventarierea avariilor specifice, pentru principalele categorii de CNS, este prezentat/g259 în cele ce urmeaz/g259 pe baza datelor din [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 356: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regula tion for New Buildings. (1998)] /g250i a fost întocmit/g259 prin numeroase cercet/g259ri in-situ dup/g259 cutremurele din trecut. 192 "direct/g259" a cutremurului sunt mai pu/g288in solicitate. În schimb, în cazul structurilor proiectate cu valori mari ale coeficientului q, CNS care sunt sensibile la ac/g288iunea "indirect/g259" a cutremurului trebuie s/g259 poat/g259 prelua deplas/g259ri relative mai mari ale punctelor de prindere. C 10.2. Cerin/g288e generale de performan/g288/g259 seismic/g259 specifice CNS C10.2 (1) Identificarea principalelor categorii de avarii pe care cutremurele le produc subsistemului CNS /g250i cunoa/g250terea mecanismului de avariere au ca scop fundamentarea m/g259surilor practice de proiectare seismic/g259. Riscurile cauzate de avarierea CNS se refer/g259 la: - Tavane suspendate: c/g259derea panourilor, avarii pe contur, separarea nervurilor principale d e cele transversale. - Tavane din tencuial/g259 (ipsos): c/g259dere par/g288ial/g259/total/g259, desfacere local/g259. - Zid/g259rii de fa/g288ad/g259: c/g259derea zidurilor, avarierea panourilor /g250i a prinderilor, spargerea geam urilor, c/g259derea placajelor. - Decora/g288ii, ornamente: avarii care conduc pân/g259 la riscul de c/g259dere a unor piese m asive, grele. - Pere/g288i tencui/g288i sau placa/g288i cu panouri de ipsos: fisurare, cr/g259p/g259turi, disloc/g259ri. - Pere/g288i desp/g259r/g288itori amovibili: r/g259sturnare, deplasare. - Plan/g250ee în/g259l/g288ate (ridicate): c/g259dere, separarea între module. - Elemente înglobate în tavane suspendate (corpuri de iluminat, guri de ventila/g288ie, sprinklere): c/g259derea din tavanul suspendat, ruperea capetelor sau conductelor de ap/g259. - Pere/g288i de închidere /g250i desp/g259r/g288itori din zid/g259rie nearmat/g259: desfacerea /g250i c/g259derea zidurilor /g250i parape/g288ilor, c/g259derea molozului de la pere/g288ii desp/g259r/g288itori. - Boilere: lunecarea, ruperea conductelor de gaz sau mo torin/g259, ruperea sau îndoirea /g288evilor de abur /g250i a supapelor de avarie. - Instala/g288ii de r/g259cire: lun ecarea, r/g259sturnarea, ie/g250irea din func/g288iune, pierderea lichidului de r/g259cire. - Generatoare electrice de urgen/g288/g259 (de rezerv/g259): avarierea izolatorilor de vibra/g288ii, ruperea leg /g259turilor de alimentare (motorin/g259, energie, linii de comand/g259), pierdere capacit/g259/g288ii de func/g288ionare, ruperea liniilor de transmitere. - Pompe pentru apa de incendiu : ruperea buloanelor de ancoraj, m odificarea pozi/g288iei pom pei în raport cu motorul, ruperea conductelor. - Rezervoare locale: avarierea vasului, ruperea conductelor//g288evilor. - Echipamente de comunica/g288ii: alunecare, r/g259sturnare, r/g259sucire care produce ie/g250irea din func/g288iune. - Transformatori principali : alunecare, pierderea ulei ului, ruperea/avarierea izolatorilor, ie/g250irea din func/g288iune. - Panouri electrice principale : alunecarea sau r/g259sturnarea, spargerea sau avarierea /g288evilor sau barelor colectoare. - Ascensoare (cu trac/g288iune): ie/g250irea contragreut/g259/g288ii de pe /g250ine, ie/g250irea cablurilor de pe scripete, dislo carea echipamentelor. - Alte echipamente fixe: alunecare sau r/g259sturnare, ie/g250irea din func/g288iune, avarierea echipam entelor al/g259turate. - Canaliz/g259ri: rupere, separare, pierderi de lichid, pierderea aburilor. - /g287evi, conducte: rupere, pierderi de lichid. C10.2 (2) O formulare mai concret/g259 a cerin/g288elor de performan/g288/g259 ale CNS este posibil/g259 în cadrul concep/g288iei generale pe proiectare seismic/g259 pe baza conceptului de performan/g288/g259 (engl.PBSD /g159Performance based seismic design). Gradul de avarie maxim probabil dup/g259 producerea unui cutremur define/g250te nivelul de performan/g288/g259 seismic/g259 al cl/g259dirii. Gradul de avariere se refer/g259 la atât la elementele structurii (ES) cât /g250i la componentele nestructurale (CNS) /g250i se define/g250te prin natura, amploarea /g250i consecin/g288ele avariilor (pierderilor). 193 1. Cl/g259dire complet func/g288ional/g259 (CCF) : cl/g259dire cu avarii neglijabile, care continu/g259 s/g259 func/g288ioneze norm al, inclusiv instala/g288iile, echipamentele /g250i dot/g259rile. 2. Cl/g259dire func/g288ional/g259 (CF): cl/g259dire cu avarii minore /g250i întreruperi de scurt/g259 durat/g259 ale serviciilor/utilit/g259/g288ilo r neesen/g288iale, dar care poate fi folosit/g259 normal. Deoarece elementele subsistemului CNS asigur/g259 func/g288ionalitatea cl/g259dirii, este evident c/g259 realizarea acestor dou/g259 niveluri de performan/g288/g259 depinde, în primul rând, de comportarea subsistemului CNS sub ac/g288iunea cutremurului. În cazul CNS care sunt sensibile la ac/g288iunea indirect/g259 a cutremurului, performan/g288a seismic/g259 a acestora depinde, evident, /g250i de performan/g288a seismic/g259 a structurii.Nivelul de performan/g288/g259 cl/g259dire complet func/g288ional/g259 este asociat solicit/g259rilor pentru care incursiunile dincolo de limita domeniului elastic de comportare a materialelor sunt întâmpl/g259toare. În cazul structurilor ductile, dup/g259 dep/g259/g250irea limitei de cl/g259dire func/g288ional/g259 (CF) exist/g259 un interval lung de deformare, între CF /g250i CPV, în care avariile sunt apreciate ca fiind controlabile (în consecin/g288/g259 /g250i avarierea CNS nu este excesiv/g259). [ BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 274: NEHRP Commentary on theGuidelines for the Seismic Rehabilitation of Buildings, october 1997] În cazul structurilor cu comportare neductil/g259 (proiectate cu factori de comportare relativ mici) domeniul în care se poate afirma c/g259 avarierea CNS nu este excesiv/g259 (între CF /g250i CPV) este mult mai restrâns. (a) (b) Figura C 10.4. Domeniul avariilor controlate la structuri ductile (a) /g1800i neductile (b) 194 Astfel în SUA, în conformitate cu prevederile stabilite de [ SEAOC Performance –B ased Seismic Engineering. Vision 2 000 Committ ee, Sacramento . 1 995] /g250i cu recomand/g259rile [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 450: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings. (20 03)] se definesc patru niveluri de performan/g288/g259, primele dou/g259 fiind legate de starea limit/g259 de serviciu (SLS) /g250i celelalte legate de starea limit/g259 ultim/g259 (ULS). Cerin/g288ele de performan/g288/g259 legate de (SLS) sunt definite dup/g259 cum urmeaz/g259 : I. Complet func/g288ional /opera/g288ional: Se produc numai avarii mi nore ale CNS care continu/g259 s/g259 func/g288ioneze, iar cl /g259direa este disponibil/g259 pentru utilizarea normal/g259. Repara/g288iile cu caracter local /g250i izolat, dac/g259 sunt necesare, pot fi executate oricând dore/g250te ben eficiarul. Satisfacerea acestui nivel depinde /g250i de caracteristicile echipamentelor ( calificarea seismic/g259) /g250i de calitatea montajului.Uneori este necesar/g259 existen/g288a/func/g288ionarea alim ent/g259rii de rezerv/g259 cu energie electric/g259. II. Func/g288ional: CNS se afl/g259 în siguran/g288/g259 /g250i, dac/g259 sursele de alimentare respective sunt disponibile, cele m ai multe dintre acestea pot func/g288iona. Sistemele vitale (Life Safety S ystems) sunt opera/g288ionale. Se produc avarii u/g250oare la unele CNS, câteva geam uri sparte, unele echipam ente pot ie /g250i din functiune. C/g259ile de acces /g250i echipamentele pentru siguran/g288a vie/g288ii r/g259m ân n general disponibile /g250i func/g288ionale (dac/g259 alimentarea cu energie func/g288ioneaz/g259). Repara/g288iile, uneori mai num eroase, pot fi îns/g259, începute oricând dore/g250te beneficiarul. Riscul de r/g259nire/pierderea vie/g288ii datorit avariilor CNS este foarte sc/g259zut. Dac/g259 structura nu are avarii grave, ocupan/g288ii pot r/g259mâne în siguran/g288/g259 în cl/g259dire dar, uneori, în condi/g288ii de confort redus. III. Protec/g288ia vie/g288ii: Se produc avarii semnificative ale CNS. Acestea sunt în siguran/g288/g259 din punct de vedere al stabilit/g259/g288ii /g250i al rezisten/g288ei, dar este posibil ca, în cele mai multe cazu ri, instala/g288iile /g250i echipamentele s/g259 nu func/g288ioneze. Se produc avarii extinse si costisitoare ale CNS care necesit/g259 timp lung pentru refacere, dar nu se produc disloc/g259ri /g250i c/g259deri sistematice. C/g259ile de acces pot fi par/g288ial blocate de m oloz sau de unele elem ente de construc/g288ie c/g259zute. Se pot produce /g250i alte degrad/g259ri semnificative ale cl/g259dirii prin avarierea instalatiilor: inundarea, incendii. Pot fi persoane r/g259n ite prin c/g259derea CNS dar riscul de pierdere a vie/g288ii este, în general, foarte sc/g259zut, atât la interiorul cl/g259dirii cât /g250ila exterior. IV. Precolaps : Este posibil ca multe CNS s/g259 fie dislocate sau s/g259 aib/g259 prinderile rupte/avariate /g250i din acest motiv s/g259 prezinte un risc major de pr/g259bu/g250ire /g250i deci, pericol pentru siguran/g288a vie/g288ii. În cl/g259dirile corect proiectate elementele grele/masive care reprezint/g259 pericole grave în cazul în care se pr/g259bu/g250esc sunt asigurate /g250i nu cad în zonele unde sunt posibile aglomer/g259ri de persoane. La acest nivel de avariere nu se poate asigura protejarea c/g259ilor de acces /g250i nici a instala/g288iilor pentru siguran/g288a vie/g288ii (instala/g288iile de stingere a incendiilor, de exemplu). Descrierea comport/g259rii generale a subansamblului CNS, pentru fiecare dintre cele patru n iveluri de p erforman/g288/g259 seismic/g259 (NPS) ale cl/g259dirii, a fost formulat/g259 în documentul [ SEAOC Performan ce –Based Seismic Engineering. Vision 2000 Committee, Sacramento. 1995] dup/g259 cum urmeaz/g259: 195 C10.2.(4) Proiectarea seismic/g259 conform acestui capitol se aplic/g259 în teritoriu, diferen/g288iat în func/g288ie de: /g120 severitatea hazardului seismic la amplasament (accelera/g288ia ag); /g120 clasa de importan/g288/g259 a cl/g259dirii /g120 riscul care rezult/g259 din avarierea unei anumite clase de CNS (în principal riscul pentru siguran/g288a vie/g288ii) C10.2.(5) Except/g259rile men/g288ionate la acest punct au în vedere existen/g288a unui risc redus pentru siguran/g288a vie/g288ii rezultat din coroborarea urm/g259toarelor considerente: - nivelul de solicitare sc/g259zut ; - inexisten/g288a unui pericol public în cazul avarierii; - clasa de importan/g288a inferioar/g259 a cl/g259dirilor (pentru care nu se cere func/g288ionarea continu/g259 /g250i care nu ad/g259postesc aglomer/g259ri de persoane); - inexisten/g288a unor riscuri speciale (deversare de lichide sau aburi cu temperatur/g259 sau presiune ridicate sau a altor substan/g288e periculoase). În plus pentru toate componentele B/g121D (cu excep/g288ia B4) pentru care /g74CNS /g100 1, s-a avut în vedere c/g259, prin limitarea greut/g259/g288ii /g250i a în/g259l/g288imii de montare, aceste elemente nu constituie pericol pentru siguran/g288a vie/g288ii în cazul în care se r/g259stoarn/g259 sau se deplaseaz/g259 din pozi/g288ia în care sunt montate. C 10.3. Bazele calculului seismic al componentelor nestructurale Actuala edi/g288ie a P 100-1 are la baz/g259 valori mai ridicate cu 25% ale accelera/g288iilor seismice de proiectare fa/g288/g259 de cele din P 100-1/2006, pentru toate loca/g288iile care se afl/g259 sub inciden/g288a cutremurelor intermediare din Vrancea /g250i a cutremurelor superficiale din Banat. Pentru aceste zone accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare este a g=0,20g÷0,40g ceea ce m/g259re/g250te, direct propor/g288ional, valoarea for/g288ei seismice pentru care trebuie proiectate CNS. Aceste valori corespund unui interval mediu de recuren/g288/g259 de circa 225 de ani /g250i servesc pentru calculul CNS la starea limit/g259 ultim/g259 de stabilitate /g250i de rezisten/g288/g259. Pentru calculul la starea limit/g259 de serviciu (SLS) se folose/g250te o frac/g288iune (/g542) din valoarea ag corespunz/g259toare amplasamentului, diferen/g288iat/g259 în raport de riscul poten/g288ial care decurge din avarierea diferitelor categorii de componente nestructurale. Cre/g250terea for/g288ei seismice propor/g288ional cu cre/g250terea accelera/g288iei de proiectare a fost compensat/g259 par/g288ial prin reducerea coeficien/g288ilor de siguran/g288/g259 pentru unele materiale având vedere faptul c/g259 intervalul mediu de recuren/g288/g259 al cutremurului de proiectare a crescut de la 100 de ani la 225 de ani (probabilitatea de producere în cursul existen/g288ei construc/g288iei a cutremurului de proiectare a sc/g259zut). Au fost îns/g259 introduse prevederi mai severe pentru protec/g288ia componentelor esen/g288iale din cl/g259dirile din clasa I de importan/g288/g259 /g250i pentru toate componentele care prezint/g259 risc pentru siguran/g288a vie/g288ii. Prevederile sunt mai severe pentru zonele cu valori ridicate ale accelera/g288iilor (a g/g1490,30g) pentru care experien/g288a na/g288ional/g259 /g250i interna/g288ional/g259 este mai redus/g259. În orice caz, sporirea accelera/g288iei seismice de proiectare va conduce, în multe situa/g288ii, la cre/g250terea dimensiunilor unor elemente (sporirea grosimii pere/g288ilor nestructurali) /g250i la cre/g250terea dimensiunilor prinderilor /g250i la necesitatea unor m/g259suri constructive mai stricte atât pentru elementele de construc/g288ie cât /g250i pentru instala/g288ii /g250i echipamente. Totodat/g259 va rezulta /g250i un efort suplimentar din partea proiecta/g288ilor pentru calcule /g250i detaliere. 196 C 10.3.1. Principii /g250i metode de evaluare a for/g288ei seismice de proiectare pentru CNS C10.3.1(2) C alculul mai exact al CNS la ac/g288iunea seismic/g259 se poate face folosind diferite procedee de analiz/g259 dinamic/g259 direct/g259, bazate pe principiile dinamicii structurilor elastice. Calculul are ca scop determinarea accelera/g288iei seismice a CNS amplasate într-o construc/g288ie în vederea evalu/g259rii for/g288elor seismice de proiectare. Complexitatea acestor procedee/metode variaz/g259 în limite largi în func/g288ie de modelul de calcul /g250i de procedeul analitic folosit. Calculul bazat pe un model complet al sistemelor "structur/g259 +CNS", efectuat prin analiz/g259 modal/g259 sau prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor de mi/g250care, prezint/g259 dificult/g259/g288i deosebite care îl fac, practic, inaplicabil în proie ctarea curent/g259. În plus, a/g250a cum este men/g288ionat /g250i în literatura de specialitate, datorit/g259 num/g259rului mare de grade de libertate ale sistemului compus /g250i a diferen/g288elor mari între masa structurii /g250i masa CNS, rezultatele ob/g288inute printr-un astfel de procedeu nu au întotdeauna un grad de încredere satisf/g259c/g259tor. O posibilitate de eliminare a dificult/g259/g288ilor /g250i a incertitudinilor semnalate este decuplarea celor dou/g259 sisteme dinamice – structura /g250i CNS - adic/g259 determinarea separat/g259 a r/g259spunsului structurii principale /g250i folosirea acestuia ca ac/g288iune exterioar/g259 pentru calculul CNS. Un astfel de procedeu presupune determinarea varia/g288iei în timp a accelera/g288iei seismice la nivelul de rezemare / prindere al CNS (accelerograma de etaj) /g250i utilizarea acesteia pentru calculul accelera/g288iei seism ice a CNS considerat/g259 ca sistem dinam ic independent. Aplicarea acestui procedeu nu evit /g259 îns/g259 integrarea direct/g259 a ecua/g288iilo r de mi/g250care pentru structur/g259 /g250i CNS dar elimin/g259 dificult/g259/g288ile /g250i incertitudinile sem nalate în cazul modelului complet. Not/g259. Accelerograma de etaj poate fi ob/g288inut/g259 direct la cl/g259dirile instrumentate seismic, dar numai la nivelurile la care este montat/g259 aparatura. Argumentele de mai sus justific/g259 /g250i explic/g259 utilizarea extrem de limitat/g259 în practica curent/g259 a celor dou/g259 procedee men/g288ionate în acest aliniat. C 10.3.1.1. Metoda spectrelor de etaj Grupul de procedee cunoscut în literatur/g259 sub denumirea de "metoda spectrelor de r/g259spuns de etaj" permite simplific/g259ri ale calculelor pentru stabilirea accelera/g288iei CNS cu grad de precizie acceptabil în limite largi. Calculul spectrelor de r/g259spuns de etaj implic/g259 parcurgerea urm/g259toarelor etape: 1. Determinarea varia/g288iei în timp a accelera/g288iei se ismice la nivelul plan/g250eului pe care este fixat/g259 CNS (accelerograma de etaj) prin integrarea direct/g259 a ecua/g288iei de m i/g250care a structurii sub ac/g288iunea unei accelerograme înregistrate sau a unei accelerogram e artificiale compatibile cu spectrul de r/g259spuns al accelera /g288iei terenu lui la amplasament. 2. Determinarea spectrului de r/g259spuns de etaj prin metodologia obi/g250nuit/g259 folosind ca ac/g288iune accelerograma de etaj. 3. Determinarea spectrului de r/g259spuns al CNS pe baza caracteristicilor dinamice ale acesteia folosind spectrul de r/g259spuns de etaj. În cazu l în care se urm/g259re/g250te numai determinarea r/g259spunsului CNS la o singur/g259 mi/g250care seismic/g259, aplicarea procedeului descris mai sus este relativ simpl/g259 /g250i rapid/g259. Dac/g259 îns/g259 se dore/g250te s/g259 se /g288in/g259 seama de incertitudinile legate de manifestarea ac/g288iunii seismice /g250i de propriet/g259/g288ile dinamice ale structurii aplicarea metodei devine de 197 CNSCNSCNSCNS G c GC C C C CF /g32/g32 5 4 3 2 1 unde cCNS este un coeficient seismic global pentru componenta respectiv/g259. În formula de mai sus semnifica/g288ia coeficien/g288ilor C1 /g121 C5 este urm/g259toarea (în paranteze sunt date nota/g288iile din acest Cod): C1 - coeficient care reprezint/g259 ac/g288iunea seismic/g259 la amplasament (ag); C2 - coeficient de amplificare a accelera/g288iei terenului la nivelul de prindere al CNS (Kz); C3 - coeficient de amplificare dinamic/g259 al CNS (/g69CNS); C4 - coeficient de importan/g288/g259 al CNS (/g74CNS); 198 asemenea laborioas/g259. În acest caz este necesar ca determinarea spectrului de r/g259spuns de etaj s/g259 fie realizat/g259 prin prelucrarea statistic/g259 a rezultatelor ob/g288inute cu un num/g259r suficient de mare de accelerograme de etaj, generate, la rândul lor, folosind un pachet de accelerograme artificiale, /g250i /g288inând seama de variabilitatea statistic/g259 a propriet/g259/g288ilor dinamice ale structurii (perioadele proprii de vibra/g288ie /g250i amortizarea structural/g259). În felul acesta se ob/g288ine un spectru de etaj netezit, cu valori medii /g250i abateri standard cunoscute. Acest demers este îns/g259 de asemenea greoi /g250i consum/g259 mult timp pentru analizele dinamice /g250i practic nu este folosit nici în cazul unor construc/g288ii excep/g288ionale (cum sunt centralele nucleare). Pentru eliminarea, cel pu/g288in par/g288ial/g259, a dificult/g259/g288ilor semnalate, au fost c/g259utate variante ale acestei metode care s/g259 evite integrarea direct/g259 a ecua/g288iilor de mi/g250care ale cl/g259dirii. Aceste metode permit – cu anumite simplific/g259ri - determinarea direct/g259 a spectrului de r/g259spuns de etaj, pornind de la un s pectru dat al mi/g250c/g259rii terenului, numai pe baza propriet/g259/g288ilor dinamice ale structurii principale. Evident, este ra/g288ional ca spectrul mi/g250c/g259rii terenul s/g259 fie, la rândul s/g259u, determinat ca spectru netezit bazat pe un num/g259r suficient de mare de accelerograme artificiale. Pentru proiectarea curent/g259, în locul spectrului netezit al mi/g250c/g259rii terenului, ob/g288inut prin integrare direct/g259 a unui pachet de accelerograme, se poate folosi spectrul de r/g259spuns elastic pentru amplasamentul respectiv stabilit prin regle ment/g259rile tehnice specifice (spectrul elastic de Cod). Calculul mai exact al for/g288elor seismice care se exercit/g259 asupra componentelor nestructurale este recomandat în s pecial în cazul cl/g259dirilor înalte pentru care trebuie avut în vedere /g250i fenomenul de "cvasi rezonan/g288/g259 al frecven/g288elor proprii al CNS /g250i ale unor perioade de vibra/g288ie de ordin superior ale cl/g259dirii [Petrovici, R., Calculul seismic al componentelor nestructurale din cl/g259diri înalte - Conferin /g288a Na/g288ional/g259 AICPS 2008]. Din punct de vedere al facilit/g259/g288ii de aplicare /g250i chiar al preciziei rezultate, avantajele metodelor care folosesc spectrul de etaj determinat din spectrul elastic de cod sunt îns/g259 suficiente pentru a justifica folosirea lor în practica de proiectare. C 10.3.1.2. Metoda for/g288elor statice echivalente C10.3.1.2.(2) În marea majoritate a reglement/g259rilor contemporane valoarea for/g288ei static echivalent/g259 ac/g288iunii seismice este exprimat/g259 în func/g288ie de cinci parametri sub forma: CNS CNS CNSCNS CNS q W SF /g74/g32 unde nota/g288iile sunt urm /g259toarele: SCNS - coeficient seismic pentru CNS WCNS - greutatea CNS /g74CNS - coeficientul de importan/g288/g259 al CNS qCNS - coeficientul de comportare al CNS Coeficientul SCNS are expresia: /g3 3 22 0 CNS CNS SC5 . 0 T T1 1 H z1 3 /g302SS /g14/g68 /g32 /g187 /g187 /g187 /g187 /g187 /g188 /g186 /g171 /g171 /g171 /g171 /g171 /g172 /g170 /g16 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g14 /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 /g32 A/g250a cum se poate constata, coeficientul notat C2+3 /g288ine seama simultan de amplificarea accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii - coeficientul C2 din ( C10.2) - /g250i de amplificarea dinamic/g259 dat/g259 de raportul între perioada proprie a CNS /g250i perioada modului fundamental de vibra/g288ie al structurii - coeficientul C3 din (C10.2). În formula SCNS nota/g288iile sunt: /g68 - raportul dintre accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare /g250i accelera/g288ia gravita/g288iei (analog coeficientului Ks din P100-92); S - coeficient care /g288ine seama de natura terenului (S/g1231.0 în actuala edi/g288ie P 100-1); TCNS - perioada proprie a CNS; T0 - perioada modului fundamental de vibra/g288ie al structurii. În rela/g288ia (10.1) din P 100-1, coeficientul Kz ia în considerare faptul c/g259 accelera/g288ia terenului se amplific/g259 pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii ca urmare a mi/g250c/g259rii oscilatorii a acesteia. În consecin/g288/g259, componentele nestructurale aflate la în/g259l/g288imi diferite în raport cu baza cl/g259dirii vor avea accelera/g288ii diferite, care cresc de la baz/g259 spre vârf. În cazul în care se face un calcul dinamic complet al cl/g259dirii, valoarea accelera/g288iei fiec/g259rui plan/g250eu poate fi determinat/g259 exact pentru a servi ca baz/g259 pentru calculul for/g288ei care solicit/g259 CNS de la fiecare nivel. Deoarece efectuarea calculului dinamic nu este justificat/g259 pentru toate categoriile de construc/g288ii (a se vedea Comentariul C10.3.1(2)), reglement/g259rile tehnice prev/g259d rela/g288ii simplificate pentru evaluarea accelera/g288iei seismice la diferite niveluri pe în/g259l/g288imea construc/g288iei. C5 - coeficient de modificare (reducere) a efectului for/g288ei seismice pentru CNS (qCNS). Dup/g259 cum se vede, rela/g288ia (10.1) din Cod acoper/g259 integral structura formulei generale pentru calculul FCNS. În standardul SR EN 1998-1 for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 pentru CNS este dat/g259 de o formul/g259 în care se reg/g259sesc to/g288i parametrii exprima/g288i prin coeficien/g288ii C1 /g121 C5 dar f/g259r/g259 a fi explicita/g288i ca atare. 199 H zm Kz /g14 /g321 Rela/g288ia din SR EN 1998-1 se poate reduce de asem enea, la limit/g259 la aceia/g250i form/g259 deoarece în cazurile curente, componentele nestructurale sunt mult mai rigide decât structura (cu excep/g288ia unor conducte sau elemente similare) /g250i, ca atare, avem T CNS<<T0 . Prin urmare, în acest caz, se poate accepta c/g259 raportul TCNS/T0 tinde c/g259tre zero /g250i, prin urmare, rezult/g259 cu suficient/g259 precizie c/g259 valoarea coeficientului C2+3 este dat/g259 de aceia/g250i ecua/g288ie cu m=1.5 H z H zC 5 . 1 1 5 . 0 1 5 . 13 2 /g14 /g123 /g16/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 /g32/g14 ceea ce cond uce la C2,max = 2.5 pentru z = H. Pentru alte reglement/g259ri de referin/g288/g259, rela/g288iile care exprim/g259 amplificarea pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii sunt: - UBC 97 /g159 H zC 3 12 /g14 /g32 /g159 C2,max = 4.0 pentru z = H - IBC 2003 /g159 H z2 1 C2 /g14 /g32 /g159 C2,max = 3.0 pentru z=H - Japan Standard 1992 /g159 H z3 . 2 1 C2 /g14 /g32/g159 Cc,max = 3.3 pentru z=H - NZS 4203:1992 /g159 H z2 1 C2 /g14 /g32 /g159 C2,max = 3.0 pentru z =H - IS 1893 /g159 C2 = constant /g159 C2,max = 1.0 pentru z = H Se men/g1802ioneaz/g259 c/g259 valorile propuse în toate documentele FEMA sunt rezultate din prelucrarea statistic/g259 a unui num/g259r foarte mare de înregistr/g259ri. Acumularea unui volum mare de date a fost posibil/g259 deoarece montarea aparaturii de înregistrare este obligatorie în SUA pentru toate cl/g259dirile înalte. La data ultimului cutremur semnificativ (mai 1990) în România exista numai un num/g259r mic de cl/g259diri instrumentate având fiecare câte un aparat la baz/g259 /g250i unul la ultimul nivel (etaj complet sau eta j tehnic, par/g288ial). Din nefericire, atât la cutremurul din 1986 cât /g250i la cele dou/g259 cutremure din 1990, aparatele au func/g288ionat numai par/g288ial. Valorile amplific/g259rilor la vârful cl/g259dirii, KzH, înregistrate la cl/g259dirile instrumentate din România, sunt date în tabelul C 10.2 alc/g259tuit pe baza datelor din [Demetriu,S. Identificarea parametrilor modali ai construc/g288iilor instrumentate seismic utilizând înregistr/g259ri la cutremurele vrâncene A doua conferin/g288/g259 na/g288ional/g259 de inginerie seismic/g259, Bucure/g250ti, noiembrie 2001]. 200 Toate aceste rela/g288ii se bazeaz/g259 pe ipoteza simplificatoare conform c/g259reia cre/g250terea accelera/g288iei pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii este propor/g288ional/g259 cu cota (z) peste sec/g288iunea de încastrare. Aceast/g259 sec/g288iune este considerat/g259 la fa/g288a superioar/g259 a funda/g288iilor sau, în cazul cl/g259dirilor cu subsol rigid, la nivelul superior al pl/g259cii peste subsol. În felul acesta varia/g288ia accelera/g288iei seismice pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii (Kz) are o form/g259 trapezoidal/g259 exprimat/g259 prin rela/g288ia : Tabelul C 10.2. Valori KzH Cutremurul Toate datele 30.08.1986 30.05.1990 31.05.1990 8 înreg. 12 înreg. 10 înreg. 30 înreg. max 4, 43 4,98 2,76 4,98 min 1, 51 1,64 1,44 1,44 medie 2,53 2,64 2,01 2,40 /g86 0,89 1, 11 0,47 0,90 v 0,35 0,42 0,23 0,38 medie + /g86 3,42 3, 75 2,48 3,30 Dup/g259 cum se poate constata, unele valori KzH dep/g259/g250esc cu circa 35/g12150% valoarea "medie+/g86" pentru ansamblul celor 30 de înregistr/g259ri dar aceasta (KzH = 3.30) este superioar/g259 cu numai 10% celei date de recomand/g259rile americane (KzH = 3.00) /g250i din acest considerent a fost preluat/g259 în prezentul Cod (figura C 10.5) [Petrovici, R. P 100-1 Prevederi specifice pentru componentele nestructurale ale onstruc/g288iilor. Alinierea la pr incipiile /g250i regulile de proiectare din FEMA 450 / IBC2003 (SUA). Asem/g259n/g259ri /g250i deosebiri fa/g288/g259 de Eurocode 8. Conferin/g288a Na/g288ional/g259 AICPS 2006]. Rezultatele individuale, pe cele trei cl/g259diri la care ambele aparate au func/g288ionat la toate cele trei cutremure, prezint/g259 de asemenea varia/g288ii foarte mari de la un cutremur la altul (tabelul C 10.3). Cauzele acestei varia/g288ii /g250i ale valorilor deosebit de mari înregistrate în unele cazuri trebuie c/g259utate, f/g259r/g259 îndoial/g259, în compozi/g288iile spectrale ale celor trei cutremure – pe amplasamentele respective - corelate cu caracteristicile dinamice ale cl/g259dirilor pe care s-au f/g259cut înregistr/g259rile. Tabelul C 10.3 Cl/g259direa In/g259l/g288ime Direc/g288ia Cutremurul 30.08.1986 30.05.1990 31.05.1990 Br/g259ila Bloc Unirea S+P+ 11E + ET L 2,40 2,30 1,51 T 4,43 2,60 1,58 Gala/g288i /g287iglina -Bloc I1 S+P+ 10E + ET L 2,73 1,80 2,76 T 1,82 1,88 1,81 Ploie/g250ti -Vest Bloc 149 C S+P+ 10E + ET L 2,68 4,65 2,48 T 2,03 4,98 2,50 Figura C 10.5. Varia/g288ia accelera/g288iei seismice pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 450: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings. (2003)] 201 Figura C 10.6. Varia/g288ia accelera/g288iei pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii înregistrat/g259 la cl/g259direa Van Nuys C10.3.1.2.(3) În cazul componentelor rezemate în consol/g259, în formula pentru calculul valorii Kz se introduce valoarea cotei de rezemare (zinf) C10.3.1.2.(4) Limitarea superioar/g259 / inferioar/g259 a valorii for/g288ei seismice echivalente este necesar/g259 pentru evitarea subdimension/g259rii/ supradimension/g259rii CNS /g250i a prinderilor acestora de structura principal/g259 a cl/g259dirii. 1o Limita superioar/g259 - rela/g288ia (10.2) - a fost stabilit/g259 pentru a se evita ob/g288inerea din rela/g288ia (10.1) a unor for/g288e nejustificat de mari, pentru unele componente aflate la partea superioar/g259 a cl/g259dirii. Din coroborarea rela/g288iilor (10.1) /g250i (10.2) rezult/g259 limitarea 0 . 4/g100z CNS CNS Kq /g69 Pentru pere/g288ii nestructurali interiori din zid/g259rie simpl/g259 care nu sunt fixa/g288i de structura principal/g259 la partea superioar/g259 (de exemplu unii pere/g288i de la grupurile sanitare), în tabelul 10.1 se dau valorile: /g69CNS=2,5 /g250i qCNS=1,5 /g250i for/g288a seismic/g259 ob/g288inut/g259 din rela/g288ia (10.1) are valoarea FCNS=1.66/g74CNSKzagmCNS. Rezult/g259 deci c/g259 for/g288a maxim/g259 impus/g259 de rela/g288ia (10.2) este dep/g259/g250it/g259 pentru valorile Kz/g1162,4 sau, altfel spus, pere/g288ii afla/g288i la cote z/g1160,7H vor fi proiecta/g288i pentru valoarea maxim/g259 a for/g288ei dat/g259 de (10.2) /g250i nu pentru for/g288ele rezultate din aplicarea rela/g288iei generale de calcul (10.1) - graficul 1 din figura C10.7. 202 Rezult/g259 în mod evident, c/g259 pentru clarificarea acestei probleme este necesar/g259 ob/g288inerea unui num/g259r cât mai mare de înregistr/g259ri /g250i pentru aceasta se impune intensificarea eforturilor pentru echiparea cât mai multor cl/g259diri cu cel pu/g288in dou/g259 aparate de înregistrare. În acest scop aceast/g259 edi/g288ie a P 100-1 prevede obligativitatea echip/g259rii cu aparate de înregistrare a cl/g259dirilor mai înalte de 50m situate în zone seismice cu accelera/g288ia de proiectare ag/g1160,25g. Necesitatea continu/g259rii acumul/g259rii datelor asupra varia/g288iei accelera/g288iei pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii este evident/g259 deoarece unele m/g259sur/g259tori contrazic flagrant ipoteza varia/g288iei liniare a/g250a cum rezult/g259 din figura C 10.6. Figura C 10.7. Limit/g259ri ale for/g288ei seismice conven/g288ionale pentru CNS [Petrovici, R. P 100-1 Prevederi specifice pentru componentele nestructurale ale construc/g288iilor Alinierea la principiile /g250i regulile de proiectare din FEMA 450 / IBC2003 (SUA). Asem/g259n/g259ri /g250i deosebiri fa/g288/g259 de Eurocode 8. Conferin/g288a Na/g288ional/g259 AICPS 2006] În SR EN 1998-1 nu sunt date limit/g259ri superioare/inferioare ale for/g288ei seismice echivalente care rezult/g259 din formula (C10.3). Din acest motiv survin unele situa/g288ii care vor necesita o analiz/g259 mai atent/g259: - pentru cazurile în care TCNS/g35T0 amplific/g259rile sunt mari în raport cu cele din normele americane; - pentru cazurile în care TCNS>2T0 sc/g259derea for/g288ei seimice echivalente este deosebit de important/g259 astfel înc/g259t multe CNS nu mai sunt proiectate la o for/g288/g259 semnificativ/g259 (în cazul cl/g259dirilor rigide cu T0/g350,3/g1210,5 sec, componentele nestructurale cu perioade TCNS=0,8/g1211,20 sec ar trebui s/g259 fie calculate la for/g288e conven/g288ionale uneori nesemnificative). Pe baza argumentelor de mai sus, în P 100-1 , s-au prev/g259zut limit/g259ri similare celor din recomand/g259rile FEMA. C10.3.1.2.(6) For/g288a seismic/g259 echivalent/g259 folosit/g259 pentru calculul eforturilor sec/g288ionale de proiectare are aceia/g250i distribu/g288ie ca /g250i masa CNS considerat/g259 pentru determinarea ei. Pentru elementele a c/g259ror mas/g259 este distribuit/g259 liniar (care por fi modelate ca elemente de tip "bar/g259") for/g288a seismic/g259 va fi de asemenea considerat/g259 ca înc/g259rcare uniform distribuit/g259 (a se vedea Exemplul de calcul E 10.8). Idem, în cazul elementelor care pot fi modelate ca pl/g259ci. 2o Limita inferioar/g259 - rela/g288ia (10.2) - a fost stabilit/g259 pentru a se asigura o for/g288/g259 minim/g259 de calcul corespunz/g259toare practicii curente, în special pentru unele componente situate la nivelurile inferioare ale cl/g259dirii. De exemplu, în cazul elementelor anvelopei, pentru care tabelul 10.1 stabile/g250te /g69CNS=1,0 /g250i qCNS=2,5 for/g288a seismic/g259 ob/g288inut/g259 din aplicarea rela/g288iei (10.1) are valoarea FCNS=0,4/g74CNSKzagmCNS. Rezult/g259 deci c/g259 for/g288a minim/g259 de proiectare impus/g259 de (10.2) nu este atins/g259 pentru valori Kz/g1001,875 adic/g259 pentru componentele fixate la cote z/g1000,45 H /g250i ca atare elementele anvelopei situate sub acest nivel trebuie s/g259 fie calculate pentru for/g288a seismic/g259 minim/g259 din (10.3) /g250i nu pentru valoarea mai mic/g259 a for/g288ei care rezult/g259 din aplicarea rela/g288iei generale (10.1) - graficul 2 din figura C10.7. 203 Figura C 10.8. For/g288e seismice conven/g288ionale perpendiculare pe planul unui perete nestructural Pentru verificarea siguran/g288ei, for/g288a seismic/g259 echivalent/g259 va fi considerat/g259 ac/g288ionând pe direc/g288ia cea mai defavorabil/g259 pentru componenta respectiv/g259 (de exemplu, perpendicular pe planul peretelui / aticului sau pe direc/g288ia de rezisten/g288/g259 minim/g259 în cazul unui co/g250 de fum, etc). Pentru unele CNS sunt necesare /g250i ipoteze mai complexe de aplicare a for/g288ei seismice, în care se iau în considerare atât componenta vertical/g259 cât /g250i cea orizontal/g259 a for/g288ei seismice (a se vedea E 10.8 ). C 10.3.1.3. Coeficien/g288i de calcul C 10.3.1.3.1 Factorul d e importan/g288/g259 pentru CNS (/g74CNS) Factorul de importan/g288/g259 /g74CNS corecteaz/g259 valorile r/g259spunsului seismic pentru a /g288ine seama de: - consecin/g288ele unei eventuale pr/g259bu/g250iri/avarii a CNS pentru via/g288a oamenilor, pentru siguran/g288a public/g259 /g250i pentru func/g288ionarea anumitor cl/g259diri în perioada imediat urm/g259toare unui cutremur ; - urm/g259rile sociale /g250i economice ale unui astfel de eveniment. În SR EN 1998-1, valorile factorului de importan/g288/g259 (notate /g74a) sunt atribuite pe baza a dou/g259 principii: - /g74a 1.5, pentru cazurile în care avarierea are consecin/g288e deosebit de grave (de exemplu, utilaje /g250i echipamente necesare pentru sistemele vitale, rezervoare /g250i recipien/g288i care con/g288in substan/g288e toxice sau explozibile în cantit/g259/g288i suficient de mari pentru a constitui un pericol pentru siguran/g288a public/g259); - /g74a/g123/g74IE, pentru toate celelalte cazuri (unde /g74IE este factorul de importan/g288/g259 la solicitarea seismic/g259 al cl/g259dirii în care se afl/g259 componenta respectiv/g259); În recomandarea american/g259 FEMA 450, preluat/g259 în reglementarea IBC 2003, CNS sunt clasificate din punct de vedere al importan/g288ei (coeficient notat I p) în numai dou/g259 categorii: - Componente cu importan/g288/g259 deosebit/g259 din punct de vedere al consecin/g288elor pr/g259bu/g250irii/avarierii, pentru care I p=1, 5: 204 În unele cazuri particulare, distribu/g288ia masei poate fi mai complex/g259, cum este, de exemplu, cazul unui perete nestructural cu masa uniform distribuit/g259 pe care este suspendat un obiect greu a c/g259rui mas/g259 poate fi considerat/g259 concentrat/g259 într-un num/g259r restrâns de puncte. În aceast/g259 situa/g288ie for/g288a seismic/g259 echivalent/g259 se determin/g259 pentru fiecare mas/g259 în parte iar efectele sec/g288ionale respective se însumeaz/g259 pentru ob/g288inerea celei mai defavorabile situa/g288ii de solicitare (figura C 10.8.). * CNS necesare pentru continuarea func /g288ion/g259rii cl/g259dirilor din clasa de im portan/g288/g259 I (cu nivelul cel mai ridicat de importan/g288/g259); * CNS vitale (care trebuie s/g259 func/g288ioneze dup/g259 cutremur), indiferent de clasa de im portan/g288/g259 a cl/g259dirii, * CNS care con/g288in substan/g288e toxice; * rafturile de depozitare din cl/g259dirile accesibile publicului larg. - Pentru toate celelalte categorii de CNS, Ip=1,0. C 10.3.1.3.2. Factorul de amplificare dinamic/g259 al CNS (/g69CNS) Factorul /g69CNS exprim/g259 fenomenul de amplificare dinamic/g259 a mi/g250c/g259rii CNS sub efectul accelera/g288iei seismice de la nivelul de prindere. Acest efect depinde, în principal, de raportul dintre perioada proprie de vibra/g288ie a modului fundamental al CNS (TCNS) /g250i perioada proprie de vibra/g288ie a modului fundamental al cl/g259dirii (T0). A/g250a cum s-a ar/g259tat , în standardul SR EN 1998-1 acest factor este comasat cu factorul de amplificare pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii. Utilizarea în practica curent/g259 de proiectare a formulei propus/g259 în SR EN 1998-1 implic/g259, în marea majoritate a cazurilor, acceptarea unor aproxima/g288ii, din care pot decurge abateri semnificative, în ambele sensuri, de la valoarea real/g259 a r/g259spunsului seismic al CNS. Motivele care justific/g259 aceast/g259 afirma/g288ie sunt în principal urm/g259toarele: - la momentul alegerii/proiect/g259rii CNS perioada proprie de vibra/g288ie a cl/g259dirii nu este cuno scut/g259 cu exactitate deoarece, de regul/g259, proiectarea structural/g259 nu este definitiv at/g259; - folosirea modelelor /g250i metodelor analitice pentru determinarea perioad ei proprii a CNS nu este recom andabil/g259 deoarece modelele structurale de calcul pentru componenta respectiv /g259 /g250i/sau pentru prinderile acesteia de structura principal/g259 implic/g259 apro xima/g288ii cu consecin/g288e dificil de evaluat; - chiar în cazurile cele mai simple determ inarea perioadei proprii a unei CNS im plic/g259 calcule suplimentare - determinarea, cu suficient/g259 precizie a perioadei proprii de vibra/g288ie a CNS nu este posibil/g259 decât p rin încerc/g259ri dinamice pe platforme seismice. Din considerente analoage celor de m ai sus, în recomandarea american/g259 FEMA 450 (dar /g250i în edi/g288iile anterioare ale acesteia) se folosesc pentru factorul de amplificare al CNS (notat ap, echivalentul coeficientului /g69CNS) valori forfetare stabilite, în principal, prin ra/g288ionamente inginere/g250ti, care iau în considerare comportarea rigid/g259 sau flexibil/g259 a componentei respective. Sunt recomandate, în principal, dou/g259 grupe de valori: - ap = 2.5 pentru elementele care au schema static/g259 de tip consol/g259 complet liber/g259 sau ancorat/g259 sub nivelul centrului de greutate; - ap = 1.0 pentru toate celelalte categorii de componente (cu excep/g288ia elementelor de prindere ale pere/g288ilor nestructurali exteriori pentru care, datorat /g259 riscului ridicat pentru siguran /g288a vie/g288ii, se ia ap = 1.25). FEMA 450 accept/g259 folo sirea unei determin/g259ri mai exacte în cazul în care valorile TCNS /g250i T0 sunt cunoscute cu suficient/g259 precizie . Pe baza arg umentelor de mai sus în aceast/g259 redactare a P 100-1 s-a optat pentru valori fixe ale factorului de amplificare dinamic/g259 al CNS - /g69CNS - similare celor din recomand/g259rile FEMA. 205 rezem are). Tabelul C 10.4. Tipul elementului nestructural qa Parape/g288i sau ornamente în consol/g259 Embleme sau panouri Co/g250uri, catarge sau rezervoare de ap/g259 lucrând ca o consola necontravântuit/g259 pe mai mult de jum/g259tate din în/g259l/g288imea total/g259 1,0 Pere/g288i interiori /g250i exteriori Compartiment/g259ri /g250i fa/g288ade Co/g250uri, catarge /g250i rezervoare de ap/g259 lucrând ca o consol/g259 necontravântuit/g259 pe mai pu/g288in de jum/g259tate din în/g259l/g288imea total/g259, legate sau suspendate de structur/g259 la nivelul sau deasupra centrului maselor Elemente de ancorare pentru dulapuri sau stelaje rezemate pe planseu Elemente de ancorare pentru tavane false (suspendate) /g250i plafoniere 2,0 Not/g259. Tabelul se refer/g259 la elementele de construc/g288ie (componente arhitecturale). Pentru instala/g288ii /g250i echipamente în SR EN 1998-1 nu sunt date valori ale coeficientului de comportare. 206 În cazul cl/g259dirilor din clasa de importan/g288/g259 I /g250i pentru toate sistemele de instala/g288ii care opereaz/g259 cu ap/g259/abur la temperatur/g259/presiune ridicat/g259, sensibile la ac/g288iunea direct/g259 a cutremurului /g250i a c/g259ror rigiditate depinde de condi/g288iile de prindere de structur/g259, se recomand/g259 verificarea condi/g288iilor de rigiditate (TCNS >/<0.06s) în vederea alegerii mai exacte a factorului /g69CNS (Exemplul de calcul nr.8). C 10.3.1.3.3. Factorul de comportare al CNS (qCNS) Reducerea for/g288ei seismice, prin împ/g259r/g288ire cu factorul supraunitar qCNS /g288ine seama de capacitatea de absorb/g288ie de energie a structurii proprii a CNS /g250i a prinderilor acesteia de structura principal/g259 a construc/g288iei. În general, se poate considera c/g259 aceast/g259 reducere este permis/g259 /g288inând seama de suprarezisten/g288a materialelor (overstrength) /g250i de deformabilitatea structurii proprii a CNS /g250i a prinderilor acesteia. Deoarece nu exist/g259 înc/g259 o fundamentare complet/g259 a contribu/g288iei fiec/g259ruia dintre ace/g250ti factori, prin ra/g288ionamente inginere/g250ti /g250i pe baza experien/g288ei de la cutremurele trecute, s-au stabilit, atât în reglement/g259rile americane cât /g250i în SR EN 1998-1, coeficien/g288i unici. i. În standardul european SR EN 1998-1, pentru acest factor- notat qa /g250i denumit "coeficient de comportare al CNS " -, se stabilesc dou/g259 valori în func/g288ie de condi/g288iile de prindere/rezemare ale elementului respectiv: /g120 q a =1 - pentru componentele a c/g259ror schem/g259 static/g259 este de tip "consol/g259"; /g120 q a=2 - pentru celelalte CNS (care au condi/g288ii mai favorabile de prindere / - Rp=1,25 pentru componente cu deformabilitate mic/g259 - Rp=2,50 pentru componente cu deformabilitate limitat/g259 - Rp=3,50 pentru componente cu deformabilitate mare No/g288iunea d e deformabilitate ( /g710) este definit/g259 în [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 368: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings (2001)] ca raportul între: - Deforma/g288ia ultim/g259 (/g71u): deforma/g288ia la care se produce ruperea; se consider/g259 ca ruperea se produce dac/g259 înc/g259 rcarea capabil/g259 se reduce cu mai mult de 20% din valoarea m axim/g259 /g250i - Deforma/g288ia limit/g259 (/g711): dublul deforma/g288iei ini/g288iale (instantanee) care se produce la o frac/g288iune de 40% din rezisten/g288a m axim/g259. Pentru materialele "fragile", care au com portare liniar-elastic/g259 pân/g259 la rupere, deforma/g288ia limit/g259 corespunde efortului 0.8 Rmax Categoriile de deform abilitate ale CNS sunt definite dup/g259 cum urmeaz/g259: - Component/g259 cu deformabilitate mare: componenta a c/g259rei deformabilitate este 3,5 atunci când este supus/g259 la p atru cicluri complete alternante pâ n/g259 la defor ma/g288ia limit/g259. - Component/g259 cu deformabilitate mic/g259: componenta a c/g259rei deformabilitate este /g1001,5. - Component/g259 cu deformabilitate limitat/g259 : componenta care nu se încadreaz /g259 în catego riile de mai sus. În detaliu, încadrarea diferitelor CNS în grupele men/g288ionate este urm/g259toarea: A. Pentru elem entele de construc/g288ie (liste par/g288iale) : - Rp = 1,25 pentru: * pere/g288i interiori nestructurali din zid/g259rie simpl/g259; * elemente ata/g250ate fa/g288adelor /g250i prinderile acestora care au deformabilitate redus/g259; * calculul prinderilor/ancoraje lor dac/g259 acestea sunt realizate cu bo l/g288uri îm pu/g250cate, cu ancore superficiale fixate cu r/g259/g250ini sau dac/g259 sunt neductile; * calcul prinderilor în cazul CNS realizate din materiale fragile. - Rp = 2,50 pentru: * toate elementele care nu sunt cuprinse în celelalte dou/g259 categorii. - Rp = 3,50 pentru: * construc/g288iile de mici dimensiuni situate peste nivelul acoperi/g250ului, cu excep/g288ia cazului în care structura acestora este în continuarea structurii construc/g288iei principale; * alte componente rigide sau flexibile care au deformabilitate mare /g250i care au piese de prindere cu deformabilitate mare. ii. În recomand/g259rile americane, care sunt mult mai detaliate /g250i mai analitice, valorile acestui factor sunt stabilite separat pentru " elemente de construc/g288ie" /g250i pentru "elemente de instala/g288ii /g250i echipamente". Pentru ambele categorii de CNS, valorile factorului - notate R p - sunt grupate, în func/g288ie de deformabilitatea componentei, dup/g259 cum urmeaz/g259: 207 B. Pentru elem entele de instala/g288ii/echipamente: - Rp = 1,25 pentru: * sisteme de conducte cu elemente /g250i prinderi cu deformabilitate mic/g259; * corpuri de iluminat; * calculul prinderilor (în acelea/g250i condi/g288ii ca /g250i la elementele de construc/g288ie). - Rp = 2,50 pentru: * toate elementele care nu sunt cuprinse în celelalte dou/g259 categorii. - Rp = 3,50 pentru: * sisteme de conducte cu elemente /g250i prinderi cu deformabilitate mare; * instala/g288ii electrice generale; * sisteme de distribu/g288ie. C 10.3.2. Determinarea deplas/g259rilor laterale pentru calculul CNS C 10.3.2.1. Deplas/g259ri laterale pentru calculul la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) C10.3.2.1(1)/g121(3) Stabilirea condi/g288iilor de proiectare în raport cu deforma/g288iile structurii principale sunt esen/g288iale pentru CNS care sunt sensibile la ac/g288iunea indirect/g259 a cutremurului (pentru identificarea acestora a se vedea tabelul C10.1). Deplas/g259rile relative ale punctelor de prindere ale CNS pe structur/g259 se pot produce în dou/g259 situa/g288ii: 1. În cazul CNS care sunt prinse la niveluri diferite pe aceia/g250i structur/g259, din cauza deforma/g288iei de ansamblu a cl/g259dirii (deplasarile diferite pe orizontal/g259 /g250i pe vertical/g259 ale punctelor de prindere); 2. În cazul CNS care sunt prinse de dou/g259 structuri independente, din cauza cumul/g259rii - în sens defavorabil- a deplas/g259rilor relative ale punctelor de prindere de pe cele dou/g259 structuri. Deoarece valorile deplas/g259rilor relative ale punctelor de prindere pe structuri separate pot fi foarte mari se recomand/g259 evitarea acestei rezolv/g259ri. O situa/g288ie tipic/g259 de acest fel se produce în cazul conductelor care traverseaz/g259 rosturile între dou/g259 tronsoane adiacente /g250i care au puncte de prindere pe fiecare tronson. În acest caz se recomand/g259: - traversarea rostului s/g259 se fac/g259 la nivelurile inferioare unde valorile deplas/g259rilor sunt mai mici (recomandabil la subsol); - s/g259 se prevad/g259 racorduri / prinderi flexibile capabile s/g259 preia deforma/g288iile impuse f/g259r/g259 eforturi suplimentare semnificative în material. Un alt caz particular în care verificarea la efectele deplas/g259rilor diferen/g288iate are o importan/g288/g259 mare este cel al pieselor de leg/g259tur/g259 între dou/g259 subansambluri/ piese componente ale unui sistem de instala/g288ii/ echipamente. În func/g288ie de caracteristicile dinamice ale subansamblurilor / pieselor /g250i /sau ale condi/g288iilor respective de fixare exist/g259 o probabilitate ridicat/g259 ca distan/g288ele între punctele de prindere ale elementului de leg/g259tur/g259 (o conduct/g259, de exemplu) s/g259 se modifice în timpul mi/g250c/g259rii seismice. În consecin/g288/g259 piesa respectiv/g259 poate fi supus/g259 unor eforturi unitare mari care s/g259 duc/g259 la deteriorarea sa. Pentru a preveni aceast/g259 situa/g288ie proiectantul trebuie s/g259 prevad/g259 m/g259surile constructive adecvate pentru preluarea integral/g259 a deplas/g259rilor relative (suma deplas/g259rilor absolute - în sensuri opuse- ale componentelor). Trebuie s/g259 ad/g259ug/g259m /g250i observa/g288ia c/g259 r/g259spunsul seismic al sistemelor de CNS depinde /g250i de comportarea sub sarcin/g259 a materialelor respective. Astfel un sistem de conducte 208 - c/g259derea CNS de pe reazeme; - ciocnirea acestora în timpul cutremurului. În cazurile în care, din punct de vedere func/g288ional, distan/g288ele între diferitele componente ale unui sistem de CNS sunt mici, astfel încât exist/g259 riscul de ciocnire între componentele respective, sunt necesare m/g259suri speciale de protec/g288ie în zonele vulnerabile (de exemplu, introducerea unui material care s/g259 atenueze efectul /g250ocului). Rela/g288iile (10.4) /g250i (10.5) se refer/g259 la limitarea deplas/g259rilor elastice calculate considerând coeficientul de comportare al structurii q/g1231,0 acoperind în felul acest deplasarea inelastic/g259 maxim/g259 probabil/g259. C 10.3.2.2. Deplas/g259ri laterale pentru calculul la starea limit/g259 de serviciu (SLS) C10.3.2.2 (2) Coeficientul /g81 pentru determinarea for/g288ei seismice de proiectare pentru care se calculeaz/g259 deplas/g259rile relative ale punctelor de prindere ale CNS se ia conform anexei E la P 100-1 pentru elementele structurii /g250i este stabilit independent de materialul din care este executat/g259 structura principal/g259 a cl/g259dirii. Prin excep/g288ie, pentru componentele nestructurale care prezint/g259 risc deosebit pentru siguran/g288a vie/g288ii se ia valoarea /g81=0,7 care /g288ine seama de consecin/g288ele grave pe care le poate avea: - pr/g259bu/g250irea într-un spa/g288iu aglomerat a unor elemente componente ale fa/g288adei sau ata/g250ate acesteia; - întreruperea func/g288ion/g259rii unui sistem de instala/g288ii / conducte din cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 II /g250i, mai ales, a celor din clasa de importan/g288/g259 I. Limitarea superioar/g259 a deplas/g259rilor relative ale punctelor de prindere ale CNS, în func/g288ie de limitele deplas/g259rilor relative de nivel admise pentru structura principal/g259, este justificat/g259 de faptul c/g259 în multe cazuri elementele nesctructurale /g250i detaliile de prindere ale acestora sunt proiectate /g250i uneori chiar comandate înainte de definitivarea calculului structurii principale. În ori ce caz aceast/g259 limitare este asiguratorie. C 10.4 Condi/g288ii generale pentru proiectarea seismic/g259 a componentelor nestructurale C 10.4.1. Leg/g259turile CNS C 10.4.1.1.Principii generale de proiectare a leg/g259turilor CNS C10.4.1.1(1) Proiectarea prinderilor va urm/g259ri,în primul rând, realizarea unui traseu cât mai direct al for/g288elor de leg/g259tur/g259 de la CNS la structura principal/g259. Componentele nestructurale cu mas/g259 /g250i rigiditate mari vor fi prinse direct de un element al structurii principale în timp ce componentele de dimensiuni mai mici pot fi din materiale ductile (o/g288el/cupru) poate prelua deplas/g259ri relative importante f/g259r/g259 avariere semnificativ/g259. În schimb, în cazul conductelor din materiale cu ductilitate mai mic/g259/ f/g259r/g259 ductilitate, preluarea deplas/g259rilor relative ale punctelor de prindere (punctele fixe) nu se poate face decât prin prevederea unor elemente intermediare /g250i / sau prinderi flexibile. Limitarea deplas/g259rilor relative ale punctelor de prindere/rezemare ale diferitelor categorii de CNS este necesar/g259 /g250i pentru a se evita: 209 - s/g259 asigure redistribu/g288ia eforturilor între ancorele din acela/g250i grup; - s/g259 permit/g259 preluarea unor înc/g259rc/g259ri suplimentare f/g259r/g259 rupere prematur/g259. În ceea ce prive/g250te disiparea energiei seismice în ancore, deoarece în cazurile curente, nu se pot asigura condi/g288iile necesare pentru o comportare histeretic/g259 stabil/g259, se recomand/g259 ca dimensionarea prinderilor s/g259 se fac/g259 f/g259r/g259 a /g288ine seama de aceasta. De asemenea nu se poate conta pe energia consumat/g259 de ancor/g259 prin deforma/g288ia proprie deoarece aceasta transmite eforturile unui material cu ductilitate sc/g259zut/g259 (beton sau zid/g259rie). C10.4.1.1(5) Procedeele de prindere vor corespunde reglement/g259rilor specifice valabile în /g288ar/g259 privitoare la dimensionare /g250i detaliere sau vor face obiectul unui agrement tehnic întocmit /g250i aprobat conform legisla/g288iei din România. Alegerea procedeului de prindere /g250i a materialelor utilizate va /g288ine seama /g250i de m/g259surile necesare pentru asigurarea durabilit/g259/g288ii prinderii în condi/g288iile de mediu/ expunere specifice. C10.4.1.1(6) Neglijarea contribu/g288iei for/g288ei de frecare la preluarea for/g288ei seismice de calcul are la baz/g259 dou/g259 considerente: 210 ancorate de o alt/g259 CNS, care, la rândul ei trebui s/g259 fie direct legat/g259 de structura principal/g259. Este, de exemplu, cazul firmelor/reclamelor care pot fi prinse de alte CNS - parape/g288i, atice- dar numai dac/g259 acestea sunt prinse direct de structura principal/g259. Toate prinderile CNS vor fi alc/g259tuite astfel încât s/g259 poat/g259 prelua efectele ac/g288iunii seismice în ambele sensuri. Mecanismul de transfer al for/g288elor de leg/g259tur/g259 dintr-o prindere poate fi îns/g259 diferit în func/g288ie de natura solicit/g259rii (transmiterea prin contact direct a compresiunii /g250i transmiterea întinderii prin ancore metalice). C10.4.1.1(2) În cazul în care sunt fixate de structura principal/g259 în mai multe puncte, componentele care care au o mas/g259 important/g259, care pot fi avariate, sau care prin c/g259dere pot avaria alte elemente, trebuie s/g259 poat/g259 prelua deplas/g259rile relative determinate conform 10.9.3. În particular, pentru anumite categorii de CNS, cum sunt fa/g288adele cortin/g259, sistemul structural propriu poate c/g259p/g259ta eforturi suplimentare datorit/g259 bloc/g259rii posibilit/g259/g288ilor de deformare liber/g259 sub efectul varia/g288iilor de temperatur/g259. M/g259rimea acestor eforturi depinde de concep/g288ia de alc/g259tuire de ansamblu a fa/g288adei /g250i de detaliile specifice /g250i trebuie luat/g259 în considerare atunci când este semnificativ/g259 în raport cu eforturile provenite din ac/g288iunea seismic/g259. Similar, în cazul cl/g259dirilor înalte deforma/g288iile stâlpilor de fa/g288ad/g259 datorate varia/g288iilor de temperatur/g259 sezoniere pot impune deforma/g288ii ale pere/g288ilor nes tructurali care se suprapun deforma/g288iilor produse de mi/g250carea seismic/g259. Acest grup de CNS cuprinde suprafe/g288ele vitrate, pere/g288ii desp/g259r/g288itori, placajele, etc. În func/g288ie de materialul din care sunt realizate m/g259surile de protec/g288ie sunt diferen/g288iate. Astfel în cazul placajelor din aluminiu sau din materiale plastice a c/g259ror mas/g259 proprie este redus/g259 /g250i care au deformabilitate semnificativ/g259, preluarea deplas/g259rilor relative nu pune în general probleme speciale. C10.4.1.1(3) Independent de celelalte condi/g288ii de dimensionare /g250i de detaliere se recomand/g259 ca, ori de câte ori este posibil, la fiecare prindere care asigur/g259 rezisten/g288a /g250i stabilitatea unei CNS, s/g259 se prevad/g259 cel pu/g288in dou/g259 piese de ancorare ca m/g259sur/g259 asiguratorie. C10.4.1.1(4) Proiectarea prinderilor ductile trebuie s/g259 aib/g259 în vedere urm/g259toarele obiective: - în multe cazuri deplasarea CNS sub efectul fortei seismice se produce printr-o mi/g250care de basculare (deplasare "în salturi/în pa/g250i") ceea ce face ca for/g288a de frecare între CNS /g250i suportul acesteia s/g259 nu se dezvolte integral în timpul deplas/g259rii; - componenta vertical/g259 ascensional/g259 a accelera/g288iei seismice reduce efectul for/g288ei de frecare (reduce for/g288a de ap/g259sare pe suprafa/g288a suport). C10.4.1.1(7) Prevederile P100-1 au în vedere ca eforturile rezultate din transmiterea for/g288elor seismice aferente unei CNS la structura principal/g259 s/g259 nu afecteze siguran/g288a elementelor de care aceasta este prins/g259 (de exemplu, grinzile plan/g250eelor /g250i stâlpii de care este prins un panou nestructural de fa/g288ad/g259). De regul/g259, este suficient/g259 numai verificarea elementelor adiacente CNS (de care aceasta este prins/g259 direct) /g250i a prinderilor acestora pentru eforturile sec/g288ionale ( N, M, V ) provenite din ac/g288iunea simultan/g259 a înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i seismice asupra structurii la care se adaug/g259 eforturile sec/g288ionale datorate for/g288elor de leg/g259tur/g259 între CNS /g250i structur/g259. În unele cazuri, pentru cl/g259diri aflate în zone cu accelera/g288ie seismic/g259 de calcul mare - orientativ ag/g1160,25g - /g250i pentru CNS cu mas/g259 /g250i rigiditate mari, verificarea men/g288ionat/g259 mai sus trebuie extins/g259 pe traseul for/g288elor pân/g259 la elementele pentru care efectul for/g288elor de leg/g259tur/g259 nu mai influen/g288eaz/g259 dimensionarea. Verific/g259rile men/g288ionate mai sus sunt necesare /g250i în toate cazurile în care dimensionarea elementelor structurii s-a f/g259cut f/g259r/g259 cunoa/g250terea exact/g259 a caracteristicilor constructive ale CNS /g250i a modului de prindere a acesteia de structura principal/g259. C 10.4.1.2. Calculul /g250i alc/g259tuirea leg/g259turilor între CNS /g250i elementele de rezemare C10.4.1.2(1) Prevederea are în vedere faptul c/g259 m/g259rimea for/g288elor de leg/g259tur/g259 rezultate din ac/g288iunea seismic/g259 asupra CNS poate fi afectat/g259 de numeroase incertitudini legate în primul rând de: - intensitatea ac/g288iunii seismice; - modelul de calcul pentru determinarea for/g288elor de leg/g259tur/g259; - imperfec/g288iunile de realizare la /g250antier a detaliilor din proiect. Efectele economice ale sporului de for/g288/g259 în prinderi sunt neglijabile în timp ce efectul acestui spor asupra siguran/g288ei construc/g288iei poate fi foarte important /g288inând seama de condi/g288iile men/g288ionate mai sus. C10.4.1.2(2) Capacitatea ancorelor, specificat/g259, de regul/g259, în cataloagele firmelor produc/g259toare numai pentru înc/g259rc/g259ri statice, nu va fi sporit/g259 pentru a se /g288ine seama de caracterul dinamic al înc/g259rc/g259rilor date de cutremur. Invers, acolo unde condi/g288iile particulare de solicitare ale prinderii sunt defavorabile se recomand/g259 s/g259 se ia în considerare o reducerea capacit/g259/g288ii nominale a ancorei. Calculul ancorelor trebuie s/g259 /g288in/g259 seama /g250i de toleran/g288ele de montaj specifice (pe toate direc/g288iile) /g250i chiar de o dep/g259/g250ire rezonabil/g259 a acestora mai ales în ceea ce prive/g250te pozi/g288ia (din aceast/g259 cauz/g259 pot rezulta unele excentricit/g259/g288i de aplicare a for/g288elor /g250i, implicit, eforturi suplimentare în ancore). Pentru prinderile care nu au un mecanism clar /g250i sigur de transmitere a for/g288ei de compresiune, proiectarea sistemului de ancore pentru preluarea momentului de r/g259sturnare trebuie s/g259 /g288in/g259 seama /g250i de deformabilitatea echipamentului /g250i/sau a pl/g259cii de baz/g259 a acestuia. O situa/g288ie special/g259 de acest fel se întâlne/g250te în cazul prinderilor unor utilaje sau echipam ente electro-mecanice la care este prev/g259zut/g259 sus/g288inerea provizorie pe ancore (cu piuli/g288e de reglaj) /g250i apoi umplerea spa/g288iului de sub placa de baz/g259 cu mortar. De/g250i unele lucr/g259ri subliniaz/g259 contribu/g288ia mortarului la preluarea eforturilor de 211 - efecte favorabile : contribuie la preluarea for/g288ei t/g259ietoare; limiteaz/g259, într-o oarecare m/g259sur/g259 deplas/g259rile laterale ale cl/g259dirii;. - efecte nefavorabile: /g131prin sporirea rigidit/g259/g288ii /g250i implicit reducerea perioadei proprii a modului fundamental m/g259resc accelera/g288ia orizontal/g259 (deplasarea spre palierul spectrului de r/g259spuns pentru cl/g259dirile cu T0/g116TC); /g131modificarea pozi/g288iei centrului de rigiditate /g250i a momentului de iner/g288ie de torsiune ceea ce poate conduce la cre/g250terea for/g288ei 212 compresiune este prudent ca ancorele s/g259 fie dimensionate, pentru toate solicit/g259rile, neglijând aportul mortarului care poate fi practic anulat prin contrac/g288ie /g250i/sau fisurare. C10.4.1.2(3) În cazul ancorelor fixate în beton sau în zid/g259rie, dimensionarea acestora pentru eforturi mai mari decât eforturile capabile ale CNS are ca scop reducerea probabilit/g259/g288ii de cedare a prinderii înaintea ced/g259rii componentei respective. Prin aceasta se are în vedere /g250i faptul c/g259, de multe ori, cedarea prinderii poate c/g259p/g259ta caracter neductil, din cauza variabilit/g259/g288ii mari a propriet/g259/g288ilor mecanice ale betonului /g250i mai ales ale zid/g259riei. În acela/g250i timp, prin dimensionarea prinderilor pentru for/g288e sporite se compenseaz/g259, într-o anumit/g259 m/g259sur/g259, sc/g259derea capacit/g259/g288ii ancorei ca urmare a fisur/g259rii betonului sau zid/g259riei sub ac/g288iunea solicit/g259rilor seismice. C10.4.1.2(4) Prevederea /g288ine seama de faptul c/g259 ancorele scurte nu îndeplinesc întotdeauna condi/g288iile necesare unei comport/g259ri ductile. Datorit/g259 neomogenit/g259/g288ii betonului /g250i/sau unor condi/g288ii specifice ale îmbin/g259rii (distan/g288e mici fa/g288/g259 de marginea piesei sau între ancorele din grup, etc) exist/g259 o probabilitate ridicat/g259 ca ancora s/g259 cedeze neductil (prin beton). Comportarea neductil/g259 are o probabilitate /g250i mai ridicat/g259 de a se produce în cazul ancorelor solicitate la for/g288/g259 t/g259ietoare, ceea ce este cazul pentru majoritatea CNS din cl/g259dirile curente, mai ales dac/g259 acestea sunt blocate de un element rigid la una din fe/g288ele rostului. În aceste condi/g288ii, adoptarea unei valori mai mici a coeficientului de comportare a CNS are scopul de a evita cedarea neductil/g259 a prinderilor de acest tip. C10.4.1.2(5) Experimental, s-a constatat o mare variabilitate a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a bol/g288urilor fixate prin împu/g250care. Împr/g259/g250tierea rezultatelor este mult superioar/g259 celei constatate la ancorele montate în g/g259uri forate /g250i este datorat/g259, în primul rând, neomogenit/g259/g288ii inerente a straturilor superficiale de beton. Aceast/g259 neomogenitate, din care rezult/g259 incertitudine privind siguran/g288a prinderilor respective, justific/g259 limitarea folosirii acestui tip de ancore la construc/g288ii situate în zone cu seismicitate redus/g259. C 10.4.2. Interac/g288iunile CNS C 10.4.2.1. Interac/g288iuni cu elementele/subsistemele structurale C10.4.2.1(1) Modelul de calcu l folosit pentru proiectarea seismic/g259 a structurilor nu include, în general, efectul CNS. In realitate, CNS din cl/g259dire, /g250i mai ales pere/g288ii de închidere /g250i cei desp/g259r/g288itori, pot avea, în unele situa/g288ii efecte favorabile asupra siguran/g288ei cl/g259dirii dar, de cele mai multe ori, în cazul în care efectele acestora nu sunt evaluate corect, pot conduce la manifestarea unor efecte generale sau, mai ales , locale, defavorabile pentru integritatea structurii. t/g259ietoare în unele subansambluri structurale situate pe perimetrul cl/g259dirii; /g131modificarea for/g288ei axiale în stâlpii al/g259tura/g288i simultan cu sporirea momentelor încovoietoare /g250i for/g288elor t/g259ietoare în zonele de contact; /g131producerea unor mecanisme de pr/g259bu/g250ire neconven/g288ionale, altele decât mecanismul optim, datorit/g259 concentr/g259rilor de eforturi care se produc. De regul/g259, se poate admite c/g259 prezen/g288a CNS nu influen/g288eaz/g259 criteriile de regularitate definite la 4.4.3. dac/g259: - pere/g288ii exteriori /g250i interiori nu prezint/g259 rigiditate semnificativ mai mare decât cea a elementelor structurale; - dispunerea în plan a acestora este relativ uniform/g259 /g250i nu difer/g259 semnificativ de distribu/g288ia elementelor structurii; - rigiditatea pere/g288ilor /g250i pozi/g288ia lor în plan nu se modific/g259 semnificativ de la un nivel la altul. În cazurile în care condi/g288iile de mai sus nu sunt satisf/g259cute, calculul structural devine mai complex : - este necesar/g259 includerea pere/g288ilor în modelul de calcul al structurii ca bare sau ca pl/g259ci (în modelul/domeniul elastic) /g250i examinarea condi/g288iilor de intrare în lucru a acestor elemente: /g131imediat (dac/g259 exist/g259 certitudinea unui contact direct cu structura); /g131dup/g259 ce s-a atins un anume nivel de deplasare lateral/g259 de ansamblu (dac/g259 între pere/g288i /g250i structur/g259 exist/g259 un spa/g288iu liber) - pentru cazul în care se examineaz/g259 influen/g288a pere/g288ilor asupra r/g259spunsului cl/g259dirii în domeniul postelastic este necesar/g259 adoptarea unui model de comportare cât mai realist pentru înc/g259rc/g259rile ciclice alternante (se recomand/g259 folosirea unui model cât mai simplu /g250i acoperitor); - sunt necesare m/g259suri speciale de alc/g259tuire /detaliere constructiv/g259 a zonele de contact cu grinzile/stâlpii al/g259tura/g288i. C 10.4.2.2 Interac/g288iuni cu alte CNS În numeroase cazuri, în proiecte se prevede asigurarea stabilit/g259/g288ii unor CNS prin rezemare sau rigidizare prin intermediul altor componente nestructurale. Adoptarea acestor rezolv/g259ri poate fi acceptat/g259 numai dac/g259 se verific/g259: - capacitatea elementului care constituie rea zem/rigidizare de a prelua înc/g259rc/g259rile seismice /g250i, dup/g259 caz, cele gravita/g288ionale, aferente componentei respective; - compatibilitatea deforma/g288iilor celor dou/g259 elemente; - existen/g288a unor m/g259suri constructive care s/g259 permit/g259 preluarea unor deforma/g288ii superioare, în limite rezonabile, celor determinate prin calcul precum /g250i a abaterilor de montaj. 213 - asigurarea stabilit/g259/g288ii /g250i integrit/g259/g288ii fizice a CNS; în situa/g288iile precizate prin tema investitorului, prin proiectare trebuie s/g259 se asigure /g250i func/g288ionalitatea CNS; - evitarea unor interac/g288iuni defavorabile cu structura sau cu alte CNS; - limitarea pierderilor materiale (avarii limitate /g250i reparabile în cazul cutremurelor moderate). C 10.5.1.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a componentelor arhitecturale nestructurale din zid/g259rie (Az) C10.5.1.1.(1) Cu toate progresele realizate pe plan interna/g288ional privind introducerea materialelor /g250i tehnologiilor noi pentru realizarea componentelor arhitecturale nestructurale, în România realizarea acestora se face aproape în exclusivitate din zid/g259rie. În cele mai multe cazuri proiectarea acestor elemente ignor/g259 înc/g259rc/g259rile minime pe care acestea ar trebui s/g259 le suport /g250i din ra/g288iuni zise "de economie" sunt executate cu materiale de calitate slab/g259 sau modest/g259. Prevederile date continuare au ca scop limitarea situa/g288iilor de subdimensionare a componentelor nestructurale arhitecturale din zid/g259rie. C10.5.1.1.(3),(4),(5)/g250i (6) Aceste paragrafe stabilesc caracteristicile minime ale materialelor pentru zid/g259rie (elemente /g250i mortare) care se folosesc pentru proiectarea seismic/g259. Atragem aten/g288ia c/g259 limitele impuse se refer/g259 la caracteristicile necesare pentru asigurarea rezisten/g288ei seismice /g250i sunt mai severe decât condi/g288iile impuse materialelor folosite în zone neseismice. C10.5.1.1.(7) Acest paragraf stabile/g250te, odat/g259 în plus, r/g259spunderea proiectantului pentru alegerea materialelor pentru zid/g259rie în vederea asigur/g259rii satisfacerii cerin/g288ei de siguran/g288/g259 sub efectele ac/g288iunii seismice de proiectare (dup/g259 caz, pentru ULS /g250i/sau pentru SLS). 214 În cazul instala/g288iilor /g250i echipamentelor care constituie "sisteme" m/g259surile pentru reducerea riscului de avariere vor fi mai severe pentru acele componente care condi/g288ioneaz/g259 func/g288ionarea întregului sistem. De exemplu, în cazul instala/g288iilor de rezerv/g259 dintr-un spital, asigurarea func/g288ion/g259rii generatorului electric este necesar/g259 pentru func/g288ionarea sistemelor de iluminat, de ventila/g288ie/condi/g288ionare, de alimentare cu ap/g259 potabil/g259 /g250i de înc/g259lzire. Ca atare, proiectarea prinderilor generatorului trebuie s/g259 se fac/g259 la un nivel de siguran/g288/g259 superior celui adoptat pentru alte componente ale sistemului. În acela/g250i context trebuie examinat /g250i nivelul de protec/g288ie al altor CNS a c/g259ror avariere poate afecta integritatea sau func/g288ionalitatea CNS cu rol "vital". De exemplu, pr/g259bu/g250irea pere/g288ilor desp/g259r/g288itori de la camera generatorului poate conduce de asemenea la consecin/g288ele men/g288ionate mai sus. C 10.5. Proiectarea seismic/g259 a componentelor arhitecturale nestructurale (A) C 10.5.1. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 C10.5.1(1) Obiectivele proiect/g259rii seismice a componentelor arhitecturale au fost prezentate la C10.2. M/g259surile de proiectare pentru satisfacerea acestor obiective trebuie s/g259 r/g259spund/g259 urm/g259toarelor cerin/g288e: (a) rezema/g288i pe console (b) înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat Figur a C 10.9. Pr/g259bu/g250irea pere/g288ilor de fa/g288ad/g259 C 10.5.2.1. Condi/g288ii pentru proiectare seismic/g259 a elementelor de construc/g288ie din zid/g259rie ata/g250ate anvelopei (A1z) C10.5.2.1 (3) Din analiza efectuat/g259 dup/g259 cutremurul din 1940 de c/g259tre A.A.Bele/g250 - [Cutremurul /g250i Construc/g288iile - Bucuresti 1941] , pot fi citate, cât mai aproape de exprimarea originar/g259 a autorului, remarcile privind comportarea seismic/g259 a co/g250urilor /g250i explica/g288iile, de cele mai multe ori evidente, ale situa/g288iilor constatate : Co/g250urile au suferit deasemeni foarte mult. În special co/g250urile înalte, /g250i cele cu c/g259ciul/g259 s-au pr/g259bu/g250it distrugând alocuri învelitorile /g250i chiar plan/g250eele. Distrugerea co/g250urilor chiar la cutremure de mai mic/g259 intensitate (de gradul VI, de exemplu) se explic/g259 /g250i prin faptul c/g259 zid/g259ria acestor co/g250uri sub ac/g288iunea fumului, a varia/g288iilor de temperatur/g259 , a ploii, a înghe/g288ului /g250i dezghe/g288ului este în bun/g259 parte alterat/g259. Chiar la co/g250uri joase care s-au pr/g259bu/g250it, în majoritatea cazurilor, zid/g259ria se g/g259sea complet dezagregat/g259 pe învelitoare. C 10.5.2. Proiectarea seismic/g259 a elementelor de construc/g288ie ata/g250ate anvelopei În concep/g288ia P 100-1, proiectarea seismic/g259 a elementelor anvelopei are o importan/g288/g259 deosebit/g259 /g288inând seama de consecin/g288ele extrem de grave care pot decurge din avarierea /g250i pr/g259bu/g250irea acestora în spa/g288iile din exteriorul cl/g259dirii. M/g259surile de prevedere se refer/g259 mai întâi la elementele de închidere cu mas/g259 mare care sunt sensibile la ac/g288iunea seismic/g259 direct/g259, normal/g259 pe plan /g250i, simultan, la deplas/g259rile în plan impuse de deforma/g288ia de ansamblu a cl/g259dirii. În cazul pere/g288ilor din zid/g259rie riscul datorat ac/g288iunii seismice perpendicular/g259 pe planul peretelui este amplificat de rezisten/g288a sc/g259zut/g259 a zid/g259riei la întindere din încovoiere /g250i de caracterul fragil al ruperii. Mai multe studii experimentale arat/g259 c/g259 în acest caz efectele se suprapun /g250i se amplific/g259 reciproc. În cazul pere/g288ilor nestructurali rezema/g288i pe console sau grinzi cu deschideri mari deforma/g288iile statice ale elementelor de reazem sunt fi amplificate /g250i de efectul componentei verticale a mi/g250c/g259rii seismice. Efectele ac/g288iunii seismice în plan vertical amplific/g259, în acest caz, efectelor for/g288elor seismice orizontale care ac/g288ioneaz/g259 în planul peretelui /g250i perpendicular pe acesta [Newmark,N.M., Rosenblueth,E. Fundamentals of Earthquake Engineering Printice Hall Inc. Englewood Cliffs, N.J. 1971] . Din acest motiv, pentru evitarea pr/g259bu/g250irii pere/g288ilor în cazul unui cutremur puternic este necesar/g259 limitarea deforma/g288iilor panoului de zid/g259rie perpendicular pe planul s/g259u simultan cu limitarea deplas/g259rii relative de nivel a structurii. Cu toate aceste precau/g288ii, în absen/g288a unor m/g259suri constructive de ancorare corespunz/g259toare, pr/g259bu/g250irea pere/g288ilor în cazul unui cutremur puternic nu poate fi evitat/g259 cu certitudine. 215 Figura C 10.10. C/g259derea calcanului a avariat cl/g259direa vecin/g259 Bucure/g250ti, 1977 C10.5.2.1 (6) Pentru realizarea corni/g250elor /g250i brâurilor prin zidire se recomand/g259 ca avansarea în consol/g259 la fiecare asiz/g259 s/g259 nu dep/g259/g250easc/g259 1/3 din l/g259/g288imea elementului sau 1/2 din în/g259l/g288imea acestuia. În cazul în care corni/g250a se execut/g259 peste nivelul ultimului plan/g250eu (constitue atic al terasei) la partea superioar/g259 se va prevedea o centur/g259 de beton armat continu/g259 pe toat/g259 lungimea corni/g250ei. În func/g288ie de valoarea eforturilor datorate ac/g288iunii seismice perpendiculare pe planul corni/g250ei în zid/g259rie se vor prevedea stâlpi/g250ori de beton armat în continuarea celor de la nivelul inferior. Figura C 10.11. Zidirea corni/g250elor /g250i brâurilor C10.5.3.1.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor de închidere (A2z) /g250i de compartimentare(A3z) din zid/g259rie înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat / o/g288el Proiectare seismic/g259 a pere/g288ilor de închidere /g250i de compartimentare din zid/g259rie înr/g259ma/g288i în cadre a c/g259p/g259tat în ultima în ultima perioad/g259 o preocupare deosebit/g259 din partea speciali/g250tilor dar /g250i a organismelor de reglementare na/g288ionale /g250i interna/g288ionale. De/g250i anumite p/g259reri, exprimate de persoane care nu au suficient/g259 competen/g288/g259, minimizeaz/g259 efectele r/g259spunsului seismic nefavorabil al panourilor de zid/g259rie înr/g259mate, comunitatea speciali/g250tilor, prin Documentul CEN/TC250/SC8/N469 adoptat la reuniunea de la Lausanne din 15 martie 2013, trage un important semnal de alarm/g259: ....În plus cutremurele recente, în special cel de la l'Aquila (Italia), au ar/g259tat c/g259 în multe cl/g259diri recente, ale c/g259ror structuri s-au comportat bine, s-au produs 216 C10.5.2.1. (4) Prevederea are în vedere evitarea/ limitarea ris cului pr/g259bu/g250irii calcanelor/frontoanelor înalte care nu au structur/g259 proprie sau nu sunt ancorate de elementele structurale. Prin c/g259dere aceste elemente pot produce accidente în exteriorul cl/g259dirii sau pot avaria cl/g259dirile adiacente care au în/g259l/g288ime mai mic/g259. avarii grave la panourile de zid/g259rie....Acest fapt recomand/g259 ca prevederile EN 1998-1 pentru cadre cu zid/g259rie de umplutur/g259 s/g259 fie extinse împreun/g259 cu cele privind /g250i alte tipuri de închideri.... C10.5.3.1.1. (3) Proiectarea pentru ac/g288iunea seismic/g259 a cadrelor de beton armat cu panouri de zid/g259rie înr/g259mate trebuie s/g259 aib/g259 în vedere, în primul rând, controlul interac/g288iunilor de ansamblu /g250i/sau locale ale pere/g288ilor cu structura cl/g259dirii în toate fazele de solicitare care pot rezulta pentru diferite niveluri de severitate ale cutremurului. Aceste interac/g288iuni pot avea dou/g259 categorii de efecte: - modificarea st/g259rii de eforturi /g250i deforma/g288ii în structur/g259 (efecte globale) sau numai în anumite elemente ale acesteia (efecte locale) cu consecin/g288e negative asupra siguran/g288ei structurale; - avarierea zid/g259riei pere/g288ilor înr/g259ma/g288i prin ac/g288iunea seismic/g259 direct/g259 (perpendicular/g259 pe planul panoului), prin ac/g288iunea seismic/g259 indirect/g259 (deforma/g288iile impuse panoului prin deformarea de ansamblu a cl/g259dirii) sau prin efectul combinat al celor dou/g259 categorii de ac/g288iuni. Prezen/g288a panourilor de zid/g259rie înr/g259mate modific/g259 substan/g288ial comportarea cadrelor de beton armat sau metalice la ac/g288iunea for/g288elor laterale. Modific/g259rile se refer/g259 atât la rezisten/g288a /g250i la rigiditatea cadrelor cât /g250i la capacitatea de disipare a energiei seismice /g250i depind de un num/g259r mare de factori geometrici, mecanici /g250i tehnologici care pot varia în limite foarte largi. Participarea panoului de zid/g259rie împreun/g259 cu cadrul la preluarea for/g288ei seismice este posibil/g259 numai în condi/g288iile în care contactul între zid/g259rie /g250i cadru, dac/g259 acesta a fost realizat ini/g288ial (la execu/g288ie), /g250i integritatea zid/g259riei nu sunt afectate de deforma/g288iile laterale impuse de deplasarea cadrului. Referitor la importan/g288a realiz/g259rii ini/g288iale, la execu/g288ie, a contactului nemijlocit între zid/g259rie /g250i elementele cadrului, se reaminte/g1800te faptul c/g259 s-a demonstrat de mult timp c/g259 existen/g288a unor spa/g288ii libere, chiar de dimensiuni mici, între cadru /g250i panou, provoac/g259 sc/g259derea brusc/g259 a rigidit/g259/g288ii ini/g288iale a ansamblului [Smith, B.S., Behaviour of Square Infilled Frames , Proc. ASCE 92 (ST1), p.381-403, 1966] . Dar, a/g250a cum este evident, contactul nemijlocit/direct între cadru /g250i panou nu poate fi asigurat, în practic/g259, pentru toate panourile unei cl/g259diri ceea ce creaz/g259, de la început, o important/g259 surs/g259 de incertitudine pentru cunoa/g250terea r/g259spunsului real al construc/g288iei. În cazul producerii unui cutremur, men/g288inerea contactului între panou /g250i cadru este posibil/g259 numai la niveluri relativ sc/g259zute ale for/g288ei laterale. În [Paulay, T., and Priestley, M. J. N., Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings , John Wiley & Sons, New York, 1992] se afirm/g259 c/g259 separarea cadrului de beton armat de panoul de zid/g259rie se produce la o for/g288/g259 de circa 50÷70% din rezisten/g288a la forfecare a panoului /g250i c/g259 acest procent poate fi mai mic în cazul cadrelor din o/g288el. Separarea panoului de zid/g259rie de cadru se datoreaz/g259 particularit/g259/g288ilor de deformare lateral/g259 ale acestora: - barele cadrelor care sunt dominate de eforturi de încovoiere se deformeaz/g259 cu curburi de semne contrarii /g250i punct de inflexiune în zona central/g259 - panoul de zid/g259rie care este dominat de eforturi de forfecare are deforma/g288ia unghiular/g259 caracteristic/g259 acestei solicit/g259ri 217 /g250i pe circa 1 /6 din lungimea grinzii al/g259turate. Valorile pot fi diferite dac/g259 la execu/g288ie nu s-a realizat contactu l nemijlocit între cadru /g250i panou. Figura C 10.12. Împ/g259narea zid/g259riei în col/g288urile cadrului În aceste condi/g288ii, mecanismul de preluare a for/g288elor laterale din cadrele "pure" (engl. bare frames ) caracterizat prin eforturi sec/g288ionale de încovoiere (M) dominante, se transform/g259 într-un mecanism de grind/g259 cu z/g259brele în care domin/g259 eforturile axiale (± N). În consecin/g288/g259, momentele încovoietoare în grinzile /g250i în stâlpii cadrului sunt mai mici decât în cadrul "pur", în timp ce for/g288ele axiale cresc sau î/g250i modific/g259 semnul (de exemplu, pot apare for/g288e axiale de întindere în grinzi). În cazul cl/g259dirilor multietajate, deforma/g288ia de ansamblu a cadrelor cu zid/g259rie înr/g259mat/g259 este similar/g259 cu cea a unei console verticale a/g250a cum s-a observat mai de mult [Fintel, M, Multistory Structures, Handbook of Concrete Engineering, Chapter 10, CBS Publishers, (1986)]. Conlucrarea între cele dou/g259 subansambluri este activ/g259 pân/g259 la cedarea unuia dintre acestea, dup/g259 unul din mecanismele care vor fi discutate în continuare. /g1436Efecte structurale de ansamblu ale panourilor de zid/g259rie Efectele de ansamblu ale panourilor de zid/g259rie înr/g259mate asupra r/g259spunsului seismic al cl/g259dirilor cu structura alc/g259tuit/g259 din cadre se concretizeaz/g259, în func/g288ie de modul în care sunt amplasate panourile, prin sporirea rigidit/g259/g288ii locale a unui cadru, la un nivel sau la mai multe niveluri, sau prin sporirea rigidit/g259/g288ii de ansamblu a structurii. 218 Separarea între panou /g250i cadrul în care acesta este înr/g259mat se poate produce /g250i din cauze neseismice cum sunt: deforma/g288iile structurii din înc/g259rc/g259ri verticale, efectele contrac/g288iei /g250i ale curgerii lente, efectele varia/g288iilor de temperatur/g259 (mai ales în panourile de închidere) Având în vedere importan/g288a existen/g288ei contactului între cadru /g250i zid/g259ria de umplutur/g259, este necesar ca la proiectare s/g259 fie prev/g259zute m/g259surile constructive pentru a preîntâmpina separarea prematur/g259, în condi/g288ii de exploatare normal/g259, a acestora. Dup/g259 separare, participarea zid/g259riei de umplutur/g259 la sporirea rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii laterale a cadrelor de beton armat s au de o/g288el se realizeaz/g259 prin împ/g259narea zid/g259riei în zona nodurilor de cadru adiacente diagonalei care se scurteaz/g259 sub efectul deplas/g259rii laterale . Lungimile zonelor de contact între zid/g259rie /g250i cadru variaz/g259 în func/g288ie de caracteristicile geometrice /g250i mecanice ale cadrului /g250i ale panoului. Determinarea cât mai exact/g259 a acestora a constituit obiectul a numeroase cercet/g259ri teoretice /g250i experimentale. Orientativ, se poate considera [ Pradhan, P L, Compo site Actions of Brick Infill Wall in RC Frame under In-Plane Lateral Load, Ph.D. Thesis, Department of Civil Engineering, IOE, Tribhuvan University, 2009] c/g259 se realizeaz/g259 contactul pe circa 1/3 din în/g259l/g288imea stâlpului Figura C 10.13. Modificarea rigidit/g259/g288ii cadrelor (Ri) prin panouri de zid/g259rie Modificarea rigidit/g259/g288ii cadrelor prin dispunerea necontrolat/g259 a panourilor de înr/g259mate afecteaz/g259 nefavorabil regularitatea structural/g259 a cl/g259dirii în plan /g250i în eleva/g288ie prin deplasarea, de la un nivel la altul, a pozi/g288iei centrului de rigiditate (CR) în raport cu centrul de greutate al plan/g250eului (CG) ceea ce antreneaz/g259 producerea/accentuarea r/g259sucirii de ansamblu a cl/g259dirii. Aceasta situa/g288ie este exemplificat/g259 cu cl/g259dirile prezentate în figura de mai jos care reprezint/g259 situa/g288ii concrete, des întâlnite în proiectarea curent/g259. (a) Tronson de cap/g259t la cl/g259dire tip "bar/g259" (b) Cl/g259dire tip "plomb/g259" – cu trei calcane Figura C 10.14. Nesimetrie/neregularitate structural/g259 în plan produs/g259 de panourile de zid/g259rie înr/g259mate (PZ) la structuri alc/g259tuite din cadre. Dispunerea neregulat/g259 în eleva/g288ie a panourilor de umplutur/g259 modific/g259 rigiditatea cl/g259dirii de la un etaj la altul /g250i poate conduce la formarea etajelor "slabe". Aceast/g259 situa/g288ie este întâlnit/g259 mai ales la cl/g259dirile cu func/g288iuni multiple: garaje/magazine la parter /g250i eventual la etajul 1 /g250i locuin/g288e la etajele superioare sau la hoteluri unde primele niveluri necesit/g259 spa/g288ii largi în timp ce la etajele curente exist/g259 pere/g288i desp/g259r/g288itori la fiecare camer/g259. Se reaminte/g1800te c/g259 proiectarea cl/g259dirilor cu primul nivel pe stâlpi este unul dintre cele cinci principii arhitecturale ale lui Le Corbusier care, preluat f/g259r/g259 discen/g259mânt, a generat numeroase avarii în /g288/g259ri seismice cum sunt Taiwan, Algeria, Italia, Turcia /g250i chiar în SUA. [Li Wang, M., Stylistic Dogma vs Seismic Resistance. The contribution of modernist tenets to an Algerian disaster. AIA Journal, november 1981][Petrovici, R. Unele considera/g288ii privind rela/g288ia dintre concep/g288ia arhitectural/g259 /g250i r/g259spunsul seismic al cl/g259dirilor. Simpozion Academia Român/g259- UTCB 1999]. Ilustrarea acestui adev/g259r, evident /g250i ast/g259zi necontestat de adev/g259ra/g288ii speciali/g250ti, arat/g259 manifest/g259ri practic identice la cl/g259diri situate la mii de kilometri distan/g288/g259 /g250i cu un interval de zece ani între ele. 219 (a) Taiwan (1999) (b) L'Aquila (2009) Figura C 10.15. Avarierea identic/g259 a cl/g259dirilor cu parter "slab" La acest tip de structur/g259 cerin/g288a de ductilitate rota/g288ional/g259 concentrat/g259 la nivelul stâlpilor parterului nu poate fi satisf/g259cut/g259 cu dimensiunile /g250i arm/g259rile care rezult/g259 în condi/g288iile proiect/g259rii specifice cl/g259dirilor cu pu/g288ine niveluri astfel încât formarea mecanismului de etaj este practic inevitabil/g259. În situa/g288ii extreme, combinarea neregularit/g259/g288ilor nestructurale rezultate din dispunerea necontrolat/g259 a panourilor de zid/g259rie, cu proiectarea superficial/g259/neglijent/g259 a structurii de beton armat poate conduce la distrugerea complet/g259 a unei cl/g259diri. Figura C 10.16. Distrugerea complet/g259 a unei cl/g259diri etajate din cauza dispunerii necontrolate a panourilor de zid/g259rie (cutremurul de la Bhuj) Cl/g259direa respectiv/g259 cu structura alc/g259tuit/g259 din cadre de beton armat (în/g259l/g288ime P+4E) avea locuin/g288e la toate nivelurile /g250i pe jum/g259tate din suprafa/g288a parterului. În aceaste zone existau numeroase panouri de zid/g259rie înr/g259mate (pere/g288i de închidere /g250i de compartimentare). La parter, pe jum/g259tate din suprafa/g288a nivelului, au fost amenajate garaje ceea ce condus la suprimarea pere/g288ilor de zid/g259rie de închidere (pentru a permite accesele) /g250i a pere/g288ilor de compartimentare (pentru a permite manevrarea mai simpl/g259 a autoturismelor). Ca urmare, distribu/g288ia puternic nesimetric/g259 a rigidit/g259/g288ilor a condus la manifestarea brutal/g259 a efectului de r/g259sucire de ansamblu care a generat o for/g288/g259 t/g259ietoare care s-a dezvoltat pe toat/g259 în/g259l/g288imea cl/g259dirii. Consecin/g288ele poten/g288ial distructive al acestui efect au fost ignorate de proiectant care nu a luat m/g259suri pentru sporirea arm/g259turilor din elementele orizontale din planul vertical asociat discontinuit/g259/g288ii de rigiditate. /g249i cum niciodat/g259 o avarie atât de sever/g259 nu se produce f/g259r/g259 circumstan/g288e agravante, toate arm/g259turile longitudinale ale elementelor orizontale ale structurii, de la toate nivelurile, erau înn/g259dite în sec/g288iunea critic/g259! 220 Figura C 10.17. Expulzarea fa/g288adelor înr/g259mate în cadre de beton armat Expulzarea zid/g259riilor de fa/g288ad/g259 este o avariere deosebit de periculoas/g259 pentru siguran/g288a vie/g288ii persoanelor din exteriorul cl/g259dirii /g250i deosebit de costisitoare deoarece cl/g259dirile respective devin nelocuibile /g250i necesit/g259 un volum mare de lucr/g259ri de reabilitare. /g1436Efectele locale ale interac/g288iunilor necontrolate asupra cadrelor de beton armat A/g250a cum am mai men/g288ionat, cutremurele din ultimele dou/g259 decenii au ar/g259tat vulnerabilitatea foarte ridicat/g259 a cl/g259dirilor în cadre cu panouri de zid/g259rie înr/g259mate. Vulnerabilitatea men/g288ionat/g259 se manifest/g259 în mod brutal /g250i frecvent în cazul în care interac/g288iunea cadru/panou este neglijat/g259 sau subestimat/g259 în proiectul structurii de rezisten/g288/g259 a cl/g259dirii. Câteva situa/g288ii tipice de avariere sunt prezentate /g250i explicate în continuare. /g1436Avarierea nodurilor de cadru În cazul zid/g259riilor cu rezisten/g288e ridicate /g250i/sau al cadrelor dimensionate necorespunz/g259tor, împ/g259narea zid/g259riei în nodurile cadrului poate produce cedarea grinzii/stâlpului prin for/g288/g259 t/g259ietoare sau deteriorarea nodului. Fisurarea nodului, chiar în stadii incipiente, cu deschideri mici, spore/g250te deformabilitatea cadrului /g250i reduce aderen/g288a arm/g259turilor din grind/g259 /g250i prin aceasta reduce /g250i valoarea momentului capabil de la cap/g259tul grinzii. Procesul de fisurare a nodului de cadru nu contribuie la disiparea energiei seismice. Avarierea nodurilor de cadru se poate produce chiar /g250i în condi/g288iile unor panouri de umplutur/g259 relativ "slabe", cum sunt cele din elemente cu goluri mari /g250i cu pere/g288i sub/g288iri, în condi/g288iile în care armarea barelor cadrului /g250i, mai ales, armarea nodului, sunt insuficiente cantitativ sau ca mod de dispunere (de exemplu, absen/g288a etrierilor din stâlp sau dispunerea lor la distan/g288e mari). Totodat/g259, trebuie re/g288inut /g250i faptul c/g259 remedierea avariilor nodurilor, cum sunt cele din figura C 10.18, este foarte complicat/g259 din punct de vedere tehnic, este costisitoare /g250i, în unele cazuri, are implica/g288ii nefavorabile asupra func/g288ionalit/g259/g288ii construc/g288iei /g250i a aspectului acesteia (mai ales dac/g259 se face o consolidare prin c/g259m/g259/g250uire/man/g250onare cu beton armat). Un alt tip de avariere grav/g259 care, de regul/g259, se produce sub efectul combinat al ac/g288iunii seismice perpendiculare pe planul peretelui /g250i al celei în planul panourilor, este expulzarea complet/g259 a panourilor de zid/g259rie. Acest fenomen a fost întâlnit la mai multe cutremure, chiar la cl/g259diri care nu au suferit avarii structurale. 221 Figura C 10.18. Avarierea nodurilor de cadru provocat/g259 de panourile de zid/g259rie (L'Aquila 2009) /g1436Avarierea barelor cadrului Principalul efect local ale panourilor de zid/g259rie înr/g259mate în cadre const/g259 în modificarea schemei statice a cadrului cu consecin/g288e, uneori grave, asupra st/g259rii de eforturi din bare. Neglijarea acestei modific/g259ri, din necunoa/g250tere sau din superficialitate, conduce în cele mai multe cazuri la efecte care pot pune în pericol integritatea cl/g259dirii. În timpul mi/g250c/g259rii seismice se produce modificarea lungimii efective a barelor prin crearea unor contacte/reazeme suplimentare care, dac/g259 nu sunt luate în considerare la proiectarea rezisten/g288ei cadrului prin armare adecvat/g259, pot produce avarierea/distrugerea elementelor respective. Fenomenul cel mai periculos este formarea stâlpilor scur/g288i prin efectul panourilor de zid/g259rie care se dezvolt/g259 par/g288ial pe în/g259l/g288imea etajului. În figura C 10.19 este reprezentat mecanismul prin care un parapet de zid/g259rie executat incorect (împ/g259nat/fixat lateral la contactul cu stâlpii) conduce la avarierea structurii: - Reduce lungim ea stâlpului - Modific/g259 schema static/g259, zid/g259ria diagonalei comprimate constituind "reazem" suplim entar pentru stâlp (a) (b Figura C 10.19. Efectul panourilor de zid/g259rie cu în/g259l/g288ime par/g288ial/g259-formarea stâlpilor scur/g288i Modul de rupere al stâlpului dep inde de raportul între "lungimea" stâlpului scurtat /g250i dimensiunea sec/g288iunii transversale în planul cadrului. În cazul din figura C 10.19.(a), în care raportul men/g288ionat este aproximativ cinci, stâlpul a cedat prin articularea plastic/g259 la ambele extremit/g259/g288i ca urmare a capacit/g259/g288ii insuficiente de rezisten/g288/g259 la compresiune excentric/g259. În cazul din figura C 10.19.(b) lungimea stâlpului scurtat a devenit practic egal/g259 cu latura sa (stâlp extrem de scurt) ceea ce a generat o rupere exploziv/g259 prin forfecare, cu expulzarea betonului. Rapoartele echipelor de investigare post-seism con/g288in zeci de astfel de fotografii. 222 În m od similar se poate produce, cu acelea/g250i efecte, scurtarea grinzilor prin panouri care se dezvolt/g259 numai pe o parte din lungimea grinzii. /g1436Efectele interac/g288iunilor necontrolate asupra panourilor de zid/g259rie. Avarierea panourilor de zid/g259rie se manifest/g259, în cele mai multe cazuri, ca urmare a lipsei controlului m/g259rimii deplas/g259rilor impuse de cadru zid/g259riei înr/g259mate. Absen/g288a în codurile de proiectare a prevederilor referitoare la limitarea deplas/g259rilor relative de nivel, sau ignorarea lor atunci când acestea exist/g259, au drept consecin/g288/g259 numeroase degrad/g259ri ale pere/g288ilor nestructurali de închidere /g250i/sau de compartimentare . În comunicarea [ Li, B, Wang,Z.,Mosalam, K.M., and Xie, H Wenchuan Earthquake Field Reconnaissance on Reinforced Concrete Framed Buildings With and Without Masonry Infill Walls, 14thWCEE, Beijing,2008] este prezentat/g259 o gam/g259 larg/g259 de avarii tipice la cadrele cu panouri de zid/g259rie constatate la cutremurul de la Wenchuan (2008). Comunicarea atrage aten/g288ia asupra faptului c/g259 panourile din elemente cu goluri (a) /g250i (b) au prezentat mai multe avarii, protejând mai pu/g288in cadrele decât panourile din zid/g259rie cu elemente pline (c). (a) (b) Zid/g259rie cu elemente cu goluri (c) Zid/g259rie cu elemente pline Figura C 10.20. Comportarea panourilor de zid/g259rie la cutremurul de la Wenchuan (2008) La cutremurul de la L'Aquila (2009) s-au înregistrat avarii moderate sau mai severe ale zid/g259riilor de umplutur/g259 la 29% dintre cl/g259dirile investigate. Panourile înr/g259mate folosite la aceste cl/g259diri au fost, în marea majoritate pere/g288i dublu strat cu gol interior, din c/g259r/g259mizi cu goluri orizontale (sau dispuse orizontal) /g250i f/g259r/g259 arm/g259turi în rosturi [Liel, A.B., Lynch, K P. Vulnerability of reinforced concrete frame buildings and their occupants in the 2009 l’Aquila, Italy earthquake Report Number 213 October 2009 Department of Civil, Environmental, and Architectural Engineering University of Colorado] Cutremurul de la L'Aquila a pus în eviden/g288/g259 comportarea nesatisf/g259c/g259toare a panourilor de umplutur/g259 din zid/g259rie cu elemente cu goluri /g250i pere/g288i sub/g288iri (similare celor din grupa 2S). Sub efectul deplas/g259rilor laterale ale cadrului, panourile s-au dezintegrat pur /g250i simplu, elementele prezentând spargeri explozive ceea ce reprezint/g259 o dovad/g259 în plus pentru lipsa de robuste/g288e a acestor elemente !. Figura C 10.21. Avarierea panourilor de umplutur/g259 din elemente cu goluri /g250i pere/g288i sub/g288iri [ Fred Turner, L'Aquila] 223 O alt/g259 cauz /g259 sistematic/g259 a avariilor care s-au manifestat este folosirea, la exterior, a pere/g288ilor dublu strat cu gol interior, dar f/g259r/g259 leg/g259turi între straturi sau cu leg/g259turi insuficiente sau ancorate necorespunz/g259tor. (a) (b) Figura C 10.22. Zid/g259rie dublu strat f/g259r/g259 leg/g259turi între straturi (Turcia 1999) În figura C 10.22. (b) este vizibil /g250i modul specific de avariere a elementelor cu pere/g288i sub/g288iri prin cedarea exploziv/g259 cu expulzarea pere/g288ilor exteriori ai elementului pentru zid/g259rie . Figura C 10.23. Zid/g259rie dublu strat cu leg/g259turi necorespunz/g259toare între straturi (L'Aquila 2009) În figura C 10.23. se vede c/g259 leg/g259turile între cele dou/g259 straturi ale peretelui nu au fost realizate cu ancorele metalice prev/g259zute în standardul SR EN 845 sau în reglement/g259rile similare din SUA. Leg/g259turile între straturi prin elemente ceramice (c/g259r/g259mizi/blocuri) dispuse transversal, cu distan/g288e mari între ele /g250i, probabil, insuficient /g288esute, nu s-au dovedit capabile s/g259 asigure nici stabilitatea stratului exterior /g250i nici integritatea stratului interior. Se reaminte/g1800te c/g259 pere/g288ii dublu strat cu gol interior au fost folosi/g288i pe scar/g259 larg/g259 în cl/g259dirile interbelice din România, de multe ori chiar /g250i pentru pere/g288i structurali (zid/g259ia american/g259, dup/g259 denumirea vremii). C10.5.3.1.1. (6) Determinarea caracteristicilor geometrice /g250i mecanice ale diagonalei comprimate - denumit/g259 /g250i diagonala echivalent/g259 ca rezisten/g288/g259 /g250i rigiditate cu panoul de umplutur/g259 - definit/g259 prin l/g259/g288imea de zid/g259rie efectiv/g259 reprezint/g259 problema cheie pentru stabilirea modelului de calcul. 224 - a=0,25D [Paulay, T., and Priestley, M. J. N., Seismic design of reinforced concrete and mas onry buildings, John Wiley & Sons, New York, 1992.] - a=0,20D [Penelis, G. G., & Kappos, A. J., Earthquake-resistant concrete structures, E & FN Spon, London, 1997] - a=0,10 D [*** Italia Ministero dei Lavori Pubb lici, Circolare 10 Aprile 1997, Istruzioni per l'applicazione delle norme tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al decreto ministeriale 16 gennaio 1996, Supplemento Ordinario alla Gazzetta Uficiale n. 97, 28 Aprile 1 997] În Cod s-a adoptat valoarea a=0,10D apreciind c/g259 valorile date de celelalte propuneri conduc la for/g288e nerealist de m ari în diagonala comprimat/g259 /g250i prin urmare la dimension/g259ri suplimentare excesive ale grinzilor /g250i stâlpilor. Pentru cadre metalice, cercet/g259ri mai vechi, au propus o l/g259/g288ime /g250i mai mare a diagonalei: a=0,33D [Holmes, M., Steel frames with brickwork and concrete infilling ", Proc. of the Institution of Civil Engineers, part 2, vol. 19, pp. 473-478, London, 1961] Un calcul mai exact a fost propus în [ Mainstone, R. J., Supplementary note on the stiffness and strenght of infilled frames , Current Paper CP13/74, BRE,London, 1974 ] pornind de la observa/g288ia c/g259 l/g259/g288imea diagonalei echivalente nu r/g259mâne constant/g259 ci depinde de starea de degradare a panoului. Valorile propuse în aceast/g259 lucrare au caracter empiric fiind bazate pe prelucrarea unor date experimentale. - la ini/g288ierea fisur/g259rii /g11/g12 78 . 3 etH 2 sin 56 . 0D a /g79 /g84 /g35 - în faza intermediar/g259 /g250i, suficient de exact, pân/g259 la rupere /g11/g12 90 . 3 2 sin 17 . 0etHD a /g79 /g84/g35 Lucrarea [ Ghassan Al-Chaar Evaluating Strength an d Stiffness of Unrein forced Masonry Infill Structures. US Army Corp of Engineers, Engineer Research and Development Center, January 2002 ] analizeaz/g259 /g250i efectul interac/g288iunii între cele dou/g259 categorii de solicit/g259ri: în planul panoului /g250i perpendicular pe acesta. Experien/g288a ultimelor cutremure a ar/g259tat c/g259 rezisten/g288a panourilor de umplutur/g259 la ac/g288iunea seismic/g259 în planul peretelui poate fi drastic redus/g259 în condi/g288iile în care for/g288a perpendicular/g259 pe plan are valori importante. Pe baza unui calcul neliniar cu elemente finite s-a stabilit o rela/g288ie de reducere a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 în planul panoului în func/g288ie de intensitatea solicit/g259rii perpendicular/g259 pe plan. Datele existente în literatur/g259 pentru l/g259/g288imea diagonalei echivalente variaz/g259 în limite foarte largi. Aceast/g259 varia/g288ie rezult/g259, în special, din nivelul de simplificare adoptat de autori. Rela/g288iile cele mai complexe [Stafford-Smith,B., and Carter, C., A method of analysis for Infilled Frames Proc. ICE , v.44- 1969] [Mainstone, R. J., On the Stiffness and Strength of Infilled Frames Proceedings of the Institution of Civil Engineers, 1971] au fost stabilite /g288inând seama de un num/g259r mare de parametri (dimensiunile zonei de contact, distribu/g288ia eforturilor în zona de contact, raportul rigidit/g259/g288ilor cadrului / panoului, etc). Mai recent, s-au propus rela/g288ii mai simple, independente de propriet/g259/g288ile cadrului /g250i ale panoului, care definesc l/g259/g288imea echivalent/g259 a diagonalei ca o frac/g288iune din lungimea diagonalei panoului (D) dar, care au de asemenea, varia/g288ii importante, de la un cercet/g259tor la altul: 225 Rela/g288ia propus/g259 pentru evaluarea reducerii rezisten/g288ei datorit/g259 efectului suprapunerii celor dou /g259 solicit/g259ri are forma: ) ( ) (zu F k zu FRd redus Rd /g65/g32 2 4 5 4 11 k /g65/g65/g65 /g85 /g16 /g85 /g14 /g32 unde /g11/g12 /g11/g12/g65 /g65/g32 /g85/g65 R E F F Nota/g288iile folosite m ai sus sunt: FE(/g65) for/g288a seismic/g259 uniform distribuit/g259 normal/g259 pe plan FR(/g65) for/g288a capabil/g259 uniform distribuit/g259 normal/g259 pe plan k/g65 coeficientul de reducere a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 în plan FRd(zu) datorit/g259 ac/g288iunii seismice perpendicular/g259 pe plan C 10.5.3.4. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor de compartimentare din alte materiale. C10.5.3.4 (2) Unul dintre avantajele folosirii pere/g288ilor desp/g259r/g288itori u/g250ori (cu schelet din lemn/o/g288el /g250i panouri de gips carton) este sensibilitatea mai redus/g259 la deplas/g259rile relative de nivel ale ansamblului structurii. Pre zentarea mai detaliat/g259 dat/g259 în cele ce urmeaz/g259 are ca scop încurajarea introducerii pe scar/g259 larg/g259 a acestor pere/g288i în practica curent/g259 din România. Utilizarea acestui tip de pere/g288i în locul celor din zid/g259rie aduce /g250i avantaje în cazul repar/g259rii/înlocuirii dup/g259 un cutremur sever. În cazul pere/g288ilor u/g250ori, valorile limit/g259 ale driftului (pentru calculul în planul peretelui) /g250i ale s/g259ge/g288ii maxime (pentru calculul perpendicular pe planul peretelui) depind în prim ul rând de modul de alc/g259tuire al scheletului metalic sau din lemn. Figura C 10.24. Alc/g259tuirea pere/g288ilor u/g250ori folosi/g288i la încerc/g259rile prezentate în [Arnold,A.E. Cyclic Behaviour and Repair of Stucco and Gypsum Sheathed Woodframe Walls, Report no. SSRP 2002/07, Univ. of California, San Diego] Pentru verificarea la SLS, în vederea protej/g259rii finisajelor, s/g259geata perpendicular/g259 pe plan trebuie s/g259 fie /g148Het/200 - limit/g259 stabilit/g259, de exemplu, în standardul NZS 4203:1992. În ceea ce prive/g250te condi/g288iile de verificare la SLS în raport cu ac/g288iunea seismic/g259 în planul pretelui, unele date relevante rezult/g259 din încerc/g259ri recente asupra pere/g288ilor desp/g259r/g288itori cu schelet din lemn /g250i fe/g288e din tencuial/g259 armat/g259 sau panouri de ipsos (tencuite sau acoperite cu tapet) [Arnold,A.E. Cyclic Behaviour and Repair of Stucco and Gypsum Sheathed Woodframe Walls Report no. SSRP 2002/07, Univ. of California, San Diego]. Aceste încerc/g259ri au permis stabilirea a trei domenii de deformare (deplasare relativ/g259 de nivel) care sunt relevante pentru SLS a pere/g288ilor desp/g259r/g288itori: 226 - Domeniul 1 cu /g39max = 2‰ (cl/g259dire complet func/g288ional/g259 - CCF) - Domeniul 2 cu /g39max = 4‰ (cl/g259dire func/g288ional/g259 -CF) - Domeniul 3 cu /g39max = 7‰ (cl/g259dire care asigur/g259 protec/g288ia vie/g288ii - CPV) Cu datele de m ai sus se pot evalua, orientativ, deplas/g259rile relative de etaj, în func/g288ie de nivelurile de performan/g288/g259 "/g288int/g259", dac/g259 se urm/g259re/g250te protec/g288ia pere/g288ilor desp/g259r/g288itori - Pentru o cl/g259dire de birouri cu hetaj = 3.60 m deplas/g259rile relative de nivel adm isibile dr sunt: /g131cl/g259dire complet func/g288ional/g259: ID = 0.2%………dr = 0.72 cm /g131cl/g259dire func/g288ional/g259:ID = 0.4%……… dr = 1.44 cm - Pentru o cl/g259dire de locuit cu hetaj=3,00 m deplas/g259rile relative de nivel adm isibile dr sunt: /g131cl/g259dire complet func/g288ional/g259: ID = 0.2%……… dr = 0.60 cm /g131cl/g259dire func/g288ional/g259:ID = 0.4%……… dr = 1.20 cm Rezultatele încerc/g259rilor au ar/g259tat urm/g259toarele informa/g288ii semnificative: Panouri cu fe/g288e tencuite (figura C 10.25a) - Domeniul 1 Starea de fisurare a tencuielii /g250i deschiderile fisurilor arat/g259 un grad de avariere foarte redus. Multe din fisuri su nt din categoria "fir de p/g259r" pentru care deschid erea este /g1000,05 mm. - Domeniul 2 Este caracterizat prin cre/g250terea continu/g259 a lungimii /g250i deschiderii fisurilor form ate în domeniul 1 /g250i prin apari/g288ia unor noi fisuri. - Domeniul 3 Comportarea tencuielilor pentru valori m ai mari ale deplas/g259rii relative de n ivel au ar/g259tat atât amplificarea procesului de fisurare cât /g250i situa/g288ii în care s-a produs desprinderea stratului de finisaj. (a) (b) Cl/g259dire complet func/g288ional/g259 Cl/g259dire func/g288ional/g259 Figura C 10.25. Evolu/g288ia avariilor la pere/g288ii u/g250ori cu fe/g288e tencuite (a) /g1800i la pere/g288ii u/g250ori cu fe/g288e din panouri de ipsos (b) 227 Panouri cu fe/g288e din pl/g259ci de ipsos (figura C 10.25b) - Domeniul 1. S-au produs numai foarte pu/g288ine fisuri, în majoritate de tip "fir de p/g259r", cu lungimi scurte, începând de la col/g288urile golurilor. - Domeniul 2. Fisurile s-au amplificat atât ca lungim e cât /g250i ca deschidere. S-a observat deform area benzii de acoperire la rostul dintre pl/g259ci /g250i izolat ie/g250irea cuielor din loca/g250uri. - Domeniul 3 Este caracterizat prin extinderea procesului de avariere: rup erea benzilor de acoperire de la rosturi /g250i ie/g250irea unui num/g259r mare de cuie din loca/g250uri. Prevederea arm /g259turilor de leg/g259tur/g259 are ca scop îmbun/g259t/g259/g288irea condi/g288iilor de contur /g250i implicit o reducere a momentelor încovoietoare în câmpul peretelui precum /g250i o cre/g250tere a rezisten/g288ei acestor sec/g288iuni la lunecare vertical/g259 /g250i la rupere din încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale. C10.5.3.4.(3) Protec/g288ia pere/g288ilor de compartimentare fa/g288/g259 de efectele deplas/g259rilor laterale de nivel care induc eforturi în planul peretelui (în punctele de contact) se realizeaz/g259 eficient prin asigurarea spa/g288iilor libere între perete /g250i structur/g259 sau între perete /g250i alte componente nestructurale. Figura C 10.26. Asigurarea spa/g288iilor libere la montarea pere/g288ilor de compartimentare cu schelet Prevederile P 100-1 referitoare la posibilitatea de preluare a deplas/g259rilor relative de nivel au implica/g288ii care necesit/g259 unele preciz/g259ri: - spa/g288iile libere necesare pentru preluarea deplas/g259rilor din temperatur/g259 sau din ac/g288iunea seismic/g259 trebuie s/g259 fie tratate pentru a împiedica p/g259trunderea aerului /g250i a umidit/g259/g288ii în interiorul cl/g259dirii; materialul folosit în acest scop trebuie s/g259 r/g259mân/g259 permanent plastic (s/g259 nu blocheze deplas/g259rile relative) /g250i în acela/g250i timp s/g259 r/g259spund/g259 exigen/g288elor legate de aspectul fa/g288adei /g250i s/g259 poat/g259 fi înlocuit dac/g259 a fost deteriorat în timpul cutremurului; - în multe cazuri, pentru preluarea deplas/g259rilor relative de nivel prinderile sunt alc/g259tuite astfel încât s/g259 formeze un sistem static determinat; lipsa de redundan/g288/g259 /g250i imposibilitatea retransmiterii eforturilor în cazul ced/g259rii unei prinderi ar trebui compensat/g259 prin dimensionarea leg/g259turilor pentru for/g288e de câteva ori mai mari decât cele care ar rezulta în cazul unor prinderi ductile astfel încât materialul respectiv s/g259 r/g259mân/g259 în domeniul elastic de comportare în cazul cutremurului de proiectare; - deplas/g259rile relative probabile ale cl/g259dirii pentru care se proiecteaz/g259 prinderile trebuie s/g259 /g288in/g259 seama de toleran/g288ele de fabrica/g288ie /g250i de montaj ale prefabricatelor - 228 - pozi/g288ia peretelui pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii; - masa peretelui (care tre buie s /g259 includ/g259 /g250i masa obiectelor care ar putea fi suspendate pe acesta). Rezult/g259 deci o for/g288/g259 perpendicular/g259 uniform distribuit/g259 pe planul peretelui care se calcu leaz/g259 cu valoarea medie a accelera/g288iei de nivel (produsul mediu pe etaj agKz) /g250i o for/g288/g259 seismic/g259 orizontal/g259 concentrat/g259 în centrul de greutate al masei suspendate (figura C 10.6). Valorile acestor for/g288e cresc de la parter c/g259tre ultimul nivel al cl/g259dirii. În aceste condi/g288ii, dac/g259 toate nivelurile au aceia/g250i în/g259l/g288ime /g250i dac/g259 distribu/g288ia /g250i dimensiunile pere/g288ilor de compartimentare sunt identice la toate nivelurile cl/g259dirii este suficient/g259 verificarea rezisten/g288ei pere/g288ilor numai la ultimul nivel. În absen/g288a unui calcul mai exact (cu elemente finite, de exemplu) pentru pere/g288ii plini, momentele încovoietoare în perete pot fi calculate cu formulele din teoria pl/g259cilor elastice /g288inând seama de condi/g288iile de fixare a peretelui pe contur. În cazul pere/g288ilor cu goluri de u/g250i sau ferestre, conform prevederilor SR EN 1996-1 preluate în CR 6, calculul momentelor încovoietoare se poate face prin descompunerea peretelui în fragmente dreptunghiulare. În func/g288ie de leg/g259turile cu structura sau cu ceilal/g288i pere/g288i structurali/nestructurali marginile unui perete de compartimentare pot fi: - încastrate: perete nestructural legat prin /g288esere cu un perete structural cu grosime cel pu/g288in dubl/g259; - cu continuitate: perete nestructural intersectat de un alt perete perpendicular; - cu simpl/g259 rezemare: în aceast/g259 situa/g288ie se afl/g259 marginea inferioar/g259 a peretelui (rezem at/g259 pe planseul inferior) /g250i marginea superioar/g259 (fixat/g259 de plan/g250eul superior); de asemenea marginile verticale ale panourilor de zid /g259rie de um plutur/g259 al/g259turate stâlpilor / pere/g288ilor de beton; - laturi libere: marginea superioar/g259 a pere/g288ilor par/g288ial dezvolta/g288i pe în/g259l/g288ime /g250i marginile laterale lâng/g259 goluri (chiar dac/g259 golul nu se dezvolt/g259 pe toat/g259 în/g259l/g288imea panoului. C 10.5.3.1.2. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a pere/g288ilor nestructurali de închidere care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat/o/g288el C10.5.3.1.2 (3) Rolul stâlpi/g250orilor /g250i al centurilor este de a fragmenta panoul de perete astfel încât solicit/g259rile perpendiculare pe planul acestuia s/g259 nu dep/g259/g250easc/g259 rezisten/g288a zid/g259riei /g250i de asigura transmiterea for/g288elor seismice aferente acestuia la structura principal/g259 a cl/g259dirii prin elemente capabile s/g259 preia eforturile de întindere care rezult/g259. Amplasarea sistemului de stâlpi/g250ori /g250i centuri nu trebuie s/g259 modifice schema static/g259 a structurii principale. Elementele structurii trebuie s/g259 fie verificate pentru efectul local al for/g288elor transmise de stâlpi/g250ori /g250i centuri. C 10.5.3.1.3. Conditii de proiectare seismic/g259 a pere/g288ilor de compartimentare din zid/g259rie (A3z) care nu sunt înr/g259ma/g288i în cadre de beton armat/o/g288el Prevederile se refer/g259 la asigurarea rezisten/g288ei pere/g288ilor de compartimentare realiza/g288i din zid/g259rie pentru ac/g288iunea direct/g259 a cutremurului (perpendicular/g259 pe planul peretelui). În aceste condi/g288ii valoarea for/g288ei de calcul depinde de: 229 Figura C 10.27. Exemple de condi/g288ii particulare de rezemare pe contur C10.5.3.1.3(5) Prevederea are ca obiect: - asigurarea stabilit/g259/g288ii pere/g288ilor care nu sunt fixa/g288i la partea superioar/g259 în plan/g250eu l superior; - evitarea unor interac/g288iuni necon trolate între pere/g288ii de compartimentare - indiferent de materialul din car e sunt realiza/g288i - /g250i tavanul suspendat din care ar putea rezulta degradarea tavanului /g250i a instala /g288iilor incluse în acesta. Dup/g259 calcularea deplas/g259rii relative de nivel a structurii, m /g259rimea spa/g288iului dintre structur/g259, pere/g288ii desp/g259r/g288itori /g250i/sau alte elemente nestructurale care se pot afla în interac/g288iune poate fi stabilit/g259 prin adunarea celor mai defavorabile valori ale deforma/g288iilor locale estimate /g250i a toleran/g288elor de construc/g288ie. Pentru calculul eforturilor C 10.5.4. Proiectare seismic/g259 a tavanelor suspendate (A4) Analiza comport/g259rii tavanelor suspendate la cutremurele din ultimii ani a pus în eviden/g288/g259 mai multe categorii de avarii. Cele mai importante se concentreaz/g259 zonele de contact cu pere/g288ii de contur, la rosturile dintre tronsoane /g250i la leg/g259turile cu sistemele de sprinklere, deoarece, în absen/g288a sau datorit/g259 insuficien/g288ei sistemelor de contravântuire / blocare a deplas/g259rilor laterale, se produce, de regul/g259, avarierea elementelor care p/g259trund prin tavan (sprinklere, guri de ventilatie, etc) /g250i/sau a elementelor care vin în contact cu pere/g288ii înc/g259perii. În timpul mi/g250c/g259rii seismice, s-a constatat c/g259 panourile din tencuial/g259 sau cele ceramice au ie/g250it de pe reazeme (aripile profilului) /g250i au c/g259zut. De asemenea corpurile de iluminat înglobate în tavan s-au desprins /g250i au c/g259zut. Mi/g250c/g259rile tavanului fa/g288/g259 de pere/g288ii desp/g259r/g288itori au avariat sistemele de ag/g259/g288are /g250i pe m/g259sur/g259 ce mi/g250carea seismic/g259 a continuat tavanul a început s/g259 oscileze /g250i s/g259 se ciocneasc/g259 de pere/g288ii înconjur/g259tori. În acela/g250i timp s-a produs /g250i c/g259derea corpurilor de iluminat care erau prinse de tavan. Avarierea masiv/g259 a tavanelor suspendate în special în /g250coli, a fost considerat/g259 o surs/g259 important/g259 de risc astfel încât una din recomand/g259rile speciali/g250tilor care au examinat aceste cl/g259diri au fost introducerea obligativit/g259/g288ii proiect/g259rii (calcul /g250i detaliere constructiv) pentru toate elementele nestructurale care pot c/g259dea în înc/g259perea respectiv/g259: tavane suspendate, corpuri de iluminat /g250i accesoriile respective. Not/g259. Din cercetarea literaturii de specialitate rezult/g259 c/g259 primele prevederi tehnice pentru îmbun/g259t/g259/g288irea comport/g259rii la cutremur a tavanelor suspendate au fost formulate de asocia/g288ia profesional/g259 "Ceiling and Interior System Contractors (CISCA)" în anul 1972. Dac/g259, în mod obi/g250nuit, tavanele u/g250oare nu reprezint/g259 un pericol pentru via/g288a persoanelor din interiorul cl/g259dirii, exist/g259 situa/g288ii în care se pot produce accidente mai mult sau mai pu/g288in grave. Este, mai ales, cazul tavanelor de dimensiuni mari /g250i al celor amplasate pe c/g259ile de evacuare/acces. Consecin/g288ele acestor avarii pot fi sim/g288itor mai mari în cazul unor func/g288iuni care ad/g259postesc persoane vulnerabile (de exemplu, cre/g250e, 230 /g250ipci pe care se fixeaz/g259 tencuial/g259 sau panouri de gips-carton. Aceste tavane au rigiditate semnificativ/g259 în plan orizontal /g250i primesc for/g288e seismice importante care, de cele mai multe ori, dep/g259/g250esc capacitatea de rezisten/g288/g259 a mortarului sau a panoului de gips carton. Din acest motiv se produce fisurarea tencuielii/panoului /g250i de multe ori desprinderea acestora de /g250ipci. La rândul lor, dac/g259 nu sunt bine fixate, /g250ipcile se pot desprinde de structura plan/g250eului producând c/g259derea unor zone mai mult sau mai pu/g288in extinse ale tavanului. Deplas/g259rile tavanului în timpul cutremurului pot produce /g250i avarierea corpurilor de iluminat integrate în tavan care se pot desprinde /g250i pot c/g259dea din sistemul de sus/g288inere. Observa/g288iile f/g259cute dup/g259 mai multe cutremure au ar/g259tat c/g259 pentru corputrile de iluminat care au avut un sistem de fixare propriu, independent de sistemul de fixare al tavanului, amploarea avariilor a fost mai mic/g259. În sfâr/g250it, se semnaleaz/g259 faptul c/g259, în cazul în care tavanul este continuu în zonele de rost între tronsoanele adiacente, se pot înregistra avarii importante datorit/g259 imposibilita/g288ii acestuia de a prelua mi/g250c/g259rile diferen/g288iate (uneori în sensuri contrare) ale tronsoanelor respective. Acest tip de avarii nu este acceptabil pe c/g259ile de evacuare deoarece conduce, de cele mai multe ori la c/g259derea unor panouri din tavan. Pentru tavanele din alte categorii de înc/g259peri mi/g250carea diferen/g288iat/g259 produce avarii locale care au doar consecin/g288e materiale (costurile repar/g259rii/înlocuirii pieselor avariate). Sistemele de suspendare a tavanului de structura principal/g259 a cl/g259dirii au dou/g259 func/g288iuni: - preluarea înc/g259rc/g259rilor verticale /g250i orizontale aferente /g250i transmiterea lor la structura principal/g259 a cl/g259dirii; - limitarea deplas/g259rilor orizontale /g250i verticale ale tavanului. Înc/g259rc/g259rile verticale din greutatea proprie a tavanului /g250i a instala/g288iilor incluse în acesta, se transmit la structura principal/g259 a cl/g259dirii, direct, prin piesele metalice de suspendare, iar la margini prin rezemare direct/g259 pe elementul de contur care are /g250i rolul de a asigura închiderea spa/g288iului pân/g259 la intradosul plan/g250eului superior. c/g259mine pentru b/g259trâni sau p entru persoane cu handicap) /g250i pot fi accentuate în mod deosebit în cazurile în care execu/g288ia este necorespunz/g259toare. Un alt mod de avariere constatat este deplasarea/ie/g250irea panourilor de tavan din sistemul structurii proprii urmat/g259 de c/g259derea acestora. Pericolul reprezentat de acest tip avarii depinde de greutatea panourilor respective, de în/g259l/g288imea /g250i de func/g288iunile înc/g259perilor pe care este montat tavanul. C/g259derea panourilor pe c/g259ile de acces poate întârzia/împiedica evacuarea cl/g259dirii sau accesul echipelor de in terven/g288ie. Prinderea cu cleme a panourilor de structu ra proprie a tavanului este o m/g259sur/g259 de precau/g288ie care, în anumite limite, p oate reduce pro babilitatea de c/g259dere a panourilor. S-a constat c/g259 eficien/g288a acestei prevederi depinde îns/g259 de mai mul/g288i factori dintre care se men/g288ioneaz/g259: tipul tavanului /g250i al prinderilor acestuia, caracteristicile panourilor, alc/g259tuirea /g250i fixarea clemelor. Se subliniaz/g259 c/g259, în mare m/g259sur/g259, eficien/g288a prinderilor depinde de corectitudinea execu/g288iei. O alt/g259 situa/g288ie în care se pot produce avarii se întâln e/g250te dac/g259 tavanul reprezint/g259 reazem, la parte superioar /g259 pentru pere/g288ii desp/g259r/g288itori. Este cazul pere/g288ilor desp/g259r/g288itori u/g250ori care nu continu/g259 pân/g259 la plan/g250eul superior (cel mai adesea din considerente de economie) care implic/g259 verificarea capacit/g259/g288ii acestor pere/g288i de a prelua deplas/g259rile tavanului f/g259r/g259 ca prin aceasta s/g259 se produc/g259 ruperea/c/g259derea pere/g288ilor. Printre cele mai vulnerabile sisteme de tavane suspendate se num /g259r/g259 cele realizate din 231 - cu fire înclinate flexibile (sârme, cabluri sau lan/g288uri), cu sau f/g259r/g259 montan/g288i verticali rigizi, (tavane cu contravântuiri); - numai cu fire verticale flexibile /g250i cu prinderi rigide (de regul/g259, cu /g250uruburi) de cornierul de contur (tavane suspendate direct- f/g259r/g259 contravântuiri). Figura C 10.28. Sisteme de prindere a tavanelor suspendate În cazul tavanelor cu contravântuiri, firele flexibile înclinate preiau, prin întindere, for/g288ele verticale /g250i orizontale /g250i limiteaz/g259 deplas/g259rile laterale iar montan/g288ii rigizi preiau eforturile de compresiune asociate întinderilor din fire /g250i împiedic/g259 deplasarea pe vertical/g259 (în sus) a tavanului. În acest caz, firele înclinate se pot monta "întinse". La tavanele care nu au montan/g288i rigizi firele înclinate trebuie s/g259 fie montate "sl/g259bite" pentru a se evita deplanarea tavanului (ridicarea pe vertical/g259 sub efectul întinderii din fire). Amplasarea punctelor de prindere, în câmpul curent al tavanului se face în func/g288ie de tipul tavanului /g250i de m/g259rimea for/g288elor verticale /g250i seismice. Pozi/g288ia /g250i alc/g259tuirea prinderilor se aleg astfel încât s/g259 permit/g259 montarea instala/g288iilor (canale de ventila/g288ie, cabluri electrice, guri de ventila/g288ie, etc). Ca regul/g259 general/g259, tavanele suspendate nu trebuie s/g259 fie ag/g259/g288ate de sistemele de instala/g288ii (canale de ventila/g288ie, conducte); aceast/g259 rezolvare poate fi acceptat/g259 numai dac/g259, prin proiectare, aceste instala/g288ii au fost asigurate cu rezisten/g288a /g250i rigiditatea necesare pentru a suporta înc/g259rc/g259rile respective. În cazul în care sistemele de instala/g288ii împiedic/g259 a/g250ezarea normal/g259 a pieselor de ag/g259/g288are ale tavanului, acestea din urm/g259 trebuie s/g259 fie deplasate /g250i/sau suplimentate (de regul/g259 se monteaz/g259 de ambele p/g259r/g288i ale instala/g288iilor respective). Panourile de închidere ale tavanelor suspendate pot fi executate din diferite materiale: ipsos, aluminiu, sticl/g259, lemn, materiale plastice. Alc/g259tuirea panourilor de închidere depinde de: - cerin/g288ele acustice; - cerin/g288a de comportare la foc; - cerin/g288ele de durabilitate; - cerin/g288e de aspect (textur/g259, grad de finisare, etc) 232 Elementul de contur este în mod obi/g250nuit un cornier d ar poate fi /g250i un profil "U" sau un profil cu form/g259 mai complicat/g259. Pentru preluarea for/g288elor orizontale /g250i limitarea deplas/g259rilor laterale ale tavanului, alc/g259tuirea sistemelor de suspendare se poate face în una din urm/g259toarele dou/g259 variante: - în zonele în care se modific/g259 cota de nivel a tavanului; - în înc/g259perile cu forme complexe în plan ("L","U", "T"); - pentru tavanele a c/g259ror suprafa/g288/g259 dep/g259/g250e/g250te circa 250m2 (cu rezem are pe contur) sau circa 100m2 (f/g259r/g259 rezemare pe contur); - pentru tavanele al c/g259ror intrados continuu dep/g259/g250e/g250te circa 9,0m în fiecare direc /g288ie. La rosturi, elementele principale ale structurii proprii a tavanului se dubleaz/g259, fiecare având sistemul s/g259u propriu de suspendare. Având în vedere problemele complexe legate de comportarea la cutremur a tavanelor suspendate, în mai multe /g288/g259ri s-au desf/g259/g250urat cercet/g259ri experimentale pe modele reduse /g250i la scar/g259 natural/g259. Figura C 10.29. Stand pentru încercarea tavanelor suspendate [Yao,G.C. Research and application on seismic safety of operational and functional components in buildings Proc. Canada-Taiwan Natural Hazard Mitigation Workshop, 2002, Ottawa Canada ] Comportarea la cutremur a panourilor de închidere depinde de propriet/g259/g288ile materialelor din care acestea sunt f/g259cute /g250i de modul de prindere a pan ourilor de structura proprie a tavanului. O condi/g288ie important/g259 este ca panourile u/g250oare s/g259 poat/g259 suporta deforma/g288iile structurii proprii a tavanului f/g259r/g259 a fisura /g250i/sau f/g259r/g259 a se deplana. Panourile din aluminiu, care sunt folosite pe o scar/g259 larg/g259, se comport/g259 satisf/g259c/g259tor dac/g259 sunt prinse/montate corect (cu sârme /g250i rezem/g259ri convenabile) /g250i, mai ales, dac/g259 prinderea de profilele purt/g259toare este suficient de rezistent/g259. Sistemul de prindere al panourilor trebuie s/g259 permit/g259 o fixare sigur/g259 dar /g250i posibilitatea unui acces facil atunci când se execut/g259 lucr/g259ri de între/g288inere sau de interven/g288ie. Pentru a/g250ezarea cât mai sigur/g259 a panourilor se recomand/g259 ca profilele T din care este alc/g259tuit/g259 re/g288eaua s/g259 aib/g259 t/g259lpile suficien t de late pentru a evita c/g259derea acestora din cauza deplas/g259rilor laterale. În mod obi/g250nuit panourile se prind cu agrafe de structura tavanului iar, mai recent, unele firme propun prinderea panourilor /g250i prin lipire. Pentru controlarea deplas/g259rilor /g250i deforma/g288iilor cl/g259dirii provenite din varia/g288ii de temperatur/g259 sau din ac/g288iunea seismic/g259 precum /g250i a eforturilor interioare din contrac/g288ie sau dilatare, structura proprie a tavanului se fragmen teaz/g259 cu rosturi. În mod obi/g250nuit rosturile se prev/g259d în dreptul rosturilor din structura principal/g259 /g250i pe conturul tavanului (lâng/g259 elementele de construc/g288ie de pe conturul înc/g259perii). Sunt necesare rosturi în structura proprie a tavanului /g250i în u rm/g259toarele situa/g288ii particulare: 233 1 - fixarea riglelo r de elementele de margine; 2 - fire de suspendare la capetele riglelor; 3 - fire înclinate /g250i montan/g288i rigizi. Alc/g259tuirea de tip "A" corespunde prevederilor standardului american ASTM E580-96 [ASTM American Society for Testing and Materials - ASTM E580-96, Standard Practice For Application of Ceiling Suspension Systems for Acoustic al Tile and Lay-in Panel s in Areas Requiring Moderate Seismic Restrain 1996 ] iar alc/g259tuirea de tip "D" corespunde practicii curente în zone neseismice. Ca excita/g288ie, la baza modelului s-au folosit patru tipuri de mi/g250c/g259ri caracteristice pentru cutremurele din Taiwan (dou/g259 mi/g250c/g259ri cu band/g259 îngust/g259 /g250i dou/g259 mi/g250c/g259ri cu band/g259 lat/g259 de frecven/g288e). Accelera/g288iile mi/g250c/g259rilor au fost între 0,25 g /g250i 1,5 g. Not/g259. Valoarea maxim/g259 a accelera/g288iei folosite pentru încerc/g259ri (1.5g) corespunde produsului urm/g259torilor parametri: - accelera/g288ia terenului at = 0,33g (valoare de calcul folosit/g259 în Taiwan) - coeficientul de importan/g288/g259 /g74tav = 1,5 - coeficientul de amplificare a accelera/g288iei pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii Kz = 3,0 Valoa rea accelera/g288iei seismice la care s-au f/g259cut încerc/g259rile este apropiat/g259 de cea care corespunde P 100-1 pentru zonele ag = 0,30g /g250i ag = 0,35g. A/g250a cum se constat/g259 din rezultatele prezentate în tabelul de mai jos aplicarea m/g259surilor constructive date în standardul ASTM asigur/g259 preluarea unei accelera/g288ii de nivel de cel pu/g288in 1.5g f/g259r/g259 ca integritatea tavanului s/g259 fie afectat/g259. Din acela/g250i tabel rezult/g259, în c/g259 absen/g288a leg/g259turilor înclinate, modificarea nivelului a ccelera/g288iei de avariere este pu/g288in semnificativ/g259 pentru siguran/g288a acestora. Tabelul C 10.5 Tipul tavanului Elemente de prindere Accel.de avariere Modul de rupere 1 2 3 A da da da > 1,5g Practic nici o avarie B da da nu 1,5g Riglele s-au desprins de elementele de margine;câteva panouri fisurate, /g250i pu/g288ine capete de rigle deformate datorit/g259 contactului cu peretele de cap/g259t C da nu nu 0,8g Riglele au început s/g259 se rup/g259 /g250i s/g259 cad/g259. Cele mai multe panouri au fisurat la 0,8g. La 1,5g s-a produs pr/g259bu/g250irea tavanului D nu nu nu 0,25g Riglele s-au desprins de elementele de margine; riglele de margine au început s/g259 se rup/g259 /g250i s/g259 cad/g259 la 0,4g 234 Cercet/g259rile prezentate în [Yao,G.C. Research and application on seismic safety of operational and functional components in buildings Proc. Canada-Taiwan Natural Hazard Mitigation Workshop, 2002, Ottawa Canada] s-au realizat prin construirea u nui model de înc/g259pere cu dimensiunile în plan 8,2 x 4,95 m (circa 40 m 2) /g250i în/g259l/g288imea de 3,40 m în care au fost montate tavane cu lungimea firelor de suspendare de 60 cm. A fost încercate patru tipuri de alc/g259tuire a tavanului folosind combina/g288ii ale celor trei mijloace de suspendare obi/g250nuite /g250i recomandate de normele americane: C 10.5.3.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a fa/g288adelor vitrate C10.5.3.3.(1) Prevederile acestui paragraf se refer/g259 la satisfacerea cerin/g288ei "rezisten/g288/g259 /g250i stabilitate" pentru urm/g259toarele componente ale fa/g288adelor vitrate: - structura proprie a peretelui cortin /g259 (elem entele componente /g250i îmbin/g259rile acesto ra), a ramelor vitrinelor /g250i ferestrelor; - panourile vitrate (din sticl/g259) sau opace; - prinderile structurii proprii ale peretelui cortin /g259 /g250i ale ramelor vitrinelor /g250i ferestrelor d e structura cl/g259dirii. Pentru satisfacerea acestei cerin/g288e se formuleaz/g259 cerin/g288e /g250i criterii de performan/g288/g259 generale /g250i specifice dup/g259 cum urmeaz/g259: i. Cerin/g288e g enerale: Fa/g288adele vitrate /g250i, în mod special, pere/g288ii cortin/g259, inclusiv prinderile acestora de structura prin cipal/g259, trebuie s/g259 fie proiecta/g288i /g250i executa/g288i astfel încât, sub efectul ac/g288iunilor susceptibile de a se exercita asupra lor în timpul execu /g288iei /g250i exploat/g259rii, s/g259 nu se produc/g259 nici unul dintre urm /g259toarele evenimente: - pr/g259bu/g250irea total/g259 sau pr/g259bu/g250irea par/g288ial/g259/local/g259; - producerea unor avarii de tip "pr/g259bu/g250ire progresiv/g259"; - c/g259derea sau spargerea panourilor de sticl/g259; - avarierea sistemelor de etan/g250are, ca urmare a deforma/g288iilor excesive ale elem entelor structurale (structura principal /g259 a cl/g259dirii sau structura proprie a peretelui cortin/g259, a v itrinei sau a ferestrelor); - limitarea sau imposibilitatea manevr/g259rii p/g259r/g288ilor mobile (ferestre, u/g250i); - producerea unor vibra/g288ii de intensitate inacceptabil/g259 pentru exploatarea normal/g259. ii. Cerin/g288e specifice: Cerin/g288ele specifice ale investitorilor/utilizatorilor privind comportarea fa/g288adelor vitrate /g250i, în mod special, a pere/g288ilor cortin/g259, sub efectul ac/g288iunii cutrem urului (acelea/g250i ca /g250i în cazul vântului puternic) sunt urm/g259toarele: - Cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii: reducerea riscului de punere în pericol a siguran/g288ei persoanelor prin c/g259derea, în spa/g288iile publice (în strad/g259, de exemplu) sau în spa/g288iile în care se pot afla m ai multe persoane (cu r/g288ile interioare ale /g250colilor, atrium uri, etc.), a geamurilor. În vederea satisfacerii acestei cerin /g288e se impun m/g259suri pentru: /g131prevenirea riscului de spargere a sticlei; /g131prevenirea c/g259derii fragmentelor de sticl/g259, dac/g259 s-a produs spargerea. - Cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor: reducerea costurilor pentru repararea fa/g288adelor vitrate avariate de cutremur precum /g250i a pierderilor cauzate de întreruperea activit/g259/g288ii în cl/g259dire ca urmare a avarierii fa/g288adei. Nota 1: Cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii este impus/g259 /g250i de autorit/g259/g288ile publice, în timp ce cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor apar/g288ine, de regul/g259, numai investitorilor. Nota 2: Cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor corespunde cerin/g288elor de "func/g288ionalitate" /g250i "reparabilitate" formulate în reglement/g259rile din unele /g288/g259ri (Japonia, de exemplu). 235 Satisfacerea cerin /g288elor generale enun/g288ate la (i) este condi/g288ionat/g259 /g250i de : - concep/g288ia general/g259 /g250i de detaliu a fa/g288adei vitrate /g250i în special a peretelui cortin/g259, a com ponentelor acestora, a leg/g259turilor între componente /g250i a leg/g259tu rilor fa/g288adei cu structura principal/g259 a cl/g259dirii; - propriet/g259/g288ile, performan/g288ele, utilizarea /g250i modul de punere în oper/g259 ale m aterialelor /g250i produselor de construc/g288ie; - calitatea execu/g288iei /g250i realizarea lucr/g259rilor de între/g288inere necesare. În cazul pere/g288ilor cortin /g259, producerea unor avarii de tip "pr/g259bu/g250ire progresiv/g259" poate fi limitat/g259 sau evitat/g259 prin m/g259suri adecvate privind: - determinarea riscului de apari/g288ie a unor astfel de evenimente; - adoptarea unei configura/g288ii structurale care nu prezint/g259 sensibilit/g259/g288i la astfel de evenim ente (configura/g288ie structural/g259 redundant/g259); - asigurarea elementelor structurii proprii /g250 a prinderilor de structura principal/g259 cu ductilitate suficien t/g259. Criteriile de performan/g288/g259 specifice pe care trebuie s/g259 le îndeplineasc/g259 sticla sub efectul ac/g288iun ii seismice, pentru satisfacerea cerin/g288elor de la (ii), sunt urm/g259toarele: - Cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii, pentru cutrem urul de proiectare, cu perioda m edie de revenire de 225 de ani, este satisf/g259cut/g259 atunci când: /g131sticla se sparge în buc/g259/g288i dar r/g259mâne în rame sau în ancoraje în condi/g288ii limit/g259 de stabilitate, putând îns/g259 c/g259dea în orice moment; /g131sticla cade din rame sau din ancoraje în fragmente mi ci care nu pot pune în pericol via /g288a oamenilor (modul de spargere depinde de tipul sticlei); Cerin/g288a d e siguran/g288/g259 a vie/g288ii nu poate fi totu/g250i asigurat/g259 dac/g259: /g131fragmentele de sticl/g259, chiar de mici dimensiuni (din gea m securizat), cad de la în/g259l/g288im e mare sau foarte mare; /g131sticla se sparge în cioburi mari /g250i/sau panourile cad în întregime din rame sau împreun/g259 cu ramele. - Cerin/g288a de limitare a degrad/g259rilor sub efectul cutremurului "de serviciu", (cu perioada medie de revenire de circa 40 de ani) este satisf/g259cut/g259 atunci când: /g131sticla r/g259mâne neafectat/g259 în rame sau în ancoraje; /g131sticla fisureaz/g259 îns/g259 r/g259mâne prins/g259 în rame sau în ancoraje /g250i continu/g259 s/g259 asigure func/g288iunile de închidere fa/g288/g259 de exterior (protec/g288ia împotriva agen/g288ilor atmosferici) /g250i protec/g288ia împotriva intruziunii. În aceste condi/g288ii se asigur/g259, în acela/g250i timp, atât cerin/g288a de siguran/g288/g259 a vie/g288ii cât /g250i condi/g288iile de utilizare imediat/g259 a cl/g259dirii (înlocuirea sticlei fisurate se poate face oricând dore/g250te beneficiarul). În majoritatea Codurilor existente nu se dau preciz/g259ri privind comportarea seismic/g259 a diferitelor tipuri de sticl/g259 /g250i nici a diferitelor tipuri de rame. 236 (a) Panouri de sticl/g259 în schelet metalic (b) Panouri de sticl/g259 fixate în puncte izolate Figura C 10.30. Deplasarea panourilor de sticl/g259 ale fa/g288adelor cortin/g259 Figura C 10.31. Detalii de prindere a sticlei în puncte izolate Încerc/g259ri recente, au ar/g259tat îns/g259 c/g259 diferitele tipuri de sticl/g259 prezint/g259 mari diferen/g288e între valorile driftului care provoac/g259 fisurarea sau c/g259derea sticlei din rame. Astfel de încerc/g259ri s-au efectuat pe mai multe tipuri de sticl/g259 cu grosimea de 6 mm cu asambl/g259ri specifice vitrinelor obi/g250nuite /g250i unor pere/g288i cortin/g259 pentru cl/g259diri cu dimensiuni medii. În cazul vitrinelor proiectate conform Codurilor în vigoare, s-a constatat c/g259 SLS (asociat/g259 cu avarierea col/g288urilor sticlei /g250i degradarea garniturilor) a fost dep/g259/g250it/g259 pentru un cutremur moderat iar ULS (asociat/g259 cu fisurarea extins/g259/generalizat/g259 /g250i c/g259derea buc/g259/g288ilor de sticl/g259) a fost atins/g259 în cazul cutremurului sever. Protec/g288ia panourilor de ferestre fa/g288/g259 de deplas/g259rile laterale ale structurii a fost uneori realizat/g259 prin montarea cadrelor de fereastr/g259 pe resoarte care le /g288in separate de elementele structurii. Cu o frecven/g288/g259 mai mare se întâlne/g250te solu/g288ia de umplere a spa/g288iului dintre ram/g259 /g250i elementele structurale adiacente cu masticuri sau chituri permanent plastice pentru a permite astfel deplasarea panourilor de fereastr/g259. În ambele cazuri este necesar s/g259 se asigure stabilitatea /g250i rezisten/g288a ferestrelor pentru for/g288ele perpendiculare pe planul acestora datorate ac/g288iunii vântului sau a cutremurului. Cadrele metalice ale ferestrelor legate de structur/g259 sau de alte elemente nestructurale se deformeaz/g259 /g250i unele elemente î/g250i pot pierde stabilitatea atunci când sunt supuse unor deforma/g288ii mari provocând c/g259derea sticlei sau spargerea acesteia. Aceste avarii se pot produce din mai multe cauze: - sticla a fost t/g259iat/g259 prea mic/g259 pentru deschidere; 237 - sticla a fost t/g259iat/g259 prea mare pentru deschidere având o margine prea m ic/g259/f/g259r/g259 margine care s/g259 preia deforma/g288iile cadrului; - sticla nu este deloc adaptat/g259 cadrului /g250i astfel se mi/g250c/g259 independent în cadru /g250i se poate sparge/c/g259dea jos. Datorit/g259 cauzelor de m ai sus /g250i faptului c/g259 în multe cazuri structura nu are rigiditate suficient/g259 pentru a limita deforma/g288iile laterale /g250i distorsiunile unghiulare ale golurilorde fereastr/g259, este de a/g250teptat ca în cazul unui cutremur moderat sau intens un num/g259r important de panouri de sticl/g259 s/g259 fie avariate. C10.5.3.3.(2) Condi/g288ia ca deplasarea relativ/g259 de nivel care produce spargerea /g250i/sau c/g259derea sticlei din peretele cortin/g259 sau din vitrin/g259 - dra(sticl/g259)- s/g259 fie limitat/g259 inferior a fost introdus/g259 pentru prima dat/g259 Japonia în 1982 [SGAJ Sheet Glass Association of Japan Earthquake Safety Design of Windows ] /g250i este bazat/g259 pe o formul/g259 pentru calculul deplas/g259rii relative de nivel care produce contactul între sticl/g259 /g250i rama panoului [Bouwkamp, J.G., Meehan, J.F. Drift Limitations Imposed by Glass Proc. Second World Conf. Earthq.Engrg. Tokyo and Kyoto, 1960]. Aceast/g259 formul/g259 presupune c/g259 rama dreptunghiular/g259 se deformeaz/g259 iar spargerea devine posibil/g259 dac/g259 diagonala scurt/g259 a ramei este egal/g259 cu diagonala panoului de sticl/g259. Factorul 1,25 din rela/g288ia (10.5) are ca scop acoperirea unor incertitudinilor care pot interveni la determinarea deplas/g259rilor inelastice ale structurilor. Valoarea este adoptat/g259 /g250i de IBC 2003 la recomandarea FEMA 450 pe baza unor cercet/g259ri mai vechi [Wright, P.D . The Development of a Procedure and Rig for Testing the Racking Resistance of Curtain Wa ll Glazi ng Building Research of New Zealand (BRANZ), Study Report no.17, 1989] care au ar/g259tat c/g259 deplas/g259rile inelastice ale structurilor pot fi subestimate în unele cazuri cu pân/g259 la 30% Form ula (10.6) care stabile/g250te spa/g288iul necesar dintre panoul de fereastr/g259 /g250i cadrul s/g259u deriv/g259 din rela/g288ia propus/g259 de [Bouwkamp, J.G., Meehan, J.F. Drift Limitations Imposed by Glass Proc. Second World Conf. Earthq.Engrg. Tokyo and Kyoto, 1960]. /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 /g32 /g41 /g16 /g39B Hc H y1 2 pentru cazul în care spa/g288iile libere, orizontal /g250i vertical, nu sunt egale. Figura C 10.32. Geometria deplas/g259rii ferestrelor datorit/g259 cutremurului 238 Expresia care stabile/g250te spa/g288iu l liber necesar este ob/g288inut/g259 din considerente geometrice /g250i nu /g288ine seama de rigiditatea masticului/chitului /g250i nici de imperfec/g288iunile de fabricare a cadrului ferestrei /g250i/sau de t/g259ierea sticlei. În cazul în care masticul nu este perm anent plastic autorii au propus corectarea rela/g288iei sub forma /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g16/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 /g32 /g41 /g16 /g39H B B Hc H y 115 . 036 . 0 1 2 C10.5.3.3.(6) Cunoa/g250terea valorii dra(sticl/g259) pentru fiecare tip de geam permite stabilirea driftului maxim pe care îl poate suporta panoul vitrat din acea sticl/g259 în starea limit/g259 ultim/g259 (asociat/g259 fisur/g259rii generale /g250i c/g259derii sticlei din rame). C10.5.3.3.(7) Prevederea are ca scop evitarea c/g259derii în strad/g259 a unor fragmente de sticl/g259 de dimensiuni mari care ar putea r/g259ni persoanele aflate în fa/g288a unor vitrine de mari dimensiuni (astfel de accidente au fost raportate dup/g259 mai multe cutremure). (a) (b) Figura C 10.33. (a) Spargerea sticlei vitrinelor (b) Pr otec/g288ia sticlei prin aplicarea unei pelicule transparente O solu/g288ie indicat/g259 /g250i relativ simpl/g259 pentru evitarea c/g259derii fragmentelor de sticl/g259, mai ales în cazul construc/g288iilor existente, este aplicarea pe geamuri a unei pelicule complet transparente care men/g288ine sticla în rame chiar la valori mari ale driftului,a/g250a cum se vede în figura C 10.33b. Figura C 10.34. Încercarea unei ferestre cu sticla protejat/g259 cu pelicula transparent/g259 [Chan, M. /g250i colab. Effects of Applied Plastic Film on Dispersion Characteristics of Glass Shards during In-Plane Racking Final Report, San José State University, 2003] C 10.5.5. Proiectarea seismic/g259 a pardoselilor în/g259l/g288ate (A5) Pardoselile ridicate (raised floors/ acces floors ) constituie un ansamblu nestructural de construc/g288ie (o component/g259 arhitectural/g259) alc/g259tuit din panouri interschimbabile montate, de regul/g259, pe rigle orizontale rezemate pe supor/g288i verticali (picioare) cu în/g259l/g288ime reglabil/g259. Unele rezolv/g259ri folosesc panouri montate direct pe supor/g288ii verticali (f/g259r/g259 rigle pe marginea panourilor). 239 Figura C 10.35. Alc/g259tuirea general/g259 a pardoselilor ridicate C 10.5.5.1. Condi/g288ii generale C10.5.5.1. (1) Criteriile de proiectare a comp onentelor unei pardoseli ridicate pentru înc/g259rc/g259rile verticale se refer/g259 la capacitatea portant/g259 pentru înc/g259rc/g259rile permanente /g250i de exploatare precum /g250i la deforma/g288iile elastice /g250i remanente sub efectul acestora. Verificarea satisfacerii acestor condi/g288ii se face prin calcul sau, în SUA, prin încerc/g259ri desf/g259/g250urate conform prevederilor din Standardul CISCA Înc/g259rc/g259rile verticale pentru care se verific/g259 rezisten/g288a /g250i deforma/g288iile panourilor sunt: - înc/g259rc/g259ri concentrate (figura C 10.36a), statice, mobile /g250i de impact; - înc/g259rc/g259ri uniform distribuite (figura C 10.36b) (a) Înc/g259rc/g259ri concentrate (b) Înc/g259rc/g259ri distribuite Figura C 10.36. Înc/g259rc/g259ri pe pardoseli în/g259l/g288ate În func/g288ie de tipul produsului, for/g288a concentrat/g259 de calcul este, de regul/g259, între 2,50/g1213,00 kN iar for/g288a mobil/g259 între 1,50/g1212,00 kN. Valorile de calcul ale înc/g259rc/g259rilor uniform distribuite depind de condi/g288iile concrete în care va fi exploatat/g259 pardoseala respectiv/g259. Condi/g288iile de limitare a deforma/g288iilor verticale în exploatare sunt deosebit de severe, în ambele situa/g288ii de înc/g259rcare, deoarece, în cele mai multe cazuri, exist/g259 exigen/g288e deosebite de orizontalitate pentru montarea /g250i exploatarea echipamentelor /g250i instala/g288iilor (computere, instala/g288ii de laborator, etc.). Astfel, conform cerin/g288elor din specifica/g288iile tehnice ale unor produse din SUA, deforma/g288ia instantanee a panoului cu dimensiunile de 600x600 mm, sub efectul unei 240 Supor/g288ii sunt fixa/g288i (ancora/g288i) de plan/g250eul pe care reazem/g259 /g250i, în unele cazuri, sunt contravântui/g288i pentru a li se asigura stabilitatea sub efectul for/g288elor orizontale. Pardoselile ridicate sunt folosite de regul/g259 în birouri /g250i, în special, în înc/g259perile pentru calculatoare, pentru realizarea unui spa/g288iu închis, peste nivelul plan/g250eului curent al cl/g259dirii. Pot fi folosite /g250i în aule (auditorii), s/g259li de conferin/g288e, centrale telefonice, coridoare, etc. Spa/g288iul astfel ob/g288inut este utilizat pentru montarea instala/g288iilor electrice, de comunica/g288ii sau a unor echipamente mecanice. În mod obi/g250nuit pardoselile ridicate sunt produse de firme specializate în conformitate cu standarde de produs recunoscute. Din acest motiv între diferitele produse pot exista unele diferen/g288e de alc/g259tuire , dimensionare /g250i detaliere constructiv/g259. - pardoseli ridicate speciale (special acces floor) – care se supun unor prevederi speciale de proiectare (de calcul /g250i de detaliere constructiv/g259); - pardoseli ridicate curente (care nu satisfac integral cerin/g288ele pentru pardoselile ridicate speciale). Diferen/g288ele între cele dou/g259 categorii de pardoseli rezult/g259 din condi/g288iile de alc/g259tuire. Astfel, pardoselile speciale trebuie s/g259 satisfac/g259 urm/g259toarele cerin/g288e: 1. Prinderile care transmit for/g288ele seismice la plan/g250eul cl/g259dirii trebuie s/g259 fie realizate prin leg/g259turi mecanice, ancore montate în beton, suduri pe piese înglobate. Sistemul de prindere trebuie s/g259 fie calculat conform prevederilor din Codul de proiectare în vigoare sau s/g259 fie verificat prin încerc/g259ri recunoscute de autorit/g259/g288ile competente. 2. Pentru transmiterea for/g288ei seismice la plan/g250eul cl/g259dirii nu se accept/g259 folosirea frec/g259rii pe suprafa/g288a de contact /g250i nici a prinderilor cu bol/g288uri împu/g250cate sau adezivi. 3. Sistemul de contravântuire a supor/g288ilor este dimensionat luând în considerare numai elementele întinse (se /g288ine seama de faptul c/g259 elementele comprimate ale panourilor de contravântuire pot flamba sub efectul for/g288ei orizontale) 4. Supor/g288ii /g250i elementele de contravântuire trebuie s/g259 fie realiza/g288i din materiale conforme cu prevederile standardelor care specific/g259 rezisten/g288ele minime ale materialului. 5. Riglele orizontale trebuie s/g259 aib/g259 capacitatea de a transmite for/g288a seismic/g259 orizontal/g259 la supor/g288i /g250i trebuie s/g259 fie legate rigid de ace/g250tia. C10.5.6. Proiectarea seismic/g259 a gardurilor de incint/g259 (A6) C 10.5.6(1). Experien/g288a cutremurelor trecute (Miyagi-Ken-Oki, 1978 /g250i Nothridge, 1994) a ar/g259tat c/g259 pr/g259bu/g250irea gardurilor de incint/g259 poate reprezenta un risc important pentru siguran/g288a vie/g288ii. Cauzele principale care au produs pr/g259bu/g250irea gardurilor de incint/g259 la cutremurele men/g288ionate au fost: - lipsa funda/g288iilor sau adâncimea insuficient/g259 de încastrare în teren a funda/g288iilor; - executarea gardurilor din zid/g259rie nearmat/g259, cu blocuri de beton sau de piatr/g259; - armarea insuficient/g259 a elementelor de confinare (dac/g259 acestea au fost prev/g259zute). for/g288e concentrate, nu trebuie s/g259 dep/g259/g250easc/g259 2 mm (1/300 din deschidere) iar deforma/g288ia permanent/g259, dup/g259 înl/g259turarea înc/g259rc/g259rii, trebuie s/g259 fie mai mic/g259 de 0.25 mm. C 10.5.5.2. Conditii specifice pentru pardoseli în/g259l/g288ate speciale Edi/g288iile recente ale recomand/g259rilor NEHRP definesc dou/g259 tipuri de pardoseli ridicate: 241 Figura C 10.37. Pr/g259bu/g250irea gardurilor de incint/g259 Obligativitate proiect/g259rii seismice a gardurilor cu în/g259l/g288ime mai mare de 1,80 m este prev/g259zut/g259 în California unde în/g259l/g288imea maxim/g259 admis/g259 este de 2,40 m. În cazul proiect/g259rii la st/g259ri limit/g259, reglement/g259rile americane nu impun restric/g288ii dezvelte/g288e (raport în/g259l/g288ime/grosime) dac/g259 efortul axial de proiectare es te limitat (circa 0,2fk) în condi/g288iile în care raportul de zvelte/g288e nu dep/g259/g250e/g250te 30. Peste aceste limite grosimea minim/g259 a gardului trebuie s/g259 fie /g116 15 cm. C 10.5.7 Condi/g288ii de proiectare specifice pentru asigurarea c/g259ilor de evacuare din cl/g259dire C10.5.7(1) Prevederile acestui paragraf au ca scop: - asigurarea posibilit/g259/g288ilor de utilizare a circula/g288iilor din cl/g259diri pentru: * evacuarea persoanelor din cl/g259dire; * accesul echipelor de interven/g288ie (salvare, pompieri); - evitarea accidentelor datorate panicii în cl/g259dirile care ad/g259postesc aglomer/g259ri de persoane. C/g259ile de evacuare din cl/g259direpentru care se aplic/g259 prevederile acestui articol sunt definite dup/g259 cum urmeaz/g259: - toate sc/g259rile principale /g250i secundare (ascensoarele nu constituie cale de acces sigur/g259/recomandabil/g259 dup/g259 cutremur); - toate coridoarele care conduc spre ie/g250irile curente sau de siguran/g288/g259 din cl/g259dire inclusiv holurile, vestibulurile /g250i spa/g288iile adiacente. Accesibilitatea c/g259ilor de acces impune: - reducerea riscului de c/g259derea a copertinelor, a elementelor de fa/g288ad/g259 /g250i de blocare a u/g250ilor de acces în cl/g259dire /g250i a celor de pe traseul de evacuare; - asigurarea integrit/g259/g288ii pere/g288ilor nestructurali /g250i a finisajelor grele /g250i fragile (placaje, tavane suspendate, corpuri de iluminat, aparate de condi/g288ionare /g250i, în general orice element care prin c/g259dere poate periclita integritatea fizic/g259 a persoanelor sau poate bloca evacuarea cl/g259dirii); - asigurarea stabilit/g259/g288ii mobilierului de pe coridoare; - prevederea /g250i asigurarea func/g288ion/g259rii iluminatului de siguran/g288/g259. 242 Figura C 10.38. Ruperea sc/g259rii /g250i/sau pr/g259bu/g250irea pere/g288ilor de la casa sc/g259rii împiedic/g259 folosirea c/g259ilor de evacuare/acces Realizarea acestor obiective necesit/g259 m/g259suri speciale atât la nivelul concep/g288iei de ansamblu a cl/g259dirii cât /g250i pentru rezolvarea detaliilor de construc/g288ie. Deoarece experien/g288a cutremurelor trecute a ar/g259tat mai multe cazuri de blocare a acceselor în cl/g259diri cu func/g288iuni vitale, m/g259surile privind valoarea majorat/g259 a driftului admisibil au în vedere o protec/g288ie suplimentar/g259 menit/g259 s/g259 acopere unele condi/g288ii defavorabile de solicitare /g250i/sau de montaj pentru aceste construc/g288ii. Câteva m/g259suri constructive pentru men/g288inerea func/g288ion/g259rii c/g259ilor de acces sunt date în continuare: - pe c/g259ile de acces nu se folosesc placaje fragile (ceramice, din sticl/g259 sau din piatr/g259) aplicate direct pe pere/g288ii structurali sau pe panourile de umplutur/g259; astfel de finisaje pot fi prev/g259zute numai dac/g259 sunt aplicate pe un suport special, separat de structura cl/g259dirii; - finisajele grele de tipul placajelor de marmur/g259 nu vor fi prev/g259zute în holurile principale de acces/evacuare din cl/g259dire; aplicarea acestora nu se va face decât cu m/g259suri adecvate de asigurare împotriva desprinderii de stratul suport; - u/g250ile principale vor fi prev/g259zute cu spa/g288ii libere suficient de mari în raport cu structura principal/g259 astfel încât deplasarea structurii s/g259 nu deformeze cadrul u/g250ii împiedicând deschiderea; u/g250ile rezemate pe role vor fi detaliate astfel încât s/g259 se evite deplasarea lor de pe calea de rulare; - pardoselile vor fi proiectate pentru a prelua mi/g250c/g259rile construc/g288iei; m/g259suri speciale vor fi prev/g259zute la rosturi (se recomand/g259 folosirea pieselor speciale pentru rosturile în pardoseal/g259); - corpurile de iluminat de pe c/g259ile de acces vor fi fixate pe perete sau vor fi montate în spa/g288ii special create în perete; folosirea corpurilor de iluminat atârnate (care pot oscila) nu este permis/g259; - obiectele de mobilier sau vitrinele amplasate pe c/g259ile de acces vor avea sticl/g259 securizat/g259. C 10.6. Proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor (B) C10.6.1. Gruparea instala/g288iilor în categorii seismice Ierarhizarea instala/g288iilor din punct de vederea al importan/g288ei (determinat/g259 prin rolul func/g288ional /g250i prin consecin/g288ele avarierii) are ca scop stabilirea unei ordini de prioritate în ceea ce prive/g250te nivelul de protec/g288ie seismic/g259. Clasificarea are în vedere obiectivele generale ale P 100-1 date la cap.2, diferen/g288iate în raport cu clasa de importan/g288/g259 a construc/g288iei definit/g259 la cap.4.4.5. 243 - mai multe sisteme de instala/g288ii (de exemplu, avarierea transform atorului electric sau a generatorului de rezerv/g259 prin care sunt blocate toate sistemele ac/g288ion ate electric); - numai sistemul c/g259ruia apar/g288ine componenta (de exemplu, avarierea hidroforului din sistem ul de alimentare cu ap/g259); - numai o parte a unui sistem (ruperea unui racord de ap/g259). Un caz particular îl reprezint /g259 cerin/g288a de protec/g288ie sporit/g259 pentru instala/g288iile /g250i utilajele a c/g259ror avariere poate periclita siguran/g288a vie/g288ii prin degaj/g259ri de substan/g288e toxice sau prin pierderi de ap/g259 sau de abur la temperaturi ridicate. În ceea ce prive/g250te instala/g288iile curente, a c/g259ror avariere este considerat/g259 a avea numai consecin/g288e economice, la evaluarea pierderilor probabile trebuie s/g259 se /g288in/g259 seama de întreg lan/g288ul de urm/g259ri posibile. Astfel ruperea, în timpul cutremurului, a unui cap/g259t de conduct/g259 din sistemul de protec/g288ie împotriva incendiului (sprinklere), poate provoca scurgeri de ap/g259 care s/g259 afecteze finisajele pe unul sau mai multe etaje. C 10.6.2. Condi/g288ii generale de proiectare pentru sistemele de instala/g288ii C10.6.2(1) Prevederea are ca scop reducerea riscului pentru siguran/g288a vie/g288ii care se poate produce în cazul pierderii stabilit/g259/g288ii sau integrit/g259/g288ii unui sistem instala/g288ii. Satisfacerea condi/g288iilor prev/g259zute în Cod poate spori nivelul siguran/g288ei sistemului dar nu poate constitui, în toate cazurile, o garan/g288ie a continuit/g259/g288ii func/g288ion/g259rii acestuia. Figura C 10.39. Scheme posibile de avariere a utilajelor C10.6.2(2) Valorile înc/g259rc/g259rilor de proiectare stabilite conform 10.5.2. /g250i ale deplas/g259rilor relative determinate conform 10.5.3. vor fi majorate, dup/g259 caz, în conformitate cu prevederile specifice fiec/g259rui tip de instala/g288ii date în cele ce urmeaz/g259. C10.6.2(3) În cazul cl/g259dirilor din clasa I de importan/g288/g259 se recomand/g259 ca datele din cataloagele furnizorului privind capacitatea de rezisten/g288/g259 la cutremur a utilajelor /g250i 244 O prim/g259 ierarhizare a nivelului de protec/g288ie se refer/g259 la clasa de importan/g288/g259 a cl/g259dirii definit/g259 prin rolul s/g259u dup/g259 producerea unui cutremur sever. Nivelul de protec/g288ie pentru sistemele de instala/g288ii din cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 I este evident cel mai ridicat. În ceea ce p rive/g250te rolul func/g288ional într-o cl/g259dire, analog no/g288iunii de ierarhizare a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259, folosit/g259 în cazul structurilor, pentru cazul sistemelor de instala/g288ii se poate vorbi de o ierarhizare a aptitudinii de fu nc/g288ionare în cadrul lan/g288ului de condi/g288ion/g259ri specific fiec/g259rui sistem. În mod logic, nivelul de protec/g288ie (probabilitatea de ie/g250ire din lucru) într-un sistem de instala/g288ii trebuie asigurat, în mod diferen/g288iat, componentelor a c/g259ror ie/g250ire din lucru afecteaz/g259 în ordine: (a) (b) (c) ( d) Figura C 10.40. Boilere avariate/arse (a) /g250i (b). Dispozitive de fixare pentru boilere livrate de furnizor (c) /g250i (d). Figura C 10.41. Fixarea boilerelor suspendate [Travaux publics et services gouvernementaux Canada Lignes directrices pour l'évaluation sismique et la protection parasismique des éléments non structuraux des bâtiments.1995] C10.6.2(4&5) Prevederile au ca scop evitarea ie /g250irii complete din func/g288iune a instala/g288iilor prin avarierea/ruperea leg/g259turilor cu re/g288elele exterioare de alimentare sau ie/g250irea par/g288ial/g259 din func/g288iune a unor instala/g288ii ale c/g259ror componente (în special, conducte) traverseaz/g259 rostul între dou/g259 tronsoane adiacente. Figura C 10.42. Solicitarea conductelor la rostul între tronsoanele adiacente În cazul conductelor de gaz natural ruperea acestora conduce, aproape în toate cazurile, la declan/g250area unor incendii. Din acest motiv se recomand/g259 ca re/g288eaua de alimentare cu gaz s/g259 fie prev/g259zut/g259 cu valv/g259 pentru întreruperea automat/g259 a furniz/g259rii gazului în cl/g259dire (observa/g288tiile f/g259cute dup/g259 cutremurele de la Northridge /g250i Loma Prieta au ar/g259tat îns/g259 c/g259 aceste valve nu au func/g288ionat în toate cazurile). echipamentelor s/g259 fie confirmate printr-un procedeu de calificare seismic/g259 (analize prin calcu l cu n iveluri diferite de comp lexitate, date ex perimentale sau date certe/confirmate privind comportarea la cutremure similare cutremurului de proiectare). În SUA procedeele de calificare seismic/g259 sunt stand ardizate p entru realizarea unei siguran/g288e uniforme pe întreg teritoriul [ AC 156 Accep tance Criteria for Seismic Qualification Testing of Nonstructural Components]. Cunoa/g250terea caracteristicilor mecanice de rezisten/g288/g259 /g250i deformabilitate ale prinderilor furnizate de fabricantul utilajului este necesar/g259 pentru stab ilirea factorului de comportare qCNS pentru utilajul respectiv. 245 Figura C 10.43. Dispozitiv automat (valv/g259) pentru oprirea aliment/g259rii cu gaz natural [Eguchi, R. FEMA 139 "Seismic Risk To Natural Gas and Oil Sytem", Abatement of SeismicHazard to Lifelines, Washington D.C. July 1987] Pentru evitarea acestor situa/g288ii golurile de trecere prin pere/g288ii structurali/nestructurali trebuie s/g259 aib/g259 dimensiuni suficient de mari pentru a prelua mi/g250carile relative probabile iar spa/g288iile din jurul conductelor vor fi umplute cu materiale u/g250or deformabile. C10.6.2(6) M/g259surile suplimentare indicate în acest paragraf pentru sistemele cu nivel ridicat de importan/g288/g259 /g288in seama de posibilitatea producerii unor interac/g288iuni necontrolate între componente care, în anumite condi/g288ii defavorabile (mai ales pentru componentele realizate din materiale fragile, sensibile la for/g288e de impact importante), pot provoca avarierea altor componente sau chiar ie/g250irea din lucru a sistemului. C10.6.2(7) Utilajele/echipamentele din categoriile men/g288ionate sunt fabricate, de regul/g259, conform unor reglement/g259ri specifice. Prevederile din Cod au ca scop fixarea unor condi/g288ii minime care trebuie specificate atunci când se comand/g259 un astfel de utilaj/echipament sau când se elibereaz/g259 un agrement de folosire. C10.6.2(8) M/g259surile preconizate în acest aliniat au ca scop favorizarea prelu/g259rii deplas/g259rilor impuse conductelor de mi/g250carea seismic/g259. Prinderile improvizate de structur/g259 /g250i/sau îmbin/g259rile necorespunz/g259toare între tronsoane favorizeaz/g259 ruperea conductelor chiar în cazul cutremurelor moderate. Figura C 10.44. Ruperea îmbin/g259rii între tronsoanele unei conducte [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 74: Reducing the Risk of Nonstructural Earthquake damage- A Practical Guide - september 1994] Componentele de tip conduct/g259 ale sistemelor de instala/g288ii vor fi prinse de structura cl/g259dirii (direct sau prin intermediul unor dispozitive / construc/g288ii speciale) astfel încât eforturile sec/g288ionale /g250i deforma/g288iile/deplas/g259rile datorate ac/g288iunii seismice s/g259 r/g259mân/g259 în limitele admisibile. Distan/g288ele între prinderi, în lungul conductei, se stabilesc prin calcul (a se vedea /g250i exemplul nr. E 10.8). Figura C 10.45. Fixarea conductelor suspendate [Travaux publics et services gouvernementaux Canada Lignes directrices pour l'évaluation sismique et la protection parasismique des éléments non structuraux des bâtiments.1995] 246 Figura C 10.46. Fixarea lateral/g259 a echipamentelor montate pe izolatori de vibra/g288ii [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 74: Reducing the Risk of Nonstructural Earthquake damage- A Practical Guide - september 1994] C 10.6.3. Condi/g288ii de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente /g250i/sau subansambluri de instala/g288ii C 10.6.3.1. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilo r sanitare (B1) C10.6.3.1(2). Preluarea deplas/g259rilor relative ale conductelor între punctele de prindere pe structur/g259 sau între echipamentele la care sunt conectate se realizeaz/g259 prin leg/g259turi flexibile. Figura C 10.47. Leg/g259tura flexibil/g259 între conducte.[BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 74: Reducing the Risk of Nonstructural Earthquake damage A Practical Guide - september 1994] C10.6.3.1(3) Excep/g288iile permise la acest aliniat de la obligativitatea prevederii unor leg/g259turi laterale, /g288in seama de riscul redus care decurge din avariile care s-ar putea produce la aceste conducte. Ele se bazeaz/g259 pe urm/g259toarele caracteristici ale acestor conducte: - deformabilitate mare; - dimensiuni mici, corelate cu gradul de importan/g288/g259 /g250i cu accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare; - rigiditatea satisf/g259c/g259toare a prinderilor scurte; - lichidele transportate nu sunt, în mod obi/g250nuit, periculoase. Evident, proiectantul poate aprecia dac/g259 va prevedea totu/g250i prinderile laterale /g288inând seama de consecin/g288ele posibile ale avarierii (deterioarea unor finisaje scumpe, de exemplu). C 10.6.3.2. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor electrice /g250i de iluminat (B2) Experien/g288a cutremurelor trecute a ar/g259tat c/g259, de regul/g259, cele mai multe echipamente electrice sunt suficient de rigide /g250i de rezistente pentru a suporta solicit/g259rile seismice C10.6.2(9) Prevederea are ca scop evitarea/eliminarea situa/g288iilor constate d e numeroase ori la cutemurele trecute când utilajele/echip amentele montate pe izolatori de vibra/g288ii au suferit deplas/g259ri mari care au dus la ruperea izolatorilor dar, mai ales la deteriorarea leg/g259turilor cu celelalte componente ale sistemului (conducte/canale de leg/g259tur/g259). 247 - componentele sistemelor sunt prinse de structur/g259, sau de o alt/g259 CNS, astfel încât subansamblurile /g250i leg/g259turile între acestea (care realizeaz/g259 contactele electrice) s/g259 poat/g259 prelua deplas/g259rile relative /g250i/sau ciocnirile reciproce între componentele sistemului; - sunt identificate /g250i evaluate din punct de vedere al rezisten/g288ei toate componentele neductile care se afl/g259 pe traseul for/g288elor seismice c/g259tre punctele de prindere; - toate echipamentele, panourile/dulapurile de conexiuni sunt ancorate astfel încât nu î/g250i pot pierde stabilitatea /g250i nu se pot deplasa din pozi/g288ia ini/g288ial/g259. Realizarea prinderilor sistemelor de instala/g288ii electrice /g250i de iluminat cu leg/g259turi din materiale ductile contribuie la satisfacerea acestor cerin/g288e. Se va /g288ine seama de riscul pentru siguran/g288a vie/g288ii care poate fi consitituit de c/g259derea unor componente grele (tablouri/dulapuri electrice) în înc/g259peri /g250i mai ales pe c/g259ile de acces. C 10.6.3.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor de condi/g288ionare, de înc/g259lzire /g250i de ventila/g288ie (B3) C10.6.3.3(1) Prevederile P 100-1 au la baz/g259 datele existente privind comportarea sistemelor de instala/g288ii de condi/g288ionare, de înc/g259lzire /g250i de ventila/g288ie la cutremurele trecute. Informa/g288iile din SUA au ar/g259tat c/g259 aceste instala/g288ii s-au comportat în general bine în special în cazurile în care rigidizarea lor s-a f/g259cut conform prevederilor din reglement/g259rile specifice [SMACNA Sheet Metal and Air Conditioning Contractors National Association Guidelines for the Seismic Restraint of Mechanical Systems ]. Avariile au avut ca efect numai ie/g250irea din func/g288iune a sistemelor dar nu s-au semnalat cazuri de afectare a siguran/g288ei vie/g288ii persoanelor din cl/g259diri. Din examinarea modului de comportare la cutremur s-a constatat c/g259 avariile dominante s-au concentrat la rosturile între tronsoanele de canale (desfacerea îmbin/g259rilor) /g250i la leg/g259turile de suspendare care au avut ruperi fragile datorit/g259 incursiunilor avansate în domeniul postelastic (ca urmare a oscila/g288iilor cu amplitudini mari). S-au identificat, de asemenea, avarii în zonele de traversare a rosturilor între tronsoanele de cl/g259dire adiacente (ca urmare a cumul/g259rii deplas/g259rilor de sens contrar) /g250i, în multe cazuri, la leg/g259turile cu echipamente montate pe izolatori de vibra/g288ii (aparate de condi/g288ionat de putere mare, umidificatoare, schimb/g259toare de c/g259ldur/g259). Din aceste motive în Cod s-au prev/g259zut m/g259suri asiguratorii privind majorarea deplas/g259rilor de calcul /g250i recomandarea ca echipamentele izolate împotriva vibra/g288iilor s/g259 fie fixate separat pentru limitarea deplas/g259rilor (deplas/g259rile importante ale acestor utilaje pot avaria /g250i sistemele de canale de aer de care sunt legate). De asemenea, se recomand/g259 ca toate dispozitivele care sunt amplasate pe conducte s/g259 fie fixate cu ancore mecanice pentru a se preveni c/g259derea/r/g259sturnarea lor în timpul cutremurului. 248 cu condi/g288ia de a fi prinse corespunz/g259tor de structura principal/g259 sau de alte CNS suficient de rezisten/g288e pentru a prelua for/g288ele de leg/g259tur/g259 care se pot dezvolta în acest caz. Siguran/g288a în func/g288ionare a sistemelor electrice poate fi sporit/g259 dac/g259: Figura C 10.48. Avarii ale aparatelor de condi/g288ionare C10.6.3.3(2) Criteriile pentru acceptarea excep/g288iilor de la obligativitatea prevederii leg/g259turilor pentru blocarea deplas/g259rilor laterale sunt similare cu cele date la C10.6.3.1(3) C10.6.3.3(3) Prin aceast/g259 prevedere se urm/g259re/g250te ca for/g288ele seismice corespunz/g259toarea maselor acestor utilaje s/g259 nu fie transferate direct la conducte /g250i/sau canale care nu au, întotdeauna, capacitatea de a le prelua f/g259r/g259 s/g259 se deterioreze. Rezem/g259rile /g250i leg/g259turile laterale vor fi dimensionate pentru a prelua în siguran/g288/g259 aceste for/g288e. C 10.6.3.4. Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a instala/g288iilor speciale cu utilaje care opereaz/g259 cu abur sau ap/g259 la temperaturi ridicate (buc/g259t/g259rii, sp/g259l/g259torii) (B4) C10.6.3.4(1) În unele /g288/g259ri, construc/g288ia utilajelor care opereaz/g259 cu abur sau ap/g259 la temperaturi ridicate se face pe baza unor reglement/g259ri specializate, de exemplu [ASME Boiler and Presusure Vessel Code - ASME BPV ] care au în vedere o rezerv/g259 de siguran/g288/g259 suficient/g259 fa/g288/g259 de nivelurile avansate de avariere susceptibile de a conduce la pierderea etan/g250eit/g259/g288ii /g250i la scurgeri ale con/g288inutului care ar putea pune în pericol vie/g288ile operatorilor. P 100-1 are în vedere ca, în absen/g288a unor reglement/g259ri speciale, m/g259surile luate la proiectarea acestor echipamente pentru limitarea eforturilor /g250i deplas/g259rilor s/g259 fie mai severe decât cele pentru alte categorii de instala/g288ii /g250i echipamente, impunând niveluri de siguran/g288/g259 mai ridicate. De asemenea aceste condi/g288ii trebuie s/g259 stea la baza agrementelor tehnice pentru importurile provenite din /g288/g259ri neseismice. C10.6.3.4(3) Prevederile acestui paragraf au în vedere crearea unor rezerve de rezisten/g288/g259 pentru utilajele respective /g250i pentru întreg sistemul care le include /g288inând seama de consecin/g288ele grave care decurg din avarierea lor /g250i pierderea con/g288inutului. C 10.7. Proiectarea seismic/g259 a echipamentelor electromecanice (C) C 10.7.1. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 C10.7.1(1) Principalele echipamente electromecanice care se g/g259sesc în cl/g259dirile care fac obiectul prezentului Cod sunt ascensoarele /g250i sc/g259rile rulante. Utilizarea intensiv/g259 /g250i cre/g250terea num/g259rului ascensoarelor este legat/g259 de cre/g250terea în/g259l/g288imii cl/g259dirilor curente iar extinderea folosirii sc/g259rilor rulante /g250i a trotuarelor rulante este urmarea multiplic/g259rii cl/g259dirilor în care au acces un num/g259r mare de persoane care trebuie s/g259 se deplaseze repede, pe distan/g288e relativ lungi, pe vertical/g259 /g250i pe orizontal/g259. 249 - protec/g288ia pasiv/g259 care a avut în vedere numai consolidarea lifturilor; - protec/g288ia activ/g259, care, în afara m/g259surilor de consolidare, prevede: /g131interven/g288ii periodice de tip între/g288inere/ repara/g288ie; /g131introducerea unui dispozitiv special cu declan/g250are la cutremur. Acest dispozitiv intr/g259 în lucru pentru o accelera/g288ie minim/g259 stabilit/g259 de proiectant (la prototip aceasta a fost de 0.05g /g250i pentru frecven/g288e cuprinse între 1-10 Hz). Sistemul de protec/g288ie al ascensorului este constituit dintr-o serie de relee, puse în lucru de dispozitivul cu declan/g250are la cutremur, care urm/g259resc: - împiedicarea mersului în gol al liftului; - deschiderea u/g250ilor în timpul mersului; - mic/g250orarea vitezei liftului; - oprirea la etajul urm/g259tor în sensul de mers /g250i deschiderea automat/g259 a u/g250ilor pentru a da posibilitatea pasagerilor s/g259 ias/g259 din cabin/g259. În alte variante, dispozitivul poate realiza mai multe opera/g288ii cum ar fi identificarea posibilit/g259/g288ilor unui lift avariat de a-/g250i continua func/g288ionarea cu vitez/g259 mai mic/g259 (utilizarea liftului poate fi necesar/g259 pentru accesul la etajele superioare pentru diferite echipe de interven/g288ie, stingerea incendiilor, de exemplu) sau poate folosi pentru evacuarea ocupan/g288ilor. În SUA s-au f/g259cut eforturi pentru a se implementa astfel de dispozitive, în principal, în /g250coli /g250i în spitale. De/g250i la cutremurele urm/g259toare s-au mai înregiastrat avarii ale instala/g288iilor de ascensor nu au existat cazuri de accidente umane. În conformitate cu legisla/g288ia din California pentru spitale [ California Code of Regulations, Title 8, Section 3137 Seismic Requirements For Elevators, Escalators and Moving Walks ], senzorii seismici trebuie s/g259 fie activa/g288i pentru accelera/g288ii (verticale/orizontale) /g100 0.5g iar senzorii /g250i dispozitivele de protec/g288ie trebuie s/g259 fie verifica/g288i, din punct de vedere al func/g288ionalit/g259/g288ii, cel pu/g288in odat/g259 pe an. C10.7.1.1(3) Printre alte considerente, aceast/g259 prevedere are în vedere faptul c/g259 în spa/g288iile aglomerate (sta/g288ii de metrou, mari centre comerciale, etc) sunt necesare prevederi mai stricte deoarece: - exist/g259 o probabilitate foarte ridicat/g259 c/g259 înc/g259rcarea maxim/g259 cu persoane s/g259 fie realizat/g259 pe perioade lungi de timp; - sunt necesare m/g259suri de precau/g288ie pentru evitarea panicii. 250 C 10.7.1.1 Condi/g288ii pentru proiectarea seismic/g259 a ascensoarelor (C1) Preocup/g259rile privind p rotec/g288ia seismic/g259 a ascensoarelor din cl/g259diri s-au declan/g250at practic dup/g259 cutremurul de la San Fernand o (1971) când au fost observate numero ase cazuri de avariere a in stala/g288iilor de ascensoare manifestate în principal prin deraierea contragreut/g259/g288ii /g250i ciocnirea acesteia cu cabina [Benuska, K.L. /g250i colab. Elevator Earthquake Safety Control Proc 6th WCEE, New Delhi, 1977]. Metodele de protec/g288ie au fost orientate în dou/g259 direc/g288ii: - prinderile care leag/g259 scara rulant/g259 / trotuarul rulant de cl/g259dire sunt proiectate pentru for/g288a seismic/g259 corespunz/g259toare accelera/g288iei de 0.5g, în ambele direc/g288ii principale orizontale; - prinderile sunt proiectate pentru a asigura valoarea driftului maxim de etaj corespunz/g259tor for/g288ei de proiectare; - în cazurile în care leg/g259turile/prinderile sunt prev/g259zute numai la una din extremit/g259/g288i se va /g288ine seama, la proiectare, de torsiunea care se produce; toate celelalt reazeme trebuie s/g259 fie libere s/g259 se deplaseze în direc/g288ie longitudinal/g259; - dac/g259 leg/g259turile cu structura sunt prev/g259zute la ambele extremit/g259/g288i /g250i acestea permit un anumit grad de mi/g250care longitudinal/g259/transversal/g259 se vor lua m/g259suri suplimentare pentru a preveni c/g259derea de pe reazem a extremit/g259/g288ilor superioare ale grinzii suport; toate celelalte reazeme trebuie s/g259 fie libere s/g259 se deplaseze suficient de mult în direc/g288ie longitudinal/g259 pentru a putea prelua restul deplas/g259rii de nivel corespunz/g259toare for/g288ei seismice de proiectare; - la capetele unde este permis/g259 deplasarea, l/g259/g288imea rezem/g259rilor pe structur/g259 trebuie s/g259 fie suficient de mare pentru a prelua în ambele sensuri, f/g259r/g259 avariere, cel pu/g288in dublul valorii deplas/g259rii relative de nivel admisibile. Tot reglement/g259rile californiene prev/g259d c/g259 în fiecare cl/g259dire în care este instalat/g259 o scar/g259 rulant/g259 sau un trotuar rulant trebuie s/g259 existe cel pu/g288in un întrerup/g259tor cu senzor seismic (seismic switch) care s/g259 fie activat, la un anumit nivel al accelera/g288iei seismice, conform specifica/g288iilor produc/g259torului /g250i ale unui inginer de specialitate. Activarea senzorului seismic trebuie s/g259 opreasc/g259 alimentarea electric/g259 a sc/g259rii/trotuarului /g250i s/g259 ac/g288ioneze frâna. C10.7.1.2(4&5) Ultimele cutremure au ar/g259t/g259t c/g259, de/g250i s-au f/g259cut unele progrese, problema siguran/g288ei ascensoarelor r/g259mâne insuficient rezolvat/g259. Astfel la cutremurul Chi-Chi din Taiwan (1999), numai în zona epicentral/g259, au fost constatate 579 cazuri de deraiere a contragreut/g259/g288ii /g250i 341 cazuri de deraiere a cabinei. Aceste accidente, f/g259r/g259 a fi provocat pierderi de vie/g288i omene/g250ti, au condus la întârzierea important/g259 a evacu/g259rii locatarilor /g250i la deplasarea echipelor de interven/g288ie la etajele superioare /g250i la costuri importante pentru remediere. Analizele inginere/g250ti au ar/g259tat c/g259 aceste avarii s-au produs din cauza utiliz/g259rii unor /g250ine din profile formate la rece, cu dimensiuni insuficiente, în locul profile lor clasice laminate la cald. Acest lucru a fost posibil datorit/g259 insuficien/g288ei cuno/g250tin/g288elor de specialitate ale constructorilor dar /g250i ale investitorilor.[ Yao,G.C. Seismic Performance of Passengers Elevator in Taiwan Earthquake Engineering and Engineering Seismology vol.3 no.2, 2003 ] Pentru corectarea situa/g288iei s-au efectuat teste pe platforme seismice pentru ascensoare de mare capacitate (8 /g250i 15 persoane) care au confirmat cauzele principale ale accidentelor constatate /g250i, în special, rezisten/g288a /g250i rigiditatea insuficiente ale /g250inelor din profile formate la rece; pe baza acestor încerc/g259ri s-a hot/g259rât modificarea P 100-1 de proiectare pentru instala/g288iile noi /g250i adoptarea unor m/g259suri de consolidare pentru ascensoarele existente. C 10.7.1.2. Conditii pentru proiectarea seismic/g259 a sc/g259rilor rulante (C2) Pentru sc/g259rile/trotuarele rulante, în unele reglement/g259ri [California Code of Regulations, Title 8, Section 3137 Seismic Requirements For Elevators, Escalato rs and Moving Walks ] se prev /g259d /g250i alte m/g259suri: 251 (a) Profile laminate (b) Profile din tabl/g259 îndoit/g259 Figura C 10.49. Glisiere pentru ascensoare (Taiwan) C 10.8. M/g259suri specifice pentru protec/g288ia seismic/g259 a mobilierului din cl/g259diri (D) C 10.8.1. Categorii de cl/g259diri /g250i de mobilier/aparatur/g259 care necesit/g259 protec/g288ia la efectele ac/g288iunii seismice C10.8.1(1) Protec/g288ia mobilerului profesional din cl/g259dirile din clasa de importan/g288/g259 I reprezint/g259 o condi/g288ie a asigur/g259rii func/g288ion/g259rii neîntrerupte a acestora. În cl/g259dirile administra/g288iei centrale sau locale, protejarea bazelor de date este absolut necesar/g259 pentru asigurarea continuit/g259/g288ii exercit/g259rii actului de conducere, cu prec/g259dere în situa/g288iile create dup/g259 producerea unui cutremur sever. Figura C 10.50. Testarea stabilit/g259/g288ii /g250i prinderilor pentru calculatoarele personale Rafturile din biblioteci reprezint/g259 un mobilier care, de regul/g259, suport/g259 înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale (greut/g259/g288i) mari. Din acest motiv ele pot constitui un risc important pentru integritatea corporal/g259 a persoanelor aflate în imediata lor apropiere, a/g250a cum acest lucru a fost observat în numeroase cazuri la cutremurele recente /g250i a fost consemnat în rapoartele de cercetare post-seism. Avarierea rafturilor din biblioteci /g250i deterioarea c/g259r/g288ilor (uneori cu valoare bibliofil/g259) /g250i închiderea temporar/g259 a bibliotecilor din acest motiv, s-a petrecut chiar /g250i în cazul unor cutremure moderate care nu au produs practic nici un fel de avarii structurale. În mobilierul laboratoarelor din unele institute de cercetare /g250i din institu/g288ii productive se pot afla surse de risc (bacterii, viru/g250i, substan/g288e toxice /g250i/sau radioactive, etc,) deosebit de periculoase pentru cazul în care s-ar produce eliberarea lor necontrolat/g259 ca urmare a r/g259sturn/g259rii / spargerii recipien/g288ilor în care se afl/g259. Protec/g288ia mobilierului /g250i obiectelor din muzee are în vedere protejarea patrimoniului cultural, artistic /g250i istoric. Pierderile care ar putea fi înregistrate în acest domeniu sunt practic irecuperabile /g250i nu pot fi cuantificate ca valori materiale. Pentru obiectele cu valoare artistic/g259 deosebit/g259 se adopt/g259 m/g259suri de protec/g288ie speciale : suporturi împotriva r/g259sturn/g259rii ac/g288ionate de senzori seismici. 252 A. Pozi/g288ia suportului în condi/g288ii normale B. Pozi/g288ia suportului în timpul cutremurului Figura C 10.51. Dispozitiv automat pentru protec/g288ia exponatelor din muzee C 10.8.2. Condi/g288ii generale de proiectare seismic/g259 C10.8.2(1) În marea majoritate a cazurilor, dimensionarea ancorelor care asigur/g259 stabilitatea mobilierului la cutremur are ca scop numai blocarea tendin/g288ei de r/g259sturnare (momentul de r/g259sturnare) /g250i nu depinde de efectele înc/g259rc/g259rilor permanente (gravita/g288ionale) care se transmit prin rezemare direct/g259. În cazul mobilierului suspendat majorarea men/g288ionat/g259 /g288ine seama /g250i de unele efecte secundare (uneori greu de estimat) cum ar fi, de exemplu, fisurarea prematur/g259 a peretelui în care acesta este fixat. În aceste condi/g288ii prevederea din Cod are caracter asigurator. C10.8.2(2) Prevederea se încadreaz/g259 în condi/g288iile generale de verificare a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 pe întreg traseul for/g288elor de leg/g259tur/g259 induse de ac/g288iunea seismic/g259 în elementele structurale sau în CNS care asigur/g259 stabilitatea mobilierului. În plus se va /g288ine seama de toate considerentele enun/g288ate la C10.4.1. C 10.8.3. Condi/g288ii pentru proiectarea seismica rafturilor de depozitare din spa/g288ii accesibile publicului C10.8.3. (1) Protec/g288ia rafturilor din marile depozite accesibile publicului are în vedere riscul ridicat de afectare a integrit/g259/g288ii fizice a unui num/g259r mare de persoane /g250i crearea panicii. Figura C 10.52. Avarii ale rafturilor etajate în depozite [ BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 460: Seismic Considerations for Steel Storage Racks Located in Areas Accesible to the Public september, 2005] Reglement/g259rile specifice referitoare la rafturile de depozitare din spa/g288iile accesibile publicului, montate la cota /g114 0,00 sau sub aceasta, recomand/g259 folosirea for/g288elor static echivalente cu unele modific/g259ri fa/g288/g259 de prevederile referitoare la cl/g259diri. Aceste modific/g259ri sunt necesare pentru a se /g288ine seama de diferen/g288ele între cele dou/g259 tipuri de structuri în ceea ce prive/g250te comportarea post elastic/g259 /g250i caracterul spa/g288ial al r/g259spunsului seismic (efectul de diafragm/g259 rigid/g259 în plan orizontal nu exist/g259 în cazul rafturilor). În aceste condi/g288ii se recomand/g259 ca evaluarea siguran/g288ei rafturilor s/g259 se 253 /g250i a componentei. Aceast/g259 verificare are o importan/g288/g259 deoasebit/g259 pentru siguran/g288a CNS alc/g259tuite din materiale fragile (parape/g288i din sticl/g259 fixa/g288i în puncte - f/g259r/g259 ram/g259, de exemplu). C10.9.2.(5) M/g259sura are un caracter asigurator /g250i are în vedere variabilitatea posibil/g259 a înc/g259rc/g259rilor verticale. O astfel de prevedere este utilizat/g259 în toate situa/g288iile în care nerealizarea integral/g259 a înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale poate conduce la reducerea nivelului de siguran/g288/g259 (în special siguran/g288a în raport cu stabilitatea echilibrului) C10.9.2.(6) Prevederea are în vedere asigurarea elementelor de pe fa/g288ade, pentru solicit/g259rile cele mai defavorabile, în cazul amplasamentelor pentru care for/g288ele seismice de proiectare sunt de acela/g250i ordin de m/g259rime cu cele date de ac/g288iunea de vârf a vântului. Evident, în cazul for/g288elor din vânt, nu se /g288ine seama de reducerea efectelor acestora având în vedere comportarea inelastic/g259 a elementelor de fa/g288ad/g259 /g250i a prinderilor acestora (factorul de comportare q CNS). Dimensionarea elementelor de fa/g288ad/g259 /g250i a prinderilor acestora pentru for/g288ele din vânt se face în domeniul elastic de comportare. 254 bazeze pe analiza comport/g259rii post-elastice specifice care este de terminat/g259, în primul rând de capacitatea de rotire a îmb in/g259rilor grind/g259/montant care este de câteva ori mai mare decât cea a nodurilor tipice dintr-o cl/g259dire cu structura metalic/g259. Cele dou/g259 ipoteze privind valoarea masei supus/g259 la ac/g288iunea seismic/g259 au în vedere diversitatea situa/g288iilor de înc/g259rcare posibile în condi/g288iile în care m/g259rfurile depozitate sunt manevrate de multe ori pe parcursului unei zile. FEMA 4 50 preia din standardul de sp ecialitate [ ANSI MH-1 6.1-04 Specification for the Design, Testing and Utilization of Industria l Steel StorageRacks RMI] valoarea q CNS=4,0 pentru rafturile contravântuite cu diagonale concurente în noduri. În cazul rafturilor alc/g259tuite din cadre cu noduri rigide FEMA 4 50 recomand/g259 qCNS=6,0. Aceste v alori se adopt/g259 pentru direc/g288ia respectiv/g259 dac/g259 sistemele structurale sunt diferite în lungul raftului /g250i perpendicular pe acesta. Calculele de dimensionare trebuie s/g259 /g1802in/g259 seama de tipul elementelor folosite la scheletul raftului, cu precau/g288ii speciale în cazul pro filelor formate la rece (stabilitate). Factorul de imp ortan/g288/g259 prev/g259zut (/g74CNS=1,5) are în vedere riscul ridicat p entru integritatea corporal/g259 a publicului care poate fi periclitat/g259 atât prin r/g259sturnarea / avariere raftului cât /g250i prin c/g259dererea m/g259rfurilor depozitate. Un element agravant trebuie considerat /g250i spa/g288iul deosebit de îngust între dou/g259 /g250iruri de rafturi /g250i lungimea traseului pân/g259 la cap/g259tul /g250irului de rafturi, condi/g288ii care pot favoriza / amplifica panica publicului.[ BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 460: Seismic Considerations for Steel Storage Racks Located in Areas Accesible to the Public september, 2005] C 10.9. Verificarea siguran/g288ei CNS la efectele ac/g288iunii seismice C 10.9.2. Înc/g259rc/g259ri de proiectare C10.9.2.(1) Combinarea efectelor verticale /g250i orizontale ale accelera/g288iei seismice este necesar/g259 în cazurile în care sunt posibile oscila/g288ii cu amplitudini de valori apropiate pe cele d ou/g259 direc/g288ii (sc/g259ri rulante cu lun gime mare, luminatoare de mare deschidere, sisteme de conducte, unele echipamente montate pe izolatori de vibra/g288ii,etc). Rezisten/g288a local/g259 a CNS trebuie verificat/g259 în zonele de prindere de structura principal/g259 /g288inând seama de modul concret în care este realizat/g259 prinderea /g250i de rezisten/g288a prinderii /g120 Afectarea/avarierea zid/g259riei de umplutur/g259: - fisurarea/ruperea prin eforturi de întindere, perpendicular pe diagonala comprimat/g259 - zdrobirea prin eforturi de compresiune, la col/g288ul cadrului sau în centru (pe diagonal/g259) - lunecarea prin eforturi de forfecare în rost orizontal. În detaliu, ruperea zid/g259riei înr/g259mate se poate manifesta în diferite moduri: - zdrobirea elementelor din compresiune; - ruperea elementelor din întindere; - ruperea rosturilor de mortar; - ruperea prin întindere sau forfecarea la interfa/g288a elemente/mortar. /g120 Afectarea/avarierea cadrului: - formarea articula/g288iilor plastice în elementele cadrului; - avarierea nodurilor cadrului; - avarierea la for/g288/g259 t/g259ietoare a grinzilor sau stâlpilor; C 10.9.3. Deplas/g259ri de calcul Prevederile din acest paragraf se refer/g259 la identificarea diferitelor surse de solicitare pentru CNS sensibile la ac/g288iunea indirect/g259 a cutremurului (deforma/g288ii / deplas/g259ri impuse). M/g259rimea deplas/g259rilor relative ale punctelor de prindere ale CNS de structu ra principal/g259, în cazul în care acestea sunt situate la cote diferite, depinde de rigiditatea structurii /g250i de amploarea deforma/g288iilor inelastice ale acesteia (ca re rezult/g259 din coeficientul de comportare folosit la proiectare). Deplas/g259rile relative ale CNS în timpul cutremurului, mai ales dac/g259 sunt de sensuri contrare, pot avaria leg/g259turile între aces tea (situa/g288ie care intervine adesea în cazul sistemelor de instala/g288ii - ruperea conductelor între dou/g259 utilaje care se mi/g250c/g259 în sensuri opuse, de exemplu) sau pot produce ciocnirea CNS al/g259turate. La proiectare trebuie s/g259 se /g288in/g259 seama /g250i de faptul c/g259 deforma/g288iile/deplas/g259rile produse de mi/g250carea seismic/g259 se suprapun, în multe cazuri, unor deforma/g288ii/deplas/g259ri produse din cauze neseismice (varia/g288ii de temperatur/g259, tas/g259ri diferen/g288iate ale terenului,etc). Din acest motiv, la proiectare trebuie s/g259 /g288in/g259 seama de faptul c/g259 posibilit/g259/g288ile de deplasare prev/g259zute pentru preluarea deforma/g288iilor seismice pot fi deja par/g288ial consumate înainte de producerea cutremurului. C 10.9.4. Rezisten/g288a de proiectare a panourilor din zid/g259rie înr/g259mate în cadre C10.9.4.(1) Interac/g288iunea dintre cadru /g250i panoul de zid/g259rie înr/g259mat în timpul cutremurului are ca efect o stare de eforturi co mplex/g259, neuniform/g259, cu concentr/g259ri locale, atât în cadru, în grin zi, în stâlpi /g250i în noduri, cât /g250i în panou, unde neuniformitatea este amplificat/g259 prin prezen/g288a golurilor. Comportarea în diferite stadii de solicitare a ansamblului "cadru+panou d e zid/g259rie " depinde de propriet/g259/g288ile intrinseci ale celor dou/g259 componente /g250i se poate caracteriza printr-una sau mai multe dintre categoriile urm/g259toare de afectare/avariere: 255 - avarierea/ruperea leg/g259turilor între panoul de zid/g259rie /g250i cadru (dac/g259 acestea exist/g259). În literatu r/g259 exist/g259 numeroase lucr/g259ri de cercetare, teoretice /g250i experimentale, care au ca obiect stabilirea rezisten/g288ei cadrelor cu panouri de zid/g259rie înr/g259mate în raport cu mecanismele de cedare posibile. Pentru evaluarea rezisten/g288ei cadrelor /g250i a panourilor de zid/g259rie este necesar/g259, în primul rând, determinarea cât mai exact/g259 a st/g259rii de eforturi induse de ac/g288iunea seismic/g259. Teoretic, realizarea acestui obiectiv implic/g259 folosirea unor metode avansate de tip element finit /g250i considerarea comport/g259rii neliniare a materialelor (zid/g259rie, beton /g250i o/g288el). Totodat/g259 aceste metode trebuie s/g259 /g288in/g259 seama de un num/g259r important de parametri: - propriet/g259/g288ile geometrice /g250i mecanice ale cadrulu i; - propriet/g259/g288ile geometrice /g250i mecanice ale panoului de umplutur/g259 (inclusiv efectul golurilor în panou); - efectele deterior/g259rii rezisten/g288ei /g250i rigidit/g259/g288ii ini/g288iale a cadrului/panoului ca urm are a incursiunilor repetate în domeniul postelastic. Având în vedere com plexitatea procedeelor de calcul "exacte" care ar implica includerea tuturor acestor variabile /g250i imposibilitatea practic/g259 a utiliz/g259rii acestora în proiectarea curent/g259, în majoritatea reglement/g259rilor se folosesc rela/g288ii simplificate, semi-empirice, cu coeficien/g288i calibra/g288i experimental. Rela/g288iile de calcul trebuie s/g259 permit/g259 identificarea modului de cedare a ansamblului "cadru+panou" astfel încât s/g259 fie posibil/g259 g/g259sirea unei rezolv/g259ri constructive care s/g259 evite dep/g259/g250irea st/g259rii limit/g259 ultime în elementele cadrului /g250i/sau în panoul de zid/g259rie. În ceea ce prive/g250te panoul înr/g259mat, rela/g288iile de calcul urm/g259resc s/g259 cuantifice for/g288ele laterale care declan/g250eaz/g259 unul dintre urm/g259toarele mecanisme de cedare: 1. Rupere prin lunecare în rostul orizontal 2. Rupere prin compresiune a diagonalei comprimate 3. Fisurarea diagonal/g259. 4. Rupere prin întindere din încovoiere C10.9.4.(2) Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin lunecare din for/g288/g259 t/g259ietoare în rosturile orizontale se determin/g259 cu rela/g288ia: /g1832/g1844/g1856/g883/g4666/g1878/g1861/g1855/g4667/g3404/g1858/g1874/g1856/g882/g1827/g1868/g1853/g1866/g1863/g883/g481/g1868/g1853/g1866 Rezisten /g288a panoului la lunecare în rost orizontal s-a calculat din ecua/g288ia: /g1834/g1856/g883 /g884/g3398/g884/g1503/g1838/g1856/g1834/g1856/g883/g3398/g1838/g1856 /g884/g3404/g882 în care nota /g288iile sunt /g1503/g3404 /g882/g484/g882/g888/g888 /g4678/g886/g1860/g1868 /g1864/g1868 /g3398/g883 /g4679/g3404/g882 /g484 /g882 /g888 /g888/g4666/g886/g2019/g3398/g883/g4667 Ld/g3=/g3fvd0/g3×/g3lp/g3×/g3tp/g3=/g3fvd0/g3×/g3/g3Apan 256 Valorile cos /g537 se exp rim/g259, ca /g250i factorul /g302 tot în func/g288ie de factorul de form/g259 al panoului (/g540) prin rela/g288ia /g1855/g1867/g1871/g2016 /g3404/g883 /g958/g883/g3397/g2019/g884 Rezult/g259 /g1832/g1844/g1856/g883/g3404/g1834/g1830/g883 /g1855/g1867/g1871/g2016/g3404/g1838/g1856/g3400/g1863/g883/g481/g1868/g1853/g1866 unde k1,pan are expresia /g1863/g883/g481/g1868/g1853/g1866/g3404/g1503/g3397/g958/g883/g3397 /g1503/g884 /g1855/g1867/g1871/g2016 sau în func/g288ie de /g302 /g250i /g540 /g1863/g883/g481/g1868/g1853/g1866/g3404/g4672 /g2009/g3397/g3493/g883/g3397/g2009/g884/g4673/g3400/g3493/g883/g3397/g2019/g884 C10.9.4.(3) Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat/g259 în lungul diagonalei comprimate se determin/g259 cu rela/g288ia: /g1832/g1844/g1856/g884/g4666/g1878/g1861/g1855/g4667/g3404/g1858/g1874/g1856/g882/g1827/g1868/g1853/g1866/g1863/g884/g481/g1868/g1853/g1866 Rezisten /g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat/g259 în lungul diagonalei comprimate se determin/g259 din condi/g288ia /g1834/g1856/g884/g3404/g1838/g1856 /g882/g484/g888 /g250i rezu lt/g259 /g1832/g1844/g1856/g884/g3404/g1834/g1856/g884 /g1855/g1867/g1871/g2016/g3404/g1838/g1856/g3400/g1863/g884/g481/g1868/g1853/g1866 în care /g1863/g884/g481/g1868/g1853/g1866/g3404/g883 /g882/g484/g888/g1855/g1867/g1871/g2016/g3404/g958/g883/g3397/g2019/g884 /g882/g484/g888 C10.9.4(4) Având în vedere constat/g259rile la cutremurele recente privind zdrobirea zid/g259riilor la col/g288urile panoului înr/g259mat, mai ales în cazul utiliz/g259rii elementelor cu goluri /g250i pere/g288i sub/g288iri (similare celor din grupa 2S) precum /g250i cercet/g259rile care propun modele de calcul în care diagonala comprimat/g259 este excentric/g259 fa/g288/g259 de nodul cadrului /g250i se afl/g259 în contact direct cu stâlpul - a se vedea figura C 10.53. - s-a introdus o condi/g288ie sup limentar/g259 de verificare a rezisten/g288ei panoului (FRd,32). Condi/g288ia se refer/g259 la limitarea efortului unitar de compresiune dat de componenta orizontal/g259 (H) a for/g288ei de compresiune în diagonal/g259 (D). Dac/g259 se noteaz/g259 cu d c lungimea de contact între diagonala rotit/g259 (excentric/g259) /g250i stâlp, rezisten/g288a de proiectare Hd se ob/g288ine din condi/g288ia /g1834/g1856/g3404/g882 /g484 /g890 /g887/g1858/g1856/g1860/g3400/g1856/g1855/g3400/g1872/g1868 257 Figura C 10.53. Model de calcul cu diagonala excentric/g259 iar rezisten/g288a de proiectare a panoului (care se compar/g259 cu efortul de proiectare în diagonala comprimat/g259) este /g1832/g1844/g1856 /g481/g885/g884/g4666/g1878/g1861/g1855/g4667/g3404/g1834/g1856 /g1855/g1867/g1871/g2016/g882 /g3404/g1858/g1856/g1860/g3400/g1827/g1868/g1853/g1866/g3400/g1863/g886/g481/g1868/g1853/g1866 în care /g5370 este unghiul diagonalei rotite (excentrice). Admi/g288ând pozi/g288ia excentric/g259 a diagonalei ( /g5370</g537) valoarea componentei orizontale a for/g288ei axiale din diagonala comprimat/g259 cre/g250te fa/g288/g259 de cazul în care diagonala este centrat/g259 în nod. Unghiul diagonalei rotite în raport cu orizontala ( /g5370) se determin/g259 cu rela/g288ia geometric/g259 simpl/g259: /g1855/g1867/g1871/g2016/g882/g3404/g883/g3397/g882 /g484 /g883 /g2019 /g958/g883/g3397/g2019/g884 Verificarea rezisten /g288ei zid/g259riei la contactul cu grinda, nu este necesar/g259 deoarece folosirea elementelor pentru zid/g259rie cu goluri orizontale/sau dispuse orizontal nu este permis/g259 de CR 6. Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin strivirea diagonalei comprimate este cea mai mic/g259 dintre valorile: /g1832/g1844/g1856 /g481/g885/g883/g4666/g1878/g1861/g1855/g4667/g3404/g1858/g1856/g1854/g1871/g1872/g481/g1857/g1855 /g1860/g1872/g1868/g1863/g885/g481/g1868/g1853/g1866/g1863/g887/g481/g1868/g1853/g1866 /g1832/g1844/g1856 /g481/g885/g884/g4666/g1878/g1861/g1855/g4667/g3404/g1858/g1856/g1860/g1827/g1868/g1853/g1866/g1863/g886/g481/g1868/g1853/g1866 unde /g120 bst,echiv este latura stâlpului cadrului echivalent calculat/g259 cu rela/g288ia /g1854/g1871/g1872/g481/g1857/g1855/g1860/g3404/g3493/g888/g4666/g1835/g883/g3397/g1835/g884/g4667 /g886 /g120 I1 /g250i I2 sunt momentele de iner/g288ie în planul cadrului ale stâlpilor Factorii k3,pan ÷ k5,pan s-au calculat cu rela/g288iile /g1863/g885/g481/g1868/g1853/g1866/g3404/g882 /g484 /g890/g1855 /g1867 /g1871 /g2016/g3404/g882/g484/g890 /g958/g883/g3397/g2019/g884 /g1863/g886/g481/g1868/g1853/g1866/g3404 /g882/g484/g882/g890/g887/g883/g3397/g2019/g884 /g4666/g883/g3397/g882 /g484 /g883 /g2019/g4667/g884 258 /g1863/g887/g481/g1868/g1853/g1866/g3404/g3496/g883 /g883/g884/g3400/g1831/g1854 /g1831/g1878 /g3400/g1860/g1868 /g1872/g1868 C 10.9.5. Reguli generale pentru verificarea siguran/g288ei CNS la ac/g288iunea seismic/g259 C10.9.5.(1) Starea limit/g259 ultim/g259 de stabilitate (la r/g259sturnare sau deplasare) poate fi atins/g259 de componentele care nu sunt fixate de structur /g259, dac/g259 prinderile CNS de structura principal/g259 (sau de o alt/g259 CNS) nu au capacitatea necesar/g259 pentru a împiedica deplasarea CNS din pozi/g288ia ini/g288ial/g259 sau dac/g259 elementele de care sunt fixate CNS nu au capacitatea de a prelua for/g288ele de leg/g259tur/g259. Pierderea stabilit/g259/g288ii se produce atunci când leg/g259turile cap/g259t/g259 deforma/g288ii excesive (care pot antrena /g250i efecte de ordinul II) sau, când acestea cedeaz/g259 brusc ca urmare a dep/g259/g250irii capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 (în cazul prinderilor fragile). Starea limit/g259 ultim/g259 de rezisten/g288/g259 este atins/g259 când eforturile interioare din CNS dep/g259/g250esc rezisten/g288ele materialului respectiv. Eforturile interioare care cauzeaz/g259 ruperea materialului se pot datora fie for/g288elor de iner/g288ie fie deforma/g288iilor impuse elementului. Aceast tip de cedare se produce numai atunci când prinderile CNS de structur/g259 au capacitate suficient/g259 pentru a împiedica pierderea stabilit/g259/g288ii prin r/g259sturnare sau deplasare. C10.9.5.(3) Verificarea siguran/g288ei în raport cu SLS trebuie f/g259cut/g259 pentru CNS din cl/g259dirile care au ca obiectiv de performan/g288/g259 func/g288ionarea complet/g259 în timpul cutremurului /g250i imediat dup/g259 acesta precum /g250i pentru acele CNS care condi/g288ioneaz/g259 realizarea obiectivului de performan/g288/g259 ocupare imediat/g259 (chiar dac/g259 func/g288ionarea complet/g259 nu este asigurat/g259) . Urm/g259toarele categorii de deforma/g288ii trebuie s/g259 fie controlate (verificate): - deforma/g288ii provenite din ac/g288iunea direct/g259 a cutremurului: /g131deforma/g288iile proprii ale CNS sau ale ansamblului din care aceasta face parte; /g131deforma/g288iile îmbin/g259rilor / prinderilor componentei sau ale ansamblului din care aceasta face parte; - deforma/g288ii provenite din ac/g288iunea indirect/g259 a cutremurului: - deforma/g288iile proprii ale CNS sau ale ansamblului din care face parte sub efectul mi/g250c/g259rii/deplas/g259rii structurii - deforma/g288iile îmbin/g259rilor / prinderilor componentei sau ale ansamblului din care face parte sub efectul mi/g250c/g259rii/deplas/g259rii structurii. C10.9.5.(4) Criteriile de verificare a siguran/g288ei în raport cu SLS sunt, de regul/g259, legate de controlul st/g259rii de fisurare (pentru elementele de construc/g288ie) /g250i de controlul integrit/g259/g288ii leg/g259turilor reciproce sau cu sursele de alimentare (pentru instala/g288ii /g250i echipamente). Nivelurile de performan/g288/g259 referitoare la controlul st/g259rii de fisurare se exprim/g259 prin m/g259rimea deforma/g288iei elastice a elementului. Valorile limit/g259 depind de natura materialului din care este realizat/g259 componenta /g250i de finisajul acesteia. În cazul verific/g259rii la SLS, criteriul de acceptare pentru evitarea fisur/g259rii extinse este limitarea valorii s/g259ge/g288ii peretelui sub efectul înc/g259rc/g259rilor de proiectare. 259 În SR EN 1998-1 /g250i în P 100-1 nu sunt stabilite astfel de valori limit/g259. Orientativ se poate /g288ine seama de urm/g259toarele valori: - BIA (Brick Institute of America) : fadm =Lcalc/600 pentru placaje fragile la sarcini de exploatare - IBC (International Building Code) 2003: fadm=Lcalc/350 pentru finisaje fragile la pere/g288i exteriori (pentru înc/g259rcarea de calcul din vânt) - NZS 4203:1992 (Standard Noua Zeeland/g259) : fadm = Hetaj/400 C 10.9.6.Modele de calcul Prevederea precizeaz/g259 principalii parametri care afecteaz/g259 r/g259spunsul seismic al unei CNS /g250i care trebuie avu/g288i în vedere atunci când se determin/g259 condi/g288iile de siguran/g288/g259 pentru componenta respectiv/g259. Zvelte/g288ea unui panou de compartimentare din zid/g259rie coroborat/g259 cu condi/g288iile de pe contur determin/g259 valorile momentelor încovoietoare pentru ac/g288iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe plan /g250i, implicit modul de rupere probabil al peretelui. Aprecierea corect/g259 a condi/g288iilor reale de rezemare pe contur a peretelui este de asemenea o condi/g288ie pentru evaluarea corect/g259 a solicit/g259rilor. În cazul sistemelor de conducte este necesar s/g259 se examineze condi/g288iile efective de prindere deoarece, de multe ori, prinderile sunt concepute pentru a permite deplas/g259rile produse de varia/g288iile de temperatur/g259. De aceast/g259 situa/g288ie trebuie /g288inut seama atunci când se verific/g259 perioada proprie a conductei pentru a se stabili mai exact coeficientul de amplificare /g69CNS . C 10.9.7. Verificarea condi/g288iilor de stabilitate, de rezisten/g288/g259 /g250i de rigiditate C10.9.7(3) Condi/g288ia mai sever/g259 impus/g259 capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a prinderilor componentelor men/g288ionate /g288ine seama de consecin/g288ele posibile ale ced/g259rii unei astfel de prinderi. Eforturile majorate trebu ie luate în calcul /g250i pentru verificarea local/g259/ de ansamblu a elementului structural pe care este prins/g259 componenta. C 10.10. Asigurarea calit/g259/g288ii la proiectare /g250i în execu/g288ie C10.10.(1) Realizarea condi/g288iilor de func/g288ionalitate /g250i/sau de siguran/g288/g259 pentru CNS în conformitate cu prevederile din acest capitol depinde, în primul rând de respectarea condi/g288iilor de dimensionare /g250i de detaliere. Evaluarea corect/g259 a for/g288elor/deplas/g259rilor impuse de ac/g288iunea seismic/g259 este condi/g288ia principal/g259 pentru: - dimensionarea componentei astfel încât s/g259 fie satisf/g259cute cerin/g288ele de rezisten/g288/g259 /g250i de rigiditate corespunz/g259toare obiectivelor de performan/g288/g259 ale cl/g259dirii; - dimensionarea prinderilor /g250i verificarea capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 a elementelor structurii. Detalierea constructiv/g259 în planurile de ansamblu /g250i de detaliu a componentei (mai ales în cazul componentelor cu mas/g259 /g250i rigiditate mari sau a componentelor din materiale fragile) /g250i a leg/g259turilor acesteia cu structura sunt condi/g288ii pentru: - evitarea interac/g288iunilor necontrolate cu structura /g250i a eventualelor consecin/g288e defavorabile ale acestora; 260 - compatibilitatea eventualelor interac/g288iuni între CNS adiacente; - aprecierea posibilit/g259/g288ilor de realizare practic/g259 a îmbin/g259rilor în condi/g288iile toleran/g288elor impuse. Lipsa detaliilor de montaj / prindere a CNS sau prezentarea lor incomplet/g259 conduce, de regul/g259, la improviza/g288ii care pot avea consecin/g288e grave. C10.10(2) Prevederea se încadreaz/g259 în spiritul Legii privind calitatea în construc/g288ii (Legea nr.10/1995, cu modific/g259rile ulterioare) /g288inând seama de gravitatea consecin/g288elor care pot rezulta din avarierea CNS, în primul rând în ceea ce prive/g250te siguran/g288a vie/g288ii /g250i func/g288ionalitatea unor cl/g259diri esen/g288iale pentru interven/g288iile post seism. C10.10.(3) Prevederea are ca scop eliminarea riscurilor care s-ar putea produce în cazurile în care anumite utilaje/echipamente nu sunt proiectate pentru a prelua /g250i înc/g259rc/g259rile seismice. Prevederea se refer/g259 în special la utilajele / echipamentele din cl/g259dirile pentru care obiectivele de performan/g288/g259 sunt cl/g259dire complet func/g288ional/g259 sau cu ocupare imediat/g259. Aceia/g250i condi/g288ie se va impune /g250i pentru sistemele de prindere/fixare dac/g259 acestea sunt livrate de produc/g259tor împreun/g259 cu utilajul/echipamentul respectiv C10.10.(4) În programul de verificare a ancorajelor se recomand/g259 a fi incluse pentru verificare cu prioritate urm/g259toarele categorii de CNS: - elementele anvelopei /g250i cele ata/g250ate acesteia; - pere/g288ii desp/g259r/g288itori din zid/g259rie; - suprafe/g288ele vitrate de mari dimensiuni de la fa/g288ade dar /g250i cele interioare (luminatoare la atriumuri, de exemplu); - sc/g259rile rulante de mari dimensiuni; - mobilierul profesional /g250i aparatura din cl/g259dirile din clasele de importan/g288/g259 I /g250i II; - echipamentele electrice inclusiv cele de urgen/g288/g259 /g250i de rezerv/g259; - prinderile conductelor / recipien/g288ilor care lucreaz/g259 cu ap/g259/abur la temperaturi ridicate /g250i ale recipien/g288ilor care con/g288in substan/g288e toxice sau inflamabile. 261 C D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BI OGRAFIC) AL STRUCTURILOR C D.1. Conceptul procedeului Procedeul prezentat în anexa D reprezint/g259 o metod/g259 simplificat/g259 pentru determinarea direct/g259 a r/g259spunsului neliniar al unei structuri la înc/g259rcarea cu deplas/g259ri aplicate monoton cresc/g259tor pân/g259 la rupere (Figura C D.1.). Figura C D.1. Rela/g288ie for/g288/g259 lateral/g259 – deplasare tipic/g259 pentru un cadru de beton armat (FEMA 2003) Metoda prezentat/g259 urm/g259re/g250te în general metoda N2, propus/g259 de Fajfar (Fajfar & Fischinger 1989, Fajfar 2000) /g250i inclus/g259 în Anexa B a EN 1998-1. C D.2. Evaluarea propriet/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 /g250i de deforma/g288ie a elementelor structurale Deoarece nu exist/g259 modele teoretice generale, capabile s/g259 reproduc/g259 cu suficient/g259 precizie rela/g288ia for/g288/g259 – deplasare în regim de solicitare ciclic pentru elemente de beton armat, în literatur/g259 sunt propuse diverse modele empirice (bazate pe prelucrarea statistic/g259 a datelor experimentale) sau semi – empirice (deduse pe considerente teoretice, dar calibrat/g259 cu coeficien/g288i empirici). O sintez/g259 recent/g259 a acestor modele este dat/g259 de Fardis în cap. 6 din raportul FIB nr. 25 (FIB 2003). Valori orientative pentru parametrii rela/g288iilor M-/g307 ce pot fi utilizate în calculul static neliniar sunt date /g250i în documentele FEMA (FEMA 1997a). Codul face trimitere la P 100-3 pentru procedeele de evaluare a caracteristicilor de deforma/g1802ie ale elementelor structurale. C D.3. Construirea curbei for/g288/g259 lateral/g259 – deplasarea la vârful construc/g288iei Înc/g259rc/g259rile se aplic/g259 în 2 etape: - În prima etap/g259 se aplic/g259 înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale, corespunz/g259to are com bina/g288iei seismice. De obicei sub aceste înc/g259rc/g259ri nu trebuie s/g259 apar/g259 plastific/g259ri în structur/g259 /g250i se poate face un calcul liniar. - În a doua etap/g259, pe structura preînc/g259rcat/g259 (se p/g259streaz/g259 starea de deforma/g288ii /g250i eforturi din prima etap /g259), se aplic/g259 incremental for/g288ele laterale Domeniu elastic Zona de plastificare progresiv/g259 Zona de mecanism plastic Pr/g259bu/g250ire par/g288ial/g259 Pr/g259bu/g250ire complet/g259 DEFORMA/g287IE FOR/g287/g258 LATERAL/g258 Deplasarea de curgere efectiv/g259 Punct de curgere efectiv/g259 262 corespunz/g259toare ac/g288iunii seismice. Acestea au o distribu/g288ie fixat/g259, dar m/g259rimea lor variaz/g259 la fiecare pas de înc/g259rcare în func/g288ie de un parametru. Pentru a modela comportarea dinamic/g259 structurii, configura/g288ia (distribu/g288ia) înc/g259rc/g259rilor laterale ar trebui s/g259 fie propor/g288ional/g259 cu configura/g288ia instantanee a for/g288elor de iner/g288ie. Aceasta depinde de caracteristicile modale instantanee ale structurii, care se schimb/g259 datorit/g259 deforma/g288iilor inelastice din anumite elemente. O asemena analiz/g259 ar necesita un efort comparabil cu o analiz/g259 dinamic/g259 neliniar/g259 (time-history). De aceea se prefer/g259 p/g259strarea unei configura/g288ii fixe pe toat/g259 durata calculului static neliniar. În mod obi/g250nuit se consider/g259: (a) o distribu/g288ie “modal/g259”, în care for/g288ele de iner/g288ie sunt propor/g288ionale cu deplas/g259rile modale din modul 1 de vibra/g288ie, /g250i (b) o distribu/g288ie “uniform/g259”, în care for/g288ele de iner/g288ie sunt propor/g288ionale cu masele de etaj (de exemplu, dac/g259 masele de etaj sunt egale la toate nivelurile, rezult/g259 for/g288e egale la toate nivelurile). ( ) Prima ipotez/g259 furnizeaz/g259 valoarea maxim/g259 a momentului de r/g259sturnare, cea de-a doua, valoarea maxim/g259 a for/g288ei t/g259ietoare pentru o capacitate de încovoiere dat/g259 a structurii. C D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF Pentru a putea compara deplasarea capabil/g259 a structurii cu cerin/g288a de deplasare, care este dat/g259 de spectrele inelastice de deplasare construite pentru sisteme cu 1 GLD, structura real/g259 trebuie transformat/g259 într-o structur/g259 cu 1 GLD echivalent/g259. Transformarea urmeaz/g259 rela/g288iile cunoscute din dinamica structurilor, echivalând deplasarea maxim/g259 a structurii la vârful construc/g288iei cu deplasarea în modul 1. C D.5. Evaluarea cerin/g1802elor de deplasare În condi/g288iile st/g259rii limit/g259 de serviciu structura prezint/g259 un r/g259spuns seismic elastic sau cu incursiuni mici în domeniul plastic, astfel încât se pot folosi direct deplas/g259rile determinate din calculul liniar al structurii pe baza regulii “deplas/g259ri egale”. În cazul st/g259rii limit/g259 ultime trebuie folosite spectre inelastice de deplasare, care se pot construi fie direct, pe baza accelerogramelor specifice amplasamentului, fie indirect, pe baza spectrelor elastice /g250i a unor ipoteze privind rela/g288ia între r/g259spunsul elastic /g250i cel inelastic (de exemplu, ipoteza “egalit/g259/g288ii deplas/g259rilor” pentru T > T c /g250i ipoteza “egalit/g259/g288ii energiilor” pentru T < T c, propuse de Newmark /g250i Hall). Se recomand/g259 rela/g288ia din Anexa E a prezentului Cod P 100-1. C D.6. Controlul deplas/g259rilor structurale Cerin/g288a de deplasare a fost determinat/g259 la paragraful D5, pentru perioada T* a sistemului cu 1 GLD echivalent, din spectrul inelastic de deplas/g259ri. O reprezentare sugestiv/g259 este cea din Figura C D.2, dat/g259 în formatul “ADRS” (spectru de r/g259spuns accelera/g288ii - deplas/g259ri, ob/g288inut din spectrele de r/g259spuns de accelera/g288ii /g250i deplas/g259ri prin eliminarea parametrului T). Punctul de intersec/g288ie între curba de capacitate /g250i spectrul de deplasare inelastic, corespunzând ductilit/g259/g288ii /g541 a sistemului, reprezint/g259 cerin/g288a de deplasare pentru sistemul cu 1 GLD. Aceast/g259 cerin/g288/g259 de deplasare a sistemului cu 1 GLD se transform/g259 în cerin/g288a de deplasare a sistemului real cu rela/g288ia (D10), care este inversa transform/g259rii ini/g288iale (D4). 263 Valoarea calculat/g259 reprezint/g259 o v aloare medie /g250i exist/g259 o dispersie mare a valorilor, motiv pentru care se recomand/g259 “împingerea” structurii pân/g259 la 150% din valoarea cerin/g288ei de deplasare calculate (FEMA 1997a). Figura C D.2. Determinarea deplas/g259rii /g288int/g259 în cazul a) T* < Tc /g250i b) T* > Tc Referin/g288e ACI (2005). Building code requirements for structural c oncrete (ACI 318-05) and comentary (ACI 318R-05), Farmington Hills, 432 pp. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance/ Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Fajfar, P. and Fisch inger, M. (1989). N2 – A method for non-linea r seismic analysis of RC buildings , Proc. of the 9th WCEE, Tokyo, vol. V, p. 111-116. FEMA (1997a). NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 273. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (1997b). NEHRP commentary on the gu idelines for the seismic reh abilitation of buildings , FEMA 274. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FIB (2003). Displacement-based seismic design of reinforced concrete buildings, Bulletin 25, Lausanne, Elve/g288ia, 192 pp. Ministerul Dezvolt/g259rii Regionale /g1800i Locuin/g1802ei (2008), „Cod de proiectare seismic/g259 — Partea a III-a — Prevederipentru evaluarea seismic/g259 a cl/g259dirilor existente, indicativ P 100-3/2008” Newmark, N. M. and Hall, W.J. (1982). Earthquake spectra and design , Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, USA. Postelnicu, T. and Zamfirescu, D. (1999). Comparison between displa cement methods used for assessment of RC structures. Performance of RC frame structures designed according present Romanian codes. Proc. 1 st Romanian-American Workshop, Iasi, Romania. Vidic, T., Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). Consistent inelastic design spectra: strength and displacement. Earthq. Eng. and Struct. Dynamics, vol. 16, p. 502-521. Sa Sae Sde Sd a) T* T* < Tc Say Sdi /g80 =1 (elastic) /g80 b) Sa Sae Sd T* T* > Tc Say Sde = Sdi /g80 =1 (elastic) /g80 264 C E. PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLAS/g258RII LATERALE A STRUCTURILOR C E.1. Considera/g288ii generale În actuala edi/g288ie a P100-1 se aplic/g259 într-o m/g259sur/g259 mai mare decât precedentele edi/g288ii ale Codului principiile /g250i metodele proiect/g259rii bazate pe performan/g288a seismic/g259 la cutremure cu diferite perioade de revenire. Parametrul considerat în prezent ca fiind cel mai semnificativ pentru calitatea r/g259spunsului seismic al construc/g288iilor este deplasarea lateral/g259, pentru c/g259 de aceasta depind direct degrad/g259rile structurale /g250i nestructurale ale cl/g259dirilor. Din acest motiv, limitarea deplas/g259rilor laterale prin proiectare are o importan/g288/g259 deosebit/g259. Problema este cu deosebire important/g259 pentru zona Câmpiei Române unde cutremurele vrâncene se manifest/g259 cu deosebit/g259 agresivitate din punctul de vedere al deforma/g288iilor impuse. Pagubele înregistrate la multe cl/g259diri în intervalul 1977-1990, când s-au produs 4 cutremure de intensitate medie /g250i mare, au f/g259cut ca m/g259surile legate de limitarea deplas/g259rilor laterale luate în P 100/92 s/g259 fie foarte severe. Un studiu comparativ în care s-au analizat prevederile a 6 coduri de proiectare (UBC, B52, NZS, CEB 1987, SR EN 1998-1 /g250i P 100/92) a eviden/g288iat faptul c/g259 prevederile de dimensionare a rigidit/g259/g288ii laterale a construc/g288iilor din P 100/92 erau de departe cele mai severe. Aceste prevederi au exclus practic folosirea sistemului structural în cadre de beton armat la realizarea construc/g288iilor cu multe niveluri în perioada dinainte de 1990. Dup/g259 aceast/g259 dat/g259, dezvoltarea domeniului construc/g288iilor de birouri /g250i a cl/g259dirilor de locuit cu confort superior a f/g259cut necesar, din nou, s/g259 se reconsidere acest tip de structuri. Cuno/g250tin/g288ele noi înregistrate de ingineria seismic/g259 au permis sa se abordeze mai nuan/g288at, /g250i pe o baz/g259 mai adecvat/g259 comport/g259rii reale a construc/g288iei, problema limit/g259rii deplas/g259rilor laterale la ac/g288iuni seismice. Fa/g288/g259 de versiunea din 1992, Codul P100-1 aduce o serie de elemente de noutate importante: (a) O procedur/g259 mult mai riguroas/g259 de calcul al valorilor de proiectare ale deplas/g259rilor laterale. Pentru domeniul de frecven/g288e T>T c, Tc fiind perioada de calcul a spectrului r/g259spunsului seismic elastic, calculul se face în conformitate cu regula „deplas/g259rii egale” stabilite pe baza constat/g259rii statistice [Newmark /g250i Hall, 1982], potrivit c/g259reia, în acest interval, deplas/g259rile sistemelor inelastice port fi aproximate acoperitor prin deplas/g259rile sistemelor elastice. Pentru majoritatea zonelor seismice pe plan mondial, majoritatea construc/g288iilor se încadreaz/g259 în intervalul de perioade T>T c. Aproxima/g288ia nu este îns/g259 acceptabil/g259 pentru construc/g288ii cu T<Tc, care eviden/g288iaz/g259 deplas/g259ri seismice (în domeniul neliniar) considerabil mai mari decât cele date de regula „deplas/g259rii egale”. În cazul unor amplasamente caracterizate de valori T c înalte, cum este Câmpia Român/g259 unde Tc/g1671,6 sec., majoritatea structurilor curente apar/g288in acestui domeniu. P 100-1:2006 a introdus un coeficient de corec/g288ie (amplificare) a deplas/g259rilor elastice în acest domeniu, calibrat în cadul unor studii efectuate la Departamentul Construc/g288ii de Beton Armat din Universitatea Tehnic/g259 de Construc/g288ii Bucure/g250ti. 265 /g250i de natura leg/g259turilor între structura /g250i componentele structurale. C E.2. Verificarea la starea limita de serviciu (SLS) P100-1 men/g288ine forma general/g259 din versiunea precedent/g259 a Codului a rela/g288iei de verificare a rigidit/g259/g288ii laterale pentru SLS. Evaluarea deplas/g259rilor de proiectare are un caracter conven/g288ional /g250i aproximativ pentru c/g259 se bazeaz/g259 pe un raport prestabilit între deplas/g259rile la ULS /g250i SLS, /g250i nu printr-un calcul la ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare asociat/g259 acestei st/g259ri limit/g259. Solu/g288ia este, f/g259r/g259 îndoial/g259, simpl/g259, dar nu întodeauna /g250i acoperitoare. S-a renun/g288at la diferen/g288iere factorilor de reducere /g542, func/g288ie de clasa de importan/g288/g259 a construc/g288iilor, preluate din SR EN 1998-1 în versiunea anterioar/g259 a Codului. Aceast/g259 interven/g288ie urm/g259re/g250te ob/g288inerea unor performan/g288e superioare pentru construc/g288iile importante /g250i în ceea ce prive/g250te comportarea la ac/g288iuni seismice moderate. O chestiune cu implica/g288ii importante se refer/g259 la modul de calcul al deplas/g259rii relative dr ’. Pentru scopul urm/g259rit de rela/g288ia de verificare (E.1), nu diferen/g288a deplas/g259rilor orizontale de la dou/g259 niveluri ale cl/g259dirii prezint/g259 interes, ci acea component/g259 care modific/g259 forma ini/g288ial/g259 de dreptunghi a panourilor (nestructurale) de compartimentare /g250i de închidere, pentru c/g259 de aceasta depinde degradarea acestora (componenta care modific/g259 diagonala panoului). Pentru exemplificare, în Figura C E.1 se prezint/g259 cazul structurii unei fa/g288ade alc/g259tuite din pere/g288i conecta/g288i cu grinzi. Se constat/g259 diferen/g288e foarte mari între valorile deplas/g259rilor relative de nivel (de calcul) inregistrate în dreptul pere/g288ilor /g250i, respectiv, în deschiderea între cei doi pere/g288i. În timp ce zid/g259ria de placare a pere/g288ilor nu este afectat/g259 de deforma/g288ia lateral/g259 a structurii, elementele situate între pere/g288i sunt supuse unor distorsiuni foarte importante. Programele de calcul structural pot fi completate pentru ca acestea s/g259 furnizeze direct valorile ce trebuie introduse în rela/g288ia (E.1). O men/g288iune special/g259 prive/g250te fa/g288adele cortin/g259. Având în vedere dificultatea extrem/g259 a repara/g288iilor postseism la asemenea fa/g288ade, valoarea d rc stabilit/g259 prin calcul la ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare se spore/g250te cu 30%. Cerin/g288ele de deplasare tebuie s/g259 fie cuprinse în tema adresat/g259 produc/g259torului fa/g288adei, care trebuie s/g259 garanteze deformabilitatea necesar/g259 a acesteia. Prevederile anexei referitoare la modul de calcul al deplas/g259rilor laterale /g250i cele referitoare la valorile admisibile ale deplas/g259rilor laterale sunt valabile pentru toate tipurile de structuri. În cazul construc/g288iilor de beton armat este necesar s/g259 fie precizat modul de evaluare a rigidit/g259/g288ii, având în vedere c/g259 elementele de beton armat lucreaz/g259 cu fisuri în zonele întinse. În cazul structurilor în cadre se disting dou/g259 situa/g288ii. Într-una din acestea structura de beton armat este complet liber/g259 (de exemplu, în cazul garajelor etajate deschise sau tribunelor) sau este prev/g259zut/g259 cu elemente de umplutur/g259, care, fiind conectate flexibil 266 (b) Procedee mai riguroase pentru evaluarea rigidit/g259/g288ilor pentru evaluarea deplas/g259rilor laterale de proiectare. Aceste reguli privesc elementele de beton armat pentru care se prev/g259d valori care variaz/g259 cu gradul de fisurare a betonului, func/g288ie de nivelul de solicitare (starea limit/g259) Figura C E.1. În a doua situa/g288ie, cadrele sunt umplute cu panouri de zid/g259rie, care, la atacul cutremurului de serviciu, nu-/g250i pierd integritatea întrucât sunt protejate prin limitarea adecvat/g259 a deplas/g259rilor laterale. În acest fel, panourile de umplutur/g259 contribuie semnificativ la rigiditatea de ansamblu a structurii. Gradul de fisurare a elementelor fiind în acest caz mult limitat, se pot adopta valori ale modulului de rigiditate egale cu E cIg (produsul între modulul de elasticitate al betonului /g250i momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii brute de beton), /g288inând cont astfel /g1800i de contribu/g288ia arm/g259turilor la rigiditatea elementelor. Într-o construc/g288ie cu pere/g288i de beton armat, rigiditatea pere/g288ilor nestructurali este, de regul/g259, nesemnificativ/g259 în raport cu cea a pere/g288ilor, ceea ce face ca s/g259 se neglijeze aportul lor la rigiditatea de ansamblu a cl/g259dirilor. În consecin/g288/g259, în calcule se va opera cu rigiditatea redus/g259, 0,5E cIg, a pere/g288ilor de beton. Valorile admisibile ale deplas/g259rilor relative de nivel din SLS trebuie s/g259 depind/g259 de natura pere/g288ilor de compartimentare /g250i a închiderilor, /g250i de modul cu care se realizeaz/g259 (1) (3) (4) (2) X1 Y1 /g3072 /g3071 /g307 =/g3072- /g3071 la aceasta, nu stânjenesc practic deforma/g288ia lateral/g259 a cadrului. În acest fel elementele de beton armat lucreaz/g259 în stadiul fisurat /g250i trebuie utilizate rigidit/g259/g288i reduse. În literatur/g259 se recomand/g259, în acest scop, ca procedeu aproximativ suficient de exact pentru necesit/g259/g288ile proiect/g259rii, reducerea uniform/g259 a modulelor de rigiditate a sec/g288iunilor nefisurate cu coeficientul 0,5. 267 - pentru raportul 3 4/g33H L (L /g231/g139 H, lungimea /g250i în/g259l/g288imea panoului), /g74 = 2,5‰ Valorile admisibile ale deplas/g259rilor laterale date la 4.6.3.2, rela/g288iile (4.28), (4.29) /g250i (4.30), coincid cu cele date în SR EN1998-1 /g250i nu pot fi considerate potrivite în toate cazurile. - pentru raportul 3 2 3 4 /g33 /g33 H L , /g74 = 4‰ - pentru raportul 3 2/g31 H L , /g74 = 6‰ Valoarea 5‰ prescris/g259 în P 100-1 reprezint/g259 o valoare situat/g259 peste medie. Aceast/g259 valoare poate fi acceptabil/g259 /g250i pentru alte tipuri de elemente nestructurale, de exemplu, pentru pere/g288i cortin/g259 /g250i alte fa/g288ade ag/g259/g288ate de structur/g259. În principiu, deforma/g288ia relativ/g259 admis/g259 /g250i, implicit, rigiditatea lateral/g259 necesar/g259, trebuie s/g259 fie corelate cu deformabilitatea sistemului de prindere a fa/g288adei garantat/g259 de fabricant, c/g259ruia i se pot pune condi/g288ii din acest punct de vedere. C E.3. Verificare la starea limita ultima (ULS) Rela/g288ia (E.2) introduce prin coeficientul c corec/g288ia necesar/g259 pentru a /g1802ine seama de faptul c/g259 deplas/g259rile în r/g259spunsul seismic neliniar sunt superioare deforma/g1802iilor din r/g259spunsul liniar în domeniul de perioade în care nu este valabil/g259 regula „deplas/g259rii egale”. Coeficien/g1802ii c amplific/g259 deplasarea elastic/g259 sub înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare. A/g250a cum s-a ar/g259tat mai sus, corec/g288ia este necesar/g259 pentru construc/g288ii cu perioada fundamental/g259 de vibra/g288ie situat/g259 în domeniul 0 – T c. Valorile coeficien/g1802ilor au fost calibrate printr-un studiu amplu efectuat cu instrumentul calcului dinamic neliniar. S-au utilizat câte 30 de accelerograme compatibile cu spectrul de proiectare din P 100-1, pentru fiecare din cele patru tipuri de spectre prev/g259zute în capitolul 3 al codului, trei pentru cutremurele vrâncene, caracterizate de cele trei valori distincte ale perioadei de control T c /g1800i unul corespunzator cutremurului subcrustal b/g259n/g259/g1802ean. Spre deosebire de versiunea din 2006 a codulu, în actuala edi/g1802ie se prevede o diferen/g1802iere mai nuan/g1802at/g259 a valorilor c. În r/g259spunsul liniar cerin/g1802ele de deplasare depind nu numai de perioad/g259, ci /g1800i de rezisten/g1802a sistemului, definit/g259 de valoarea factorului de comportare q. Formula de determinare a coeficientului (E.2) pune în eviden/g1802/g259 aceasta dubla dependen/g1802/g259. În conformitate cu rezultatele studiului, grani/g1802a dintre domeniul de perioade în care este valabil/g259 regula deplas/g259rii egale /g1800i cea în care r/g259spunsul neliniar în deplas/g259ri este semnificativ mai mare decât cel elastic este în jurul valorii T=0.7T c. La calibrarea expresiei (E.2) s-a /g1802inut seama /g1800i de faptul ca în domeniul perioadelor de vibra/g1802ie scurte, structurile sunt înzestrate cu o suprarezisten/g1802/g259 foarte consistent/g259. 268 prinderea lor de structur/g259. Pentru zid/g259rii de c/g259r/g259mid/g259 sau blocuri din diferite materiale deformabilitatea scade cu cre/g250terea rezisten/g288ei mortarului. De asemenea, valoarea deforma/g288iei relative capabile este influen/g288at/g259 de propor/g288iile panoului de zid/g259rie înr/g259mat, fiind cu atât mai mic cu cât panoul este mai lung în raport cu în/g259l/g288imea. De exemplu, pentru panouri de zid/g259rie de c/g259r/g259mid/g259 curent/g259 se pot accepta urm/g259toarele valori ale rotirii limit/g259 (unghiul deforma/g288iei de forfecare /g74): În cazul cutremurului de proiectare (considerat la starea limit/g259 ultim/g259) nu se poate evita degradarea sever/g259 a componentelor nestucturale arhitecturale (pere/g288i, fa/g288ade, etc.). /g250i trebuie luate m/g259suri ca aceste componente s/g259 nu se pr/g259bu/g250easc/g259, amenin/g288ând vie/g288ile oamenilor, printr-o conectare adecvat/g259 la structur/g259. Valoarea admisibil/g259 2,5% a deplas/g259rii relative de nivel este în concordan/g288/g259 cu rezultatele a numeroase studii experimentale care au eviden/g288iat faptul c/g259 stâlpii de beton armat, proiecta/g288i potrivit prevederilor codurilor moderne de proiectare, pot dezvolta deforma/g288ii de rotire de bar/g259 de peste 4% f/g259r/g259 o reducere semnificativ/g259 a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259. Valoarea acoperitoare 2,5% adoptat/g259 în anexa E a Codului pentru stâlpii de beton armat poate fi considerat/g259 satisf/g259c/g259toare /g250i pentru condi/g288ia de pr/g259bu/g250ire a pere/g288ilor de umplutur/g259 [FEMA 273]. Bibliografie FEMA (1997a). NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 273. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance/ Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Ministerul Lucr/g259rilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic/g259 a construc/g288iilor de locuin/g288e, agrozootehnice /g250i industriale, INCERC Bucure/g250ti, Buletinul Construc/g288iilor, no. 1-2, 1992, 151 p. Ministerul Dezvolt/g259rii Regionale /g1800i Locuin/g1802ei (2008), „Cod de proiectare seismic/g259 — Partea a III-a — Prevederi pentru evaluarea seismic/g259 a cl/g259dirilor existente, indicativ P 100-3/2008” Newmark, N. M. /g250i Hall, W.J. (1982). Earthquake spectra and design , Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, SUA. 269 ANEXA I (informativ/g259). EXEMPLE DE CALCUL /g1799I PROIECTARE Cuprins : E 4 PROIECTAREA CL/g258DIRILOR E 4.1 Structur/g259 metalic/g259 etajat/g259 cu dou/g259 planuri de simetrie E 4.2 Structur/g259 dual/g259 din beton armat neregulat/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie E 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g1801IILOR DE BETON E 5.1. Structur/g259 în cadre de beton armat E 5.2 . Structur/g259 cu pere/g1802i de beton armat E 6. PREVEDERI SPECIFICE CONTRUC/g1801IILOR DE O/g1801EL E 6.1. Structur/g259 în cadre necontravântuite E 6.2. Structur/g259 în cadre contravântuite centric în V inversat E 6.3. Structur/g259 în cadre contravântuite excentric E 7. PREVEDERI SPECIFICE CONTRUC/g287IILOR COMPOZITE E 7.1. Calculul elementelor unei structuri compozite E 8. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU CONSTRUC/g287II DE ZID/g258RIE E 8.1. Cl/g259dire de locuit cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente ceramice E 8.2 Cl/g259dire tip « vil/g259 » P+2E cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente de BCA E 8.3 Cl/g259dire de locuit P+3E cu pere/g288i structurali din zid/g259rie cu elemente ceramice E 8.4. Cl/g259dire tip « vil/g259 » P+2E cu pere/g288i structurali din zid/g259rie confinat/g259 (ZC) cu elemente BCA E 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE LEMN E 9.1. Proiectarea unei structuri de tip hal/g259 de lemn E 10. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR E 10.1 Verificarea unui perete desp/g259r/g288itor din zid/g259rie cu elemente ceramice E 10.2 Verificarea unui panou de zid/g259rie înr/g259mat/g259 într-un cadru de beton armat pentru ac/g1802iunea seismic/g259 în planul peretelui E 10.3 Verificarea unui perete de fa/g1802ad/g259 din zid/g259rie de BCA înr/g259mat în cadru de beton pentru ac/g1802iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul peretelui E 10.4 Verificarea unui perete de fa/g1802ad/g259 cu goluri de ferestre realizat din zid/g259rie cu elemente ceramice E 10.5 Determinarea cerin/g1802elor de deplasare pentru un panou publicitar E 10.6 Calculul prinderilor cu buloane pentru un echipament (prinderi fixe) E 10.7 Calculul prinderilor pentru un echipament montat pe izolatori de vibra/g288ii E 10.8 Calculul unei conducte de ap/g259 fierbinte 270 E 4 PROIECTAREA CL/g258DIRILOR E 4.1 Structur/g259 metalic/g259 etajat/g259 cu dou/g259 planuri de simetrie E 4.1.1 Descrierea structurii Se analizeaz/g259 r/g259spunsul la ac/g288iunea seismic/g259 al unei cl/g259diri pentru birouri cu 8 (P+7E) niveluri, cu structur/g259 metalic/g259, amplasat/g259 în Bucure/g250ti (figura E 4.1.1). Structura este alc/g259tuit/g259 dintr-un nucleu central care preia for/g288ele orizontale corespunz/g259toare ac/g288iunii seismice /g250i un subsistem format din stâlpi perimetrali care preiau numai înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale ce le revin. Nucleul central este alc/g259tuit din patru cadre metalice cu contravântuiri prinse excentric la noduri, în care toate prinderile barelor la noduri sunt rigide (figura E 4.1.2). Prinderile grinzilor care leag/g259 stâlpii perimetrali între ei /g250i ale grinzilor care leag/g259 stâlpii perimetrali de nucleul central sunt articulate. Plan/g250eele sunt elemente compozite cu grinzi metalice /g250i plac/g259 de beton armat turnat/g259 pe tabl/g259 cutat/g259. Pere/g288ii interiori /g250i exteriori sunt u/g250ori. O/g288elurile folosite sunt S235 /g250i S355. Sec/g288iunile barelor sunt prezentate în figura E 4.1.1 /g250i în tabelul E 4.1.1. E 4.1.2 Schema de calcul la ac/g288iunea seismic/g259 Subsolul este realizat sub forma unei cutii rigide a/g250ezat/g259 pe un radier general. Acceptând cutia rigid/g259 ca reazem încastrat, for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 produs/g259 de ac/g288iunea seismic/g259 se va considera deasupra subsolului, la nivelul zero al cl/g259dirii. Deoarece structura are forma regulat/g259 în plan /g250i eleva/g288ie, efectele ac/g288iunii seismice se stabilesc pe modele plane corespunzând celor dou/g259 direc/g288ii principale x /g250i y paralele cu planele de simetrie ale cl/g259dirii. Nu este necesar/g259 luarea în considerare a componentei verticale din ac/g288iunea seismic/g259. Pentru cadrul plan din figura E 4.1.1 s-au efectuat calcule pentru ob/g288inerea distribu/g288iei for/g288elor seismice conven/g288ionale de nivel folosind metoda simplificat/g259 /g250i metoda analizei modale spectrale. Sub ac/g288iunea cutremurelor severe, disiparea energiei are loc numai în articula/g288iile plastice, care în ansamblul lor formeaz/g259 mecanismul plastic global. Toate elementele structurale situate în afara zonelor plastice trebuie s/g259 lucreze esen/g288ial în domeniul elastic la for/g288ele orizontale asociate mecanismului plastic global. Mecanismul plastic global acceptat con/g288ine articula/g288ii plastice la capetele link- urilor /g250i la bazele stâlpilor nucleului central /g250i perimetrali. 271 Sec/g288iunea 1-1 /g3 13 13 11 11 11 13 13 11 11 11 13 2 2 2 2 1 1 1 1 6 6 6 6 5 5 5 5 6 6 6 6 5 5 5 5 2 2 2 2 1 1 1 1 13 4 4 4 13 13 4 4 4 4400 7 * 3400 = 23800 33000 110001100011000 0.00+ + 28,2 m 13 10 10 10 13 13 10 10 10 13 2 2 2 2 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 9 2200 13 11 11 11 13 13 11 11 11 13 Figura E 4.1.1 Sec/g288iune transversal/g259 /g250i tipuri de sec /g288iuni conform tabelului E 4.1.1 x y Plan 11000 11000 11000 33000 11000 11000 11000 33000 2200 1 2 D G3 G1 G2 G3 G4 G5 G2 G1 1 1 3 4 A B C Figura E 4.1.2 Plan/g250eu curent 272 Tabelul E 4.1.1 Stâlpi perimetrali Sec/g288 . nr. Sec/g288iune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec/g288. nr. P Sec/g288. nr. E O/g288el 1 HTM 650x576 73400 24300 288 76,1 1653E+04 1982E+04 6100E+06 8 5 S235 2 HTM 650x359 45800 15500 277 71,7 1023E+04 1188E+04 3500E+06 9 6 S235 P = Plast; E = Calcul structural Stâlpi centrali Sec/g288 . nr. Sec/g288iune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 S. n. P S. n. E O/g288el 5 2-HTM 650x576 146800 97700 210,83 224,17 1768E+04 2400E+04 65252E+05 1 1 S355 6 2-HTM 650x472 120200 80400 206,44 217,56 1438E+04 1920E+04 51227E+05 2 2 S355 Contra vântuiri Sec/g288. nr. Sec/g288iune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec/g288. nr. P Sec/g288. nr. E O/g288el 2 HTM 650x359 45800 15500 277 71,7 1023E+04 1180E+04 3500E+06 1 1 S355 9 HTM 650x258 33000 10600 274 70,9 750E+04 852E+04 2476E+06 2 2 S355 Gri nzi centrale Sec/g288. nr. Sec/g288iune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec/g288. nr. PT Sec/g288. nr. E O/g288el 10 HE 550 A 21200 6450 230 71,5 415E+04 462E+04 1119E+06 2 2 S355 11 HE 500 A 19800 5600 210 72,4 355E+04 394E+04 8697E+05 3 3 S355 4 HE 450 A 17800 4820 189 72,9 290E+04 322E+04 6372E+05 4 4 S355 Gri nzi perimetrale Sec/g288. nr. Sec/g288iune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec/g288. nr. P Sec/g288. nr. E O/g288el 13 IPE 550 13400 5910 223 44,5 244E+04 278E+04 6712E+05 1-6 1-6 S355 Dim ensiunile sec/g288iunilor Sec/g288. nr. h mm b mm ti mm tf mm r mm d mm h/b Y-Y Z-Z b/ 2tf d/t i /g72 S235/S355 Clasa 1 738 323 41,4 75 27 534 2,285 b c 2.15 12,90 1 1 2 684 308 26,4 48,1 27 533.8 2,221 b c 3.20 20,22 1/0,81 1 4 440 300 11,5 21 27 344 1,467 a b 7.14 29,91 1/0,81 1 5 738 323 41,4 75 27 534 2,285 b b 2.15 12,90 1 1 6 712 316 34,5 62 27 534 2,253 b b 2.55 15,48 1 1 9 660 302 18 36 27 534 2,185 a b 4.19 29,67 1 1 10 540 300 12,5 24 27 438 1,800 a b 6.25 35,04 0,81 1 11 490 300 12 23 27 390 1,633 a b 6.52 32,50 0,81 1 13 550 210 11,1 17,2 24 467 2,619 a b 6.10 42,07 1 1 273 E 4.1.2.1 Înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale caracteristice Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eul de acoperi/g250 Înc/g259rc/g259ri permanente: pG = 6,0 kN/m2 (tabla cutata - 0,1 kN/m 2; plac/g259 beton – 75 , 2 25 11 , 0/g32 /g117 kN/m 2; /g250ap/g259 - 2,50 kN/m2; spa/g288iu tehnic - 0,50 kN/m2; tavan fals - 0,15 kN/m2) Înc/g259rc/g259ri variabile - z/g259pad/g259: 28 1 00 2 0 1 8 0 8 0 s C C sk 0 t e i k . , , , ,, /g32 /g117 /g117 /g117 /g32 /g152 /g152 /g152 /g32/g80 kN/m2 (conform CR 1-1-3/2012) Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eele curente Înc/g259rc/g259ri permanente: pG = 5,5 kN/m2 (tabl/g259 cutat/g259 - 0,1 kN/m2; plac/g259 beton - 75 , 2 25 11 , 0/g32 /g117kN/m2; greutate proprie structur/g259 - 0,60 kN/m2; pardoseal/g259 - 0,40 kN/m2; pere/g288i interiori - 1,00 kN/m2; spa/g288iu tehnic - 0,50 kN/m2; tavan fals - 0,15 kN/m2) Pere/g288i exteriori: eq = 3 kN/m Înc/g259rc/g259ri variabile kiQ : kq = 2,0 kN/m 2 corespunz/g259toare categoriei A de construc/g288ii (locuin/g288e), conform [SR-EN 1991-1-1:2004/NA:2006]. E 4.1.2.2 Combina/g288ii de înc/g259rc/g259ri de calcul Combina/g288iile ac/g288iunii seismice cu alte înc/g259rc/g259ri pentru verific/g259ri la starea limita ultima se fac conform [CR 0 – 2012] cu rela/g288ia /g166/g166/g14 /g14i k iEk Ie j k QA G , , 2, /g92/g74 în care se no teaz/g259: p j kG G/g32, /g16 înc/g259rc/g259rile permanente caracteristice i i kQ Q/g32, /g16 înc/g259rc/g259rile variabile caracteristice 3 , 0, 2 /g32i/g92 /g16 corespunde CR 0 – 2012, tabel A1 EkA /g16 înc/g259rcarea caracteristic/g259 a ac/g288iunii seismice Ie/g74 = 1,0 /g16 factor de importan/g288/g259 a cl/g259dirii, conform [P 100-1], pentru clasa III de importan/g288/g259. Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eul de acoperi/g250 /g166/g166/g14 i ip QG , 2/g92 Cu 4 , 0, 2 /g32i/g92 , k is Q/g32, 6/g32/g166pG kN/m 2 si 512 , 0 28 , 1 4 , 0, , 2 /g32 /g117 /g32/g166i k iQ/g92 kN/m2 rezult/g259 512 . 6, 2 /g32/g14/g166/g166i ip QG /g92 kN/m2 274 Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eele cu rente 1 , 6 0 . 2 3 , 0 5 , 5, 2 /g32 /g117 /g14 /g32 /g14 /g32Qi pG q /g92 kN/m2 Plan/g250ee pes te etajele 1 – 7 /g250i parter: cu 3 , 0, 2 /g32i/g92 1 , 6 0 , 2 3 , 0 5 , 5/g32 /g117 /g14 /g32q kN/m2 ; 0 , 2/g32kq kN/m /g3 A1 B1 C1 D1 A2 B2 C2 D2CV 1 CV1 CV2 CV2 R = 78,8 kN 3 A B C D 2200 1 2 1,1q q = 6,512 kN/m2 R 1,1q a /g3 2200 1 2 3 A B C D A1 B1 C1 D1 A2 B2 C2 D2CV1 CV1 CV2 CV2 R = 73,81 kN qe q = 6,1 kN/m2 qe = 3,0 kN/m 1,1q 1,1q R b Figura E 4.1.3 Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250ee: a – de acoperi/g250; b – peste etajele 1 – 7 /g250i parter 275 E 4.1.2.3 Înc/g259rc/g259ri de calcul aferente stâlpilor Plan/g250eul d e acoperi/g250 (fig. 3, a) kN/m 14,33 = 2,2 6,512 = 2,2 q = p/g117/g152 ; kN 78,80 = 2 114,33 1 = R/g152 Plan/g250ee peste etajele 1 – 7 /g250i parter (fig. 3, b) kN/m 13,42 = 2,2 6,1 = 2,2 q = p/g117 /g152 ; kN 73,81 = 2 1113,42 = R/g152 ; qe = 3 kN/m Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale sunt prezentate în figura E 4.1.4, iar greut/g259/g288ile de nivel aferente cadrului sunt prezentate în figura E 4.1.5. E 4.1.3 Calculul structurii la ac/g288iunea seismic/g259 în domeniul elastic. Metoda curent/g259 de proiectare E 4.1.3.1 Calculul for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 a. Calculul for /g288elor seismice static echivalente Conform [1], for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 se ob/g288ine cu rela/g288ia /g11/g12/g79/g74 m T S Fd I b1/g32 în care: /g11/g121T Sd este ordonata din spectrul de r/g259spuns de proiectare pentru perioada funda mentala 1T ; 1T este perioada fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii (de transla/g288ie); W este rezultanta tuturor for/g288elor gravita/g288ionale (permanente /g250i utile) aferent/g259 cadrului, /g32 /g32/g166 /g32 8 1i iW W 28186 kN ) 2872 815 . 9 / 28186 / (toneg W m /g32/g32 /g32 . Pentru cl/g259diri cu în/g259l/g288imea pân/g259 la 40 m, perioada fundamental/g259 se poate determina cu rela/g288ia aproximativ/g259 din [1], Anexa B. a.1. Metoda simplificat/g259 4 3 1 H C Tt /g152 /g32 Pentru structuri cu contravântuiri prinse excentric la noduri, 075 , 0/g32tC. În/g259l/g288imea cl/g259dirii este H = 28,2 m. 276 /g3 P3 P3 P3 P3 P3 P4 P5 P5 P5 P5 P5 P5 P5 P6 P1/g3=/g35x73,81+3x11=402,5/g3kN P2/g3=/g35x78,8=394/g3kN P3/g3=/g35,2x73,81=303,81/g3kN P4/g3=409,76/g3kN P5/g3=/g33x73,81=221,43/g3kN P6/g3=/g378,8x3=236,4/g3kN A2/g3 B2/g3CV1/g3CV1 C2 D2 P2 P4 P6 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P2 P3 P3 Figura E 4.1.4 Înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale – cadru central /g3 3520/g3kN33x33 2 6,1/g3+4x33x3 2 = W2/g3= 3546/g3kN33x33 2 x/g36,512/g3=/g3 /g5428186/g3kNW/g3=i i/g3=/g31 8 W2 W1 W1 W1 W1 W1 W1 W1 W1/g3= Figura E 4.1.5 For/g288e gravita/g288ionale de nivel Cu aceste valori rezult/g259 sec 0,32 T sec 9178 , 0 ) 2 , 28 ( 075 , 0B 43 1 /g32 /g33/g32 /g117 /g32T /g11/g12 /g11/g12 q Ta T Sgd /g69/g32 pentru BT T/g33 g ag 30 , 0/g32 din [1], fig. 3.1, corespunde ora/g250ului Bucure/g250ti pentru care sec 6 , 1/g32CT . Spectrul de r/g259spuns elastic elastic are expresia: /g11/g120/g69/g69 /g32T pentru CB T T T/g31 /g31 Pentru cadre cu contravântuiri prinse excentric la noduri, conform [1], tabelul 6.3, factorul de comportare q care considerar/g259 capacitatea structurii de a disipa energia indus/g259 de mi/g250carea seismic/g259 pentru o clas/g259 de ductilitate DCH este: 277 1 5 /g68 /g68uq /g32 Se poate considera 2 , 11 /g32/g68/g68u urmând a se verifica rezerva de rezisten/g288/g259 printr-un calcul static incremental neliniar biografic. Rezult/g259 0 . 6 2 , 1 5/g32 /g117 /g32q /g250i /g11/g12 /g11 /g125 , 2 918 , 01 /g32/g32/g69/g69T /g11/g12 227 , 10 . 6 15 , 2 815 , 9 3 , 01 /g32 /g117 /g117 /g117 /g32T Sd /g250i for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 kN 2995 85 , 0 2872 227 , 1 0 , 1/g32 /g117 /g117 /g117 /g32bF Prin raportare la rezultanta for/g288elor gravita/g288ionale rezult/g259 un coeficient seismic global de % 6 , 10 10028186 2995 /g32 /g152. a.2. Metoda aproxim ativ/g259 Rayleigh Pentru determinarea perioadei fundamentale proprii de vibra/g288ie se poate utiliza rela/g288ia (B.1) din anexa B [1]: /g166 /g166 /g32 /g32/g32 n i i i n i i i d W g d W T 1 1 2 1 2/g83 Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale iW sunt reprezentate în figura E 4.1.5. Deplas/g259rile pe direc/g288ia gradelor de libertate dinamice (transla/g288iile orizontale ale plan/g250eelor considerate diafragme orizontale infinit rigide în planul lor) s-au determinat cu un program de calcul. Pentru calculul acestora se încarc/g259 structura cu for/g288e laterale iW , ca în figura E 4.1.6. /g3 W W W W W W W W di (m) S iI Si2 0,21575 0,02796 -0,0265 0,20165 0,0258 -0,01419 0,18289 0,02293 0,00079 0,15983 0,01951 0,01435 0,13201 0,01557 0,02302 0,09963 0,01126 0,02483 0,06499 0,00698 0,020094 0,03208 0,00328 0,011086 Si3 -0.002346 0.001385 0.021467 0.023021 0.0006006 -0.015409 -0.025443 -0.017891 1 1 1 1 1 1 2 Figura E 4.1.6 For/g288e gravita/g288ionale de nivel 278 3838 8 1 /g32/g166 /g32i i id W kNm /g166/g166 /g32/g32 /g32/g32 8 1 8 1 11 86 , 47 ii i i i i i Sg WS m 6 , 630 8 1 2 /g32/g166 /g32i i id W kNm2 /g166/g166 /g32/g32 /g32/g32 8 1 8 1 2 1 2 1 815 , 9 ii i i i i i Sg WS m 459700 8 1 /g32/g166 /g32i i ix W kNm2 9212000 8 1 2 /g32/g166 /g32i i ix W kNm2 - conform formulei (B.1) din [1] rezult/g259: sec 8129 , 03838 815 , 9 6 , 63021 /g32/g117/g32/g83T /g250i conform formulei (B.3) din [1]: sec 92898 , 0 21575 , 0 2 21 /g32/g32 /g32d T În urm/g259torul tabel sunt sintetizate valorile perioadelor calculate cu rela/g288iile aproximative din anexa B /g250i prin rezolvarea problemei de valori proprii: Rela/g288ia din [1] Analiz/g259 modal/g259 (B.4) (B.1) (B.3) T1 (s) 0,9178 0,8129 0,92898 0,8202 a.3. Metoda analizei m odale. Perioadele ob/g288inute pentru modul propriu fundamental cu rela/g288ia Rayleigh /g250i respectiv prin rezolvarea problemei de valori proprii din dinamica corpurilor deformabile 02 /g32 /g16M K/g90 , unde i i T /g83/g902/g32 , sunt foarte apropiate. Deo arece perioada funda mental/g259 se g/g259se/g250te în domeniul CB T T T/g31 /g311 , indiferent de metoda folosit/g259, /g11/g125 , 21 /g32T/g69 , f/g259r/g259 s/g259 afecteze valoarea din spectrul de r/g259spuns elastic. Pentru primele trei moduri de vibra/g288ie au rezultat urm/g259toarele valori ale perioadelor /g250i coeficien/g288ilor de echivalen/g288/g259 modali (factorilor de participare a maselor modale efective): Modul propriu de vibra/g288ie /g166i x,/g721 2 3 T (s) 0,8202 0,2735 0,1559 ix ,/g72 0,798 0,127 0,042 0,967 Distribu/g288ia for/g288elor seismice pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii se poate ob/g288ine pentru fiecare din metodele utilizate astfel: a 1) Distribu/g288ia liniar/g259 - conform rela/g288iei (4.5) din [1] /g166 /g32 /g32 8 1j j j i i b i z m z mF F , pentru i=1,8 279 sau deoarece g m Wi i/g32 , se poate scrie: /g166 /g32 /g32 8 1j j j i i b i z W z WF F în care: /g11/g12 459741 2 , 28 3546 8 , 24 4 , 21 0 , 18 6 , 14 2 , 11 8 , 7 4 , 4 3520 8 1 /g32 /g117 /g14 /g14 /g14 /g14 /g14 /g14 /g14 /g117 /g32/g166 /g32j j jz W de unde: i i i i i z Wz WF 310 65145 , 04597412995 /g16/g117 /g32/g32 a 2) Distribu/g288ia for/g288elor seismice conform formei proprii fundamentale, rela/g288ia (4.4) din [1] /g166 /g166 /g32/g32 /g32/g32 8 1 8 1 j j j i i b j j j i i b i s W s WF s m s mF F Pentru fiecare din primele trei forme proprii se prezint/g259 în tabelul E 4.1.2 for/g288ele seismice pentru masele rezultate ( xkk m m/g72/g32 ) modul 1 t 22921 /g32m 798 , 02872 2292 1 /g32 /g32x/g72 modul 2 t 2 , 3652 /g32m 127 , 02872 2 , 365 2 /g32 /g32x/g72 modul 3 t 7 , 1193 /g32m 0417 , 02872 7 , 119 3 /g32 /g32x/g72 t2872/g32m Tabelul E 4.1.2 Metoda Nivelul 1 2 3 4 5 6 7 8 a1 100,9 178,9 256,8 334,8 412,7 490,7 568,6 651,4 a2 73,58 156,6 252,6 349,3 437,7 514,4 578,8 631,9 a3 1 69,09 147,1 237,2 328,0 411,0 483,0 543,6 593,3 2 93,21 169,0 208,8 193,5 120,6 6,643 -119,3 -224,5 3 -84.70 120,4 72,95 -28,44 -109,0 -101,6 -6,552 111,9 kN 28131 /g32bF kN 2851 3 1 2 /g32 /g32/g166 /g32k bkb F FkN 4482 /g32bF kN 1443 /g32bF Fa/g288/g259 de metoda simplificat/g259 utilizarea rezultatelor analizei modale produce: 280 - o for/g288/g259 t/g259ietoare de baz/g259, în modul fundam ental, mai mic/g259 kN 2995 kN 28131 /g31 /g32 /g32b bF F , 85 , 0 798 , 01 /g32 /g31 /g32/g79/g72x ; - utilizarea compunerii primelor trei moduri de vibra/g288ie dup/g259 regula SRSS nu produce o majorare sem nificativ/g259 kN 2813 F kN 2851b1 /g32 /g35 /g32bF . Prin urmare, metoda simplificat/g259 produce cea mai mare for/g288/g259 de baz/g259 /g250i respectiv for/g288e seismice de nivel echivalente sporite cu circa 6%. b. Efectul torsiunii La fiecare nivel se va considera un moment de torsiune suplimentar: i i 1 eiF e M/g152 /g32 Efectul torsiunii provine dintr-o posibil/g259 reparti/g288ie neuniform/g259 a maselor /g250i datorit/g259 nesincronismului undelor seismice. Acest efect se reprezint/g259 printr-o excentricitate accidental/g259. m 65 , 1 0 , 33 05 , 0 05 , 01 /g32 /g117 /g114 /g32 /g114 /g32ii L e m 00 , 33/g32iL (cl/g259direa are form/g259 p/g259trat/g259 în plan) Momentul de torsiune va fi preluat de cele 4 cadre contravântuite excentric care alc/g259tuiesc nucleul central m ,0 11 S 2 Mi i 1/g117 /g32 iii F F S075 , 00 , 22 65 , 1 /g32 /g32 A/g250adar fiecare cadru este înc/g259rcat egal cu o for/g288/g259 suplimentar/g259 ii F S075 , 0/g32 deoarece cadrele au aceea/g250i rigiditate. Prin urmare, for/g288ele orizontale de nivel /g250i for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 vor trebui amplificate cu coeficientul 075 , 1 075 , 0 1/g32 /g14 /g32/g71 For/g288ele iF ob/g288inute prin metoda simplificat/g259 (a1) amplificate cu coeficientul /g71 sunt prezentate în figura E.4.1.7. 108.5 +4.40 +7,80/g3 +11,20 +14,60 +18,00 +21,40 +24,80 +28,20 192.3 276.1 359.9 443.7 527.5 611.3 700.3 /g71FbI =/g3/g54i=1 8 /g71FbI=3219.6/g3kN Figura E 4.1.7 281 c. Calculul eforturilor /g250i deplas/g259rilor laterale Pentru înc/g259rc/g259rile laterale din figura E 4.1.7 se stabilesc eforturile N, M, V, /g250i deplas/g259rile laterale sd pentru cadrul curent. Deoarece structura are aceea/g250i configura/g288ie în cele dou/g259 plane principale, eforturile /g250i deplas/g259rile din ac/g288iunea seismic/g259 vor fi identice pentru direc/g288iile de ac/g288iune x 0/g250i y 0. Acest aspect particular elimin/g259 necesitatea efectu/g259rii unor calcule distincte pentru cadrul transversal. Eforturile rezultate din ac/g288iunea seismic/g259 se vor combina cu eforturile rezultate din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale permanente conform rela/g288iei: /g166/g166/g14 /g14i k ik E Ie j k QA G , , 2,, /g92/g74 Schemele de înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale pentru cadrele principale sunt prezentate în figura E 4.1.8: C2 cadrul/g3B1/g8822/g8823/g8824 P9/g3=/g31,8x73,81=132,86/g3kN P10/g3=/g31,8x78,8=141,84/g3kN P2/g3 P4 P6 P1/g3 P3 P5 P1/g3 P3 P5 P1/g3 P3 P5 P1/g3 P3 P5 P1/g3 P3 P5 P1/g3 P3 P5 P1/g3 P3 P5 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P2 P3 P3 P3 P3 P3 P3 P3 P4 P5/g3 P5/g3 P5/g3 P5/g3 P5/g3 P5/g3 P5/g3 P6/g3 P1/g3=/g35x73,81+3x11=402,5/g3kN P2/g3=/g35x78,8=394/g3kN/g3 P3/g3=/g33,5x73,81=258,34/g3kN P4/g3=3,5x78,8=275,8kN P7=/g31,7x73,81=125,48/g3kN P8/g3=/g31,7x78,8=133,96/g3kN P5/g3=/g33x73,81=221,43/g3kN P6/g3=/g33x78,8=236,4/g3kN C1 cadrul/g32A/g882B/g882C/g882D P2 P8 P10 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1/g3 P1/g3 P1/g3 P1/g3 P1/g3 P1/g3 P1/g3 P2/g3 P7/g3 P7/g3 P7/g3 P7/g3 P7/g3 P7/g3 P7/g3 P8 P9 P9 P9 P9 P9 P9 P9 P10 Figura E 4.1.8 For/g288ele axiale din înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale, pentru stâlpii plasa/g288i la intersec/g288ia celor dou/g259 cadre curente, vor rezulta prin adunarea for/g288elor axiale corespunz/g259toare celor dou/g259 scheme de înc/g259rcare. Valorile maxime corespunz/g259toare ac/g288iunii seismice se vor combina dup/g259 una din regulile din paragraful 4.5.3.6.1. În cazul analizat, deoarece sunt satisf/g259cute criteriile de regularitate în plan /g250i pe vertical/g259, în baza prevederilor aliniatului (6) din paragraful 4.5.3.6.1 se poate considera ac/g288iunea separat/g259 a cutremurului pe cele dou/g259 direc/g288ii orizontale principale f/g259r/g259 a se face combina/g288iile din aliniatele (2) sau (3) din acela/g250i paragraf [1]. Din motive de simetrie geometric/g259 /g250i de înc/g259rcare nu este necesar/g259 realizarea combina/g288iilor de semn ± pentru ac/g288iunea seismic/g259. 282 participare la torsiune 0, /g35k/g84/g72 ) E 4.2 Structur/g259 dual/g259 din beton armat neregulat/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie E 4.2.1. Descrierea structurii Se determin/g259 r/g259spunsul la ac/g288iunea seismic/g259 a unei cl/g259diri pentru birouri cu subsol, parter /g250i cinci niveluri amplasat/g259 în Bucure/g250ti. Cl/g259direa are o form/g259 neregulat/g259 în plan, dar /g250i pe vertical/g259, impus/g259 de configura/g288ia terenului /g250i din motive arhitectonice. Structura de rezisten/g288/g259 este de tip dual fiind alc/g259tuit/g259 dintr-un cadru longitudinal plasat în axul 1 cu stâlpi circulari avân d diametrul de 80 cm /g250i grinzi dreptunghiulare cu dimensiun ea sec/g288iunii transversale 30x60 cm, un cadru transversal în axul F /g250i cadre transversale în axele B÷E cu stâlpi circulari /g250i pere/g288i cu grosimea de 40 de cm. În axul A se afl/g259 un perete structural din beton armat dispus transversal cu grosimea de 40 cm. S-a /g288inut seama, la evaluarea for/g288elor seismice conven/g288ionale, de tubul casei liftului care are pere/g288i de 30 de cm. Grosimea /g250i l/g259/g288imea pere/g288ilor din beton armat a fost stabilit/g259 prin încerc/g259ri astfel încât s/g259 se evite prezen/g288a torsiunii în primele dou/g259 moduri de vibra/g288ie. În/g259l/g288imea grinzilor transversale /g250i longitudinale se încadreaz/g259 în raportul l /10 , l fiind lungimea acestora interax. Plan/g250eul are o grosime de 14 cm. În/g259l/g288imile de nivel sunt de 2.78 m la subsol, 4.20 m la parter, 3.65 m la etajele 1-4 /g250i 3.35 la ultimul nivel retras. S-a folosit beton C 20/25 /g250i o/g288el S355 în toate elementele structurii de rezisten/g288/g259. În figurile E 4.2.1 /g250i E 4.2.2 se prezint/g259 sec/g288iunile verticale A-A /g250i B-B prin cl/g259dire. Pozi/g288ia /g250i dimensiunile elementelor de rezisten/g288/g259 sunt prezentate în planurile de cofraj ale plan/g250eelor curente din figura E 4.2.4. Planul de cofraj pentru p lan/g250eul de la ultimul nivel este ar/g259tat în figura E 4.2.5. E 4.2.2. Schema de calcul pentru verificarea la ac/g288iunea seismic/g259 Subsolul este realizat sub forma unei cutii rigide cu pere/g288i perimetrali având grosimea de 30 /g250i 40 cm /g250i este rezemat pe un radier general cu grinzi întoarse cu în/g259l/g288imea de 1.00 m, l/g259/g288imea de 50 cm /g250i placa radierului de 30 cm grosime. Acceptând cutia rigid/g259 a subsolului ca un reazem încastrat, for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 produs/g259 de ac/g288iunea seismic/g259 se va considera deasupra subsolului, la nivelul -0.08 m al cl/g259dirii. Deoarece structura nu are o form/g259 regulat/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie, efectele ac/g288iunii seismice se vor stabili pe un model spa/g288ial conform anexei C din P 100-1. Nu se va considera în calcul componenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice. For/g288ele seismice orizontale conven/g288ionale se vor stabili pentru fiecare direc/g288ie principala a cl/g259dirii în ansamblu. Aceste direc/g288ii se ob/g288in din prima form/g259 proprie de vibra/g288ie de transla/g288ie rezultat/g259 dintr-un clacul modal (cu cel mai mic factor modal de 283 E 4.2.2.1. Înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale normate /g120 Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eul de acoperi/g250 (teras/g259 necirculabil/g259) - înc/g259rc/g259ri permanente pG /g131plan/g250eu: 2kN/m 50 , 3 25 14 , 0/g32 /g117 /g131termo+hidroizola/g288ie: 2kN/m ,501 /g131spa/g288iu tehnic: 2kN/m ,500 /g131plafon fals: 2kN/m ,15 0 2kN/m 65 , 5/g32pG - înc/g259rc/g259ri variabile kiQ – z/g259pad/g259: 2 , 0 kN/m 28 , 1 0 , 2 0 , 1 8 , 0 8 , 0/g32 /g117 /g117 /g117 /g32/g32 k t e c ks c c s/g80 (conf. CR 1-1-3/2012) – sau util/g259: 2kN/m 75 , 0/g32kq (conf. SR EN 1991-1-1, tab. NA.6.10) /g120 Înc/g259rc/g259ri la nivelul plan/g250eelor curente (peste parter, etaj 1, 2 /g250i 3) - înc/g259rc/g259ri permanente pG /g131plan/g250eu: 2kN/m 50 , 3 25 14 , 0/g32 /g117 /g131pardoseal/g259: 2kN/m 76 , 1 22 08 , 0/g32 /g117 /g131spa/g288iu tehnic: 2kN/m ,500 /g131plafon fals: 2kN/m ,15 0 /g131pere/g288i interiori (rigips): 2kN/m ,50 0 2kN/m 41 , 6/g32pG - înc/g259rc/g259ri variabile kiQ 2kN/m 0 2, qk /g32 ; corespunz /g259tor categoriei B - cl/g259diri pentru birouri (conf. SR EN 1991-1-1, tab. NA.6.1 /g250i NA. 6.2) 284 /g120 Înc/g259rc/g259ri la nivelul plan/g250eului peste etajul 4 - înc/g259rc/g259ri permanente pG /g131plan/g250eu: 2kN/m 50 , 3 25 14 , 0/g32 /g117 /g131spa/g288iu tehnic: 2kN/m ,500 /g131termo+hidroizola/g288ie: 2kN/m ,701 /g131plafon fals: 2kN/m ,15 0 /g131pere/g288i desp/g259r/g288itori: 2kN/m ,00 1 2kN/m 85 , 6/g32pG - înc/g259rc/g259ri utile kiQ 2kN/m 0 2, qk /g32 /g120 Înc/g259rc/g259ri permanente perimetrale din închideri a) Pere/g288i cortin/g259 2kN/m 0 5 , 0în fa/g288ada principal/g259 /g250i lateral/g259 dreapt/g259 la nivelul plan/g250eelor p este: - parter kN/m 97 , 1 50 , 02 65 , 3 20 , 4/g32 /g117/g14 - etajele 1, 2 /g250i 3 kN/m 83 , 1 50 , 0 65 , 3/g32 /g117 - etajul 4 kN/m 75 , 1 50 , 02 35 , 3 65 , 3/g32 /g117/g14 b) Pere/g288i de c/g259r/g259mid/g259 cu goluri având grosimea de 30 cm, în axele 4,5 /g250i 6 ( 2kN/m ,3 5 de perete) la nivelul plan/g250eelor peste: - parter /g11/g12 kN/m 61 , 19 3 , 5 5 , 0 20 , 4/g32 /g117 /g16 - etajele 1, 2 /g250i 3 /g11/g12 kN/m 70 , 16 3 , 5 5 , 0 65 , 3/g32 /g117 /g16 - etajul 4 /g11/g12 kN/m 11 , 15 3 , 5 5 , 0 35 , 3/g32 /g117 /g16 285 /g166/g166/g14 /g14 i k iEk e I j k QA G , , 2, , /g92/g74 în care se no teaz/g259: p j kG G/g32, /g16 înc/g259rc/g259rile permanente normate i i kQ Q/g32, /g16 înc/g259rc/g259rile variabile normate 3 , 0, 2 /g32i/g92 /g16 corespunde tabelului A1 din [CR 0 – 2012] pentru ac/g288iuni variabile 4 , 0, 2 /g32i/g92 /g16 corespunde tabelului A1 din [CR 0 – 2012] pentru ac/g288iuni din z/g259pad/g259 EkA /g16 înc/g259rcarea de calcul a ac/g288iunii seismice e I,/g74 = 1,0 /g16 factor de importan/g288/g259 a cl/g259dirii, conform [P 100-1], pentru clasa III de importan/g288/g259. Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eul de acoperi/g250 (figura E 4.2.6) /g166/g166/g14 i ip QG , 2/g92 în care: 4 , 0, 2 /g32i/g92 ; 2 kN/m 28 , 1/g32 /g32k is Q ; /g166/g32 2kN/m 65 , 5pG 2 , 2 kN/m 512 , 0 28 , 1 4 , 0/g32 /g117 /g32/g166i iQ/g92 rezult/g259: 2 , 2 kN/m 162 , 6/g32/g14/g166/g166i ip QG /g92 Înc/g259rc/g259ri pe plan/g250eu l peste etajul 4 (fig. 7) /g166/g32 2kN/m 85 , 6pG 3 , 0, 2 /g32i/g92 ; 2kN/m 0 , 2/g32 /g32k iq Q ; 2 , 2 kN/m 45 , 7 0 , 2 3 , 0 85 , 6/g32 /g117 /g14 /g32/g14/g166/g166i ip QG /g92 - pere/g288i cortin/g259: /g166/g32 kN/m 75 , 1pG - zid/g259rie de umplutur/g259: /g166/g32 kN/m 11 , 15pG Înc/g259rc/g259ri la nivelu l plan/g250eelor peste parter /g250i etajele 1, 2 /g250i 3 (figura E 4.2.8) /g166/g32 2kN/m 41 , 6pG 3 , 0, 2 /g32i/g92 ; 2kN/m 0 , 2/g32 /g32k iq Q ; 2 , 2 kN/m 01 , 7 0 , 2 3 , 0 41 , 6/g32 /g117 /g14 /g32/g14/g166/g166i ip QG /g92 286 E 4.2.2.2. Combina/g288ii de înc/g259rc/g259ri de calcul în cazul ac/g288iunii seismice Combina/g288iile ac/g288iunii seismice cu alte înc/g259rc/g259ri pentru verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 (conform CR 0 – 2012) se realizeaz/g259 folosind rela/g288ia: - pere/g288i cortin/g259: /g166/g32 kN/m 83 , 1pG ( kN/m 97 , 1 la plan/g250eul peste parter) - zid/g259rie de umplutur/g259: /g166/g32 kN/m 70 , 16pG ( kN/m 9,61 1 la plan/g250eul peste parter) Înc/g259rc/g259rile la nivelu l plan/g250eelor servesc pentru definirea maselor de nivel ( g QGm i ip k /g166/g166/g14/g32 , 2/g92 ; 2m/s 81 , 9/g32g = accelera/g288ia gravita/g288ional/g259) /g250i a înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale considerate în cazul combina/g288iei care con/g288ine ac/g288iunea seismic/g259. E 4.2.3. Calculul structurii la ac/g288iunea seismic/g259 în domeniul elastic. Metoda calcului modal cu spectre de r/g259spuns Cl/g259direa analizat/g259 nu satisface condi/g288iile de regularitate în plan /g250i pe vertical/g259 datorit/g259 formei acesteia, a varia/g288iei pe în/g259l/g288ime, a l/g259/g288imii consolelor din axul 1, cât /g250i datorit/g259 pozi/g288iei retrase a etajului 5 fa/g288/g259 de etajele curente. Ca urmare calculul la ac/g288iunea seismic/g259 se va efectua pe un model spa/g288ial. Modelul consider/g259 plan/g250eele rigide în planul lor /g250i neglijeaz/g259 aportul pl/g259cii, prin zona activ/g259 aferent/g259, la definirea rigidit/g259/g288ii grinzilor. Masele calculate din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale stabilite anterior din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri specific/g259 ac/g288iunii seismice, se consider/g259 distribuite uniform la nivelul plan/g250eelor cl/g259dirii. Aportul stâlpilor /g250i grinzilor de la fiecare nivel se va ad/g259uga la masele /g250i momentele de iner/g288ie ale acestora reduse în raport cu centrul maselor de la fiecare nivel. Masele concentrate /g250i coordonatele centrului maselor se pot calcula automat cu programe specializate de calcul sau manual. În modelul spa/g288ial se vor considera în centrul maselor de nivel câte trei grade de libertate dinamic/g259, dou/g259 transla/g288ii orizontale /g250i o rotire în jurul axei verticale Oz . Analiza modal/g259 pe un model spa/g288ial va urm/g259rii determinarea urm/g259toarelor elemente: - pozi/g288ia centrelor maselor /g250i a centrelor de rigiditate la fiecare nivel; - vectorii /g250i valorile proprii; - caracterul oscila/g288iilor corespunz/g259tor fiec/g259rui mod propriu de vibra/g288ie; - conformarea de ansamblu pentru eliminarea oscila/g288iilor de torsiune din primele dou/g259 moduri proprii de vibra/g288ie; - coeficien/g288ii de echivalen/g288/g259 modal/g259; - determinarea direc/g288iilor principale de oscila/g288ie; - calculul for/g288elor seismice modale; - compunerea r/g259spunsurilor modale ob/g288inute prin considerarea mi/g250c/g259rii seismice ac/g288ionând independent dup/g259 fiecare direc/g288ie principal/g259 de oscila/g288ie; - compunerea r/g259spunsurilor asociate celor dou/g259 direc/g288ii principale de oscila/g288ie; - eviden/g288ierea efectului torsiunii generale provenite din distribu/g288ia neuniform/g259 a maselor de nivel /g250i de varia/g288ia spa/g288ial/g259 a mi/g250c/g259rii seismice a terenului ii L e05 , 01 /g114 /g32 287 /g3 Figura E 4.2.1 Sec/g288iunea vertical/g259 A-A 288 Figura E 4.2.2 Sec/g288iunea vertical/g259 B-B 289 Figura E 4.2.3 Plan cofraj plan/g250eu la cota -0,08 m 290 Figura E 4.2.4 Plan cofraj plan/g250eu la cota +4,12m / +7,77m / +11,42m / +15,07m / +18,72m 291 Figura E 4.2.5 Plan cofraj plan/g250eu la cota +22,07 m 292 /g3 Figura E 4.2.6 Înc/g259rc/g259ri caracteristice la nivelul plan/g250eului de acoperi/g250 (peste et. 5) Figura E 4.2.7 Înc/g259rc/g259ri caracteristice la nivelul plan/g250eului peste etajul 4 Figura E 4.2.8 Înc/g259rc/g259ri caracteristice la nivelul plan/g250eelor peste etajele 1, 2 /g250i 3 /g250i parter (valori în parantez/g259) 293 În figura E 4.2.9 se prezint/g259 m odelul spa/g288ial în ansamblu iar în figurile E 4.2.10 /g250i E 4.2.11 se prezint/g259 elementele de rezisten/g288/g259 ale unui etaj curent, respectiv al ultim ului nivel. Nu s-au considerat golurile din plan /g250ee pentru casa sc/g259rii /g250i cele prev/g259zute pentru lift. În tabelele E 4.2.1 /g250i E 4.2.2 sunt prezentate dimensiunile /g250i caracteristicile geom etrice principale pentru grinzi /g250i stâlpi: Tabelul E 4.2.1 Grinzi Sec/g288. b (m) h (m) A (m2) A T (m2) I t (m4) Iy (m4) Iz (m4) 1 0,30 0,30 0,180 0,150 0,003708 0,005400 0,001350 2 0,30 0,50 0,150 0,125 0,002817 0,003125 0,001125 3 0,01 0,01 - grind/g259 fictiv/g259 4 0,20 0,40 0,080 0,067 0,000732 0,001067 0,000267 5 0,20 0,40 0,080 0,067 0,000732 0,001067 0,000267 6 0,30 2,10 0,525 0,017200 0,231500 0,004725 7 0,30 1,55 0,388 0,012250 0,093100 0,003488 8 0,30 1,25 0,313 0,009550 0,048830 0,002813 Tabelul E 4.2.2 Stâlpi Sec/g288. tip b (/g1284) (m) h (m) tp (m) ti (m) A (m2) It (m4) Iy (m4) Iz (m4) 1 cir cular 0,800 - - - 0,503 0,040210 0,020110 0,0201 1 4 dreptunghiular 0,400 0,6 - - 0,240 0,007512 0,007200 0,00320 5 d efinit 0,640 1,2 - - 0,552 0,022430 0,057460 0,0168 2 6 d efinit 0,812 1,0 - - 0,478 0,016700 0,030680 0,0220 6 7 dreptunghiular 0,300 0,6 - - 0,180 0,003708 0,005400 0,00135 8 T 1,200 1,2 0,3 0,3 0,720 0,022920 0,091800 0,0480 0 9 dreptunghiular 0,600 0,4 0,240 0,007512 0,003200 0,00720 10 dreptunghiular 0,600 0,6 0,360 0,018250 0,010800 0,01080 Grinda 3 este o bar/g259 fictiv/g259 dublu articulat/g259 utilizat/g259 pe linia pere/g288ilor structurali pentru definirea înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale provenit/g259 din zona aferent/g259 a plan/g250eelor. Pere/g288ii structurali sunt grupa/g288i în cinci ansambluri notate cu W1÷W5 având dimensiunile din proiect. Modulul de elasticitate al betonului în grinzi stâlpi /g250i pere/g288i este 300000 daN/cm2 cu o greutate specific/g259 de 25 kN/m3. E4.2.3.1.2. Mase Distribu/g288ia maselor din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale /g250i coordonatele centrelor maselor pe nivele se prezint/g259 în tabelul E 4.2.3. Pozi/g288ia centrelor de mas/g259 raportat/g259 la sistemul de axe în care este descris/g259 structura se calculeaz/g259 cu rela/g288iile: 294 E 4.2.3.1. Modelarea spa/g288ial/g259 a cl/g259dirii E 4.2.3.1.1. Elementele de rezisten/g288/g259 Structura de rezisten/g288/g259 este compus/g259 din pere/g288i structurali, stâlpi circulari /g250i în form/g259 de T /g250i grinzi. /g3 Figura E 4.2.9 Modelul spa/g288ial cu elemente finite al cl/g259dirii P+5E (a) Modelarea cu elemente finite ale elementelor de rezisten/g288/g259, stâlpi, pere/g288i, grinzi aferente unui etaj curent (b) Dispunerea pere/g288ilor structurali Figura E 4.2.10 295 /g3 (a) Elem ente finite asociate stâlpilor /g250i grinzilor de la ultimul nivel (b) Dispunerea pere /g288ilor structurali la etajul 5 Figura E 4.2.11 /g3 Figura E 4.2.12 Geometria stâlpilor 296 /g166 /g166 /g32 /g32 /g32n j j i n j j i j i M m x m x 1 , 1 , , /g166 /g166 /g32 /g32 /g32n j j i n j j i j i M m y m y 1 , 1 , , 6 , 1/g32i Tabelul E 4.2.3 Plan/g250eu peste nivelul Masa de transla/g288ie mx=my (t) Moment de iner/g288ie al masei (tm) Centrele maselor x (m) y (m) 5 (acoperi/g250) 153,343 1 1990 18,712 4,5 66 4 306,040 28500 18,925 4,0 44 3 291,374 27160 18,882 4,2 13 2 288,313 26810 18,897 4,2 85 1 285,258 26470 18,912 4,3 55 Parter 290,449 26980 18,852 4,5 12 Tabelul E 4.2.4 con/g288ine m asele pe nivele provenite de la stâlpi, grinzi /g250i pere/g288i. Tabelul E 4.2.4 Plan/g250eu peste nivelul Stâlpi (t) Grinzi (t) Pere/g288i (t) 5 18,382 47,994 25,056 4 45,703 67,914 60,159 3 54,643 69,047 70,205 2 54,643 68,710 70,205 1 54,643 68,374 70,205 Parter 58,760 69,309 75,495 Cota ±0,00 31,438 - 40,392 TOTAL 318,0 391,0 412,0 Pentru fiecare nivel rezult/g259 urm/g259toarele mase /g250i pozi/g288ii ale centrelor maselor: Tabelul E 4.2.5 Plan/g250eu peste nivelul Masa de transla/g288ie mx=mz (t) Moment de iner/g288ie al masei (tm) Centrele maselor x (m) y (m) 5 244,777 18950 19,37 5,11 4 479,821 46280 19,04 4,51 3 485,273 48940 18,79 4,57 2 481,874 48520 18,80 4,62 1 478,484 48100 18,80 4,67 Parter 494,016 49710 18,77 4,80 TOTAL 2664,245 260500 Rezultantele for/g288elor gravita/g288ionale provenite din greutatea proprie a elementelor, alte înc/g259rc/g259ri permanente /g250i variabile se prezint/g259 în tabelul E 4.2.6. 297 Tabelul E 4.2.6 Plan/g250eu peste nivelul Stâlpi (kN) Grinzi (kN) Pere/g288i (kN) Permanente + util/g259 (kN) Total pe nivel (kN) 5 183,817 4 79,935 2 50,565 1 505,06 2 419,34 4 457,03 679,143 6 01,591 3 003,78 4 741,55 3 546,426 6 90,473 7 02,054 2 859,84 4 798,79 2 546,426 6 87,105 7 02,054 2 829,79 4 765,38 1 546,426 6 83,738 7 02,054 2 799,81 4 732,03 Parter 587,595 6 93,087 7 54,948 2 850,76 4 886,39 TOTAL (kN) 2867,7 2 3 913,48 3 713,27 15849,04 2634 3,50 E4.2.3.2 Vectori /g250i valori proprii Ipoteza plan/g250eului infinit rigid în planul s/g259u implic/g259 trei grade de libertate dinam ic/g259 (GLD) pe nivel – dou/g259 transla/g288ii în planului plan/g250eului /g250i o rotire în jurul axei normale pe plan/g250eu. Gradele de libertate dinamic/g259 de nivel sunt raportate în centrul maselor (CM). Valorile /g250i vectorii proprii asocia/g288i cl/g259dirii analizate se ob/g288in prin rezolvarea sistemului de ecua/g288ii algebrice liniare /g250i omogene: /g11 /g12 02 /g32 /g16k kM K/g73 /g90; GLDn n , k 18 3 62 1 /g32 /g117 /g32/g32 /g21 Condi/g288ia de compatibilitate pentru sistemul de ecua/g288ii conduce la ecua/g288ia algebric/g259: 02 /g32 /g16M Kk/g90 Care are ca solu/g288ii valorile proprii 2/g90 nk /g90/g90/g90/g90 /g31 /g31 /g31 /g31 /g31/g21 /g212 1 Perioadele proprii de vibra/g288ie se ob/g288in din pulsa/g288iile proprii cu rela/g288ia k kT /g90 /g832/g32 ; n 2 1,/g21/g32k ; nk T T T T/g33 /g33 /g33 /g33 /g33/g21 /g212 1 În tabelul E 4.2.7 se prezint/g259 primele 10 perioade proprii calculate pentru cazul elementelor din beton armat nefisurate b b b bI E I E/g32* * , considerând c/g259 elementele nestructurale, pere/g288ii de compartimentare, contribuie la rigiditatea de ansamblu a structurii. 298 Tabelul E 4.2.7 Modul de vibra/g288ie Perioad a proprie (sec) Coeficien/g288i de echivalen/g288/g259 modali (factori de participare a maselor modale efective) k x,/g72 /g166k x,/g72 k y,/g72 /g166k y,/g72 k,/g84/g72 /g166k,/g84/g72 1 0,598 0,5638 0,1343 0,0982 2 0,554 0,1408 0,6213 0,0020 3 0,463 0,0935 0,0079 0,6619 4 0,173 0,1054 0,903 0,0124 0,0160 5 0,148 0,0192 0,1489 0,925 0,0024 6 0,126 0,0099 0,0084 0,1586 0,939 7 0,088 0,0362 0,0024 0,0060 8 0,073 0,0024 0,0416 0,0001 9 0,066 0,0069 0,0006 0,0310 10 0,057 0,0102 0,0002 0,0051 Confor m paragrafului 4.5.3.3.1 aliniatul (7) /g250i (8) pentru evaluarea r/g259spunsului seismic total sunt suficiente primele 6 moduri proprii de vibra/g288ie pentru care masele modale efective sunt cel pu/g288in 5% din masa total/g259 ( 05, 0/g33/g72 ) /g250i suma lor reprezint/g259 cel pu/g288in 90% din masa total/g259 a structurii (/g166/g1169 , 0k/g72 ). Se observ/g259 c/g259 primele dou/g259 moduri de vibra/g288ie reprezint/g259 preponderent oscila/g288ii de transla/g288ie dup/g259 direc/g288iile înclinate fa/g288/g259 de axa general/g259 0x /g250i 0y (fig. E 4.2.13, E 4.2.14). Forma a treia de vibra/g288ie este o oscila/g288ie general/g259 de r/g259sucire (fig. E 4.2.15). Componentele vectorilor proprii corespunz/g259tori primelor cinci moduri de oscila/g288ie sunt indica/g288i în tabelul E 4.2.8 Tabelul E 4.2.8 Nivel Direc/g288ie Modul 1 Modul 2 Modul 3 Modu l 4 Modul 5 5 x 2.4431E-02 -1.3039E-0 2 1.1453E-02 2.7964E-02 1.1061E-02 y 1.3066E-02 2.9073E-02 2.7100E-03 9.4978E-03 -2.8654E-0 2 rot z 1.1193E-03 -2.4115E-0 4 -3.1277E-03 1.0585E-03 -1.5950E-0 4 4 x 2.2649E-02 -1.1519E-0 2 8.7048E-03 1.2978E-02 4.3364E-03 y 1.1230E-02 2.4855E-02 2.9437E-03 4.2055E-03 -1.1037E-0 2 rot z 9.8885E-04 -1.7295E-0 4 -2.6581E-03 4.6902E-04 -2.1670E-0 4 3 x 1.8847E-02 -9.3222E-0 3 7.4325E-03 -6.2201E-0 3 -2.8051E-03 y 9.0038E-03 1.9541E-02 2.5466E-03 -2.1741E-03 8.2500E-03 rot z 8.0349E-04 -1.1176E-0 4 -2.0795E-03 -1.9984E-04 2.5532E-05 2 x 1.4066E-02 -6.7971E-0 3 5.6565E-03 -2.0138E-0 2 -7.8638E-03 y 6.6201E-03 1.3780E-02 1.5819E-03 -6.8239E-03 2.1462E-02 rot z 5.8770E-04 -6.3075E-0 5 -1.4655E-03 -6.9613E-04 2.5542E-04 1 x 8.7432E-03 -4.1591E-0 3 3.5700E-03 -2.2349E-0 2 -8.7065E-03 y 4.0599E-03 8.1446E-03 7.8645E-04 -7.5455E-03 2.3202E-02 rot z 3.6234E-04 -2.7509E-0 5 -8.7260E-04 -7.9708E-04 3.1261E-04 Parter x 3.6507E-03 -1.7409E-0 3 1.5366E-03 -1.2980E-0 2 -5.3066E-03 y 1.6734E-03 3.2836E-03 2.6174E-04 -4.3353E-03 1.3720E-02 rot z 1.5555E-04 -7.2163E-0 6 -3.6474E-04 -4.9313E-04 1.8538E-04 299 /g3 Figura E 4.2.13 Modul 1 de vibra/g288ie 564 . 01 ,/g32x/g72 , 1343 . 01 ,/g32y/g72 , 0982 . 01 ,/g32/g84/g72 , sec 5982 . 01 /g32T /g3 Figura E 4.2.14 Modul 2 de vibra/g288ie 141 . 02 ,/g32x/g72 , 621 . 02 ,/g32y/g72 , 002 . 02 ,/g32/g84/g72 , sec 55413 . 02 /g32T /g3 Figura E 4.2.15 Modul 3 de vibra/g288ie 093 . 03 ,/g32x/g72 , 008 . 03 ,/g32y/g72 , 662 . 03 ,/g32/g84/g72 , sec 46347 . 03 /g32T 300 m asele modale efective * ,k xm , * ,k ym /g250i * ,kJ/g84 cu rela/g288iile (C5). De exemplu, în modul 1 de vibra/g288ie se ob/g288ine: - Masa generalizat/g259 modal/g259 /g11/g12/g62/g64 0 , 1 6 1 , 2 , 2 1 , 2 1 /g32 /g14 /g14/g32/g166 ki ik yixi s J s s mi M/g84 (în cazul vectorilor proprii ortonorma/g288i) 1/g32kM ; n k, 1/g32 - Factorii de participare modali exprim/g259 “participarea cantitativ/g259 a accelera/g288iei care se manifest /g259 la baza structurii /g11/g12t u0/g6 /g6 în fieca re ecua/g288ie modal/g259” /g250i ca urmare /g11/g12t u pk x 0 ,/g6 /g6 are semnifica/g288ia de for/g288/g259 de iner/g288ie modal/g259. 75853 , 381 , 6 1 1 , /g32/g32/g166 /g32 /g32 xi N i ix s m p 91525 , 181 , 6 1 1 , /g32/g32/g166 /g32 /g32 yi N i iy s m p 96697 , 1591 , 6 1 1 , /g32/g32/g166 /g32 /g32 /g84/g84 i N i i s J p - Masele modale efective * 1 ,xm , * 1 ,ym /g250i * 1 ,/g84J servesc la calcularea for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 m odale maxime. Pentru primul mod de vibra/g288ie rezult/g259: /g11/g12/g11/g12 22 , 15020 , 1 75853 , 38 2 1 2 1 ,* 1 , /g32/g32 /g32M pm x x /g11/g12/g11/g12 787 , 3570 , 1 91525 , 18 2 1 2 1 ,* 1 , /g32/g32 /g32M pm y y /g11/g12/g11/g12 255900 , 1 96697 . 159 2 1 2 1 ,* 1 , /g32/g32 /g32M pJ /g84 /g84 /g250i ca urm are cu masa total/g259 tonem 245 , 2664/g32 /g250i momentul de iner/g288ie al masei tmJ 260500/g32 se ob/g288in coeficien/g288ii de echivalen/g288/g259 modali: 5640 , 0245 , 2664 22 , 1502 * 1 , 1 , /g32/g32 /g32m mx x/g72 1343 , 0245 , 2664 787 , 357 * 1 , 1 , /g32/g32 /g32m my y/g72 0982 , 0260500 25590 * 1 , 1 , /g32 /g32 /g32J m/g84 /g84/g72 Masele echivalente modale *m sunt asociate unor sisteme cu un GLD echivalente sistemului real cu 18 GLD (12 transla/g288ii în direc/g288iile x /g250i y /g250i 6 rota/g288ii în jurul axei 0z care trec prin CM) Cunoscând masele de nivel (tabelul E 4.2.6) /g250i vectorii proprii de vibra/g288ie (tabelul E 4.2.8) se pot calcula factorii modali de participare px,k , p y,k /g250i p/g84 ,k conform rela/g288iilor (C4), masa modal/g259 generalizat/g259 M k cu rela/g288ia (C3), respectiv 301 Factorii de participare a mase lor modale efective (coeficien /g288i de echivalen/g288/g259 modali) k x,/g72, k y,/g72 /g250i k,/g84/g72, s-au calculat conform rela/g288iilor (C.6). Coeficien/g288ii de echivalen/g288/g259 modali exprim/g259 sintetic contribu/g288ia modurilor de vibra/g288ie în evaluarea r/g259spunsului seismic total. Cu alte cuvinte ace /g250ti coeficien/g288i exprim/g259 procentual distribu/g288ia for/g288ei de iner/g288ie rezultant/g259 pe direc/g288iile generale de oscila/g288ie într-un mod propriu de vibra/g288ie k. De asemenea pe baza acestor coeficien/g288i se poate aprecia conformarea general/g259 a unei cl/g259diri, în vederea estim/g259rii r/g259spunsului acesteia la ac/g288iunea seismic/g259. Valorile reduse ale coeficientului de echivalen/g288/g259 asociat oscila/g288iilor de torsiune k,/g84/g72 în primele dou/g259 moduri proprii de vibra/g288ie dar /g250i m/g259rimea coeficien/g288ilor de echivalen/g288/g259 asocia/g288i oscila/g288iilor de transla/g288ie din primele dou/g259 moduri proprii 7 , 0 6981 , 0 1343 , 0 5638 , 01 , 1 , 1 /g35 /g32 /g14 /g32 /g14 /g32y x/g72/g72/g72 7 , 0 7621 , 0 6213 , 0 1408 , 02 , 2 , 2 /g33 /g32 /g14 /g32 /g14 /g32y x/g72/g72/g72 se încadreaz/g259 în recomandarea con/g288inut/g259 în paragraful C.1 aliniat (4). Prin urmare metoda de calcul spa/g288ial cu utilizarea spectrului de r/g259spuns de proiectare în evaluarea r/g259spunsului modal maxim este potrivit/g259 pentru determinarea deplas/g259rilor /g250i eforturilor în cazul cl/g259dirii prezentate. E 4.2.3.3. Calculul for/g288elor t/g259ietoare de baz/g259 maxime modale For/g288ele t/g259ietoare de baz/g259 modale maxime se calculeaz/g259 cu rela/g288iile (C.8). Spectrul de proiectare se ob/g288ine d in rela/g288ia (3.18) cap 3.2 în care: sec32 , 0 2 , 01 /g32 /g32 /g33CB T T T , pentru zona ora/g250ului Bucure/g250ti; /g11/g12 /g11/g12 ggd aq Ta T S 2 . 0/g116 /g32/g69 ; unde 2m/s 9445 , 2 3 , 0/g32 /g32g ag este valoarea de vârf a accelera/g288iei orizontale a terenului determinat/g259 pentru un interval mediu de recuren/g288/g259 de referin/g288/g259 de 225 ani /g250i corespunde pentru verific/g259ri la starea limit/g259 ultim/g259 de rezisten/g288/g259. Pentru CB T T T/g31 /g31, /g11/g12 5 , 20 /g32 /g32/g69/g69T este factorul de amplificare dinam ic/g259 m axim/g259 a accelera/g288iei terenului ca urmare a mi/g250c/g259rii de oscila/g288ie a structurii. Dac/g259 elementele nestructurale nu conlucreaz/g259 cu structura, modulul de rigiditate al elementelor din beton armat trebuie redus cu 50%, b bb b I E I E5 , 0* */g32 , pentru a /g288ine seama de efectele fisur/g259rii betonului. În cazul structurii analizate perioadele proprii ale structurii nefisurate se vor multiplica cu 2 . Perioada modului fundamental devine: s T sT c 6 , 1846 . 0 5982 , 0 2* 1 /g32 /g31 /g32 /g13 /g32 Se observ/g259 c /g259 factorul de amplificare dinamic/g259 0/g69nu se modific/g259. 1/ 5/g68/g68uq /g32 pentru o structur/g259 dual/g259 având clasa DCH de ductilitate (conform tabelului 5.1). Aceast/g259 valoare este valabil/g259 numai dac/g259 se va asigura prin proiectarea structurii de beton armat o capacitate corespunz/g259toare clasei DCH de disipare a energiei induse de mi/g250carea seismic/g259 prin deforma/g288ii plastice. Factorul de suprarezisten/g288/g259 1//g68/g68u se consider/g259 1,35 ca pentru o cl/g259dire cu cadre preponderente, cu mai multe niveluri /g250i deschideri. Factorul de comportare q se va reduce cu 20% conform paragrafului 4.4.3.1 aliniatul (5) ca urmare a neregularit/g259/g288ilor pe vertical/g259 ale cl/g259dirii 4 , 5 8 , 0 35 , 1 5/g32 /g117 /g117 /g32q 302 Pentru primele 4 forme proprii de vibra/g288ie spectrul de p roiectare inelastic va avea aceea/g250i valoare /g11/g12 363 , 14 , 5 5 , 29445 , 20 /g32/g32 /g32qa T Sg k d /g69 sec5982 , 0sec 148 , 0 15 /g32 /g100 /g100/g32 T TT k ; 4 , 1/g32k Componentele for/g288elor t/g259ietoare de baz/g259 modale maxime se reg/g259sesc în tabelul E 4.2.9 Tabelul E 4.2. 9 Modul Seism în direc/g288ia 0x d dxS S/g32 Seism în direc/g288ia 0y d dyS S/g32 k xF , (kN) k yF , (kN) k xF , (kN) k yF , (kN) 1 2047 999 999 488 2 511 -1074 -1074 2255 3 340 99 99 28 4 383 132 132 46 5 67 -185 -185 517 6 32 28 28 26 SRSS 2174 1488 1488 2368 CQC 2520 907 907 2658 De exem plu în cazul unei mi/g250c/g259ri de transla/g288ie a bazei într-o direc/g288ie paralel/g259 cu axa 0x din figura E 4.2.16 suma for/g288elor statice echivalente de nivel corespunz/g259toare modului 1 de oscila/g288ie se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (C8), în care: /g11/g12 /g11 /g12363 , 1, /g32/g32 T S T Sd e I k dx/g74 În care 0 , 1, /g32e I/g74 este factorul de importan/g288/g259 pentru o cl/g259dire având clasa de importan/g288/g259 III (conform tabelului 4.2). Se ob/g288ine /g11/g12 kN 2048 22 , 1502 363 , 1* 1 ,1 , /g32 /g117 /g32/g32 x k dxx m T S F kN 999 20487585 , 38 915 , 18 1 , 1 , 1 , 1 , /g32/g32 /g32x x y y Fp pF kNm 845220487585 , 38 967 , 159 1 , 1 , 1 , 1 , /g32/g32 /g32x x Fp pM /g84 /g84 sau în modul doi de vibra/g288ie: /g11/g12 kN 511 245 , 2664 1408 , 0 363 , 12 , /g32/g117 /g117 /g32xF kN 1074 511368 , 19 684 , 40 2 , /g16 /g32/g16/g32yF kNm 601 511368 , 19 784 , 22 2 , /g16 /g32/g16/g32/g84M În cazul unei mi/g250c/g259ri de transla/g288ie a terenului în direc/g288ia 0y folosind rela/g288iile (C10) se ob/g288in componente ale for/g288ei t/g259ietoare maxime modale. Astfel în modul 1 de vibra/g288ie rezult/g259: /g11/g12 kN 488 787 , 357 363 , 1* 1 , 11 , /g32 /g117 /g32/g32 ydyy m T S F 303 kN 999 488915 , 18 7585 , 38 1 , 1 , 1 , 1 , /g32/g32 /g32y y x x Fp pF kNm 4125 488915 , 18 967 , 159 1 , 1 , 1 , 1 , /g32/g32 /g32y y Fp pM /g84 /g84 /g250i în modul doi de vibra/g288ie /g11/g12 kN 2256684 , 40 363 , 1 2 2 , /g32/g117 /g32yF kN 10742256684 , 40 368 , 19 2 , /g16 /g32/g16/g32xF kNm 12632256684 , 40 784 , 22 2 , /g16 /g32/g16/g32/g84M Tabelul E 4.2.10 Regula de combinare CQC Nivel Seism în direc/g288ia 0x d dxS S/g32 Seism în direc/g288ia 0y d dyS S/g32 i xF , (kN) i yF , (kN) iM ,/g84 (kNm) i xF , (kN) i yF , (kN) iM ,/g84 (kNm) ET5 428 169 1764 163 495 690 ET4 712 264 3472 259 774 1285 ET3 598 211 2917 214 624 1068 ET2 498 180 2261 184 516 1003 ET1 386 142 1655 149 405 880 PARTER 236 82 1026 86 251 537 Regula de combinare SRSS ET5 375 268 1853 253 449 820 ET4 618 432 3661 423 692 1552 ET3 519 347 3085 350 558 1271 ET2 440 274 2403 283 468 1133 ET1 349 200 1761 210 376 968 PARTER 212 108 1141 116 235 593 Distribu/g288ia for/g288elor t/g259ietoare de baz/g259 m odale maxime pe direc/g288iile gradelor de libertate dinamic/g259 la fiecare nivel în centrul maselor se realizeaz/g259 pe baza rela/g288iilor (C.9). În tabelul E 4.2.10 se prezint/g259 for/g288ele seismice conven/g288ionale de nivel folosind regula SRSS, respectiv CQC de suprapunere modal/g259. E4.2.3.4. Determinarea direc/g288iilor principale pentru ac/g288iunea seismic/g259 Factorii de participare ai maselor modale efective în modurile 1 /g250i 2, în care oscila/g288iile p redominante sunt de transla/g288ie, au valori nenule dup/g259 direc/g288iile axelor de coordonate 0x /g250i 0y ( 01 ,/g122x/g72 /g250i 01 ,/g122y/g72 ). Prin urmare direc/g288iile 0x /g250i 0y nu sunt direc/g288ii principale asociate unor oscila/g288ii pure de transla/g288ie în plane paralele cu planul orizontal al terenului. Orientarea direc/g288iilor principale pentru definirea ac/g288iunii seismice în vederea ob/g288inerii r/g259spunsului maxim se stabile/g250te astfel încât factorii modali de participare s/g259 fie nenuli numai pentru o singur/g259 direc/g288ie. Aceast/g259 situa/g288ie se întâlne/g250te numai în cazul în care direc/g288iile principale coincid cu axele globale în care se descrie structura. Ca urmare o simpl/g259 examinare vizual/g259 a acestor factori nu va 304 furniza un r/g259spuns direct al pozi/g288iei direc/g288iilor principale. O condi/g288ie de identificare a direc/g288iilor principale folosind r/g259spunsurile modale este ca valorile coeficientului de echivalen/g288/g259 modal/g259 /g84/g72 sau factorii de participare modali /g84p s/g259 fie nuli. În cazul studiat numai modul doi de vibra/g288ie îndepline/g250te aceste condi/g288ii 0 002 , 0/g35 /g32/g84/g72 . În consecin/g288/g259 orientarea uneia din direc/g288iile principale va fi furnizat/g259 de unghiul dintre o component/g259 k xF , sau k yF , a for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 asociat/g259 modului 2 de oscila/g288ie /g250i rezultanta acestora /g11/g12/g11/g12 2 , 2 ,, k yk xk b F F F/g14 /g32. /g32 /g16 /g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g14 /g16 /g32/g32/g32 /g3654 , 64 511 1074 1074arcsinarcsin 22 , , , , k x k y k b k y p parctgF F/g68 /g36 54 , 64368 , 19 684 , 40 /g16 /g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167 /g16/g32arctg în care k=2. Pentru primul mod propriu de vibra/g288ie se poate considera 01 ,/g35/g84/g72 ( 0982 , 01 ,/g32/g84/g72 ) rezult/g259 /g3626758 , 38 915 , 18/g32/g32arctg/g68 reprezentân d orientarea celei de a doua direc/g288ie principal/g259 ortogonal/g259 pe prima direc/g288ie cum se arat/g259 în figura E 4.2.16. Coeficien/g288ii de echivalen/g288/g259 asocia/g288i direc/g288iilor principale 0x1 si 0y1 se pot ob/g288ine din coeficien/g288ii de echivalen/g288/g259 modali calcula/g288i în sistemul ini/g288ial de axe x0y, dup/g259 cum urmeaz/g259: modul 1 6981 , 0 1343 , 0 5638 , 01 , 1 , 1 ,1 /g32 /g14 /g32 /g14 /g32y x x/g72/g72/g72 ; 01 ,1 /g35y/g72 ; 0982 , 01 ,/g32/g84/g72 modul 2 7621 , 0 6213 , 0 1408 , 02 , 2 , 2 ,1 /g32 /g14 /g32 /g14 /g32y x x/g72/g72/g72 02 ,1 /g35y/g72 ; 002 , 02 , /g32/g84/g72 /g3 64° 26° 0 y y x 1 x1 Figura E 4.2.16 Orientarea direc/g288iilor principale. 305 Figura E 4.2.17 Modul 1 de vibra/g288ie 698 . 01 ,1 /g32x/g72 , 0 . 01 ,1 /g32y/g72 , 099 . 01 ,/g32/g84/g72 , sec 5982 . 01 /g32T Figura E 4.2.18 Modul 2 de vibra/g288ie 0 . 02 ,1 /g32x/g72 , 762 . 02 ,1 /g32y/g72 , 002 . 02 ,/g32/g84/g72 , sec 55413 . 02 /g32T /g3 Figura E 4.2.19 Modul 3 de vibra/g288ie 099 . 03 ,1 /g32x/g72 , 003 . 03 ,1 /g32y/g72 , 661 . 03 ,/g32/g84/g72 , sec 46347 . 03 /g32T 306 1 1 dinam ice de sistemul de axe ales. Necoinciden/g288a centrelor maselor /g250i a centrelor de rigiditate nu va putea elimina oscila/g288iile de torsiune prezente în modul 1 de vibra/g288ie. E4.2.3.5. Calculul eforturilor /g250i deplas/g259rilor Pentru cazul unei ac/g288iuni seismice definite printr-un spectru de proiectare corespunz/g259tor unor mi/g250c/g259ri de transla/g288ie independente în una dintre direc/g288iile principale 0x1 si 0y1 se ob/g288in urm/g259toarele for/g288e t/g259ietoare de baz/g259 modale maxime: Tabelul 4.2.11 Modul de vibra/g288ie Seism în direc/g288ia 0x1 Seism în direc/g288ia 0y1 k xF ,1 (kN) k yF ,1 (kN) kM ,1/g84 (kNm) k xF ,1 (kN) k yF ,1 (kN) kM ,1/g84 (kNm) 1 2508 8 9315 8 0 28 2 0 17 -9 17 2740 -1352 3 356 -59 -9077 -59 10 1511 /g11/g12/g166 15 1 2 kE 2570 107 13405 107 2800 2238 For/g288ele seismice statice conven/g288ionale de nivel asociat primelor dou/g259 moduri proprii de vibra/g288ie sunt urm /g259toarele: Tabelul 4.2.12 Modul Seism în direc/g288ia 0x1 (modul 1) Seism în direc/g288ia 0y1 (modul 2) 1 ,1xF (kN) 1 ,1yF (kN) 1 ,/g84M (kNm) 2 ,1xF (kN) 2 ,1yF (kN) 2 ,/g84M (kNm) ET5 398 16 1247 14 478 -276 ET4 706 7 2667 14 799 -476 ET3 588 -4 2286 3 637 -325 ET2 435 -5 1657 -3 450 -181 ET1 268 -5 1010 -6 266 -77 PARTER 116 -2 450 -5 111 -20 Prin raportare la rezultanta for/g288elo r gravita/g288ionale care ac/g288ioneaz/g259 pe întreaga cl/g259dire G=26343 kN se ob/g288in urm/g259torii coeficien/g288i seismici globali: 0976 , 026343 2570 1 /g32 /g32xc /g250i respectiv 1063 , 026343 2800 1 /g32 /g32yc În lipsa unui program de calcul capabil de a determina r/g259spunsurile modale /g250i care apoi s/g259 fac/g259 automat combina/g288ii dup/g259 una din regulile prezentate în anexa C a codului P 100-1, etapa II-a de calcul, se poate utiliza un procedeu de calcul simplificat care este valabil numai în situa/g288ia în care x/g72 sau y/g72în primele dou/g259 moduri de vibra/g288ie au o valoare mai mare de 0,7. Algoritmul de calcul este urm/g259torul: Efectuând o rota/g288ie de axe de 26/g219 /g250i recalculând vectorii /g250i valorile proprii se poate verifica forma oscila/g288iilor proprii, valorile /g250i direc/g288iile ob/g288inute mai sus. În figurile E 4.2.17, E 4.2.18 /g250i E 4.2.19 sunt reprezentate primele trei forme proprii de vibra/g288ie în sistemul de axe rotit x 0y . Se poate constata independen/g288a caracteristicilor 307 a. - Se stabilesc for/g288ele seism ice statice conven/g288ionale de nivel corespunz/g259tor prim elor dou/g259 moduri proprii de oscila/g288ie de transla/g288ie predom inante, folosind rela/g288iile (C.3)÷(C.10) în care intervin numai vectorii proprii asocia/g288i celor do u/g259 direc/g288ii principale. Pentru aceasta fie se proiecteaz/g259 com ponentele vectorilor proprii dup/g259 direc/g288iile principale, fie se reface modelul de calcul as tfel încât axele globale s/g259 coincid/g259 cu cele principale. În aceast/g259 ultim /g259 variant/g259 coordonatele care definesc topologia structurii /g250i înc/g259rc/g259rile trebu ie modificate prin rela/g288ii elementare specifice transform/g259rilor la rotirea sistemelor de axe. b. - Se determin/g259 deplas/g259rile /g250i eforturile corespunz/g259toare for/g288elor seism ice statice conven/g288ionale aplicate în centrul maselor. c. - Se introduc în centrul maselor, pentru fiecare direc/g288ie de ac/g288iune seism ic/g259, momente suplimentare ) 1 ( 11 ) 1 ( )( 11 i iy i ixit e F e F M/g14 /g32 pentru direc/g288ia 0x1 /g250i respectiv ) 2 ( 11 ) 2 ( )( 11 i iy i ixit e F e F M/g14 /g32 pentru direc/g288ia 0y1 /g250i se calculeaz/g259 eforturile /g250i deplas/g259rile (etapa III-a din Anexa C) d. - Se suprapun rezultatele ob/g288inute pentru fiecare direc/g288ie de ac/g288iune în etapele (b) /g250i (c) folosind toate combina/g288iile posibile (etapa III-a) III , II ,EEE E E E/g114 /g114 /g32 e. - Se combin/g259 r/g259spunsurile în deplas/g259ri /g250i eforturi ob/g288inute pentru cele dou/g259 direc/g288ii princip ale de ac/g288iune seismic/g259 conform regulilor din paragraful 4.5.3.6. conform rela/g288iilor 4.14 /g250i 4.15 /g11/g12 /g11 /g12EdyEdx EE 30 , 0 " "21 /g70/g70 /g14 /g11/g12 /g11/g12EdyEdx EE 21 " " 30 , 0/g70/g70 /g14 În aceast/g259 m anier/g259 de calcul eforturile /g250i deplas/g259rile î/g250i conserv/g259 semnul aferent for/g288elor din modurile proprii de transla/g288ie. Utilizarea regulii de combinare 2 2 2 2 2 1 EdyEdx E E E/g70 /g70/g14 /g32 conduce la pierderea semnului eforturilor /g250i deplas/g259rilor. Coeficien/g288ii 1/g70/g250i2/g70 sunt supraunitari /g250i reflect/g259 faptul c/g259 în evaluarea r/g259spunsului s-a folosit numai efectul unui singur mod de vibra/g288ie propriu pentru fiecare direc/g288ie principal/g259 de ac/g288iune seismic/g259 considerat/g259 1 , 1 2 , 2 , 1 , , 1 1 1 11 1 1 )( x N k x k y k x x x b F F F F F /g166 /g32 /g14 /g32 /g32/g70 2 , 1 2 , 2 , 2 , , 2 1 1 11 1 1 ) ( y N k y k y k x y y b F F F F F /g166 /g32 /g14 /g32 /g32/g70 1,x bF /g250i 1, y bF reprezint/g259 for/g288ele t/g259ietoare de baz/g259 pentru fiecare din direc/g288iile principale de ac/g288iune considerând efectele celor N moduri proprii de vibra/g288ie luate în calcul /g250i combinate dup/g259 una din regulile recomandate (CQC, SRSS, ABSSUM). 1 ,1xF /g250i 2 ,1yF sunt for/g288ele t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare fiec/g259rei direc/g288ii principale 0x1 /g250i 0y1 /g250i con/g288in numai contribu/g288ia independent/g259 a fiec/g259ruia din primele dou/g259 moduri proprii de transla/g288ie. 308 Cazul 1 (A) – for/g288e seismice de nivel asociate modului 1 de vibra/g288ie – ac/g288iune seismic/g259 în direc/g288ia 0x1 Cazul 2 (B) – for/g288e seismice de nivel asociate modului 2 de vibra/g288ie – ac/g288iune seismic/g259 în direc/g288ia 0y1 Cazul 3 (C) – momente de torsiune de nivel produse de for/g288ele seismice din cazul A ca efect al unor excentricit/g259/g288i accidentale m 80 , 0 05 , 01 /g32 /g114 /g32ii L e ( iL este dimensiune construc/g288iei proiectate pe normala la direc/g288ia de ac/g288iune m 0 , 16/g32iyL din figura E 4.2.20) Cazul 4 (D) – momente de torsiune de nivel produse de for/g288ele seismice din cazul B, m 0 , 34/g32ixL (m 70 , 11 /g32ie ) ixL /g250i iyL sunt dimensiunile dreptunghiului circumscris cl/g259dirii la ultimul etaj. Pentru simplificare s-au considerat plan/g250eele cu acelea/g250i dimensiuni la toate nivelurile În figura E 4.2.21 se prezint/g259 cazurile de înc/g259rcare considerate. /g3 0 y1 x1 CRx = 19,425 m CRy = 2,289 m CMx = 19,285 m CMy = 4,183 m 34,00 m 16,00 m Figura E.4.2.20 Pozi/g288ia centrului de rigiditate (CR) /g250i a centrului maselor (CM) la plan/g250eul peste etajul 4 /g250i dreptunghiul circumscris având laturile paralele cu direc/g288iile considerate pentru ac/g288iunea seismic/g259 În cele ce urmeaz/g259 r/g259spunsul structurii se calculeaz/g259 pentru cazul în care structura a fost rotit/g259 in sistemul de axe paralele cu direc/g288iile principale ob/g288inute în paragraful 2.3.4. Se consider/g259 patru cazuri de înc/g259rcare distincte care corespund urm/g259toarelor situa/g288ii de ac/g288iune: 309 /g3 d/g3S/g3x/g3 x/g3,1F 1 y/g3,1F 1 t,1M d/g3S/g3y x/g3,2F/g31 y/g3,2/g3F/g31/g3 t,2M t,1M t,2M 1ie/g3/g3=0,80/g3m e/g3/g3=1,70/g3m1i 1y/g3 1x/g3 0/g3 /g11/g12 /g11/g12 /g11/g12 /g11/g12/g176 /g175 /g176 /g174 /g173 /g16 /g32 /g14 /g32 /g176 /g191 /g176 /g190 /g189 /g16 /g32 /g14 /g32 i y xt i y xt i y xt i y xt e F F M sau e F F M e F F M sau e F F M 1 2 , 2 , 1 2 , 2 , 1 1 , 1 , 1 1 , 1 , 112 112 111 111 absolutamaxima valoarea Figura E 4.2.21 Cazurile de înc/g259rcare cu for/g288e conven/g288ionale static echivalente ac/g288iunii seismice Cu aceste cazuri de înc/g259rcare se efectueaz/g259 toate cele 16 combina/g288ii de înc/g259rc/g259ri posibile în ipoteza ac/g288iunii seismice dominante în direc/g288ia 0x1 conform tabelului E 4.2.13. Pentru o ac/g288iune seismic/g259 independent/g259 în direc/g288ia 0y1 se repet/g259 combina/g288iile de mai sus cu 13 , 0/g70 /g250i respectiv 2/g70/g16, rezultând 32 de combina/g288ii posibile. Rezultatele ob/g288inute vor trebui adunate cu eforturile provenite din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale, conform regulii de combinare care con/g288ine ac/g288iunea seismic/g259. Procedeul de calcul prezentat furnizeaz/g259 direct semnele eforturilor /g250i deplas/g259rilor. Utilizarea direc/g288iilor principale pentru modelarea ac/g288iunii seismice nu exclude /g250i utilizarea altor direc/g288ii de ac/g288iune care pot fi relevante. În cazul analizat structura con/g288ine un cadru longitudinal în axul 4 paralel cu axa 0x1 principal/g259, precum /g250i pere/g288i structurali /g250i cadre transversale în axele A, B, C, D, E /g250i F, dar /g250i cadre longitudinale în axele 1, 2 /g250i 3, înclinate fa/g288/g259 de direc/g288iile principale 0x1 /g250i 0y1. Pentru aceste ultime dou/g259 /g250iruri de cadre transversale /g250i longitudinale este necesar s/g259 se repete ra/g288ionamentul de mai sus considerând axele ini/g288iale 0x /g250i 0y ca direc/g288ii relevante de ac/g288iune. Desigur calculul este laborios /g250i necesit/g259 folosirea unor programe automate de calcul capabile de a efectua toate combina/g288iile necesare de calcul, inclusiv verificarea deplas/g259rilor relative de nivel. 310 Tabelul E 4.2.13 Cazul Combina/g288ia A B C D 1 1 /g70 23 , 0 /g70 1 /g70 23 , 0 /g70 2 1 /g70 23 , 0 /g70 1 /g70 23 , 0/g70/g16 3 1 /g70 23 , 0 /g70 1/g70/g16 23 , 0 /g70 4 1 /g70 23 , 0 /g70 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 5 1 /g70 23 , 0/g70/g16 1 /g70 23 , 0 /g70 6 1 /g70 23 , 0/g70/g16 1 /g70 23 , 0/g70/g16 7 1 /g70 23 , 0/g70/g16 1/g70/g16 23 , 0 /g70 8 1 /g70 23 , 0/g70/g16 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 9 1/g70/g16 23 , 0 /g70 1 /g70 23 , 0 /g70 10 1/g70/g16 23 , 0 /g70 1 /g70 23 , 0/g70/g16 11 1/g70/g16 23 , 0 /g70 1/g70/g16 23 , 0 /g70 12 1/g70/g16 23 , 0 /g70 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 13 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 1 /g70 23 , 0 /g70 14 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 1 /g70 23 , 0/g70/g16 15 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 1/g70/g16 23 , 0 /g70 16 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 1/g70/g16 23 , 0/g70/g16 E 4.2.3.6. Verificarea deplas/g259rilor în stadiul limit/g259 ultim (ULS) Pentru sec/g288iunile de beton nedegradate (nefisurate) deplas/g259rile de nivel se ob/g288in direct din fiecare combina/g288ie de înc/g259rcare din tabelul E 4.2.13. De exemplu pentru stâlpul din axul E/4 în combina/g288ia 1 de înc/g259rcare se prezint/g259 în tabelul E4.2.14 deplas/g259rile elastice la fiecare nivel al cl/g259dirii: Verificarea deplas/g259rilor laterale la starea limit/g259 ultim/g259 se efectueaz/g259 conform anexei E cu rela/g288ia: ULS a r re ULS r d cqd d,/g100 /g32 în care facto rul de comportare 4 , 5/g32q . Deplas/g259rile se recalculeaz/g259 considerând elementele din beton pentru stâlpi, grinzi /g250i pere/g288i fisurate. În acest caz codul recomand/g259 reducerea modulului de rigiditate b bI E cu 50%. Aceasta este echivalent cu o majorare de dou/g259 ori a deplas/g259rilor din tabelul E 4.2.14 ob/g288inute în cazul elementelor de beton nefisurat. /g175 /g174 /g173 /g32 /g117 /g32 /g117/g32/g32 cm 6866 , 0 2 3433 , 0 cm 6452 , 0 2 3226 , 0 5 , 0 / nefisurat re re dd Coeficientul c se ob/g288ine prin interpolare liniar/g259 în domeniul: 311 729 , 17 , 1 4 , 5 6 , 1 7 . 1784 , 16 , 1 846 , 03 , 2 3 3 , 2 3 11 /g32/g152/g32/g152/g33/g16 /g32 /g16 /g32 /g31q T T Tc C C Rezult/g259 729 , 1/g32c Se ob/g288ine cm 125 , 9 365 025 , 0cm 411 , 6 6866 , 0 cm 024 , 6 6452 , 04 , 5 729 , 1 , /g32 /g117 /g32 /g31 /g175 /g174 /g173 /g32 /g32/g117 /g117 /g32 ULS a r ULS r dd Tabelul E 4.2.14 Nivel 1xu (cm) 1yu (cm) e xu ,1 /g39 (cm) e yu ,1 /g39 (cm) eu/g39 (cm) hnivel (m) 6 1,301 1,053 0,132 0,143 0,1946 3,35 5 1,169 0,910 0,198 0,186 0,2715 3,65 4 0,971 0,724 0,247 0,207 0,3226 3,65 3 0,724 0,517 0,275 0,206 0,3433 3,65 2 0,449 0,311 0,263 0,181 0,3192 3,65 1 0,186 0,130 0,186 0,130 0,2269 4,20 Parter 0,000 0,000 312 Figura E 5.1.1. Schi/g288/g259 nivel curent Func/g288iunile cl/g259dirii: /g120 Etaje curente: birouri, grupuri sanitare; /g120 Parter: birouri, sal/g259 de conferin/g288/g259, grupuri sanitare /g120 Subsol: tehnic; /g120 Teras/g259: necirculabil/g259. Date generale de alc/g259tuire a cl/g259dirii: /g120 Structura de rezisten/g288/g259: - Suprastructura: de tip cadru din beton armat monolit; - Infrastructura: radier general /g250i pere/g288i perimetrali din beton armat monolit; E 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g1801IILOR DE BETON E 5.1 Proiectarea unei structuri în cadre de beton armat E 5.1.1. Precizarea datelor de proiectare În prezentul exemplu se efectueaz/g259 calculul /g250i dimensionarea unei cl/g259diri etajate P+7E cu structura de rezisten/g288/g259 format/g259 din cadre de beton armat. Cl/g259direa are func/g288iunea de birouri /g250i este amplasat/g259 în municipiul Olteni/g1802a. O vedere în plan a etajului curent este schi/g288at/g259 în Figura E 5.1.1. În cele ce urmeaz/g259 se face o scurt/g259 prezentare a principalelor caracteristici ale cl/g259dirii. 313 /g120 Închideri /g250i compartiment/g259ri: - pere/g288i exteriori din blocuri bca /g250i termoizola/g288ie din polistiren extrudat, aplicat la exterior; - pere/g288i interiori: pere/g1802i interiori din BCA între spa/g1802iile cu func/g1802iuni diferite, pere/g288i u/g250ori în rest; /g120 Tehnologia de execu/g288ie: beton armat monolit (inclusiv plan/g250ee), turnat în cofraje. Condi/g288ii de proiectare a cl/g259dirii: /g120 Localitatea: Olteni/g1802a; /g120 Clasa de importan/g288/g259 /g250i de expunere III, /g534I,e=1,0 /g120 Condi/g288ii seismice: o accelera/g288ia maxim/g259 a terenului (IMR = 225 ani), ag = 0,25g o TB = 0,2 s o TC = 1,0 s /g120 Clasa de ductilitate DCH (determinat/g259 de condi/g288iile seismice) /g120 Zona de z/g259pad/g259: sk= 2,0 kN/m2 Caracteristici geometrice ale structurii (Fig. 1): /g120 3 deschideri (5,0m;6,0m,5,0m); /g120 3 travee (5,0m;6,0m,5,0m); /g120 În/g259l/g288imea de nivel: 3,0m. Valori de proiectare ale rezisten/g288elor: /g120 pentru beton clasa C25/30 fck = 25 N/mm2 fcd = 16,67 N/mm2 fctm = 2,6 N/mm2 fctd = 1,2 N/mm2 /g120 pentru o/g288el fyk = 345 N/mm2 fyd = 300 N/mm2 314 E 5.1.2. Evaluarea înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale în situa/g288ia de proiectare la cutremur /g120 greutate proprie plac/g259: h sl · /g74rc = 0,15 /g257 25 = 3,75kN/m2; /g120 înc/g259rcare din pardoseal/g259: hp · /g74rc = 0,05 /g257 22 = 1,10kN/m2; /g120 înc/g259rcare din atic: h a · ba · /g74rc=1,00 /g257 0,20 /g257 25= 5,0kN/m; /g120 înc/g259rcare din închideri: 0,25 /g257 (3,00-0,60) /g257 8 /g257 0,7 + + 0,04 /g257 3,00 /g257 18 /g257 0,7 = 4,87kN/m. unde, hsl este în/g259l/g288imea pl/g259cii; /g74rc este greutatea specific/g259 a betonului armat; hp este grosimea pardoselii ha este în/g259l/g288imea aticului ba este l/g259/g288imea aticului. Evaluarea înc/g259rc/g259rilor de proiectare conform CR 0-2012 pe plan/g250eul curent /g250i pe cel de teras/g259 este sistematizat/g259 în tabelele 1 /g250i 2 în care: - gruparea fundamental/g259 (GF) reprezint/g259 combina/g1802ia factorizat/g259 a ac/g1802iunilor care cuprinde exclusiv sarcini gravita/g1802ionale - gruparea seismic/g259 (GS) reprezint/g259 combina/g1802ia factorizat/g259 a ac/g1802iunilor care cuprinde /g1800i ac/g1802iunea seismic/g259 cu valoarea de proiectare 315 Tabelul E 5.1.1. Inc/g259rc/g259ri gravita/g1802ionale la nivel curent a) Înc/g259rcari uniform distribuite pe plac/g259 c oef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m2] /g524 qGF [kN/m2] /g524 qGS [kN/m2] Greutate proprie plac/g259 3.75 1.35 5.06 1.00 3.75 Greutate proprie pardoseal/g259 1.10 1.35 1.49 1.00 1.10 Înc/g259rcare echivalent/g259 din pere/g288i interiori 1.00 1.35 1.35 1.00 1.00 Tavan fals /g250i instala/g288ii 0.50 1.35 0.68 1.00 0.50 Variabile Înc/g259rcare util/g259 3.00 1.50 4.50 0.30 0.90 /g583 13.07 /g583 7.25 b) Î nc/g259rcari uniform distribuite pe grinzile perimetrale coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m] /g524 qGF [kN/m] /g524 qGS [kN/m] Grupare Fundamental/g259 (GF) Grupare Seismic/g259 (GS) Permanente Înc/g259rcare din pere/g288i de închidere 6.57 1.00 Permanente Nume încarcare Nume încarcare Valoare caracteristic/g259 Valoare caracteristic/g259 4.874.87 1.35 Grupare Fundamental/g259 (GF) Grupare Seismic/g259 (GS) 316 Tabelul E 5.1.2. Inc/g259rc/g259ri gravita/g1802io nale la teras/g259 a) Înc/g259rcari uniform distribuite pe plac/g259 coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m2] /g524 qGF [kN/m2] /g524 qGS [kN/m2] Greutate proprie plac/g259 3.75 1.35 5.06 1.00 3.75 Greutate proprie beton de pant/g259 1.50 1.35 2.03 1.00 1.50 Termo-hidroizola/g288ie 0.50 1.35 0.68 1.00 0.50 Tavan fals /g250i instalatii 0.50 1.35 0.68 1.00 0.50 Variabile Înc/g259rcare din zapad/g259 1.60 1.50 2.40 0.40 0.64 /g583 10.84 /g583 6.89 b) Î nc/g259rcari uniform distribuite pe grinzile perimetrale coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m] /g524 qGF [kN/m] /g524 qGS [kN/m] 5.00 Num e î ncarcare Valoare caracteristic/g259 Grupare Fundamental/g259 (GF) Grupare Seismic/g259 (GS) PermanentePermanente 1.001.35 6.75Înc/g259rcare din atic 5.00 Num e î ncarcare Grupare Fundamental/g259 (GF) Grupare Seismic/g259 (GS) Valoare caracteristic/g259 317 cm cmcmPhsl 15 2 ... 1180 4 6002 ... 1180 /g35 /g14/g152/g32 /g14 /g35 Din considerente arhitecturale: hsl = 15cm Se alege: hsl = 15cm Predimensionarea grinzilor: În cazul grinzilor, dimensiunile acestora au fost stabilite preliminar considerând criterii de rigiditate /g250i arhitecturale. Sec/g288iunea grinzilor longitudinale este identic/g259 cu sec/g288iunea grinzilor transversale /g250i are urm/g259toarele dimensiuni: mmlh clw 5 , 0 ... 75 , 0 00 , 612 1 8 1 12 1 8 1 /g32 /g152/g184/g185 /g183/g168/g169 /g167/g121 /g32 /g152/g184/g185 /g183/g168/g169 /g167/g121 /g32 /g314 se alege h w = 60cm mmhb ww 20 , 0 ... 30 , 0 60 , 03 1 2 1 3 1 2 1 /g32 /g152/g184/g185 /g183/g168/g169 /g167/g121 /g32 /g152/g184/g185 /g183/g168/g169 /g167/g121 /g32 /g314 se alege bw = 30cm/g3 Predimensionarea stâlpilor: În cazul stâlpilor, criteriul de predimensionare aplicat este cel legat de asigurarea ductilit/g259/g288ii locale a stâlpilor prin limitarea efortului mediu de compresiune. Codul P 100-1 (paragraful 5.3.4.2.2) recomand/g259 limitarea valorii efortului axial normalizat la 0,45 (caz în care nu este necesar/g259 verificarea explicit/g259 a capacit/g259/g288ii necesare de deformare) sau 0,55 (caz în care este necesar/g259 verificarea explicit/g259 a capacit/g259/g288ii necesare de deformare). Pentru exemplul de fa/g288/g259 s-a preferat alegerea unei valori relativ mari a efortului unitar mediu de compresiune, pentru a reduce dimensiunile sec/g1802iunilor transversale ale stâlpilor. Verificarea condi/g288iei de ductilitate necesit/g259 evaluarea for/g288ei axiale de compresiune /g250i determinarea unei arii de beton necesare a stâlpului. Nu se propune schimbarea sec/g288iunii stâlpilor pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii, pentru a evita varia/g288ia rigidit/g259/g288ii etajelor, al c/g259ror efect defavorabil a fost pus în eviden/g288/g259 prin calcule dinamice /g250i prin degrad/g259rile suferite de acest tip de cl/g259diri la cutremure. For/g288ele axiale din stâlpi se determin/g259 în func/g288ie de pozi/g288ia în structur/g259 /g250i de ariile aferente. 318 E 5.1.3. Predimensionarea elementelor structurale În cazul structurilor de beton armat, etapa de predimensionare a elementelor structurale are o importan/g288/g259 crescut/g259 datorit/g259 aportului acestora la înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale /g250i la masa cl/g259dirii. Criteriile de predimensionare pot fi cele referitoare la condi/g288ii de rigiditate (s/g259ge/g288i admisibile), de ductilitate, sau pot fi cerin/g288e arhitecturale sau tehnologice. Predimensionarea pl/g259cii: Predimensionarea pl/g259cii s-a f/g259cut pe baza criteriilor de rigid itate /g250i din considerente arhitecturale. Pentru estim area greut/g259/g288ilor proprii ale stâlpilor se vor considera sec/g288iuni egale de stâlpi (60 x 60 cm) atât pentru stâlpii marginali cât /g250i pentru cei interiori. /g120 Stâlp marginal (Sm) La baza stâlpului marginal cel mai solicitat, for/g288a axial/g259 produs/g259 de înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale asociate grup/g259rii speciale de înc/g259rc/g259ri are valoarea : /g11 /g12/g11/g12 /g11 /g12/g62 /g64 /g32 /g14 /g152/g14 /g152 /g152 /g16 /g14 /g152/g14 /g152 /g32 /g166/g166/g166 /g166 GS Smaf GS terasa jaf GS nc iaf GS terasa jaf GS terasa i GS Sm G l q A q n l q A q N,,,, 1 = 6,89 · 20,25 + (5,00 · 9 + 1,875 · 14 + 3,375 · 5) + 7 · [7,25 · 20,25 + (4,87 · 5 + + 1,875 · 14 + 3,375 · 5)] + 0,602 · 24 · 25 = 1943,7kN unde, /g166 GS iq suma înc/g259rc/g259rilor uniform distribuite pe plac/g259 afA aria aferent/g259 stâlpului GS jq înc/g259rcarea „j” uniform distribuit/g259 pe grind/g259 afl lungimea pe care ac/g288ioneaz/g259 înc/g259rcarea GS jq , aferent/g259 stâlpului n num/g259rul de niveluri GS SG greutatea proprie a stâlpului Pentru a /g288ine seam a de efectul indirect produs de c/g259tre ac/g288iunea seismic/g259, valoarea admisibil/g259 a efortului axial mediu normalizat, /g542d, se alege 0,4. 4 , 0/g32/g152 /g152/g32 cd c c GS Sm d f h b N/g81 mmf Nh b cd d GS Sm c c 9 , 53967 , 16 4 , 0 10 7 , 19433 /g32/g152 /g152/g32/g152/g32 /g32/g81 /g314 se alege hc = bc = 55cm /g120 Stâlp central (Sc) La baza stâlpului central cel mai solicitat for/g288a axial/g259 produs/g259 de înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale asociate grup/g259rii speciale de înc/g259rc/g259ri are valoarea : /g11 /g12/g11/g12 /g11 /g12/g62 /g64 /g32 /g14 /g152/g14 /g152 /g152 /g16 /g14 /g152/g14 /g152 /g32 /g166/g166/g166 /g166 GS Smaf GS terasa jaf GS nc iaf GS terasa jaf GS terasa i GS Sc G l q A q n l q A q N,,,, 1 = 6,89 · 30,25 + 3,375 · 11 + 7 · (7,25 · 30,25 + 3,375 · 11) + 0,602 · 24 · 25 = = 2256,6kN 5 , 0/g32/g152 /g152/g32 cd c c GS Sm d f h b N/g81 mmf Nh b cd d GS Sm c c 3 , 52067 , 16 5 , 0 10 6 , 22563 /g32/g152 /g152/g32/g152/g32 /g32/g81 /g314 se alege hc = bc = 55cm 319 /g11/g12 G c m T S Fd I b /g152 /g32 /g152 /g152 /g152 /g32/g79/g74 1 (1 ) unde, I/g74 factor de importan/g288/g259-expunere al constructiei; pentru construc/g288ii obi/g250nuite I/g74 = 1 Sd (T1) ordonata spectrului de r/g259spuns de proiectare corespunzatoare perioadei fundamentale T1 /g11/g12 /g11/g12 q T aT S g d 1 1 /g69/g152/g32 T1 perioada proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii în planul ce con/g288ine direc/g288ia orizontal/g259 considerat/g259 /g11/g121T/g69 spectrul normalizat de r/g259spuns elastic (pentru T C < T 1 < T D /g11/g121T/g69 = 0/g69· TC / T1 = 2,5 · 1,0 / 1,11 = 2,25, vezi /g1800i 5.1.6.2) ga accelera/g288ia maxim/g259 de proiectare a terenului în amplasament; pentru Olteni /g1802a ga = 0,25 g g accelera/g288ia gravita/g288ional/g259 q factor de comportare al structurii; pentru o structur/g259 în cadre cu mai multe niveluri /g250i mai multe deschideri, pentru clasa H de ductilitate, q = q0 · /g302u//g3021 = 5 · 1,35 = 6,75 m masa total/g259 a cl/g259dirii /g540 factor de corec/g288ie care /g288ine seama de contribu/g288ia modului propriu fundamental prin masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 acestuia, /g540 = 1,0 pentru T > TC c coeficient seismic G greutatea total/g259 a cl/g259dirii Înlocuind în rela/g288ia (1) se ob/g288ine: /g11/g12 083 , 0 175 , 6 25 , 2 25 , 01 /g32/g152/g32 /g159 /g152 /g32 /g152 /g152/g152/g152 /g32 c G cg G q T aF g I b /g79/g69/g74 320 E 5.1.4. Evaluarea înc/g259rc/g259rilor seismice Ac/g288iunea seismic/g259 a fost modelat/g259 în cel mai simplu mod, folosind metoda for/g288elor seismice statice echivalente. Ac/g288iunea for/g288elor laterale a fost considerat/g259 separat pe direc/g288iile principale de rezisten/g288/g259 ale cl/g259dirii. Modurile proprii fundamentale de transla/g288ie pe cele dou/g259 direc/g288ii principale au contribu/g288ia predominant/g259 la r/g259spunsul seismic total, efectul modurilor proprii superioare de vibra/g288ie fiind neglijat. For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 corespunzatoare modului propriu fundamental pentru fiecare direc/g288ie principal/g259 se determin/g259 dup/g259 cum urmeaz/g259: Nivel Fi,x [kN] Fi,y [kN] 7 532 532 6 491 491 5 421 421 4 351 351 3 281 281 2 210 210 1 140 140 P 70 70 E 5.1.5. Modelul pentru calcul structural. Ipoteze Calculul structurii la ac/g288iunea for/g288elor laterale /g250i verticale a fost efectuat folosind un program de calcul structural. Modelul de calcul al supratructurii este cel spa/g288ial considerat încastrat la baza primului nivel, diferen/g288a de rigiditate între infrastructur/g259 (cu pere/g288i de beton armat pe contur) /g250i suprastructur/g259 permi/g288ând adoptarea acestei ipoteze simplificatoare. Plan/g250eul de beton armat are rigididate /g250i rezisten/g288/g259 substan/g288ial/g259 pentru a prelua eforturile produse de for/g288ele laterale, iar datorit/g259 regularit/g259/g288ii /g250i omogenit/g259/g288ii structurii poate fi considerat indeformabil în planul s/g259u. Elementele structurale ale suprastructurii, stâlpi /g250i grinzi, au fost modelate folosind elemente finite de tip bar/g259. Nodurile dintre stâlpi /g250i grinzi au fost considerate indeformabile. Ipotezele privind rigiditatea elementelor structurale în stadiul de exploatare (domeniul fisurat de comportare) difer/g259 func/g288ie de verificarile efectuate /g250i vor fi descrise separat în cadrul paragrafelor respective. For/g288ele seismice au fost introduse în programul de calcul structural prin coeficientul seismic “c” folosind o distribu/g288ie triunghiular/g259 pe în/g259l/g288ime. Valoarea for/g288elor seismice pe fiecare nivel este prezentat/g259 în Tabelul E 5.1.3. Tabelul E 5.1.3. For/g288e seismice de nivel 321 E 5.1.6. Verificarea deplas/g259rilor laterale Se are în vedere verificarea la dou/g259 st/g259ri limit/g259, respectiv starea limit/g259 de serviciu (SLS) /g250i starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) (Anexa E – cod P 100-1). E 5.1.6.1. Verificarea la starea limit/g259 de serviciu (SLS) Verificarea la starea limit/g259 de serviciu are drept scop men/g288inerea func/g288iunii principale a cl/g259dirii în urma unor cutremure ce pot ap/g259rea de mai multe ori în via/g288a construc/g288iei, prin controlul degrad/g259rilor elementelor nestructurale /g250i al componentelor instala/g288iilor aferente construc/g288iei. Cutremurul asociat acestei st/g259ri limit/g259 este un cutremur moderat ca intensitate, având o probabilitate de apari/g288ie mai mare decât cel asociat st/g259rii limit/g259 ultime. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: SLS a r re SLS r d d q d,/g100 /g152 /g152 /g32/g81 unde, SLS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 SLS /g542 factor de reducere care /g288ine seama de perioada de revenire mai mic/g259 a cutremurului; /g542 = 0,5 q factor de comportare specific tipului de structur/g259 dre deplasarea relativ/g259 a aceluia/g250i nivel, determinat/g259 prin calcul static elastic sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare SLS a rd , valoarea admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel Valorile deplas/g259rilor dre se calculeaz/g259 folosind ipoteze de calcul a rigidit/g259/g288ii elementelor structurale conforme cu starea efectiv/g259 de fisurare a acestora, func/g288ie de gradul de interac/g288iune între elementele structurale /g250i cele nestructurale (compartiment/g259ri /g250i închideri). La ac/g288iunea unui cutremur moderat ca intensitate se presupune c/g259 leg/g259turile între elementele de închidere /g250i compartimentare /g250i stâlpi sau grinzi nu sunt compromise, iar degrad/g259rile elementelor nestructurale în discu/g288ie sunt nesemnificative ca urmare a condi/g288iilor de limitare a deplas/g259rilor laterale. În aceste condi/g288ii se /g288ine seama de aportul elementelor nestructurale la rigiditatea global/g259 a structurii. În mod simplificat, evaluarea global/g259 a rigidit/g259/g288ii structurii se face prin considerarea propriet/g259/g288ilor de deforma/g288ie a sec/g288iunilor nefisurate (stadiul I de comportare) a elementelor structurale /g250i neglijarea în compensa/g288ie, a aportului elementelor nestructurale. În cazul în care elementele nestructurale nu se deformeaz/g259 solidar cu structura, rigiditatea structurii se evalueaz/g259 considerând propriet/g259/g288ile de deforma/g288ie a elementelor structurale în stadiul fisurat. În cazul de fa/g288/g259 valorile dre se estimeaz/g259 în ipoteza rigidit/g259/g288ii sec/g288ionale a elementelor structurale în stadiul nefisurat: (EI)conv = Ec · Ic unde, Ec modulul de elasticitate al betonului Ic momentul de iner/g288ie al sec/g288iunii brute de beton 322 Valoarea adm isibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel pentru cazul în care elementele nestructurale (cu cedare fragil/g259) sunt ata/g250ate structurii este: SLS a rd , = 0,005 · h = 0,05 · 3000 = 15mm unde, h în/g259l/g288imea etajului Dup/g259 cum se poate observa din Tabelul E 5.1.4 /g250i 5, structura cu dimensiunile elementelor ob/g288inute din predimensionare respect/g259 verificarea la deplasare lateral/g259 corespunz/g259toare SLS. E 5.1.6.2. Verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) Verificarea de deplasare la starea limit/g259 ultim/g259 are drept scop principal prevenirea pr/g259bu/g250irii închiderilor /g250i compartiment/g259rilor, limitarea degrad/g259rilor structurale /g250i a efectelor de ordinul II. Cutremurul asociat acestei st/g259ri limit/g259 este cutremurul considerat pentru calculul rezisten/g288ei la for/g288e laterale a structurii, cutremurul de cod. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: ULS a r re ULS r d d q c d,/g100 /g32 unde, ULS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 ULS ULS a , rd valoare admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel; ULS a rd , = 0,025h = 0,025 · 3000 = 75mm c factorul de amplificare a deplas/g259rilor. 7 , 13 , 2 3 1 q T T Tc C C /g152/g31 /g16 /g32 /g100 1 45 , 01 11 , 13 , 2 3 /g32 /g159 /g32 /g16 /g32cc În cazul ac/g288iunii unui cutremur puternic, rar, se vor produce degrad/g259ri semnificative ale elementelor de compartimentare /g250i închidere /g1800i prin urmare, aportul elementelor nestructurale la rigiditatea global/g259 a structurii poate fi neglijat, iar valorile dre vor trebui calculate în ipoteza rigidit/g259/g288ii corespunz/g259toare stadiului fisurat a elementelor structurale. Se admite a se evalua rigiditatea structurii considerând jum/g259tate din valorile modulelor de deforma/g288ie a elementelor structurale în stadiul nefisurat. Rela/g288iile de echivalen/g288/g259 sunt urmatoarele: d re (în ipoteza 0,5EcIc) = 2 dre (în ipoteza EcIc) T (în ipoteza 0,5EcIc) = 2 T (în ipoteza EcIc) În aceste condi/g288ii perioadele corespunz/g259toare modurilor fundamentale pe cele dou/g259 direc/g288ii principale sunt: Tx = 1,11 s 323 Ty = 1,11 s Verificarea explicit/g259 este prezentat/g259 în Tabelul E 5.1.4 /g250i E 5.1.5. Tabelul E 5.1.4. Verificarea deplas/g259rilor relative în direc/g288ie longitudinal/g259 /g542q dr SL S dr,a SL S cq dr ULS dr,a ULS [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] 7 1.2 4.1 15.0 16.2 75.0 6 1.9 6.4 15.0 25.7 75.0 5 2.6 8.8 15.0 35.1 75.0 4 3.3 11.1 15.0 44.6 75.0 3 3.5 11.8 15.0 47.3 75.0 2 3.7 12.5 15.0 50.0 75.0 1 3.8 12.8 15.0 51.3 75.0 P 2.6 8.8 15.0 35.1 75.0 ULS 0.5 6.75 1.00 6.75 Etaj dre (EI) SLS Tabelul 5.1.5. Verificarea deplas/g259rilor relative în direc/g288ie transversal/g259 /g542q dr SL S dr,a SL S cq dr ULS dr,a ULS [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] 7 1.2 4.1 15.0 16.2 75.0 6 1.9 6.4 15.0 25.7 75.0 5 2.6 8.8 15.0 35.1 75.0 4 3.3 11.1 15.0 44.6 75.0 3 3.5 11.8 15.0 47.3 75.0 2 3.7 12.5 15.0 50.0 75.0 1 3.8 12.8 15.0 51.3 75.0 P 2.6 8.8 15.0 35.1 75.0 Etaj dre (EI) SLS ULS 0.5 6.75 1.00 6.75 E 5.1.7. Calculul eforturilor în suprastructur/g259 Calculul a fost efectuat considerând combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri schematizate în Tabelul E 5.1.6. Înc/g259rc/g259rile laterale calculate conform paragrafului 4 au fost introduse în programul de calcul luând în considerare /g250i o excentricitate accidental/g259 (pozitiv/g259 sau negativ/g259) a centrului maselor egal/g259 cu 5% din lungimea construc/g288iei pe direc/g288ie perpendicular/g259 celei de atac. 324 Tabelul E 5.1.6 Combina/g288ii de înc/g259rc/g259ri Denumire combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri Transla/g288ie Sensul rotirii cauzat/g259 de torsiun ea accidental/g259 Direc/g288ie Sens GF = PERM „+” VAR gravita/g288ional - - GSX1 = GSV „+” SX longitudinal GSX2 = GSV „+” SX longitudinal GSX3 = GSV „+” SX longitudinal GSX4 = GSV „+” SX longitudinal GSY1 = GSV „+” SY transversal GSY2 = GSV „+” SY transversal GSY3 = GSV „+” SY transversal GSY4 = GSV „+” SY transversal GF setul de ac/g288iuni gravita/g288ionale (permanente /g250i variabile) asociate grup/g259rii fundamentale de înc/g259rc/g259ri PERM înc/g259rc/g259ri permanente VAR înc/g259rc/g259ri variabile GSV setul de ac/g288iuni gravita/g288ionale (permanente /g250i variabile) asociate ac/g288iunii seimice SX seism pe direc/g288ia longitudinal/g259 SY seism pe direc/g288ia transversal/g259 325 E 5.1.8. Dimensionarea elementelor structurale E 5.1.8.1. Dimensionarea arm/g259turii longitudinale a grinzilor Momentele încovoietoare de dimensionare pentru grinzi se ob/g288in din înf/g259/g250ur/g259toarea combina/g288iilor de înc/g259rc/g259ri. Se prezint/g259 doar modul de calcul pentru grinzile cadrului care preiau for/g288ele laterale în sec/g288iunile din zonele critice. Armarea consolelor /g250i a grinzilor în afara zonelor critice se face conform SR EN 1992-1-1 /g250i nu este prezentat/g259 explicit în acest exemplu. MEd = momentul de proiectare din diagramele înf/g259/g250ur/g259toare. hw = 0,6m = în/g259l/g288imea grinzii; bw = 0,3m = l/g259/g288imea grinzii beff = b c + 4 hf = 0,55 + 4 · 0,15 = 1,15 m – l/g259/g288imea zonei aferente de plac/g259 pentru grinzile corespunz/g259toare stâlpilor marginali beff = b c + 6 hf = 0,60 + 6 · 0,15 = 1,45 m – l/g259/g288imea zonei aferente de plac/g259 pentru grinzile corespunz/g259toare stâlpilor interiori bc = l/g259/g288imea stâlpului hf = grosimea pl/g259cii hs = distan/g288a între centrele de greutate ale arm/g259turilor de la partea inferioar/g259, As (+,) /g250i cele de la partea superioar/g259, As (-) d = în/g259l/g288imea util/g259 a sec/g288iunii /g120 Armare la moment pozitiv : sec/g288iune T dublu armat/g259 Deoarece/g327MEd (-)/g327 >/g327 MEd (+)/g327 , rezult/g259 As (-) > As (+) /g250i /g540x < xlim s yd Ednec s h f MA /g152/g32 /g159 /g14 /g14 ) ( ) ( Coeficientul de arm are are expresia: d b A w s /g152/g32 /g14) ( /g85 Iar m omentul capabil se calculeaz/g259 cu rela/g288ia: d f A Myd s Rb/g152 /g152 /g32/g14/g14 ) ( ) ( /g120 Armare la moment negativ : sec/g288iune dreptunghiular/g259 dublu armat/g259 Se presupune /g540x < xlim s yd Ednec s h f MA /g152/g32 /g159 /g16 /g16 ) ( ) ( Se calcu leaz/g259 /g11 /g12 cdw yd eff s eff s f b f A Ax /g152 /g152 /g152 /g16/g32 /g14/g16 /g75/g79 ) ( ) ( Dac/g259 /g540x < xlim atunci ) (/g16 sA este calculat/g259 corect, iar: 326 d b A w s /g152/g32 /g16) ( /g85 /g250i d f A Myd s Rb/g152 /g152 /g32/g16/g16 ) ( ) ( Calculul arm /g259turii longitudinale a grinzilor pentru cele dou/g259 direc/g288ii de ac/g288iune a cutremurului (respectiv pentru cadrele longitudinale /g250i transversale) se prezint/g259 sintetic în tabelele E 5.1.7 pân/g259 la E 5.1.16. Deoarece structura este simetric/g259 pe ambele direc/g288ii este suficient s/g259 se efectueze calculul doar pentru 2 cadre longitudinale sau transversale. La alegerea arm/g259turii longitudinale trebuie respectate condi/g288iile constructive prev/g259zute la paragraful 5.3.4.1.2 din P 100-1. Suplimentar fa/g288/g259 de condi/g288iile impuse de SR EN 1992-1-1, se recomand/g259 dispunerea unei arm/g259turi continue la partea superioar/g259 (cel pu/g288in 25% din arm/g259tura total/g259), iar aria arm/g259turii inferioare s/g259 fie cel putin 50% din arm/g259tura superioar/g259. Coeficientul minim de armare longitudinal/g259 care trebuie respectat pe toat/g259 lungimea grinzii este: 0038 , 0 ) 345 / 6 , 2 ( 5 , 0 ) ( 5 , 0min /g32/g152 /g32/g152 /g32yk ctmf f/g85 Armare longitudinala grinzi - cadru interior Tabelul E 5.1.7. Momente de proiectare [kNm] Ni vel MA Ed MAB Ed M B Ed M BC Ed MC Ed M CD Ed MD Ed stânga dreapta stânga dreapta 7 - - 91 -1 10 - 144 - 144 - 110 - 91 + 35 75 35 6 - - 64 -1 53 - 199 - 199 - 153 - 64 + 53 82 53 5 - - 64 -2 12 - 238 - 238 - 212 - 64 + 105 8 9 105 4 - - 64 -2 60 - 273 - 273 - 260 - 64 + 151 124 151 3 - - 64 -3 00 - 299 - 299 - 300 - 64 + 188 150 188 2 - - 64 -3 30 - 316 - 316 - 330 - 64 + 216 166 216 1 - - 64 -3 47 - 322 - 322 - 347 - 64 + 241 171 241 P - - 64 -3 27 - 305 - 305 - 327 - 64 + 234 140 234 A C AB BC CD DB 2 327 Tabelul E 5.1.8. Arii de armatura necesare [mm2] Nivel A A s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec C A CD s, nec AD s, nec stânga dreapta stânga dreapta 7 - 994 737 959 959 737 994 + 237 500 237 6 - 701 1020 1324 1324 1020 701 + 352 549 352 5 - 701 1413 1587 1587 1413 701 + 699 596 699 4 - 700 1733 1820 1820 1733 700 + 1005 825 1005 3 - 699 1997 1995 1995 1997 699 + 1252 998 1252 2 - 698 2197 2107 2107 2197 698 + 1442 1107 1442 1 - 697 2313 2144 2144 2313 697 + 1609 1139 1609 P - 696 2183 2031 2031 2183 696 + 1560 932 1560 Tabelul E 5.1.9. Alegerea armaturilor Nivel A A s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec ACD s, nec AD s, nec stânga dreapta 6 /g250i 7 - 3ø22 3ø22 3ø22+2ø14 3ø22+2ø14 3ø22 3ø22 + 3ø18 3ø18 3ø18 4 /g250i 5 - 2ø25 2ø25+2 ø22 4ø25 4ø25 2ø25+2 ø22 2ø25 + 3ø22 3ø22 3ø22 P, 1, 2 /g250i 3 - 3ø25 5ø25 3ø25+2ø22 3ø25+2ø22 5ø25 3ø25 + 2ø25+2ø22 3ø25 2ø25+2ø22 328 Tabelul E 5.1.10. Arii de armatura efective [mm2] Nivel A A s,ef AAB s, ef AB s, ef ABC s, ef AC s, ef A CD s, ef AD s, ef stânga dreapta stânga dreapta 7 - 1140 1140 1448 1448 1140 1140 + 763 763 763 6 - 1140 1140 1448 1448 1140 1140 + 763 763 763 5 - 982 1742 1963 1963 1742 982 + 1140 1140 1140 4 - 982 1742 1963 1963 1742 982 + 1140 1140 1140 3 - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1473 1742 2 - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1473 1742 1 - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1473 1742 P - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1473 1742 Tabelul E 5.1.11. Momente capabile [kNm] Nivel M Rd A MRd AB M Rd B M BC M Rd C M Rd CD M Rd D stânga dreapta stânga dreapta 7 - 105 171 217 217 171 105 + 114 114 114 6 - 105 171 217 217 171 105 + 114 114 114 5 - 90 261 294 294 261 90 + 171 171 171 4 - 90 261 294 294 261 90 + 171 171 171 3 - 135 368 335 335 368 135 + 261 221 261 2 - 135 368 335 335 368 135 + 261 221 261 1 - 135 368 335 335 368 135 + 261 221 261 P - 135 368 335 335 368 135 + 261 221 261 329 Armare longitudinala grinzi - cadru exterior Tabelul E 5.1.12. Momente de proiectare [kNm] Nivel M AEd MABEd M BEd M BCEd MCEd M CDEd MCDEd stânga dreapta stânga dreapta 7 - -142 -8 1 -130 -130 -81 -142 + 20 45 20 6 - -105 - 128 - 177 -177 -128 -105 + 57 63 57 5 - -105 - 195 - 213 -213 -195 -105 + 114 101 114 4 - -105 - 247 - 245 -245 -247 -105 + 167 133 167 3 - -105 - 293 - 285 -285 -293 -105 + 210 156 210 2 - -105 - 329 - 318 -318 -329 -105 + 245 171 245 1 - -105 - 353 - 340 -340 -353 -105 + 266 174 266 P - -105 - 341 - 323 -323 -341 -105 + 250 145 250 A C AB BC CD DB 2 330 Tabelul E 5.1.13. Arii de armatur/g259 necesare [mm2] Ni vel A A s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec ACD s, nec AD s, nec stânga dreapta stânga dreapta 7 - 1546 538 868 868 538 1546 + 132 302 132 6 - 1142 850 1181 1181 850 1142 + 380 423 380 5 - 1141 1298 1421 1421 1298 1141 + 757 674 757 4 - 1142 1648 1634 1634 1648 1142 + 1112 884 1112 3 - 1142 1951 1897 1897 1951 1142 + 1401 1041 1401 2 - 1142 2194 2118 2118 2194 1142 + 1630 1138 1630 1 - 1143 2354 2265 2265 2354 1143 + 1777 1161 1777 P - 1143 2273 2153 2153 2273 1143 + 1669 964 1669 Tabelul E 5.1.14. Alegerea armaturilor Nivel A A s,nec A AB s, nec AB s, nec A BC s, nec AC s, nec A CD s, nec AD s, nec stânga dreapta stânga dreapta 6 /g250i 7 - 4ø22+ 1ø14 2ø22+ 1ø14 3ø22 3ø22 2ø22+ 1ø14 4ø22+ 1ø14 + 2 ø18+1ø14 2ø18+1ø14 2ø18+1ø14 4 /g250i 5 - 2ø25+2 ø22 2ø25+2 ø22 2ø25+2ø22 2ø25+2ø22 2ø25+2 ø22 2ø25+2 ø22 + 3ø22 2 ø22+ 1ø14 3ø22 P, 1, 2 /g250i 3 - 3 ø25 5ø25 3ø25+2ø22 3ø25+2ø22 5ø25 3ø25 + 2ø25+2ø22 2ø25+1ø22 2ø25+2ø22 331 Tabelul E 5.1.15. Arii de armatura efective [mm2] Nivel A A s,ef AAB s, ef AB s, ef ABC s, ef AC s, ef A CD s, ef AD s, ef stânga dreapta stânga dreapta 7 - 1674 914 1140 1140 914 1674 + 663 663 663 6 - 1674 914 1140 1140 914 1674 + 663 663 663 5 - 1742 1742 1742 1742 1742 1742 + 1140 914 1140 4 - 1742 1742 1742 1742 1742 1742 + 1140 914 1140 3 - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1362 1742 2 - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1362 1742 1 - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1362 1742 P - 1473 2454 2233 2233 2454 1473 + 1742 1362 1742 Tabelul E 5.1.16. Momente capabile [kNm] Nivel M Rd A MRd AB M Rd B M BC M Rd C M Rd CD M Rd D stânga dreapta stânga dreapta 7 - 154 137 171 171 137 154 + 99 99 99 6 - 154 137 171 171 137 154 + 99 99 99 5 - 160 261 261 261 261 160 + 171 137 171 4 - 160 261 261 261 261 160 + 171 137 171 3 - 135 368 335 335 368 135 + 261 204 261 2 - 135 368 335 335 368 135 + 261 204 261 1 - 135 368 335 335 368 135 + 261 204 261 P - 135 368 335 335 368 135 + 261 204 261 332 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g166 /g166/g32 Rb Rci , Rb Rd i , dbM M, 1 min MM /g74 unde, MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i, în sensul momentului asociat sensului de ac/g288iune a for/g288elor; Rd/g74 factorul de suprarezisten/g288/g259 datorat efectului de consolidare al o/g288elu lui, 2 , 1/g32Rd/g74 /g166RcM /g250i /g166RbM sumele valorilor de proiectare ale mom entelor capabile ale stâlpilo r /g250i grinzilor care într/g259 în nodul învecinat sec/g288iunii de calcul; valoarea /g166RcM trebuie s/g259 corespund/g259 for/g288ei axiale din stâlp în situa /g288ia asociat/g259 sensului considerat al ac/g288iunii seismice ob/g288inute în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare. În plus fa/g288/g259 de versiunea anterioar/g259 a codului, modul de dimensionare la for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i de armare transversal/g259 a zonelor critice se stabile/g250te func/g288ie de valoarea algebric/g259 a raportului între for/g288a t/g259ietoare minim/g259 /g250i cea maxim/g259, /g535 = VEd min / VEd max, în sec/g288iunea de calcul. Dac/g259: 5 , 0/g16 /g31/g93 /g250i /g11/g12 ctd wEd df bV /g93/g14 /g332max atunci jum /g259tate din valoarea for/g288ei t/g259ietoare de dimensionare se preia prin etrieri perpendiculari pe axa grinzii, iar cealalt/g259 jum/g259tate prin arm/g259turi înclinate dispuse pe dou/g259 direc/g288ii înclinate cu ±45° fa/g288/g259 de axa grinzii. ) , max(maxminmax EdEdEd V VV /g32 În cazul structurii analizate nu a fost nevoie de arm/g259tur/g259 înclinat/g259 pentru preluarea for/g288ei t/g259ietoare în nicio sec/g288iune a grinzilor. E 5.1.8.2. Dimensionarea arm/g259turii transversale a grinzilor For/g288ele t/g259ietoare de proiectare în grinzi se determin/g259 din echilibrul fiec/g259rei deschideri sub înc/g259rcarea gravita/g288ional/g259 din gruparea seismic/g259 /g250i momentele de la extremit/g259/g288ile grinzii, corespunz/g259toare fiec/g259rui sens de ac/g288iune, la formarea articula/g288iei plastice în grinzi sau în elementele verticale conectate în nod. La fiecare sec/g288iune de cap/g259t, se calculeaz/g259 2 valori ale for/g288elor t/g259ietoare de proiectare, maxim/g259 (VEd,max) /g250i minim/g259 (VEd,min), corespunzând valorilor maxime ale momentelor pozitive /g250i negative (Mdb,i) care se dezvolt/g259 la cele 2 extremit/g259/g288i i = 1 /g250i i = 2 ale grinzii: 333 s yd eff s RdRb Rddb h f AMM /g152 /g152 /g152 /g32/g32 /g14) ( 1 ,1 , /g74 /g74 s yd eff s RdRb Rddb h f AMM /g152 /g152 /g152 /g32/g32 /g16) ( 2 ,2 , /g74/g74 Se determ in/g259 valorile for/g288elor t/g259ietoare minime /g250i maxime: 2 2 ,1 , max , cl GS eq cl dbdb Ed l q l M MV /g152/g14/g14/g32 2 2 ,1 , min , cl GS eq cl dbdb Ed l q l M MV /g152/g14/g14/g16 /g32 unde, lcl deschiderea liber/g259 a grinzii GS eqq înc/g259rcarea echivalent/g259 uniform distribuit/g259 pe grind/g259 corespunz/g259toare înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale din combina/g288ia seismic/g259 Valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în sec/g288iunea considerat/g259 se ia: ) , max(maxmin EdEdEd V VV /g32 Calculul se efectueaz/g259 confor m SR EN 1992-1-1 considerând înclinarea diagonalelor comprimate în modelul de grind/g259 cu z/g259brele de 45°. Se verific/g259 rezisten/g288a bielelor comprimate cu expresia: ) ( ) ( 1 max , /g84 /g84 /g81/g68 tg ctg f z bV V cdw cw RdEd /g14 /g152 /g152 /g152 /g152/g32 /g100 unde, cw/g68 coeficient ce /g288ine seama de starea de efort în fibra comprimat/g259; cw/g68= 1 pentru structuri f/g259r/g259 precomprimare z bra/g288ul de pârghie al for/g288elor interne; z = 0,9d 1/g81 coeficient de redu cere a rezisten/g288ei betonului fisurat la for/g288/g259 t/g259ietoare; 54 , 0 ) 250 / 1 ( 6 , 01 /g32/g16 /g152 /g32ckf/g81 /g84 unghiul între biela comprimat/g259 /g250i axul grinzii; /g84 = 45o Dac/g259 inegalitatea de mai sus este verificat/g259 se determin/g259 aria sec/g288iunilor pentru for/g288/g259 t/g259ietoare cu expresia: ) (/g84ctg f z V s A yd Ed nec sw /g152 /g152/g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 unde, 334 Algoritm de calcul Pentru structuri obi/g250nuite (grinzi slabe – stâlpi tari), cum este /g250i cazul de fa/g288/g259, raportul /g520MRc / /g520MRb este supraunitar, iar momentele maxime ce po t s/g259 apar/g259 la extremit/g259/g288ile grinzii se pot calcula cu rela/g288iile: swA aria sec/g288iunilor arm/g259turilor pentru for/g288/g259 t/g259ietoare ale unui rând de etrieri s distan/g288a între rândurile de etrieri În zonele critice de la extremit/g259/g288ile grinzilor cu lungimea lcr = 1,5hw, m/g259surate de la fa/g288a stâlpilor, precum /g250i zonele cu aceast/g259 lungime, situate de o parte /g250i de alta a unei sec/g288iuni din câmpul grinzii, unde poate interveni curgerea în cazul combina/g288iei seismice de proiectare, distan/g288a maxim/g259 între rândurile de etrieri este egal/g259 cu: smax = min {hw /4;/g3150mm; 8dbL} unde, dbL diametrul minim al arm/g259turilor longitudinale. Diametrul minim al etrierilor este de 6 mm. Calculul arm/g259turii transversale a grinzilor pentru cele dou/g259 direc/g288ii de ac/g288iune a cutremurului (respectiv pentru cadrele longitudinale /g250i transversale) se prezint/g259 sintetic în tabelele E 5.1.17 pân/g259 la E 5.1.22. Tabelul E 5.1.17. Alegerea modului de armare - cadru interior; for/g288ele t/g259ietoare sunt exprimate în [kN] Nivel VA VB VC VD stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga drea pta 7 VGS 49 -49 68 -68 49 -49 VS + 89 73 77 VS - 77 73 89 VEdmin 65 -40 28 -5 5 -28 40 65 VEdmax 65 126 -139 141 -141 139 -126 65 /g535 -0.32 -0.20 -0.03 -0.03 -0.20 -0.32 6 VGS 52 -52 60 -60 52 -52 VS + 89 73 77 VS - 77 73 89 VEdmin 45 -37 25 -13 13 -25 37 45 VEdmax 45 129 -142 133 -133 142 -129 45 /g535 -0.29 -0.17 -0.10 -0.10 -0.17 -0.29 5 VGS 52 -52 60 -60 52 -52 VS + 126 102 117 VS - 117 102 126 VEdmin 45 -73 64 -43 43 -64 73 45 VEdmax 45 169 -178 162 -162 178 -169 45 /g535 -0.43 -0.36 -0.26 -0.26 -0.36 -0.43 335 Nivel VA VB VC VD stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta 4 VGS 52 -52 60 -60 52 -52 VS + 126 102 117 VS - 117 102 126 VEdmin 45 -73 64 -43 43 -64 73 45 VEdmax 45 169 -178 162 -162 178 -169 45 /g535 -0.43 -0.36 -0.26 -0.26 -0.36 -0.43 3 VGS 52 -52 60 -60 52 -52 VS + 161 122 170 VS - 170 122 161 VEdmin 45 -108 117 -63 63 -117 108 45 VEdmax 45 222 -213 182 -182 213 -222 45 /g535 -0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49 2 VGS 52 -52 60 -60 52 -5 2 VS + 161 122 170 VS - 170 122 161 VEdmin 45 -108 117 -6 3 63 -117 108 45 VEdmax 45 222 -213 182 -182 213 - 222 45 /g535 -0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49 1 VGS 52 -52 60 -60 52 -5 2 VS + 161 122 170 VS - 170 122 161 VEdmin 45 -108 117 -6 3 63 -117 108 45 VEdmax 45 222 -213 182 -182 213 - 222 45 /g535 -0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49 P VGS 52 -52 60 -60 52 -5 2 VS + 161 122 170 VS - 170 122 161 VEdmin 45 -108 117 -6 3 63 -117 108 45 VEdmax 45 222 -213 182 -182 213 -222 45 /g535 -0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0 .55 - 0.49 336 Tabelul E 5.1.18. Forte taietoare de proiectare - cadru interior [kN] Nivel V Ed,A V Ed,B V Ed,C V Ed,D stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga drea pta 7 65 126 139 141 141 139 126 65 6 45 129 142 133 133 142 129 45 5 45 169 178 162 162 178 169 45 4 45 169 178 162 162 178 169 45 3 45 222 213 182 182 213 222 45 2 45 222 213 182 182 213 222 45 1 45 222 213 182 182 213 222 45 P 45 222 213 182 182 213 222 45 Tabelul E 5.1.19. Alegerea armaturilor - cadru interior Nivel A B C D stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga dreapta 7 V Ed 65 126 139 141 141 139 126 65 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.3 7.3 7.6 7.7 7.7 7.6 7.3 4.3 Ø 6 8 8 8 8 8 8 6 6 V Ed 45 129 142 133 133 142 129 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 7.3 7.7 7.4 7.4 7.7 7.3 3.6 Ø 6 8 8 8 8 8 8 6 5 V Ed 45 169 178 162 162 178 169 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 8.4 8.6 8.2 8.2 8.6 8.4 0.0 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 4 V Ed 45 169 178 162 162 178 169 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 8.4 8.6 8.2 8.2 8.6 8.4 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 3 V Ed 45 222 213 182 182 213 222 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 337 Nivel A B C D stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga dreapta 2 V Ed 45 222 213 182 182 213 222 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 1 V Ed 45 222 213 182 182 213 222 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 P V Ed 45 222 213 182 182 213 222 45 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 Tabelul E 5.1.20. Alegerea modului de armare - cadru exterior; for/g288ele t/g259ietoare sunt exprimate în [kN] Nivel VA VB VC VD stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga drea pta 7 V GS 42 -42 54 -54 42 -42 VS + 73 60 64 VS - 64 60 73 VEdmin 106 -31 22 -6 6 -22 31 106 VEdmax 106 105 -114 113 -113 114 -105 106 /g535 -0.30 -0.19 -0.05 -0.05 -0.19 -0.30 6 V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 73 60 64 VS - 64 60 73 VEdmin 84 -18 9 -14 14 -9 18 84 VEdmax 84 119 -128 105 -105 128 -119 84 /g535 -0.15 -0.07 -0.14 -0.14 -0.07 -0.15 338 Nivel VA VB VC VD stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga drea pta 5 V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 117 88 117 VS - 117 88 117 VEdmin 84 -62 62 -42 42 -62 62 84 VEdmax 84 172 -172 133 -133 172 -172 84 /g535 -0.36 -0.36 -0.32 -0.32 -0.36 -0.36 4 V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 117 88 117 VS - 117 88 117 VEdmin 84 -62 62 -42 42 -62 62 84 VEdmax 84 172 -172 133 -133 172 -172 84 /g535 -0.36 -0.36 -0.32 -0.32 -0.36 -0.36 3 V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 161 119 170 VS - 170 119 161 VEdmin 84 -106 115 -73 73 -115 106 84 VEdmax 84 225 -216 164 -164 216 -225 84 /g535 -0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47 2 V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 161 119 170 VS - 170 119 161 V min 84 -106 115 -73 73 -115 106 84 V max 84 225 -216 164 -164 216 -225 84 /g543 -0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47 1 V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 161 119 170 VS - 170 119 161 V min 84 -106 115 -73 73 -115 106 84 V max 84 225 -216 164 -164 216 -225 84 /g543 -0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47 P V GS 55 -55 45 -45 55 -55 VS + 161 119 170 VS - 170 119 161 V min 84 -106 115 -73 73 -115 106 84 V max 84 225 -216 164 -164 216 -225 84 /g543 -0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47 339 Tabelul E 5.1.21. Forte taietoare de proiectare - cadru exterior [kN] Nivel V Ed,A V Ed,B V Ed,C V Ed,D stânga drea pta stânga dreapta stânga dreapta stân ga drea pta 7 106 105 114 113 113 114 105 106 6 84 119 128 105 105 128 119 84 5 84 172 172 133 133 172 172 84 4 84 172 172 133 133 172 172 84 3 84 225 216 164 164 216 225 84 2 84 225 216 164 164 216 225 84 1 84 225 216 164 164 216 225 84 P 84 225 216 164 164 216 225 84 Tabelul E 5.1.22. Alegerea armaturilor - cadru exterior Nive l A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta 7 V Ed 106 105 114 113 113 114 105 106 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 5.4 6.6 6.9 6.9 6.9 6.9 6.6 5.4 Ø 6 8 8 8 8 8 8 6 6 V Ed 84 119 128 105 105 128 119 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 7.0 7.3 6.6 6.6 7.3 7.0 4.9 Ø 6 8 8 8 8 8 8 6 5 V Ed 84 172 172 133 133 172 172 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 8.5 8.5 7.5 7.5 8.5 8.5 0.0 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 4 V Ed 84 172 172 133 133 172 172 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 8.5 8.5 7.5 7.5 8.5 8.5 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 3 V Ed 84 225 216 164 164 216 225 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 340 Nive l A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta 2 V Ed 84 225 216 164 164 216 225 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 Tabelul E 5.1.22. (continuare) Nive l A B C D stânga dreapta stân ga dreapta stânga dreapta stânga dreapta 1 V Ed 84 225 216 164 164 216 225 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 P V Ed 84 225 216 164 164 216 225 84 /g537 22 45 45 45 45 45 45 22 VRd,max 287 686 686 686 686 686 686 287 s 100 100 100 100 100 100 100 100 Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø 6 10 10 10 10 10 10 6 E 5.1.8.3. Dimensionarea arm/g259turii longitudinale a stâlpilor Valorile momentelor încovoietoare /g250i a for/g288elor axiale pentru dimensionarea stâlpilor se determin/g259 pornind de la eforturile maxime determinate din calculul structural sub ac/g288iunea for/g288elor laterale /g250i verticale, considerând efectele de ordinul 2. Valorile de calcul ale momentelor încovoietoare se stabilesc resp ectând regulile ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259, astfel încât s/g259 se ob/g288in/g259 un mecanism favorabil de disipare a energiei induse de seism, cu articula/g288ii plastice în grinzi. Pentru a minimiza riscul pierderii stabilit/g259/g288ii la ac/g288iunea for/g288elor gravita/g288ionale se evit/g259, prin proiectare, apari/g288ia articula/g288iilor plastice în stâlpi (cu excep/g288ia bazei /g250i eventual a ultimului nivel) prin amplificarea momentelor rezultate din calculul sub ac/g288iunea for/g288elor laterale /g250i verticale. În acest exemplu de calcul, amplificarea momentelor în sec/g288iunile stâlpilor s-a f/g259cut cu un coeficient care /g288ine seama de suprarezisten/g288a global/g259 a grinzilor de la nivelul considerat. Se evit/g259 astfel apari/g288ia mecanismului de nivel caracterizat prin articularea general/g259 a stâlpilor de pe acela/g250i nivel. 341 Algoritm de calcul For/g288a axial/g259 de proiectare din stâlpi, NEd, se determin/g259 din calculul static, în combina/g288ia seismic/g259 considerat/g259. Se determin/g259 momentele încovoietoare de proiectare cu rela/g288ia: /g166 /g166/g32 ' '2 , 1 Edb Rb Edc RdEdc M MMM /g74 unde, ' EdcM momentul în stâlp rezultat din calculul structural sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare /g166RbM suma momentelor capabile în sec/g288iunile care se plastific /g259, ale unei grinzi în ansamblu, la un anumit nivel, calculate pentru un singur sens de rotire, corespunz/g259tor sensului ac/g288iunii seismice /g166 ' EdbM suma algebric/g259 a momentelor rezultate din calculul structural sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare în sec/g288iunile care se plastific/g259, pentru o grind/g259 în ansamblu, la un anumit nivel. Rd/g74 factorul de suprarezisten/g288/g259 datorat efectului de consolidare al o/g288elu lui; pentru clasa de ductilitate H, Rd/g74= 1,3 Se determin/g259 aria de arm/g259tur/g259 longitudinal/g259 necesar/g259: cdc Ed f b Nx /g152 /g152/g32/g75/g79 s yd s Ed Edcnec s h f h NM A /g152 /g152/g16 /g32 2 , dac/g259 limx x/g31/g79 s yd cdc s Ed Edc nec s h f xd f x bh NM A /g152 /g184/g185 /g183/g168 /g169 /g167/g16 /g152 /g152 /g16/g152/g14 /g32 22 /g79/g79 , dac/g259 limx x/g116/g79 unde, bc latura stâlpului Se verific/g259 coeficientul de armare total: 04 , 001 , 0 /g100/g152/g32 /g100d b A c eff s/g85 Calculul arm/g259turii longitudinale a stâlpilor se prezint/g259 sintetic în tabelele E 5.1.23 pân/g259 la E 5.1.48. 342 Armare longitudinal/g259 stâlpi - cadru interior Tabelul E 5.1.23. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens pozitiv [kNm] Nivel M' Ed AB M'Ed BC M'Ed CD /g520 M' Ed + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta 7 -31 51 10 144 -2 101 273 6 25 106 49 199 53 153 584 5 83 162 89 238 105 212 889 4 135 211 124 273 151 260 1154 3 179 253 150 299 188 300 1369 2 216 288 166 316 216 330 1532 1 241 313 171 322 234 347 1628 P 234 305 140 290 212 327 1509 Tabelul E 5.1.24. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens negativ [kNm] Nivel M' Ed AB M'Ed BC M'Ed CD /g520 M' Ed - stânga drea pta stân ga dreapta stânga stânga 7 101 -2 144 10 51 -31 273 6 153 53 199 49 106 25 584 5 212 105 238 89 162 83 889 4 260 151 273 124 211 135 1154 3 300 188 299 150 253 179 1369 2 330 216 316 166 288 216 1532 1 347 234 322 171 313 241 1628 P 327 212 290 140 305 234 1509 Tabelul E 5.1.25. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului pozitiv [kNm] Nivel M' Rd AB M'Rd BC M'Rd CD /g520 M' Rd + stânga dreapta stân ga dreapta stânga stânga 7 114 217 114 217 114 171 949 6 114 217 114 217 114 171 949 5 171 294 171 294 171 261 1363 4 171 294 171 294 171 261 1363 3 261 335 221 335 261 368 1782 2 261 335 221 335 261 368 1782 1 261 335 221 335 261 368 1782 P 261 335 221 335 261 368 1782 343 Tabelul E 5.1.26. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului negativ [kNm] Nivel M' Rd AB M'Rd BC M'Rd CD /g520 M' Rd – stânga dreapta stân ga dreapta stânga stânga 7 171 114 217 114 217 114 949 6 171 114 217 114 217 114 949 5 261 171 294 171 294 171 1363 4 261 171 294 171 294 171 1363 3 368 261 335 221 335 261 1782 2 368 261 335 221 335 261 1782 1 368 261 335 221 335 261 1782 P 368 261 335 221 335 261 1782 Tabelul E 5.1.27. Suprarezisten/g288a grinzilor Nivel /g159+ /g159- sens pozitiv sens ne gativ 7 3.48 3.48 6 1.62 1.62 5 1.53 1.53 4 1.18 1.18 3 1.30 1.30 2 1.16 1.16 1 1.09 1.09 P 1.18 1.18 Tabelul E 5.1.28. Eforturi de proiectare Stâlp ax A [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + MEd /g159 - MEd 7 sus -196 -26 -221 33 1 41 1 51 jos -214 -5 -239 -14 1.62 12 1.62 36 6 sus -390 -50 -492 85 1.62 127 1.62 215 jos -409 22 -510 -53 1.53 54 1.53 127 5 sus -556 -75 -787 101 1.53 179 1.53 242 jos -575 51 -805 -77 1.18 94 1.18 143 4 sus -698 -93 -1105 120 1.18 172 1.18 221 jos -717 76 -1123 -101 1.30 153 1.30 205 3 sus -820 -109 -1441 132 1.30 221 1.30 269 jos -838 97 -1459 -120 1.16 176 1.16 217 2 sus -923 -120 -1790 141 1.16 218 1.16 256 jos -941 117 -1809 -137 1.09 200 1.09 233 1 sus -1014 -123 -2148 140 1.09 210 1.09 239 jos -1032 137 -2166 -153 1.18 253 1.18 282 P sus -1107 -80 -2496 91 1.18 148 1.18 168 jos -1125 237 -2514 -243 1 369 1 379 344 Tabelul E 5.1.29. Eforturi de proiectare Stâlp ax B [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + MEd /g159 - MEd 7 sus -215 -47 -240 112 1 74 1 175 jos -233 26 -259 -80 1.62 67 1.62 202 6 sus -472 -100 -508 138 1.62 253 1.62 350 jos -490 76 -526 -117 1.53 181 1.53 279 5 sus -740 -138 -767 182 1.53 329 1.53 434 jos -758 119 -785 -161 1.18 219 1.18 297 4 sus -1018 -170 -1018 211 1.18 314 1.18 389 jos -1036 156 -1036 -196 1.30 316 1.30 398 3 sus -1306 -195 -1263 234 1.30 397 1.30 476 jos -1324 186 -1282 -224 1.16 337 1.16 406 2 sus -1605 -213 -1504 249 1.16 386 1.16 451 jos -1624 209 -1522 -244 1.09 357 1.09 416 1 sus -1915 -216 -1741 249 1.09 369 1.09 425 jos -1933 232 -1759 -265 1.18 428 1.18 489 P sus -2235 -153 -1979 179 1.18 283 1.18 330 jos -2253 280 -1997 -295 1 437 1 460 Tabelul E 5.1.30. Eforturi de proiectare Stâlp ax C [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + MEd /g159 - MEd 7 sus -240 -112 -215 47 1 175 1 74 jos -259 80 -233 -26 1.62 202 1.62 67 6 sus -508 -138 -472 100 1.62 350 1.62 253 jos -526 117 -490 -76 1.53 279 1.53 181 5 sus -767 -182 -740 138 1.53 434 1.53 329 jos -785 161 -758 -119 1.18 297 1.18 219 4 sus -1018 -211 -1018 170 1.18 389 1.18 314 jos -1036 196 -1036 -156 1.30 398 1.30 316 3 sus -1263 -234 -1306 195 1.30 476 1.30 397 jos -1282 224 -1324 -186 1.16 406 1.16 337 2 sus -1504 -249 -1605 213 1.16 451 1.16 386 jos -1522 244 -1624 -209 1.09 416 1.09 357 1 sus -1741 -249 -1915 216 1.09 425 1.09 369 jos -1759 265 -1933 -232 1.18 489 1.18 428 P sus -1979 -179 -2235 153 1.18 330 1.18 283 jos -1997 295 -2253 -280 1 460 1 437 345 Tabelul E 5.1.31. Eforturi de proiectare Stâlp ax D [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + MEd /g159 - MEd 7 sus -221 -33 -196 26 1 51 1 41 jos -239 14 -214 5 1.62 36 1.62 12 6 sus -492 -85 -390 50 1.62 215 1.62 127 jos -510 53 -409 -22 1.53 127 1.53 54 5 sus -787 -101 -556 75 1.53 242 1.53 179 jos -805 77 -575 -51 1.18 143 1.18 94 4 sus -1105 -120 -698 93 1.18 221 1.18 172 jos -1123 101 -717 -76 1.30 205 1.30 153 3 sus -1441 -132 -820 109 1.30 269 1.30 221 jos -1459 120 -838 -97 1.16 217 1.16 176 2 sus -1790 -141 -923 120 1.16 256 1.16 218 jos -1809 137 -941 -117 1.09 233 1.09 200 1 sus -2148 -140 -1014 123 1.09 239 1.09 210 jos -2166 153 -1032 -137 1.18 282 1.18 253 P sus -221 -33 -196 26 1 51 1 41 jos -239 14 -214 5 1.62 36 1.62 12 346 Tabelul E 5.1.32. Stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ A s,min A nec Armare A eff M+ M- NEd M Ed A s,nec N Ed M Ed A s,nec [kN] [kNm] [mm 2] [kN] [kNm] [mm 2] [mm 2] [mm 2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 196 41 0 221 51 0 935 935 4ø18 1018 190 195 jos 214 12 0 239 36 0 935 4ø18 1018 194 200 6 sus 390 127 253 492 215 704 935 4ø18 1018 235 259 jos 409 54 0 510 127 54 935 4ø18 1018 240 263 5 sus 556 179 344 787 242 417 935 4ø18 1018 274 326 jos 575 94 0 805 143 0 935 4ø18 1018 279 330 4 sus 698 172 58 1105 221 0 935 4ø18 1018 308 381 jos 717 153 0 1123 205 0 935 4ø18 1018 312 384 3 sus 820 221 231 1441 269 0 935 4ø18 1018 332 427 jos 838 176 0 1459 217 0 935 4ø18 1018 336 429 2 sus 923 218 78 1790 256 0 935 4ø18 1018 351 461 jos 941 200 0 1809 233 0 935 4ø18 1018 354 462 1 sus 1014 210 0 2148 239 0 935 4ø18 1018 366 483 jos 1032 253 192 2166 282 0 935 4ø18 1018 369 483 P sus 1107 148 0 2496 168 0 935 4ø18 1018 381 490 jos 1125 369 913 2514 379 232 935 4ø18 1018 384 490 347 Tabelul E 5.1.33. Stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ A s,min A nec Armare A eff M+ M- NEd M Ed A s,nec N Ed M Ed A s,nec [kN] [kNm] [mm 2] [kN] [kNm] [mm 2] [mm 2] [mm 2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 215 74 164 240 175 840 935 935 4ø18 1018 194 200 jos 233 67 87 259 202 1002 1002 4ø18 1018 198 204 6 sus 472 253 1006 508 350 1638 1638 4ø25 1963 388 396 jos 490 181 467 526 279 1103 1103 4ø25 1963 392 400 5 sus 740 329 1105 767 434 1813 1813 4ø25 1963 450 456 jos 758 219 295 785 297 817 935 4ø25 1963 454 459 4 sus 1018 314 644 1018 389 1176 1176 4ø20 1256 400 401 jos 1036 316 636 1036 398 1216 1216 4ø20 1256 403 403 3 sus 1306 397 928 1263 476 1530 1530 4ø25 1963 543 537 jos 1324 337 486 1282 406 1018 1018 4ø25 1963 545 540 2 sus 1605 386 601 1504 451 1139 1139 4ø20 1256 478 467 jos 1624 357 387 1522 416 879 935 4ø20 1256 480 469 1 sus 1915 369 302 1741 425 793 935 4ø20 1256 504 491 jos 1933 428 708 1759 489 1234 1234 4ø20 1256 505 492 P sus 2235 283 0 1979 330 0 935 4ø20 1256 519 508 jos 2253 437 668 1997 460 914 935 4ø20 1256 520 509 348 Tabelul E 5.1.34. Stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ A s,min A nec Armare A eff M+ M- NEd M Ed A s,nec N Ed M Ed A s,nec [kN] [kNm] [mm 2] [kN] [kNm] [mm 2] [mm 2] [mm 2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 240 175 840 215 74 164 935 935 4ø18 1018 200 194 jos 259 202 1002 233 67 87 1002 4ø18 1018 204 198 6 sus 508 350 1638 472 253 1006 1638 4ø25 1963 396 388 jos 526 279 1103 490 181 467 1103 4ø25 1963 400 392 5 sus 767 434 1813 740 329 1105 1813 4ø25 1963 456 450 jos 785 297 817 758 219 295 935 4ø25 1963 459 454 4 sus 1018 389 1176 1018 314 644 1176 4ø20 1256 401 400 jos 1036 398 1216 1036 316 636 1216 4ø20 1256 403 403 3 sus 1263 476 1530 1306 397 928 1530 4ø25 1963 537 543 jos 1282 406 1018 1324 337 486 1018 4ø25 1963 540 545 2 sus 1504 451 1139 1605 386 601 1139 4ø20 1256 467 478 jos 1522 416 879 1624 357 387 935 4ø20 1256 469 480 1 sus 1741 425 793 1915 369 302 935 4ø20 1256 491 504 jos 1759 489 1234 1933 428 708 1234 4ø20 1256 492 505 P sus 1979 330 0 2235 283 0 935 4ø20 1256 508 519 jos 1997 460 914 2253 437 668 935 4ø20 1256 509 520 349 Tabelul E 5.1.34. Stâlp ax D Nivel sens pozitiv sens negativ A s,min A nec Armare A eff M+ M- NEd M Ed A s,nec N Ed M Ed A s,nec [kN] [kNm] [mm 2] [kN] [kNm] [mm 2] [mm 2] [mm 2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 221 51 0 196 41 0 935 935 4ø18 1018 195 190 jos 239 36 0 214 12 0 935 4ø18 1018 200 194 6 sus 492 215 704 390 127 253 935 4ø18 1018 259 235 jos 510 127 54 409 54 0 935 4ø18 1018 263 240 5 sus 787 242 417 556 179 344 935 4ø18 1018 326 274 jos 805 143 0 575 94 0 935 4ø18 1018 330 279 4 sus 1105 221 0 698 172 58 935 4ø18 1018 381 308 jos 1123 205 0 717 153 0 935 4ø18 1018 384 312 3 sus 1441 269 0 820 221 231 935 4ø18 1018 427 332 jos 1459 217 0 838 176 0 935 4ø18 1018 429 336 2 sus 1790 256 0 923 218 78 935 4ø18 1018 461 351 jos 1809 233 0 941 200 0 935 4ø18 1018 462 354 1 sus 2148 239 0 1014 210 0 935 4ø18 1018 483 366 jos 2166 282 0 1032 253 192 935 4ø18 1018 483 369 P sus 2496 168 0 1107 148 0 935 4ø18 1018 490 381 jos 2514 379 232 1125 369 913 935 4ø18 1018 490 384 350 Armare longitudinal/g259 stâlpi - cadru exterior T abelul E 5.1.36. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens pozitiv [kNm] Nivel M'Ed AB M'Ed BC M'Ed CD /g520 M' Ed + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta 7 -10 63 26 130 -13 81 276 6 57 137 63 177 30 128 592 5 114 193 101 213 89 195 905 4 167 243 133 245 140 247 1175 3 210 285 156 268 184 293 1396 2 245 318 171 283 219 329 1564 1 266 340 174 286 243 353 1663 P 250 323 145 256 229 341 1544 T abelul E 5.1.37. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens negativ [kNm] Nivel M'Ed AB M'Ed BC M'Ed CD /g520 M'Ed + stânga dreapta stân ga dreapta stânga dreapta 7 81 -13 130 26 63 -10 276 6 128 30 177 63 137 57 592 5 195 89 213 101 193 114 905 4 247 140 245 133 243 167 1175 3 293 184 268 156 285 210 1396 2 329 219 283 171 318 245 1564 1 353 243 286 174 340 266 1663 P 341 229 256 145 323 250 1544 T abelul E 5.1.38. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului pozitiv [kNm] Nivel M'Rd AB M'Rd BC M'Rd CD /g520 M' Rd + stânga dreapta stân ga dreapta stânga dreapta 7 99 171 99 171 99 137 777 6 99 171 99 171 99 137 777 5 171 261 137 261 171 261 1263 4 171 261 137 261 171 261 1263 3 261 335 204 335 261 368 1765 2 261 335 204 335 261 368 1765 1 261 335 204 335 261 368 1765 P 261 335 204 335 261 368 1765 351 T abelul E 5.1.39. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului negativ [kNm] Nivel M'Rd AB M'Rd BC M'Rd CD /g520 M' Rd + stânga dreapta stân ga dreapta stânga dreapta 7 137 99 171 99 171 99 777 6 137 99 171 99 171 99 777 5 261 171 261 137 261 171 1263 4 261 171 261 137 261 171 1263 3 368 261 335 204 335 261 1765 2 368 261 335 204 335 261 1765 1 368 261 335 204 335 261 1765 P 368 261 335 204 335 261 1765 T abelul E 5.1.40. Suprarezisten/g288a grinzilor Nivel /g159 + /g159 - sens pozitiv sens ne gativ 7 2.82 2.82 6 1.31 1.31 5 1.40 1.40 4 1.07 1.07 3 1.26 1.26 2 1.13 1.13 1 1.06 1.06 P 1.14 1.14 352 Tabelul E 5.1.41. Eforturi de proiectare Stâlp ax A [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens ne gativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + M Ed /g159 - MEd 7 sus -227 -74 -252 -9 1 115 1 14 jos -245 30 -270 17 1.31 61 1.31 35 6 sus -422 -75 -520 73 1.31 154 1.31 151 jos -440 48 -538 -38 1.40 105 1.40 84 5 sus -595 -108 -817 88 1.40 234 1.40 191 jos -613 82 -835 -64 1.07 137 1.07 107 4 sus -746 -126 -1136 112 1.07 212 1.07 187 jos -765 107 -1154 -92 1.26 211 1.26 182 3 sus -880 -143 -1474 128 1.26 281 1.26 252 jos -898 130 -1492 -115 1.13 228 1.13 202 2 sus -1000 -154 -1828 140 1.13 271 1.13 246 jos -1018 149 -1846 -136 1.06 247 1.06 225 1 sus -1111 -155 -2193 142 1.06 256 1.06 235 jos -1129 170 -2211 -157 1.14 303 1.14 279 P sus -1230 -104 -2553 93 1.14 186 1.14 167 jos -1248 263 -2571 -256 1 342 1 333 Tabelul E 5.1.42. Eforturi de proiectare Stâlp ax B [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax B sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens ne gativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + M Ed /g159 - MEd 7 sus -193 -74 -224 89 1 115 1 139 jos -211 50 -242 -55 1.31 103 1.31 113 6 sus -422 -126 -460 118 1.31 258 1.31 243 jos -440 99 -478 -95 1.40 216 1.40 207 5 sus -664 -163 -679 164 1.40 356 1.40 357 jos -683 142 -697 -142 1.07 239 1.07 238 4 sus -920 -196 -884 195 1.07 328 1.07 327 jos -938 179 -902 -179 1.26 354 1.26 352 3 sus -1187 -220 -1074 220 1.26 434 1.26 434 jos -1205 209 -1092 -209 1.13 368 1.13 368 2 sus -1463 -236 -1250 236 1.13 415 1.13 416 jos -1481 231 -1269 -232 1.06 382 1.06 384 1 sus -1748 -237 -1414 239 1.06 392 1.06 396 jos -1766 253 -1432 -256 1.14 451 1.14 457 P sus -2033 -168 -1570 171 1.14 299 1.14 305 jos -2051 301 -1588 -302 1 391 1 393 353 Tabelul E 5.1.43. Eforturi de proiectare Stâlp ax C [kN ],[kN] Nivel Stâlp ax C sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens ne gativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + MEd /g159 - MEd 7 sus -224 -89 -193 74 1 139 1 115 jos -242 55 -211 -50 1.31 113 1.31 103 6 sus -460 -118 -422 126 1.31 243 1.31 258 jos -478 95 -440 -99 1.40 207 1.40 216 5 sus -679 -164 -664 163 1.40 357 1.40 356 jos -697 142 -683 -142 1.07 238 1.07 239 4 sus -884 -195 -920 196 1.07 327 1.07 328 jos -902 179 -938 -179 1.26 352 1.26 354 3 sus -1074 -220 -1187 220 1.26 434 1.26 434 jos -1092 209 -1205 -209 1.13 368 1.13 368 2 sus -1250 -236 -1463 236 1.13 416 1.13 415 jos -1269 232 -1481 -231 1.06 384 1.06 382 1 sus -1414 -239 -1748 237 1.06 396 1.06 392 jos -1432 256 -1766 -253 1.14 457 1.14 451 P sus -1570 -171 -2033 168 1.14 305 1.14 299 jos -1588 302 -2051 -301 1 393 1 391 Tabelul E 5.1.44. Eforturi de proiectare Stâlp ax D [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax D sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens ne gativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed /g159 + M Ed /g159 - MEd 7 sus -252 9 -227 74 1 14 1 115 jos -270 -17 -245 -30 1.31 35 1.31 61 6 sus -520 -73 -422 75 1.31 151 1.31 154 jos -538 38 -440 -48 1.40 84 1.40 105 5 sus -817 -88 -595 108 1.40 191 1.40 234 jos -835 64 -613 -82 1.07 107 1.07 137 4 sus -1136 -112 -746 126 1.07 187 1.07 212 jos -1154 92 -765 -107 1.26 182 1.26 211 3 sus -1474 -128 -880 143 1.26 252 1.26 281 jos -1492 115 -898 -130 1.13 202 1.13 228 2 sus -1828 -140 -1000 154 1.13 246 1.13 271 jos -1846 136 -1018 -149 1.06 225 1.06 247 1 sus -2193 -142 -1111 155 1.06 235 1.06 256 jos -2211 157 -1129 -170 1.14 279 1.14 303 P sus -2553 -93 -1230 104 1.14 167 1.14 186 jos -2571 256 -1248 -263 1 333 1 342 354 Tabelul E 5.1.45. Stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ A smin Asnec Armare A eff M Rd+ M Rd- NEd M Ed As nec NEd MEd As nec [kN] [kNm] [mm 2] [kN] [kNm] [mm 2] [mm 2] [mm 2] [mm 2] [kNm] [kNm] 7 sus 227 115 436 252 14 0 935 935 4ø18 1018 197 203 jos 245 61 23 270 35 0 935 4ø18 1018 201 207 6 sus 422 154 386 520 151 202 935 4ø18 1018 243 266 jos 440 105 8 538 84 0 935 4ø18 1018 247 270 5 sus 595 234 671 817 191 22 935 4ø18 1018 283 332 jos 613 137 0 835 107 0 935 4ø18 1018 288 335 4 sus 746 212 261 1136 187 0 935 4ø18 1018 318 386 jos 765 211 234 1154 182 0 935 4ø18 1018 322 388 3 sus 880 281 579 1474 252 0 935 4ø18 1018 343 430 jos 898 228 178 1492 202 0 935 4ø18 1018 347 432 2 sus 1000 271 356 1828 246 0 935 4ø18 1018 364 464 jos 1018 247 167 1846 225 0 935 4ø18 1018 367 465 1 sus 1111 256 127 2193 235 0 935 4ø18 1018 382 484 jos 1129 303 441 2211 279 0 935 4ø18 1018 385 485 P sus 1230 186 0 2553 167 0 935 4ø18 1018 399 490 jos 1248 342 591 2571 333 0 935 4ø18 1018 402 490 355 Tabelul E 5.1.46. Stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff M Rd+ M Rd- NEd M Ed As nec NEd MEd As nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [m m2][ m m2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 193 115 497 224 139 610 935 935 4ø18 1018 189 196 jos 211 103 382 242 113 398 935 4ø18 1018 193 200 6 sus 422 258 1125 460 243 953 1125 4ø20 1256 276 285 jos 440 216 800 478 207 674 935 4ø20 1256 280 290 5 sus 664 356 1418 679 357 1398 1418 4ø22 1520 370 374 jos 683 239 555 697 238 526 935 4ø22 1520 375 378 4 sus 920 328 863 884 327 895 935 4ø20 1256 384 377 jos 938 354 1019 902 352 1055 1055 4ø20 1256 387 381 3 sus 1187 434 1308 1074 434 1432 1432 4ø22 1520 464 447 jos 1205 368 819 1092 368 944 944 4ø22 1520 466 450 2 sus 1463 415 916 1250 416 1119 1119 4ø20 1256 463 436 jos 1481 382 670 1269 384 872 935 4ø20 1256 465 438 1 sus 1748 392 555 1414 396 822 935 4ø20 1256 491 457 jos 1766 451 964 1432 457 1239 1239 4ø20 1256 493 459 P sus 2033 299 0 1570 305 55 935 4ø20 1256 511 474 jos 2051 391 398 1588 393 667 935 4ø20 1256 512 476 356 Tabelul E 5.1.47. Stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff M Rd+ M Rd- NEd M Ed As nec NEd MEd As nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm 2][ m m 2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 224 139 610 193 115 497 935 935 4ø18 1018 196 189 jos 242 113 398 211 103 382 935 4ø18 1018 200 193 6 sus 460 243 953 422 258 1125 1125 4ø20 1256 285 276 jos 478 207 674 440 216 800 935 4ø20 1256 290 280 5 sus 679 357 1398 664 356 1418 1418 4ø22 1520 374 370 jos 697 238 526 683 239 555 935 4ø22 1520 378 375 4 sus 884 327 895 920 328 863 935 4ø20 1256 377 384 jos 902 352 1055 938 354 1019 1055 4ø20 1256 381 387 3 sus 1074 434 1432 1187 434 1308 1432 4ø22 1520 447 464 jos 1092 368 944 1205 368 819 944 4ø22 1520 450 466 2 sus 1250 416 1119 1463 415 916 1119 4ø20 1256 436 463 jos 1269 384 872 1481 382 670 935 4ø20 1256 438 465 1 sus 1414 396 822 1748 392 555 935 4ø20 1256 457 491 jos 1432 457 1239 1766 451 964 1239 4ø20 1256 459 493 P sus 1570 305 55 2033 299 0 935 4ø20 1256 474 511 jos 1588 393 667 2051 391 398 935 4ø20 1256 476 512 357 Tabelul E 5.1.48. Stâlp ax D Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff M Rd+ M Rd- NEd M Ed As nec NEd MEd As nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [m m2][ m m2] [mm2] [kNm] [kNm] 7 sus 252 14 0 227 115 436 935 935 4ø18 1018 203 197 jos 270 35 0 245 61 23 935 4ø18 1018 207 201 6 sus 520 151 202 422 154 386 935 4ø18 1018 266 243 jos 538 84 0 440 105 8 935 4ø18 1018 270 247 5 sus 817 191 22 595 234 671 935 4ø18 1018 332 283 jos 835 107 0 613 137 0 935 4ø18 1018 335 288 4 sus 1136 187 0 746 212 261 935 4ø18 1018 386 318 jos 1154 182 0 765 211 234 935 4ø18 1018 388 322 3 sus 1474 252 0 880 281 579 935 4ø18 1018 430 343 jos 1492 202 0 898 228 178 935 4ø18 1018 432 347 2 sus 1828 246 0 1000 271 356 935 4ø18 1018 464 364 jos 1846 225 0 1018 247 167 935 4ø18 1018 465 367 1 sus 2193 235 0 1111 256 127 935 4ø18 1018 484 382 jos 2211 279 0 1129 303 441 935 4ø18 1018 485 385 P sus 2553 167 0 1230 186 0 935 4ø18 1018 490 399 jos 2571 333 0 1248 342 591 935 4ø18 1018 490 402 358 Algoritm de calcul Se determ in/g259 momentele maxime de la extremit/g259/g288ile stâlpului: /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 /g32 /g166 /g166 Rc Rb i Rci dc M MMM , 1 min, Rd ,/g74 unde, MRc,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i corespunz/g259toare sensului considerat al ac/g288iunii seismice Rd/g74 factor care introduce efectul consolid/g259rii o/g288elului /g250i al fret/g259rii betonului în zonele com primate; Rd/g74= 1,30 pentru nivelul de la baza construc/g288iei /g250iRd/g74= 1,20 pentru restul nivelurilor. /g166RcM /g250i /g166RbM sumele valorilor de proiectare ale mome ntelor capabile ale stâlpilor /g250i grinzilor care într/g259 în nodul învecinat sec/g288iunii de calcul. Valorile de proiectare ale momentelor capabile în stâlpi sunt stabilite pe baza valorilor for/g288elor axiale din situa/g288ia de proiectare seismic/g259 corespunz/g259toare sensului considerat al ac/g288iunii seismice. Se determin/g259 for/g288a t/g259ietoare de proiectare: cl dcdc Ed l M MV 2 ,1 ,/g14/g32 Calculul sec/g288iunii la for /g288/g259 t/g259ietoare se efectueaz/g259 conform SR EN 1992-1-1 considerând înclinarea diagonalelor comprimate în modelul de grind/g259 cu z/g259brele de 45°. Se verific/g259 rezisten/g288a bielelor comprimate cu expresia: ) ( ) ( 1 max , /g84 /g84 /g81/g68 tg ctg f z bV V cdw cw RdEd /g14 /g152 /g152 /g152 /g152/g32 /g100 Dac/g259 inegalitatea de mai sus este verificat/g259 se determin/g259 aria sec/g288iunilor pentru for/g288/g259 t/g259ietoare cu expresia: ) (/g84ctg f z V s A yd Ed nec sw /g152 /g152/g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 Se determin/g259 lungimea zonei critice: lcr /g149 max {1,5hc;/g3lcl /6; 600mm} = max {1,5 · 550;/g3/g884/g888/g882/g882/6; 600mm} = 825mm E 5.1.8.4. Dimensionarea arm/g259turii transversale a stâlpilor Valorile de proiectare ale for/g288elor t/g259ietoare se determin/g259 din echilibrul stâlpului la fiecare nivel, sub ac/g288iunea mome ntele de la extremit/g259/g288i, corespunzând, pentru fiecare sens al ac/g288iunii seismice, form/g259rii articula/g288iilor plastice, care pot ap/g259rea fie în grinzi, fie în stâlpii conecta/g288i în nod. 359 unde, hc este cea mai mare dimensiune a sec/g288iunii stâlpului lcl este în/g259l/g288imea liber/g259 La primele dou/g259 niveluri ale cl/g259dirii : lcr = 1,5 · 825 = 1237,5mm Se determin/g259 distan/g288a maxim/g259 între etrieri: - la baza stâlpului, deasupra nivelului teoretic de încastrare: smax = min {b0 /3; 125 mm; 6dbL} - în restul zonelor critice: smax = min {b0 /3; 125 mm; 7dbL} unde, b0 latura minim/g259 a sec/g288iunii situat/g259 la interiorul etrierului perimetral dbL diametrul minim al arm/g259turilor longitudinale. Se verific/g259 dac/g259 armarea transversal/g259 aleas/g259 îndepline/g250te condi/g288iile: - la baza stâlpului, deasupra nivelului teoretic de încastrare: /g591w = s b nA c st /g149 0,005 /g250i cd ydst hst b wd f f h sb h A n b A n 0 0 00 /g14/g32/g90 /g149 0,12 unde, /g591w coeficientul unidirec/g288ional de armare wd/g90 coeficientul mecanic de armare n, nb, nh num/g259rul ramurilor etrierilor în direc/g288ia considerat/g259 Ast aria sec/g288iunii unei ramuri a etrierului b0, h0 dimensiunile sec/g288iunii transversale a miezului confinat - în restul zonelor critice: /g591w = s b nA c st /g149 0,003 /g250i cd ydst hst b wd f f h sb h A n b A n 0 0 00 /g14/g32/g90 /g149 0,08 Calculul arm/g259turii transversale a stâlpilor se prezint/g259 sintetic în tabelele E 5.1.49 pân/g259 la E 5.1.64. 360 Armare tranversal/g259 stâlpi - cadru interior Tabel E 5.1.49. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare – stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ V Ed maxim MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed M Rc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 190 0.93 212 123 195 0.56 130 83 123 jos 194 0.36 83 200 0.29 69 6 sus 235 0.36 100 91 259 0.29 90 87 91 jos 240 0.41 117 263 0.38 120 5 sus 274 0.41 134 106 326 0.38 148 114 114 jos 279 0.36 119 330 0.31 124 4 sus 308 0.36 132 127 381 0.31 144 138 138 jos 312 0.46 174 384 0.41 188 3 sus 332 0.46 185 150 427 0.41 208 166 166 jos 336 0.44 176 429 0.37 191 2 sus 351 0.44 184 150 461 0.37 205 166 166 jos 354 0.42 177 462 0.35 194 1 sus 366 0.42 183 150 483 0.35 202 166 166 jos 369 0.40 177 483 0.34 197 P sus 381 0.40 198 290 490 0.34 216 356 356 jos 384 1 499 490 1.00 637 Tabel E 5.1.50. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare - stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed M Rc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 194 1.71 233 153 200 1.66 240 156 156 jos 198 0.57 135 204 0.55 135 6 sus 388 0.57 263 218 396 0.55 263 218 218 jos 392 0.55 260 400 0.54 261 5 sus 450 0.55 299 248 456 0.54 297 248 248 jos 454 0.54 297 459 0.54 298 4 sus 400 0.54 262 228 401 0.54 260 236 236 jos 403 0.59 284 403 0.63 307 3 sus 543 0.59 383 308 537 0.63 409 330 330 jos 545 0.54 355 540 0.59 383 2 sus 478 0.54 312 265 467 0.59 332 284 284 jos 480 0.57 325 469 0.62 350 1 sus 504 0.57 342 279 491 0.62 366 299 299 jos 505 0.54 329 492 0.60 352 P sus 519 0.54 366 434 508 0.60 394 440 440 jos 520 1 676 509 1.00 661 361 Tabelul E 5.1.51. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare - stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc VEd MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 200 1.66 240 156 194 1.71 233 153 156 jos 204 0.55 135 198 0.57 135 6 sus 396 0.55 263 218 388 0.57 263 218 218 jos 400 0.54 261 392 0.55 260 5 sus 456 0.54 297 248 450 0.55 299 248 248 jos 459 0.54 298 454 0.54 297 4 sus 401 0.54 260 236 400 0.54 262 228 236 jos 403 0.63 307 403 0.59 284 3 sus 537 0.63 409 330 543 0.59 383 308 330 jos 540 0.59 383 545 0.54 355 2 sus 467 0.59 332 284 478 0.54 312 265 284 jos 469 0.62 350 480 0.57 325 1 sus 491 0.62 366 299 504 0.57 342 279 299 jos 492 0.60 352 505 0.54 329 P sus 508 0.60 394 440 519 0.54 366 434 440 jos 509 1 661 520 1.00 676 Tabel E 5.1.52. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare – stâlp Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc VEd MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 195 0.56 130 8 3 190 0.93 212 123 123jos 200 0.29 6 194 0.36 8 6 sus 259 0.29 9 8 7 235 0.36 100 9 1 9jos 263 0.38 120 240 0.41 117 5 sus 326 0.38 148 114 274 0.41 134 106 114jos 330 0.31 124 279 0.36 119 4 sus 381 0.31 144 138 308 0.36 132 127 138jos 384 0.41 188 312 0.46 174 3 sus 427 0.41 208 166 332 0.46 185 150 166jos 429 0.37 191 336 0.44 176 2 sus 461 0.37 205 166 351 0.44 184 150 166jos 462 0.35 194 354 0.42 177 1 sus 483 0.35 202 166 366 0.42 183 150 166jos 483 0.34 197 369 0.40 177 P sus 490 0.34 216 356 381 0.40 198 290 356jos 490 1 637 384 1.00 499 362 Tabel E 5.1.53. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax A Nivel VEd V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Ø eff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 123 1136 5.3 7.2 8 6 91 4.6 8 5 114 5.1 8 4 138 5.6 8 3 166 6.2 8 2 166 6.2 8 1 166 6.2 8 P sus 356 9.1 10 P baza 356 9.1 9.4 10 Tabel E 5.1.54. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax B Nivel VEd V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Ø eff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 156 1136 6.0 7.2 8 6 218 7.1 8 5 248 7.6 8 4 236 7.4 8 3 330 8.7 10 2 284 8.1 10 1 299 8.3 10 P sus 440 10.1 12 P baza 440 10.1 9.4 12 363 Tabel E 5.1.55. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax C Nivel VEd V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Ø eff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 156 1136 6.0 7.2 8 6 218 7.1 8 5 248 7.6 8 4 236 7.4 8 3 330 8.7 10 2 284 8.1 10 1 299 8.3 10 P sus 440 10.1 12 P baza 440 10.1 9.4 12 Tabel E 5.1.56. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax D Nivel VEd V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Ø eff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 123 1136 5.3 7.2 8 6 91 4.6 8 5 114 5.1 8 4 138 5.6 8 3 166 6.2 8 2 166 6.2 8 1 166 6.2 8 P sus 356 9.1 10 P baza 356 9.1 9.4 10 364 Armare tranversal/g259 stâlpi - cadru exterior Tabel E 5.1.57. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare - stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 197 1.00 236 135 203 0.20 48 36 135 jos 201 0.36 88 207 0.16 39 6 sus 243 0.36 106 99 266 0.16 50 66 99 jos 247 0.44 130 270 0.33 107 5 sus 283 0.44 150 118 332 0.33 132 101 118 jos 288 0.39 133 335 0.28 111 4 sus 318 0.39 147 140 386 0.28 128 126 140 jos 322 0.49 188 388 0.37 174 3 sus 343 0.49 200 162 430 0.37 193 154 162 jos 347 0.46 189 432 0.34 177 2 sus 364 0.46 199 162 464 0.34 190 154 162 jos 367 0.43 190 465 0.32 180 1 sus 382 0.43 198 162 484 0.32 187 154 162 jos 385 0.41 191 485 0.31 182 P sus 399 0.41 214 307 490 0.31 200 349 349 jos 4 02 1 522 4 90 1.00 637 Tabel E 5.1.58. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare - stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maximMRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 189 1.43 227 150 196 1.38 235 154 154 jos 193 0.58 134 200 0.56 134 6 sus 276 0.58 191 165 285 0.56 191 174 174 jos 280 0.61 206 290 0.65 226 5 sus 370 0.61 272 212 374 0.65 292 230 230 jos 375 0.53 236 378 0.57 260 4 sus 384 0.53 242 223 377 0.57 259 245 245 jos 387 0.63 294 381 0.72 329 3 sus 464 0.63 353 282 447 0.72 386 312 312 jos 466 0.58 325 450 0.67 363 2 sus 463 0.58 322 265 436 0.67 352 293 293 jos 465 0.56 315 438 0.67 350 1 sus 491 0.56 332 271 457 0.67 365 299 299 jos 493 0.54 318 459 0.64 352 P sus 511 0.54 357 426 474 0.64 394 422 426 jos 512 1 665 476 1.00 619 365 Tabel E 5.1.59. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare - stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maximMRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 196 1.38 235 154 189 1.43 227 150 154 jos 200 0.56 134 193 0.58 134 6 sus 285 0.56 191 174 276 0.58 191 165 74 jos 290 0.65 226 280 0.61 206 5 sus 374 0.65 292 230 370 0.61 272 212 230jos 378 0.57 260 375 0.53 236 4 sus 377 0.57 259 245 384 0.53 242 223 245jos 381 0.72 329 387 0.63 294 3 sus 447 0.72 386 312 464 0.63 353 282 312jos 450 0.67 363 466 0.58 325 2 sus 436 0.67 352 293 463 0.58 322 265 293jos 438 0.67 350 465 0.56 315 1 sus 457 0.67 365 299 491 0.56 332 271 299jos 459 0.64 352 493 0.54 318 P sus 474 0.64 394 422 511 0.54 357 426 426jos 476 1 619 512 1.00 665 Tabel E 5.1.60. Determinarea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare - stâlp ax D Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maximMRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed MRc /g520MRb/ /g520MRc Mdc V Ed [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN] 7 sus 203 0.20 48 36 197 1.00 236 135 135 jos 207 0.16 39 201 0.36 88 6 sus 266 0.16 50 66 243 0.36 106 99 99 jos 270 0.33 107 247 0.44 130 5 sus 332 0.33 132 101 283 0.44 150 118 118 jos 335 0.28 111 288 0.39 133 4 sus 386 0.28 128 126 318 0.39 147 140 140 jos 388 0.37 174 322 0.49 188 3 sus 430 0.37 193 154 343 0.49 200 162 162 jos 432 0.34 177 347 0.46 189 2 sus 464 0.34 190 154 364 0.46 199 162 162 jos 465 0.32 180 367 0.43 190 1 sus 484 0.32 187 154 382 0.43 198 162 162 jos 485 0.31 182 385 0.41 191 P sus 490 0.31 200 349 399 0.41 214 307 349 jos 490 1 637 402 1.00 522 366 Tabel E 5.1.61. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax A Nivel V Ed V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Øeff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 135 1136 5.6 7.2 8 6 99 4.8 8 5 118 5.2 8 4 140 5.7 8 3 162 6.1 8 2 162 6.1 8 1 162 6.1 8 P sus 349 9.0 10 P baza 349 9.0 9.4 10 Tabel E 5.1.62. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax B Nivel V Ed V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Øeff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 154 1136 6.0 7.2 8 6 174 6.3 8 5 230 7.3 8 4 245 7.5 8 3 312 8.5 10 2 293 8.2 10 1 299 8.3 10 P sus 426 9.9 10 P baza 426 9.9 9.4 10 Tabel E 5.1.63. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax C Nivel V Ed V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Øeff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 154 1136 6.0 7.2 8 6 174 6.3 8 5 230 7.3 8 4 245 7.5 8 3 312 8.5 10 2 293 8.2 10 1 299 8.3 10 P sus 426 9.9 10 P baza 426 9.9 9.4 10 367 Tabel E 5.1.64. Determinarea arm/g259turii transversale - stâlp ax D Nivel V Ed V Rd,max Ø nec calcul Øconstructiv Øeff [k N] [kN] [mm] [mm] [mm] 7 135 1136 5.6 7.2 8 6 99 4.8 8 5 118 5.2 8 4 140 5.7 8 3 162 6.1 8 2 162 6.1 8 1 162 6.1 8 P sus 349 9.0 10 P baza 349 9.0 9.4 10 E 5.1.8.5. Verificarea nodurilor de cadru Nodurile se proiecteaz/g259 astfel încât s/g259 poat/g259 prelua /g250i transmite for/g288ele t/g259ietoare care ac/g288ioneaz/g259 asupra lor în plan orizontal /g250i în plan vertical. Forta t/g259ietoare de proiectare în nod se stabile/g250te corespunz/g259tor situa/g288iei plastific/g259rii grinzilor care intr/g259 în nod, pentru sensul de ac/g288iune cel mai defavorabil al ac/g288iunii seismice. Algoritm de calcul Se determin/g259 valoarea de proiectare a for/g288ei t/g259ietoare în nod, Vjhd: - pentru noduri centrale: /g11/g12 c yd s s Rdjhd V f A A V/g16 /g14 /g322 1/g74 - pentru noduri de cap/g259t: c yd s Rdjhd V f A V/g16/g32 1/g74 unde, 2 1, s sA A ariile arm/g259turilor întinse de la partea superioar/g259 /g250i, respectiv, inferioar/g259 a grinzilor care intr/g259 în nod în direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seismice Vc for/g288a t/g259ietoare din stâlpul de deasupra nodului corespunz/g259toare situa/g288iei considerate /g576Rd factor de suprarezisten/g288/g259 al o/g288elului, egal cu 1,1 Se verific/g259 dac/g259 for/g288a de compresiune înclinat/g259 produs/g259 în nod de mecanismul de diagonal/g259 comprimat/g259 nu va dep/g259/g250i rezisten/g288a la compresiune a betonului solicitat transversal la întindere: - pentru noduri centrale: 368 cd c jjhd f h b V3 , 0/g100 - pentru noduri de cap/g259t: cd c jjhd f h b V25 , 0/g100 unde, /g536 coeficient de reducere a rezisten/g288ei betonului fisurat la for/g288/g259 t/g259ietoare; 54 , 0 ) 250 / 1 ( 6 , 0/g32/g16 /g152 /g32ckf/g75 /g81d for/g288a axial/g259 normalizat/g259 în stâlpul de deasupra nodului bj l/g259/g288imea de proiectare a nodului; )5 , 0 ; min(cw cj h b b b/g14/g32 În cazul în care inegalit/g259/g288ile nu sunt satisfacute, trebuie crescute dimensiunile nodului (prin cre/g250terea dimensiunilor stâlpului) /g250i/sau calitatea betonului. Se determin/g259 arm/g259tura transversal/g259 necesar/g259 din nod, shA , necesar/g259 asigur/g259rii integrit/g259/g288ii acestuia dup/g259 fisurarea înclinat/g259: - pentru noduri centrale: ywd dyd s snec sh f f A AA ) 8 , 0 1 ( ) ( 8 , 02 1 /g81/g16/g14/g32 - pentru noduri de cap/g259t: ywd dyd snec sh f f AA ) 8 , 0 1 ( 8 , 02 /g81/g16/g32 unde, 2 1, s sA A ariile arm/g259turilor întinse de la partea superioar/g259 /g250i, respectiv, inferioar/g259 a grinzilor care intr/g259 în nod în direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iun ii seismice /g81d for/g288a axial/g259 normalizat/g259 în stâlpul inferior În cazul în care nu exist/g259 grinzi care intr/g259 în nod în direc/g288ie transversal/g259 ac/g288iunii seismice, pe ambele fe/g288e laterale ale nodului, arm/g259tura rezultat/g259 din calcul, Ash, se spore/g250te cu 25%. Se verific/g259 dac/g259 arm/g259tura vertical/g259 care trece prin nod este suficient/g259: /g11/g12jw jc shsv h h A A/3 2 unde, hjw distan/g288a interax între arm/g259turile de la partea superioar/g259 /g250i cea inferioar/g259 a grinzilor hjc distan/g288a interax între arm/g259turile marginale ale stâlpilor Arm/g259tura orizontal/g259 a nodului nu va fi mai mic/g259 decât armatura transversal/g259 îndesit/g259 din zonele critice ale stâlpului. Verificarea nodurilor se prezint/g259 sintetic în tabelele E 5.1.65 pân/g259 la 80. 369 Armare transversala stâlpi - cadru interior Tabelul E 5.1.65. For/g288a t/g259ietoare de proiectare în nod asociat/g259 sensului pozitiv [kN] Tabelul E 5.1.66. For/g288a t/g259ietoare de proiectare în nod asociat/g259 sensului negativ [kN] Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b Vc V jhd A s,b Vc V jhd A s,b Vc V jhd A s,b Vc V jhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stâng a dreapta sus 7 -680 1140 0 152 763 1448 0 730 763 1448 0 730 763 680 0 476 6 -416 1140 83 156 763 1448 156 573 763 1448 153 577 763 416 123 266 5 -416 1742 87 350 1140 1963 218 806 1140 1963 218 806 1140 416 91 423 4 -415 1742 114 324 1140 1963 248 776 1140 1963 248 776 1140 415 106 408 3 -415 2454 138 535 1742 2233 236 1075 1473 2233 228 995 1742 415 127 584 2 -414 2454 166 507 1742 2233 330 982 1473 2233 308 915 1742 414 150 561 1 -414 2454 166 507 1742 2233 284 1028 1473 2233 265 958 1742 414 150 561 P -413 2454 166 507 1742 2233 299 1013 1473 2233 279 944 1742 413 150 561 Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b Vc V jhd A s,b Vc V jhd A s,b Vc V jhd A s,b Vc V jhd stânga dreapta sus stân ga dreapta sus stânga dreapta sus stân ga dreapta sus 7 680 763 0 476 1448 763 0 730 1448 763 0 730 1140 -680 0 152 6 416 763 123 266 1448 763 153 577 1448 763 156 573 1140 -416 83 156 5 416 1140 91 423 1963 1140 218 806 1963 1140 218 806 1742 -416 87 350 4 415 1140 106 408 1963 1140 248 776 1963 1140 248 776 1742 -415 114 324 3 415 1742 127 584 2233 1473 228 995 2233 1742 236 1075 2454 -415 138 535 2 414 1742 150 561 2233 1473 308 915 2233 1742 330 982 2454 -414 166 507 1 414 1742 150 561 2233 1473 265 958 2233 1742 284 1028 2454 -414 166 507 P 413 1742 150 561 2233 1473 279 944 2233 1742 299 1013 2454 -413 166 507 370 Tabelul E 5.1.67. Verificarea bielei comprimate în nod; sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifi care NEd /g542d V Rd,max Vjhd Verifica re NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifica re NEd /g542d VRd,ma Vjhd Verifica re [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] 7 0 0.00 1260 476 OK 0 0.00 1513 730 OK 0 0.00 1513 730 OK 0 0.0 1260 152 OK 6 214 0.04 1260 266 OK 233 0.05 1513 577 OK 259 0.05 1513 573 OK 239 0.0 1260 156 OK 5 409 0.08 1260 423 OK 490 0.10 1513 806 OK 526 0.10 1513 806 OK 510 0.1 1260 350 OK 4 575 0.11 1260 408 OK 758 0.15 1513 776 OK 785 0.16 1513 776 OK 805 0.1 1260 324 OK 3 717 0.14 1260 584 OK 1036 0.21 1513 995 OK 1036 0.21 1513 1075 OK 1123 0.2 1260 535 OK 2 838 0.17 1260 561 OK 1324 0.26 1513 915 OK 1282 0.25 1513 982 OK 1459 0.2 1260 507 OK 1 941 0.19 1260 561 OK 1624 0.32 1513 958 OK 1522 0.30 1513 1028 OK 1809 0.3 1260 507 OK P 1032 0.20 1260 561 OK 1933 0.38 1513 944 OK 1759 0.35 1513 1013 OK 2166 0.4 1260 507 OK Tabelul E 5.1.68. Verificarea bielei comprimate în nod; sens negativ Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifi care NEd /g542d V Rd,max Vjhd Verifica re NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifica re NEd /g542d VRd,ma Vjhd Verifica re [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] 7 0 0.00 1260 152 OK 0 0.00 1513 730 OK 0 0.00 1513 730 OK 0 0.0 1260 476 OK 6 239 0.05 1260 156 OK 259 0.05 1513 573 OK 233 0.05 1513 577 OK 214 0.0 1260 266 OK 5 510 0.10 1260 350 OK 526 0.10 1513 806 OK 490 0.10 1513 806 OK 409 0.0 1260 423 OK 4 805 0.16 1260 324 OK 785 0.16 1513 776 OK 758 0.15 1513 776 OK 575 0.1 1260 408 OK 3 1123 0.22 1260 535 OK 1036 0.21 1513 1075 OK 1036 0.21 1513 995 OK 717 0.1 1260 584 OK 2 1459 0.29 1260 507 OK 1282 0.25 1513 982 OK 1324 0.26 1513 915 OK 838 0.1 1260 561 OK 1 1809 0.36 1260 507 OK 1522 0.30 1513 1028 OK 1624 0.32 1513 958 OK 941 0.1 1260 561 OK P 2166 0.43 1260 507 OK 1759 0.35 1513 1013 OK 1933 0.38 1513 944 OK 1032 0.2 1260 561 OK 371 Tabelul E 5.1.69. Determinarea arm/g259turii transversale necesare din nod - sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b /g542 nec Ash As,b /g542 nec Ash As,b /g542 necAsh As,b /g542 nec stângad r e aptas tângad r e apta stânga dreapta stângad r e apta 7 680 763 0.00 1155 1448 763 0.00 1769 1448 763 0.00 1769 1140 -680 0.00 368 6 416 763 0.04 911 1448 763 0.05 1703 1448 763 0.05 1696 1140 -416 0.05 557 5 416 1140 0.08 1164 1963 1140 0.10 2289 1963 1140 0.10 2275 1742 -416 0.10 975 4 415 1140 0.11 1131 1963 1140 0.15 2184 1963 1140 0.16 2173 1742 -415 0.16 926 3 415 1742 0.14 1529 2233 1473 0.21 2477 2233 1742 0.21 2657 2454 -415 0.22 1340 2 414 1742 0.17 1496 2233 1473 0.26 2342 2233 1742 0.25 2533 2454 -414 0.29 1254 1 414 1742 0.19 1467 2233 1473 0.32 2201 2233 1742 0.30 2412 2454 -414 0.36 1164 P 413 1742 0.20 1442 2233 1473 0.38 2055 2233 1742 0.35 2293 2454 -413 0.43 1071 Tabelul E 5.1.70. Determinarea arm/g259turii transversale necesare din nod - sens negativ. Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b /g542 nec Ash As,b /g542 nec Ash As,b /g542 necAsh As,b /g542 nec stângad r e aptas tângad r e apta stânga dreapta stângad r e apta 7 -680 1140 0.00 368 763 1448 0.00 1769 763 1448 0.00 1769 763 680 0.00 1155 6 -416 1140 0.05 557 763 1448 0.05 1696 763 1448 0.05 1703 763 416 0.04 911 5 -416 1742 0.10 975 1140 1963 0.10 2275 1140 1963 0.10 2289 1140 416 0.08 1164 4 -415 1742 0.16 926 1140 1963 0.16 2173 1140 1963 0.15 2184 1140 415 0.11 1131 3 -415 2454 0.22 1340 1742 2233 0.21 2657 1473 2233 0.21 2477 1742 415 0.14 1529 2 -414 2454 0.29 1254 1742 2233 0.25 2533 1473 2233 0.26 2342 1742 414 0.17 1496 1 -414 2454 0.36 1164 1742 2233 0.30 2412 1473 2233 0.32 2201 1742 414 0.19 1467 P -413 2454 0.43 1071 1742 2233 0.35 2293 1473 2233 0.38 2055 1742 413 0.20 1442 372 Tabelul E 5.1.71. Alegerea arm/g259turii transversale din nod Nivel Nod ax A /g250i D A nec s ø nec ø eff A sh eff A nec A eff Verificare 7 1155 100 8.6 10 1571 984 3054 ok 6 911 100 7.6 8 1005 630 3054 ok 5 1164 100 8.6 10 1571 984 3054 ok 4 1131 100 8.5 10 1571 984 3054 ok 3 1529 100 9.9 12 2262 1417 3054 ok 2 1496 100 9.8 10 1571 984 3054 ok 1 1467 100 9.7 10 1571 984 3054 ok P 1442 100 9.6 10 1571 984 3054 ok Tabelul E 5.1.72. Alegerea arm/g259turii transversale din nod Nivel Nod axB/g250 i C A nec s ø nec ø eff A sh eff A nec A eff Verificare 7 1769 100 10.6 12 2262 1417 3054 ok 6 1703 100 10.4 12 2262 1417 5889 ok 5 2289 75 10.2 12 3167 1984 5889 ok 4 2184 75 10.0 12 3167 1984 3768 ok 3 2657 75 11.0 12 3167 1984 5889 ok 2 2533 75 10.7 12 3167 1984 3768 ok 1 2412 75 10.5 12 3167 1984 3768 ok P 2293 75 10.2 12 3167 1984 3768 ok 373 Armare tranversal/g259 stâlpi - cadru exterior Tabelul E 5.1.73. For/g288a t/g259ietoare de proiectare în nod asociat/g259 sensului pozitiv [kN] Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As, Vc Vjhd As, Vc Vjhd As, Vc Vjhd As, Vc Vjhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus 7 1057 663 0 568 1140 663 0 595 1140 663 0 595 914 -1057 0 -47 6 680 663 135 308 1140 663 150 445 1140 663 154 441 914 -680 36 41 5 679 1140 99 502 1742 914 165 711 1742 1140 174 777 1742 -679 66 285 4 679 1140 118 483 1742 914 212 665 1742 1140 230 721 1742 -679 101 250 3 680 1742 140 660 2233 1362 223 963 2233 1742 245 1067 2454 -680 126 460 2 680 1742 162 637 2233 1362 282 904 2233 1742 312 999 2454 -680 154 431 1 680 1742 162 637 2233 1362 265 921 2233 1742 293 1019 2454 -680 154 431 P 680 1742 162 637 2233 1362 271 915 2233 1742 299 1013 2454 -680 154 431 Tabelul E 5.1.74. For/g288a t/g259ietoare de proiectare în nod asociat/g259 sensului negativ [kN] Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus 7 1057 663 0 568 7 1057 663 0 568 7 1057 663 0 568 7 1057 6 680 663 135 308 6 680 663 135 308 6 680 663 135 308 6 680 5 679 1140 99 502 5 679 1140 99 502 5 679 1140 99 502 5 679 4 679 1140 118 483 4 679 1140 118 483 4 679 1140 118 483 4 679 3 680 1742 140 660 3 680 1742 140 660 3 680 1742 140 660 3 680 2 680 1742 162 637 2 680 1742 162 637 2 680 1742 162 637 2 680 1 680 1742 162 637 1 680 1742 162 637 1 680 1742 162 637 1 680 P 680 1742 162 637 P 680 1742 162 637 P 680 1742 162 637 P 680 374 Tabelul E 5.1.75. Verificarea bielei comprimate în nod; sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifi care NEd /g542d V Rd,max Vjhd Verifi car NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifica re NEd /g542d VRd,ma Vjhd Verifica re[kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] 7 0 0.00 1260 568 OK 0 0.00 1260 595 OK 0 0.00 1260 595 OK 0 0.001260 -47 OK 6 245 0.05 1260 308 OK 211 0.04 1260 445 OK 242 0.05 1260 441 OK 270 0.051260 41 OK 5 440 0.09 1260 502 OK 440 0.09 1260 711 OK 478 0.09 1260 777 OK 538 0.111260 285 OK 4 613 0.12 1260 483 OK 683 0.14 1260 665 OK 697 0.14 1260 721 OK 835 0.171260 250 OK 3 765 0.15 1260 660 OK 938 0.19 1260 963 OK 902 0.18 1260 1067 OK 1154 0.231260 460 OK 2 898 0.18 1260 637 OK 1205 0.24 1260 904 OK 109 0.22 1260 999 OK 1492 0.301260 431 OK 1 1018 0.20 1260 637 OK 1481 0.29 1260 921 OK 126 0.25 1260 1019 OK 1846 0.371260 431 OK P 1129 0.22 1260 637 OK 1766 0.35 1260 915 OK 143 0.28 1260 1013 OK 2211 0.441260 431 OK Tabelul E 5.1.76. Verificarea bielei comprimate în nod; sens negativ Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifi care NEd /g542d V Rd,max Vjhd Verifi car NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifica re NEd /g542d V Rd,ma Vjhd Verifica re[kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] 7 0 0.00 1260 -47 OK 0 0.00 1260 595 OK 0 0.00 1260 595 OK 0 0.001260 568 OK 6 270 0.05 1260 41 OK 242 0.05 1260 441 OK 211 0.04 1260 445 OK 245 0.051260 308 OK 5 538 0.11 1260 285 OK 478 0.09 1260 777 OK 440 0.09 1260 711 OK 440 0.091260 502 OK 4 835 0.17 1260 250 OK 697 0.14 1260 721 OK 683 0.14 1260 665 OK 613 0.121260 483 OK 3 1154 0.23 1260 460 OK 902 0.18 1260 1067 OK 938 0.19 1260 963 OK 765 0.151260 660 OK 2 1492 0.30 1260 431 OK 1092 0.22 1260 999 OK 12050.24 1260 904 OK 898 0.181260 637 OK 1 1846 0.37 1260 431 OK 1269 0.25 1260 1019 OK 14810.29 1260 921 OK 1018 0.201260 637 OK P 2211 0.44 1260 431 OK 1432 0.28 1260 1013 OK 17660.35 1260 915 OK 1129 0.221260 637 OK 375 Tabelul E 5.1.77. Determinarea arm/g259turii transversale necesare din nod - sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b /g542 Anec sh As,b /g542 Anec sh As,b /g542 Anec sh As,b /g542 Anec sh stânga dreapta stânga dreapta stânga dreap stânga dreapta 7 1057 663 0.00 1376 1140 663 0.00 1442 1140 663 0.00 1442 914 -1057 0.00 -114 6 680 663 0.05 1033 1140 663 0.04 1394 1140 663 0.05 1387 914 -680 0.05 179 5 679 1140 0.09 1354 1742 914 0.09 1977 1742 114 0.09 2131 1742 -679 0.11 778 4 679 1140 0.12 1314 1742 914 0.14 1895 1742 114 0.14 2050 1742 -679 0.17 737 3 680 1742 0.15 1702 2233 1362 0.19 2448 2233 174 0.18 2725 2454 -680 0.23 1160 2 680 1742 0.18 1661 2233 1362 0.24 2326 2233 174 0.22 2629 2454 -680 0.30 1083 1 680 1742 0.20 1625 2233 1362 0.29 2200 2233 174 0.25 2540 2454 -680 0.37 1003 P 680 1742 0.22 1591 2233 1362 0.35 2070 2233 174 0.28 2457 2454 -680 0.44 921 Tabelul E 5.1.78. Determinarea arm/g259turii transversale necesare din nod - sens negativ Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b /g542 Anec sh As,b /g542 Anec sh As,b /g542 Anec sh As,b /g542 Anec sh stânga dreapta stânga dreapta stânga dreap stânga dreapta 7 -1057 914 0.00 -114 663 1140 0.00 1442 663 114 0.00 1442 663 1057 0.00 1376 6 -680 914 0.05 179 663 1140 0.05 1387 663 114 0.04 1394 663 680 0.05 1033 5 -679 1742 0.11 778 1140 1742 0.09 2131 914 174 0.09 1977 1140 679 0.09 1354 4 -679 1742 0.17 737 1140 1742 0.14 2050 914 174 0.14 1895 1140 679 0.12 1314 3 -680 2454 0.23 1160 1742 2233 0.18 2725 1362 223 0.19 2448 1742 680 0.15 1702 2 -680 2454 0.30 1083 1742 2233 0.22 2629 1362 223 0.24 2326 1742 680 0.18 1661 1 -680 2454 0.37 1003 1742 2233 0.25 2540 1362 223 0.29 2200 1742 680 0.20 1625 P -680 2454 0.44 921 1742 2233 0.28 2457 1362 223 0.35 2070 1742 680 0.22 1591 376 Tabelul E 5.1.79. Alegerea arm/g259turii transversale din nod Nivel Nod ax A /g250i D A nec s ø nec ø eff A sh eff A nec A eff Verificare 7 1720 100 10.5 12 2262 1417 3054 ok 6 1291 100 9.1 10 1571 984 3054 ok 5 1692 100 10.4 12 2262 1417 3054 ok 4 1642 100 10.2 12 2262 1417 3054 ok 3 2128 100 11.6 12 2262 1417 3054 ok 2 2077 100 11.5 12 2262 1417 3054 ok 1 2031 100 11.4 12 2262 1417 3054 ok P 1988 100 11.3 12 2262 1417 3054 ok Tabelul E 5.1.80. Alegerea arm/g259turii transversale din nod Nivel Nod ax B /g250i C A nec s ø nec ø eff A sh eff A nec A eff Verificare 7 1803 100 10.7 12 2262 1417 3054 ok 6 1743 100 10.5 12 2262 1417 3768 ok 5 2663 75 11.0 12 3167 1984 4560 ok 4 2563 75 10.8 12 3167 1984 3768 ok 3 3406 75 12.4 14 4310 2701 4560 ok 2 3286 75 12.2 14 4310 2701 3768 ok 1 3175 75 12.0 14 4310 2701 3768 ok P 3072 75 11.8 12 3167 1984 3768 ok 377 E 5.2 Proiectarea unei structuri cu pere/g1802i structurali din beton armat E 5.2.1. Descrierea construc/g1802iei - Amplasament: Bucure/g1800ti; - În eleva/g1802ie: 3S+P+14 etaje; în/g259l/g1802ime etaj curent: 3.0m; În/g259l/g1802ime parter: 6.0m; - În plan: Cinci deschideri D=8m; Patru travei t=7m /g1800i o travee central/g259 de 4m; Func/g1802iune: Birouri. Figura 1 con/g1802ine, cu rol informativ, planul de cofraj al unui nivel curent al cl/g259dirii. Materiale folosite: - Beton C30/37: fck=30 MPa, fcd=20 MPa, E=33x103 MPa; - O/g1802el S500: fyk=500 MPa, fyd=435 MPa, E=2x105 MPa ; Caracterizarea amplasamentului: - Accelera/g1802ia maxima a terenului (IMR=100 ani): ag=0.30g; - Perioada de col/g1802: Tc=1.6 sec. Proiectarea structurii a fost f/g259cut/g259 pentru clasa H de ductilitate /g1800i clasa de importan/g1802/g259 III (/g534I=1.0). E 5.2.2. Predimensionarea elementelor structurale Predimensionarea elementelor structurale reprezint/g259 prima etap/g259 în calculul acestora. În cazul structurilor din beton armat masa elementelor structurale reprezint/g259 o mare parte din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale. Din aceast/g259 cauz/g259 pentru ob/g288inerea preliminar/g259 a unor dimensiuni pentru elementele structurale se folosesc formule simplificate derivate din criterii de rigiditate, ductilitate, arhitecturale sau tehnologice. 378 /g3 X/g3 Y/g3 Figura E 5.2.1. Plan cofraj plan/g1800eu etaj curent 379 E 5.2.2.1. Predimensionarea grinzilor Predimensionarea pe baza criteriilor de rigiditate /g1800i a criteriilor arhitecturale Deschidere L=8.0m; Travee t=7.0m. Grinda longitudinal/g259 hw= L/g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g12112 1 8 1 = 00 . 812 1 8 1 /g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g121 = 1.00 ÷ 0.66 m hw=0.70 m; bw= wh/g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g1213 1 2 1 = 70 . 03 1 2 1 /g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g121 = 0.35 ÷ 0.23 m bw=0.30 m; Grinda transversal/g259 hw= t/g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g12112 1 8 1 = 00 . 712 1 8 1 /g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g121 = 0.875 ÷ 0.583 m hw=0.60 m; bw= wh/g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g1213 1 2 1 = 60 . 03 1 2 1 /g152/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g121 = 0.30 ÷ 0.20 m bw=0.30 m. E 5.2.2.2. Predimensionarea pl/g259cilor Predimensionarea pe baza criteriilor de rigiditate /g1800i izolare fonic/g259 În faza de predimensionare se consider/g259 lumina aproximativ egal/g259 cu deschiderea interax. Trama tipic/g259 este 8 x7m, placa fiind armat/g259 pe doua direc/g1802ii. Pentru limitarea s/g259ge/g1802ilor verticale /g1800i ob/g1802inerea unor procente de armare economice se pot utiliza urm/g259toarele condi/g1802ii : /g882 hsl= 180 P + 20 mm; L0 = L-bw = 8.00-0.30 = 7.70 m; t0 = t-bw = 7.00-0.30 = 6.70 m; P = 2(L0+ t0) = 2(7.70+6.70) = 28.80 m; L0 /g1800i t0 - deschiderile de calcul pe cele dou/g259 direc/g1802ii; P - perimetrul pl/g259cii; /g882 hsl>130 mm, din motive de izolare fonic/g259 Se alege hsl=18cm. 380 Evaluarea înc/g259rc/g259rilor gravita/g1802ionale în situa/g1802ia de proiectare la cutremur Se detaliaz/g259 gruparea ac/g1802iunilor, respectiv gruparea efectelor structurale ale ac/g1802iunilor, care con/g1802in ac/g1802iunea seismic/g259 . /g166 /g32 n j 1 Gk,j + /g534 Ie AEk + /g5492,i Qk,i unde: Gk,j - efectul ac/g1802iunii permanente j , luat/g259 cu valoarea caracteristic/g259; Qk,i - efectul pe structur/g259 al ac/g1802iunii variabile i, luat/g259 cu valoarea caracteristic/g259; AEk - valoarea caracteristic/g259 a ac/g1802iunii seismice ce corespunde intervalului mediu de recu ren/g1802/g259 pentru Starea Limita Ultima (ULS); /g549 2,i - coeficient pentru determinarea valorii cvasipermanente a ac/g1802iunii variabile i ; /g534 Ie - coeficient de importan/g1802/g259 /g1800i expunere a cl/g259dirii. Valorile caracteristice Gk /g250i Qk sunt valorile normate ale ac/g1802iunilor conform standardelor de înc/g259rc/g259ri. Pentru înc/g259rc/g259rile din z/g259pad/g259 /g1800i cele datorate exploat/g259rii /g5242= 0.4. Tabelul E 5.2.1 Evaluarea înc/g259rc/g259rilor pe placa de plan/g1800eu a nivelului curent Înc/g259rcare qn (kN/m2) nld nsd qld (kN/m2) qsd (kN/m2) Greutate proprie plac/g259 4.5 1. 0 1.35 4.5 6.075 Înc/g259rcare util/g259 2.5 0.4 1.5 1 3.75 Înc/g259rcare din compartiment/g259ri /g1800i pardoseal/g259 2.07 1.0 1.35 2.07 2.79 7.57 12.615 Tabelul E 5.2.2 Evaluarea înc/g259rc/g259rilor pe grinzile perimetrale la nivelul curent Înc/g259rcare qn (kN/m2) nld nsd qld (kN/m2) qsd (kN/m2) Înc/g259rcare din închideri 3.0 1. 0 1.35 3.0 4.05 Tabelul E 5.2.3 Evaluarea înc/g259rc/g259rilor pe placa de plan/g1800eu a ultimului nivel Înc/g259rcare qn (kN/m2) nld nsd qld (kN/m2) qsd (kN/m2) Greutate proprie plac/g259 4.5 1. 0 1.35 4.5 6.075 Înc/g259rcare din Termo-Hidroizola/g1802ie 3.85 1.0 1.35 3.85 5.2 Înc/g259rcare util/g259 0.75 0.4 1.5 0.3 1.125 Înc/g259rcare din z/g259pad/g259 2 0.4 1.5 0.8 3.0 9.45 15.4 381 E 5.2.2.3. Predimensionarea stâlpilor Deoarece stâlpii structurii nu sunt elemente care particip/g259 la preluarea for/g288ei laterale, acest rol fiind îndeplinit de c/g259tre pere/g288ii structurali, ei se vor proiecta ca elemente secundare. Criteriile referitoare la in/g259l/g1802imea relativ/g259 a zonei comprimate sunt mai pu/g288in restrictive, acceptându-se un nivel mai mare al compresiunii în stâlpi decât în cazul celor ce alc/g259tuiesc structurile în cadre de beton armat, cu rol principal în preluarea ac/g1802iunilor seismice. Astfel, conform paragrafului 5.6.2.4 din [1], for/g1802a axial/g259 adimensional/g259 din stâlpi se recomand/g259 a nu dep/g259/g1800i valoarea de 0,7. 1. Stâlp marginal Aria aferent/g259 stâlpului marginal : Aaf= 8·3.5= 28m2 Înc/g259rc/g259ri : - greutate proprie stâlp Ngp=0.50·0.50·25·(14·3+6) Ngp=300 kN - greutate grinzi Ngr=15·0.30·0.70·8·25+15·0.30·0.60·3.50·25 Ngr=866.30 kN Ntot= 300+866.3+(14·28·7.57+1·28·9.45)+13·8·3+8·5.07 = 4751 kN /g542rec=0.7 b= 7 . 0 20 10 47513 /g152 /g152=682 mm 2. Stâlp de col/g1802 Aria aferent/g259 stâlpului de col/g1802 : Aaf= 4.0·3.5= 14.0 m2 Ntot= 300+15·25·(0.3·0.7·4+0.3·0.6·3.5)+(14·14·7.57+1·14·9.45)+3·7.5+5.07·7.5 = 2528 kN bcm=hcm = 7 . 0 20 10 25283 /g152 /g152=425mm 3. Stâlp interior Aria aferent/g259 stâlpului interior: Aaf= 8·7= 56 m2 Ntot=300+12·25·(0.3·0.7·8+0.3·0.6·7)+14·56·7.57+56·9.45 = 7867 kN /g542rec=0.7 bcc=hcc = 7 . 0 20 10 78673 /g152 /g152=750 mm. Se aleg: - pentru stâlpi marginali /g1800i de col/g1802: bc=70 cm; - pentru stâlpi interiori: bc=75 cm. 382 E 5.2.3. Calculul structurii conform CR 2-1-1.1 E 5.2.3.1. Evaluarea înc/g259rc/g259rilor seismice: For/g1802a t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare modului propriu fundamental, pentru fiecare direc/g1802ie principal/g259, se determin/g259 cu rela/g1802ia: Fb = /g5341·Sd(T1) · m·/g540 în care: /g5341,e - factorul de im portan/g1802/g259 – expunere la cutremur a construc/g1802iei; pentru cl/g259diri obi/g1800nuite /g5341,e = 1; a. În direc/g1802ia Y (direc/g1802ia pere/g1802ilor cupla/g1802i): Sd(T1) - ordonata spectrului de proiectare corespunz/g259tor perioadei proprii funda mentde vibra/g1802ie T1. Pentru ora/g1800ul Bucure/g1800ti /g1800i perioada T1<Tc : Sd(T1)= q T ag ) (/g69/g152 qy - factorul de com portare al structur ii; pentru structuri redundante cu pere/g1802i cupla/g1802i din beton armat, regulate în plan /g1800i în eleva/g1802ie, pentu clasa H de ductilitate, se ia: a. q= q0 1/g68 /g68u = 5.0 ·1.25 = 6.25, pentru DCH; b . q= q0 1/g68 /g68u = 3.5 ·1.25 = 4.375, pentru DCM. b. În direc/g1802ia X (direc/g1802ia pere/g1802ilor izola/g1802i): Sd(T1) - ordonata spectrului de proiectare corespunz/g259tor perioadei pr oprii funda mentale de vibra/g1802ie T1. Pentru ora/g1800ul Bucure/g1800ti /g1800i perioada T1<Tc : Sd(T1)= q T ag ) (/g69/g152 qx - factorul de com portare al structurii ; pentru structuri redundante în cadre din beton arm at, regulate în plan /g1800i în eleva/g1802ie, pentu clasa H de ductilitate, se calcu leaz/g259: a. q=q0 1/g68 /g68u = 4.0 ·1.15 = 4.60, pentru DCH; b . q=q0 1/g68 /g68u = 3.0 ·1.15 = 3.45, pentru DCM; ag - accelera/g1802ia orizontala maxim/g259 a terenului, pentru Bucure/g1800ti ag = 0,30 g; /g533(T) - spectru norm alizat de r/g259spuns elastic; T1 - perioada proprie de vibra/g1802ie a structurii; m - masa total/g259 a cl/g259dirii calculat/g259 ca sum/g259 a maselor de nivel; ; 11 /g166 /g166/g32 /g32 /g32/g32 n i in i i g Gm m 383 /g540 - factor de corec/g288ie care /g288ine seama de contribu/g288ia modului propriu fundamental la r/g259spunsul seismic al structurii: /g540=0,85 pentru T1<Tc /g1800i cl/g259direa are mai mult de 2 niveluri; /g540=1,0 pentru restul construc/g1802iilor. Calculul coeficientului seismic „c”: c = /g5341·Sd(T1) ·/g540/g = FTb/G a. În direc/g1802ia pere/g1802ilor cupla/g1802i: 1. DCH cy= 1·0.12·0.85 = 0.102 2. DCM cy= 1·0.171·0.85 = 0.146 b. În direc/g1802ia pere/g1802ilor izola/g1802i: 1. DCH cx= 1·0.163·0.85 = 0.139 2 . D C M cx= 1·0.217·0,85 =0.185 E 5.2.3.2. Verificarea deplas/g259rilor laterale E 5.2.3.2.1. Verificarea la starea limit/g259 de serviciu (SLS) Aceast/g259 verificare are ca scop asigurarea continuit/g259/g288ii în func/g288ionare a cl/g259dirii în urma unui cutremur de intensitate mic/g259, cu probabilitate mare de apari/g288ie pe durata de via/g288/g259 a construc/g288iei (IMR= 30 ani). Acest deziderat se realizeaz/g259 prin limitarea degrad/g259rii elementelor nestructurale /g1800i a componentelor instala/g288iilor construc/g288iei. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: dr SLS = /g542qdre /g148 dr,a SLS dr SLS - deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 SLS; /g542 - factor de reducere care /g288ine seama de intervalul de recuren/g288/g259 al ac/g288iunii seismice asociate verific/g259rilor pentru SLS. Valoarea factorului /g542 este 0.5;. q - factorul de comportare specific tipului de structur/g259; dre - deplasarea relativ/g259 a aceluia/g250i nivel, determinat/g259 prin calcul static elastic sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare; dr,a SLS - valoarea admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel: dr,a SLS=0.005. E 5.2.3.2.2. Verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS) Starea limit/g259 ultim/g259 mai este întalnit/g259 în bibliografie ca starea limit/g259 de siguran/g288/g259 a vie/g288ii. Este deci u/g250or de intuit c/g259 aceast/g259 verificare are drept scop evitarea pierderilor de vie/g288i omene/g250ti la atacul unui cutremur major. În acest scop, limitarea deplas/g259rilor laterale are ca efect prevenirea apari/g288iei unor degrad/g259ri suficient de mari încât s/g259 produc/g259 pr/g259bu/g250irii totale a elementelor nestructurale. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: d r ULS = cqdre /g148 dr,a ULS dr ULS - deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 ULS; q - factorul de comportare specific tipului de structur/g259; 384 dre - deplasarea relativ/g259 a aceluia/g250i nivel, determinat/g259 prin calcul static elastic sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare; c - coeficient de amplificare al deplas/g259rilor, care /g288ine seama c/g259 pentru T<Tc (Tc este perioada de control a spectrului de r/g259spuns) deplas/g259rile seismice calculate în dom eniul inelastic sunt mai mari decât cele corespunz/g259toare r/g259spunsului seism ic elastic. Valorile c se aleg conform rela/g288iei: 7 . 13 , 2 3 1 q T T Tc C C /g100 /g16 /g32 /g100; dr,a ULS - valoare admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel, egal/g259 cu 0.025h (unde h este în/g259l/g288imea de nivel). Tabelul E 5.2.4 Factori de comportare /g250i coeficien/g288i de reducere Direc/g1802ie Clasa q c cmax Long. DCH 4.60 1.56 1.60 DCM 3.45 1.38 Trans. DCH 6.25 1.86 DCM 4.38 1.56 385 Tabelul E 5.2.5 Verificarea deplas/g259rilor laterale în direc/g1802ia longitudinal/g259 Tabelul E 5.2.6 Verificarea deplas/g259rilor laterale în direc/g1802ia transversal/g259 DCH DCM Nivel Direc/g1802ie dr e, DCH (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif. dr e, DCM (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif. E14 Transversal 0.0012 0.0039 0.005 0.0120 0.025 ok 0.0019 0.0041 0.005 0.0113 0.025 ok E13 0.0013 0.0041 0.0127 ok 0.0019 0.0042 0.0117 ok E12 0.0013 0.0041 0.0127 ok 0.0020 0.0044 0.0121 ok E11 0.0014 0.0043 0.0133 ok 0.0020 0.0044 0.0123 ok E10 0.0014 0.0044 0.0137 ok 0.0021 0.0046 0.0127 ok E9 0.0014 0.0044 0.0137 ok 0.0021 0.0045 0.0125 ok E8 0.0014 0.0044 0.0137 ok 0.0021 0.0045 0.0125 ok E7 0.0014 0.0043 0.0133 ok 0.0021 0.0045 0.0125 ok E6 0.0014 0.0043 0.0133 ok 0.0020 0.0044 0.0121 ok E5 0.0013 0.0041 0.0127 ok 0.0019 0.0042 0.0115 ok E4 0.0012 0.0038 0.0117 ok 0.0018 0.0039 0.0109 ok E3 0.0011 0.0033 0.0104 ok 0.0015 0.0034 0.0093 ok E2 0.0009 0.0029 0.0091 ok 0.0014 0.0030 0.0083 ok E1 0.0008 0.0024 0.0075 ok 0.0011 0.0023 0.0065 ok P 0.0004 0.0013 0.0039 ok 0.0006 0.0012 0.0034 ok DCH DCM Nivel Direc/g1802ie dr e, DCH (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif dr e, DCM (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif. E14 Longitudinal 0.0016 0.0037 0.005 0.0115 0.025 ok 0.0021 0.0037 0.005 0.0136 0.025 ok E13 0.0017 0.0039 0.0122 ok 0.0022 0.0039 0.0142 ok E12 0.0017 0.0040 0.0125 ok 0.0023 0.0039 0.0144 ok E11 0.0018 0.0041 0.0127 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E10 0.0018 0.0042 0.0132 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E9 0.0018 0.0041 0.0129 ok 0.0024 0.0041 0.0153 ok E8 0.0018 0.0041 0.0129 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E7 0.0018 0.0041 0.0129 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E6 0.0018 0.0041 0.0127 ok 0.0023 0.0039 0.0144 ok E5 0.0016 0.0038 0.0117 ok 0.0022 0.0038 0.0140 ok E4 0.0016 0.0036 0.0113 ok 0.0020 0.0035 0.0127 ok E3 0.0014 0.0032 0.0101 ok 0.0018 0.0031 0.0114 ok E2 0.0012 0.0028 0.0086 ok 0.0015 0.0026 0.0097 ok E1 0.0010 0.0022 0.0069 ok 0.0012 0.0021 0.0078 ok P 0.0005 0.0012 0.0038 ok 0.0007 0.0012 0.0042 ok 386 E 5.2.3.3. Dimensionarea elementelor structurale - calculul pere/g1802ilor Proiectarea structurii conform principiului ierarhiz/g259rii capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 presupune stabilirea unor zone în care se vor concentra deforma/g288iile plastice din timpul exercit/g259rii unei ac/g288iuni seismice intense. Aceste zone, denumite zone critice, beneficiaz/g259 de o detaliere special/g259, cu scopul de a le înzestra cu capacitatea de deformare necesar/g259 disip/g259rii histeretice a unei cantit/g259/g288i cât mai mare de energie. Zona critic/g259, în cazul pere/g288ilor structurali, izola/g288i sau cupla/g288i, este zona de la baza acestora (situat/g259 deasupra nivelului superior al infrastructurii sau funda/g288iilor), având lungimea: hcr = max {lw, Hw/6} /g148 hs, pentru cl/g259diri cu cel mult 6 niveluri /g148 2hs, pentru cl/g259diri cu peste 6 niveluri în care: Hw - în/g259l/g288imea peretelui lw - lungimea sec/g1802iunii peretelui. Pentru a ob /g1802ine o mic/g250orare a for/g288ei seismice pere/g288ii structurali au fost proiecta/g288i ca având o grosime variabil/g259 pe în/g259l/g288ime. Grosimile pere/g288ilor pe în/g259l/g1802imea structurii sunt prezentate în tabelul de mai jos: Tabelul E 5.2.7 Grosimi pere/g1802i structurali Grosimi pere/g288i (cm) Perete Izolat longitudinal Cuplat transversal Varianta DCH DCM DCH DCM E10…E14 25 25 25 25 E4…E 9 30 30 35 40 P…E3 35 40 45 55 E 5.2.3.3.2. Calculul pere/g1802ilor izola/g1802i la moment încovoietor Valorile de dimensionare, M, ale momentelor încovoietoare în sec/g1802iunile orizontale ale pere/g1802ilor structurali se determin/g259 cu rela/g1802iile: a) în suprastructur/g259, pentru zona A: MEd = M’Ed,o b) în suprastructur/g259, pe în/g259l/g1802imea zonei B: MEd= kM /g550 M’Ed < /g550 M’Ed,o M’Ed - momentul încovoietor din înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare, incluzând eventualele corec/g288ii rezultate în urma redistribu/g288iei eforturilor între pere/g288i. kM - un coeficient de corec/g288ie a momentelor încovoietoare din pere/g288i: - în zona A: kM = 1,0; - în zona B: 387 kM = 1,30 pentru clasa de ductilitate DCH; kM = 1,15 pentru clasa de ductilitate DCM. Pentru montan/g1802ii izola/g1802i: /g550 - raportul dintre valoarea momentului capabil de rasturnare, M Rd, calculat la baza s uprastructurii (la baza zonei A), asociat mecanism ului de plastificare a peretelui structural individual, /g250i valoarea m omentului de r/g259sturnare, MEd, corespunz/g259tor înc/g259rc/g259rilor seismice de calcul. Stabilirea necesit/g259/g1802ii unu i calcul al ductilit/g259/g1802ii se face în func/g1802ie de în/g259l/g1802imea relativ/g259 a zonei comprimate. Daca valorile /g543max dep/g259/g1800esc: 0,100 (/g550 + 2), în cazul proiect/g259rii pentru clasa DCH /g1800i 0,135 (/g550 + 2), în cazul proiect/g259rii pentru clasa DCM, sunt necesare m/g259suri speciale de confinare a zonelor confinate de beton. Exemplificarea calculului în cazul peretelui longitudinal izolat 1. Clasa H de ductilitate lw = 8.85 m; Hw = 48 m; hcr = max{lw, Hw/6} = max{8.85; 8} hcr = 8.85 m Prin urm are, zona A se va extinde pe în/g259l/g288imea parterului /g250i a primului etaj (9.0 m). Calculul arm /g259turii longitudinale este prezentat în tabelele 5.2.8…5.2.20 pentru pere/g1802ii izola/g1802i. În aceste tabele semnifica/g1802ia termenilor este: P - for/g1802a axial/g259 determinat/g259 în urma analizei; MRd - momentul capabil pentru armarea propus/g259; Arm/g259rile ob/g288inute sunt prezentate în Figura 2. Armare vertical/g259: In bulb: 18/g30728 + 6/g30725 Pe inima: 2/g30712/200 Tabelul E 5.2.8 Armare longitudinal/g259 zona A, nivelul 1 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm) /g550 1 P8 GSSXENN Jos -182 81 -123724 128500 1.04 1 GSSXENP Jos -171 16 124050 125400 1.01 1 GSSXEPN Jos -183 62 -121956 128700 1.06 1 GSSXEPP Jos -170 35 122282 125200 1.02 388 Tabelul E 5.2.9 Armare longitudinal/g259 zona A, nivelul 2 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm) 2 P8 GSSXENN Jos -167 55 -90013 124400 2 GSSXENP Jos -156 24 90338 121200 2 GSSXEPN Jos -168 32 -88706 124700 2 GSSXEPP Jos -155 47 89031 121000 Tabelul E 5.2.10 Verificarea necesarului de armatur/g259 suplimentar/g259 pentru confinare N.A. xu Comb. /g543u /g543max /g543</g543lim 226 167 GSSXENN 0.214 0.304 DA 243 150 GSSXENP 0.192 0.301 DA 225 168 GSSXEPN 0.215 0.306 DA 244 148 GSSXEPP 0.190 0.302 DA Tabelul E 5.2.11 Armare longitudinal/g259 zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXENN Jos -1317 3784 1.039 5108 30680 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2472 4863 6566 35340 13 -3628 4415 5962 39960 12 -4785 2349 3172 44550 11 -5944 -1124 -1517 49010 10 -7134 -6099 -8234 53570 9 -8325 -12373 -16706 58060 8 -9517 -19929 -26908 62490 7 -10710 -28701 -38751 66840 6 -11903 -38672 -52214 71110 5 -13096 -49699 -67103 75230 4 -14317 -62035 -83758 100100 24/g307 22 2/g30712/ 200 3 -15537 -75460 -101885 103800 389 Tabelul E 5.2.12 Armare longitudinal/g259 zona B Tabelul E 5.2.13 Arm are longitudinal/g259 zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXEPN Jos -1319 3743 1.055 5135 30690 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2480 4802 6588 35380 13 -3642 4360 5981 40050 12 -4805 2325 3190 44610 11 -5969 -1096 -150 4 49120 10 -7165 -6001 -823 2 53680 9 -8363 -121 85 -16716 58210 8 -9561 -19630 -269 30 62640 7 -10760 -28270 -387 84 67010 6 -11960 -38092 -522 58 71310 5 -13159 -48955 -671 61 75440 4 -14386 -61114 -838 42 100300 24/g30722 2/g30712/ 200 3 -15610 -743 48 -101 997 104000 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXENP Jos -1228 -3820 1. 011 -5020 30310 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2296 -4850 -637 4 34650 13 -3362 -4376 -575 1 38950 12 -4430 -2285 -300 3 43170 11 -5499 1214 1596 47340 10 -6598 6226 8182 51560 9 -7700 12528 16464 55720 8 -8804 20112 26430 59880 7 -9911 28910 37992 63970 6 -11023 38908 51131 68020 5 -12141 49966 65663 72000 4 -13294 62344 81929 96840 24/g30722 2/g30712/ 200 3 -14455 7578 6 9 9594 100500 390 Tabelul E 5.2.14 Armare longitudinal/g259 zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXEPP Jos -1225 -3779 1. 024 -5030 30320 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2287 -4789 -6375 34600 13 -3349 -4321 -5751 38890 12 -4411 -2261 -3009 43100 11 -5474 1187 1579 47250 10 -656 7 6128 8157 51420 9 -7662 12340 16425 55590 8 -8760 19812 26370 59720 7 -9861 28480 37907 63790 6 -10967 38328 51016 67800 5 -12079 49222 65515 71770 4 -13226 61424 81756 96610 24/g307 22 2/g30712/ 200 3 -14382 74674 99393 100300 2. Clasa M de ductilitate Armare efectiva: In bulb: 12/g30732 + 24/g30728 Pe inima: 2/g30716/200 Tabelul E 5.2.15 Armare longitudinal/g259 zona A, nivelul 1 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm) /g550 1 P8 GSSXENN Jos -18637 -168 203 172900 1.028 1 GSSXENP Jos -17120 168554 169200 1.004 1 GSSXEPN Jos -18741 -165 702 173200 1.045 1 GSSXEPP Jos -17016 166054 169000 1.018 Tabelul E 5.2.16 Armare longitudinal/g259 zona A, nivelul 2 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm) 2 P8 GSSXENN Jos -17046 -122 828 169100 2 GSSXENP Jos -15573 123175 165200 2 GSSXEPN Jos -17146 -120 952 169300 2 GSSXEPP Jos -15473 121299 164900 Tabelul E 5.2.17 Verificarea necesarului de arm/g259tur/g259 suplimentar/g259 pentru confinare N.A. xu Comb. /g543u /g543lim /g543</g543lim 209.7 183 GSSXENN 0.207 0.409 DA 228.3 164 GSSXENP 0.186 0.406 DA 208.4 184 GSSXEPN 0.208 0.411 DA 229.5 163 GSSXEPP 0.184 0.407 DA 391 Armare longitudinal/g259 zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXENN Jos -1333 4950 1.028 5852 30810 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2503 6286 7431 35540 13 -3676 5577 6593 40170 12 -4849 2702 3194 44740 11 -6023 -2066 -2442 49260 10 -722 9 -8845 -10456 53840 9 -8436 -17381 -20546 58370 8 -964 4 -27650 -32685 62830 7 -10852 -39559 -46763 67250 6 -12060 -53112 -62785 82330 24/g307 18 2/g30712/ 200 5 -13266 -67984 -80365 86290 4 -14530 -84839 -100289 121800 18/g307 28+ 6/g30725 2/g30714/ 200 3 -15790 -103069 -121840 125500 Tabelul E 5.2.18 Armare longitudinal/g259 zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXENP Jos -1216 -4989 1. 004 -5759 30330 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2272 -6275 -7244 34600 13 -3328 -5538 -6393 38810 12 -4384 -2636 -3043 42930 11 -5441 2160 2494 47050 10 -652 8 8976 10362 51200 9 -7618 17541 20249 55330 8 -8711 27837 32135 59400 7 -9809 39773 45914 63440 6 -10911 53352 61590 78370 24/g307 18 2/g30712/ 200 5 -12021 68256 78795 82200 4 -13195 85165 98315 117700 18/g307 28+ 6/g30725 2/g30714/ 200 3 -16329 95400 119384 121400 392 Tabelul E 5.2.19 Armare longitudinal/g259 zona B Tabelul E 5.2.20 Armare longitudinal/g259 zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXEPP Jos -1213 -4936 1. 018 -5777 30300 20/g30716 2/g30710/200 14 -2262 -6202 -7258 34550 13 -3310 -5480 -6414 38750 12 -4359 -2628 -3076 42840 11 -5408 2086 2442 46910 10 -648 7 8802 10302 51030 9 -7569 17239 20177 55130 8 -865 4 27380 32045 59180 7 -9743 39134 45803 63210 6 -10838 52509 61457 78140 2 4/g30718 2/g30712/2005 -11939 67192 78642 81940 4 -13107 83841 98128 108600 18/g307 28+ 6/g30725 2/g30714/2003 -14285 101816 119166 121100 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm) /g550 MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P8 GSSXEPN Jos -1336 4897 1.045 5887 30810 20/g30716 2/g30710/ 200 14 -2514 6213 7468 35560 13 -3693 5519 6634 40230 12 -4874 2694 3238 44840 11 -6056 -1992 -2395 49400 10 -7270 -8671 -10423 54000 9 -8485 -17079 -20530 58560 8 -9701 -27192 -32686 63050 7 -10917 -38921 -46784 67470 6 -12133 -52270 -62830 82570 24/g307 18 2/g30712/ 200 5 -13347 -66921 -80441 86540 4 -14618 -83515 -100388 122100 18/g307 28+ 6/g30725 2/g30714/ 200 3 -15885 -101469 -121970 125700 393 /g3 /g3 Figura E 5.2.2. Armare longitudinal/g259 perete izolat longitudinal P8..P11, clasa de ductilitate H 394 /g3 Figura E 5.2.3. Armare longitudinal/g259 perete izolat longitudinal P8..P11, clasa de ductilitate M 395 Med + (kNm) Med - (kNm) As1 nec (mm2) As1 ef (mm2) MRb + (kNm) 2950 -3131 1735 1900 2/g30725 + 3/g30722 3232 As2 nec (mm2) As2 ef (mm2) MRb - (kNm) Qas (kN) 1841 2121 2/g30725 + 3/g30722 3608 2714 396 E 5.2.3.3.3. Calculul pere/g1802ilor cupla/g1802i la moment încovoietor E 5.2.3.3.3.1. Armarea longitudinal/g259 a grinzilor de cuplare Armarea grinzilor de cuplare se poate face în dou/g259 moduri: cu bare o rtogonale sau cu carcase înclinate. De cele mai multe ori, dimensiunile grinzilor fiind dictate de cele ale golurilor, condi/g288iile din cod referitoare la sec/g288iunea de beton a riglelor implic/g259, de fapt, alegerea unuia din cele dou/g259 moduri de detaliere, al doilea fiin d cel recomandat în cazul structurilor ce fac parte din clasa H. În cazul grinzilor de cuplare cu carcase înclinate, aria de armatura înclinat/g259 se determin/g259 cu rela/g288ia : VEd /g148 2/g520Asi fyd,i sin/g302 Exemplu : 1. Clasa H de ductilitate a. Rigla de cuplare parter (400x45 cm) Vmax = 2373 kN < 0.1bw hfcd = 3600 kN; pentru aceast/g259 grind/g259 se poate adopta varianta de armare cu bare ortogonale. Tabelul E 5.2.21 Armare grind/g259 de cuplare parter b. Rigla de cuplare etaj curent (150x40/25 cm) Tabelul E 5.2.22 Armare grind/g259 de cuplare etaj curent Nivel Perete Comb. Loc (m) MEd (kNm) Ved (kN) As nec (mm2) As ef (mm2) Qcap (kN) Qas (kN) Armare carcas/g259 14 B48 GSSYENN 0.4 -789 483 1368 1608 568 710 8/g30716 14 3.6 757 13 0.4 -813 4 98 1410 13 3.6 781 12 0.4 -837 5 13 1453 12 3.6 805 11 0.4 -862 5 28 1496 11 3.6 829 10 0.4 -1207 7 42 2102 2035 719 899 8/g30718 10 3.6 1169 9 0.4 -1223 7 52 2130 9 3.6 1184 8 0.4 -1226 754 2134 8 3.6 1186 7 0.4 -1211 7 44 2108 7 3.6 1171 6 0.4 -1175 7 22 2043 6 3.6 1134 5 0.4 -1113 6 83 1932 2035 719 899 8/g30718 5 3.6 1071 4 0.4 -1284 7 88 2232 4 3.6 1238 3 0.4 -1132 6 92 1960 1821 643 804 4/g30718 + 4/g30716 3 3.6 1083 2 0.4 -942 5 74 1624 2 3.6 893 c. Rigla de cuplare ultimul etaj (50x25cm) Tabelul E 5.2.23 Armare grind/g259 de cuplare ultimul nivel Med + (kNm) Med - (kNm) As1 nec (mm2) As1 ef (mm2) MRb + (kNm) 18 -50 99 615 4/g30718 110 As2 nec (mm2) As2 ef (mm2) MRb - (kNm) Qas (kN) 278 615 4/g30718 110 86 397 2.Clasa M de ductilitate Tabelul E 5.2.24 Armare grind/g259 de cuplare etaj curent Nivel Perete Comb. Loc (m) MEd (kNm) Ved (kN) As nec (mm2) As ef (mm2) Qcap (kN) Qas (kN) Armare carcas/g259 14 B48 GSSYENN 0.4 -931 572 1619 1608 568 710 8/g30716 14 3.6 899 13 0.4 -955 5 87 1661 13 3.6 923 12 0.4 -979 6 02 1703 12 3.6 946 11 0.4 -1001 6 16 1743 11 3.6 969 10 0.4 -1401 8 64 2445 2513 888 1110 8/g30718 10 3.6 1363 9 0.4 -1409 8 69 2459 9 3.6 1370 8 0.4 -1402 864 2446 8 3.6 1363 7 0.4 -1375 8 47 2398 7 3.6 1335 6 0.4 -1323 8 15 2306 6 3.6 1283 5 0.4 -1242 7 64 2162 2273 803 1004 8/g30718 5 3.6 1201 4 0.4 -1428 8 78 2486 4 3.6 1382 3 0.4 -1249 7 66 2169 2035 719 899 4/g30718 + 4/g30716 3 3.6 1203 2 0.4 -1031 6 30 1783 2 3.6 984 E 5.2.3.3.4. Armarea longitudinala a pere/g1802ilor cupla/g1802i În cazul pere/g1802ilor cupla/g1802i, pentru fiecare montant suprarezisten/g1802a, /g550, se calcu leaz/g259 în modul urm/g259tor: /g11/g12 /g11/g12/g62 /g64 /g11/g12 /g11/g12 qL V L V M L V L VM r i r i Edb l i l i EdbEd r i r i Edb l i l i EdbRd /g100 /g166/g166 /g152/g99/g14 /g152/g99/g14/g99 /g166/g166 /g152 /g14 /g152 /g152 /g14/g35 ,,0 , ,,0 , 85 . 0/g90 în care: MRd,0 - momentul capabil la baza montantului considerat V’Edb,i - for/g288a t/g259ietoare produs/g259 în grinda „i” din stânga (V’l Edb,i) sau dreapta (V’r Edb,i) montantului, sub înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare VEdb,i - for/g288a t/g259ietoare din grinda „i” din stânga (Vl Edb,i) sau dreapta ( Vr Edb,i) montantului, asociat/g259 atingerii momentului capabil, incluzând efectul suprarezisten/g288ei; Li - distan/g288a m/g259surat/g259 din axul grinzii „i” pân/g259 în centrul de greutate al sec/g288iunii montantului considerat. 398 Armare vertical/g259 In bulb: 19/g30728 hcr= 8.00 Pe inima: 3/g30712/200 Red%= 28.82 Tabelul E 5.2.25 Armare longitudinal/g259 zona A- montantul întins Nivel Pier Loc Ng1 (kN) /g520Vedb,i r (kN) 0.85/g520Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) MS1 (kNm) M'Ed1 (kNm) /g520V'edb,i r (kN) Mrd1 (kNm) /g5501 2 P4 Sus 11145 10823 9200 1945 45229 59550 2 Jos 11471 10823 9200 2271 60302 60620 1 Sus 12093 13537 11507 587 49486 55050 1 Jos 12745 13537 11507 1239 80392 57220 10957 57220 1.026 Tabelul E 5.2.26 Armare longitudinal/g259 zona A- montantul comprimat Nivel Pier Loc Ng2 (kN) /g520Vedb,i l (kN) 0.85/g520Vedb,i r (kN) Nc2 (kN) MS2 (kNm) M'Ed2 (kNm) /g520V'edb,i l (kN) Mrd2 (kNm) /g5502 2 P3 Sus 11272 10823 9200 20472 45731 109300 2 Bot 11598 10823 9200 20798 60568 109800 1 Sus 12264 13537 11507 23771 49508 114600 1 Bot 12916 13537 11507 24423 80468 103640 9832 115600 1.134 Tabelul E 5.2.27 Necesitatea prevederii de arm/g259tur/g259 de confinare suplimentar/g259 Montant /g543lim xlim x /g543u x<xlim Intins 0.303 236 38 0.048 DA Comprimat 0.313 244 284 0.363 NU Red %= 28.8 /g5501= 1.026 M So1= 80392 /g5501M So1*= 58692 kM= 1.3 /g5502= 1.134 M So2= 80468 /g5502M So2*= 117550 For/g1802a axial/g259 de calcul în montant se ob/g1802ine pornind de la for/g1802a dat/g259 de înc/g259rc/g259rile gravita/g1802ionale din gruparea special/g259, adunând sau scazând, dup/g259 caz, o for/g1802a axial/g259 asociat/g259 plastific/g259rii riglelor de cuplare, egal/g259 cu suma for/g1802elor t/g259ietoare asociate momentelor încovoietoare capabile. Se con sider/g259 ca nu toate riglele se plastific/g259 /g1800i, prin urmare, aceast/g259 sum/g259 se amplicific/g259 cu un coeficient subunitar egal cu 0.85. Între cei doi montan/g1802i se permite o redistribuire a momentului încovoietor, deoarece în analiz/g259 ambii au fost prev/g259zu/g1802i cu aceea/g1800i rigiditate. În realitate, rigidit/g259/g1802ile celor doi montan/g1802i sunt foarte diferite, unul fiind întins iar cel/g259lalt comprimat. Dac/g259 în modelarea pere/g1802ilor s-ar fi /g1802inut cont de acest aspect, ace/g1800tia s-ar fi înc/g259rcat de la sine cu momente încovoietoare cu valori diferite. Redistribu/g1802ia de momente între cei doi montan/g1802i are ca efect o redistribu/g1802ie echivalent/g259 a for/g1802ei t/g259ietoare care trebuie luat/g259 în calculul arm/g259turii transversale. 1. Clasa H de ductilitate 399 Ar mare longitudinal/g259 zona B- montant întins Etaj Perete Loc MS1 (kNm) M*S1 (kNm) MEd1 (kNm) Ng1 (kN) 0.85 /g520Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) MRd1 (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P4 Sus 1549 1102 1470 641 73 568 20410 16/g30716 2/g30710/ 200 15 Jos 1270 904 1206 864 791 21210 14 Sus 5293 3767 5024 1404 676 727 20990 14 Jos 2434 1733 2310 1627 950 21790 13 Sus 6560 4669 6226 2166 1280 886 21560 13 Jos 2509 1785 2381 2389 1109 22360 12 Sus 6748 4803 6404 2929 1883 1046 22130 12 Jos 1379 981 1308 3152 1269 22920 11 Sus 5729 4078 5437 3692 2487 1205 22680 11 Jos -765 -545 726 3915 1428 23480 10 Sus 4745 3377 4503 4458 3340 1119 25580 16/g30716 2/g30712/ 200 10 Jos -3535 -2516 3355 4733 1393 26550 9 Sus 2036 1449 1932 5277 4193 1084 25460 9 Jos -7205 -5128 6838 5551 1358 26420 8 Sus -1630 -1160 1547 6096 5046 1050 25340 8 Jos -11841 -8428 11238 6370 1324 26300 7 Sus -6338 -4511 6015 6915 5899 1016 25220 7 Jos -17422 -12400 16535 7190 1291 26170 6 Sus -12084 -8601 11469 7736 6752 984 29230 6 Jos -23988 -17074 22767 8010 1258 30200 7/g30722+ 9/g30716+ 2/g30712/ 200 5 Sus -18930 -13474 17967 8557 7516 1041 29440 5 Jos -31508 -22426 29904 8832 1316 30400 4 Sus -25996 -18503 24673 9384 8279 1105 44890 5/g30725+ 14/g30722 3/g30712/ 200 4 Jos -39890 -28392 37859 9710 1431 45980 3 Sus -35023 -24928 33240 10264 8963 1301 45560 3 Jos -49297 -35088 46788 10590 1 627 46640 400 Tabelul E 5.2.28 Armare longitudinal/g259 zona B- montant comprimat Etaj Perete Loc MS2 (kNm) M*S2 (kNm) MEd2 (kNm) Ng2 (kN) Nc2 (kN) MRd2 (kNm) 15 P3 Sus 838 1285 1894 620 693 20860 15 Jos 1278 1645 2425 843 916 21660 14 Sus 4845 6371 9393 1390 2066 25770 14 Jos 2521 3223 4752 1613 2289 26570 13 Sus 6180 8071 11900 2160 3440 30540 13 Jos 2632 3355 4947 2383 3663 31320 12 Sus 6395 8340 12298 2930 4813 35210 12 Jos 1499 1897 2797 3153 5036 35960 11 Sus 5361 7012 10339 3700 3700 31430 11 Jos -695 -915 1350 3923 6410 40520 10 Sus 4376 5744 8469 4483 7823 48010 10 Jos -338 7 -4406 6496 4757 8097 48870 9 Sus 1730 2316 3415 5317 9510 53300 9 Jos -701 9 -9095 13411 5591 9784 54130 8 Sus -191 2 -2382 3512 6150 11196 58310 8 Jos -116 42 -15055 22199 6425 11471 59080 7 Sus -662 1 -8448 12456 6984 12882 62980 7 Jos -172 31 -22253 32811 7258 13157 63690 6 Sus -123 90 -15873 23405 7816 14568 71380 6 Jos -238 32 -30746 45335 8091 14843 72040 5 Sus -192 86 -24742 36482 8648 16164 75080 5 Jos -314 33 -40515 59738 8923 16439 75690 4 Sus -263 80 -33874 49946 9490 17770 92360 4 Jos -398 25 -51323 75675 9816 18096 93040 3 Sus -354 31 -45526 67127 10382 19345 95510 3 Jos -493 24 -63533 93678 10708 19671 96140 401 2. Clasa M de ductilitate Armare vertical/g259: In bulb: 26/g30732 Red% Pe inima: 3/g30716/200 27.42 Tabelul E 5.2.29 Armare longitudinal/g259 zona A- montantul întins Etaj Perete Loc Ng1 (kN) /g520Vedb,i r (kN) 0.85 /g520Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) MS1 (kNm) M'Ed1 (kNm) /g520V'edb,i r (kN) Mrd1 (kNm) /g5501 2 P4 Sus 11490 12278 10436 1054 74369 53976 95790 2 Jos 11867 12278 10436 1431 96133 69771 96950 1 Sus 12495 15141 12870 -375 83162 60357 91220 1 Jos 13250 15141 12870 380 129019 93640 12508 93640 1.012 Tabelul E 5.2.30 Armare longitudinal/g259 zona A- montantul comprimat Etaj Perete Loc Ng2 (kN) /g520Vedb,i l (kN) 0.85 /g520Vedb,i r (kN) Nc2 (kN) MS2 (kNm) M'Ed2 (kNm) /g520V'edb,i l (kN) Mrd2 (kNm) /g5502 2 P3 Sus 11540 12278 10436 21976 74901 95295 147700 2 Jos 11917 12278 10436 22353 96385 122746 148300 1 Sus 12581 15141 12870 25450 83222 106026 153000 1 Jos 13336 15141 12870 26205 129094 164474 11383 154000 0.990 Red %= 27.4 /g5501= 1.012 M S01= 129019 /g550 1MSo1*= 94787 kM= 1.15 /g5502= 0.990 M S02= 129094 /g550 2MSo2*= 162810 402 Tabelul E 5.2.31 Armare longitudinal/g259 zona B- montant întins Etaj Perete Loc MS1 (kNm) M*S1 (kNm) MC1 (kNm) Ng1 (kN) 0.85 /g520Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) Mrd1 (kNm) Armare Bulb Inim/g259 15 P4 Sus 2100 1524 1774 645 73 572 20000 20/g30714 2/g30710/ 200 15 Jos 2277 1652 1923 868 795 20800 14 Sus 7348 5333 6208 1415 676 739 20610 14 Jos 3816 2769 3224 1638 962 21420 13 Sus 8999 6531 7603 2185 1280 905 21210 13 Jos 3765 2733 3181 2408 1128 22010 12 Sus 9072 6584 7665 2955 1883 1071 21810 12 Jos 1969 1429 1664 3178 1294 22620 11 Sus 7390 5364 6244 3725 2487 1238 22410 11 Jos -1249 -906 1055 3948 1461 23210 10 Sus 5521 4007 4665 4499 3430 1069 25040 20/g30714 2/g30712/ 200 10 Jos -5898 -4281 4983 4799 1370 26090 9 Sus 903 655 763 5351 4373 978 24700 9 Jos -11890 -8630 10046 5651 1278 25770 8 Sus -5127 -3721 4332 6203 5316 887 24370 8 Jos -19361 -14052 16357 6503 1187 25460 7 Sus -12730 -9239 10755 7055 6259 796 24050 7 Jos -28274 -20521 23888 7355 1096 25130 6 Sus -21890 -15888 18495 7907 7202 705 44950 26/g30722 2/g30712/ 200 6 Jos -38706 -28092 32702 8207 1005 45950 5 Sus -32707 -23738 27633 8760 8055 704 44950 5 Jos -50585 -36714 42738 9060 1004 45950 4 Sus -44138 -32034 37291 9618 8908 710 66940 7/g30728+ 19/g30725 3/g30714/ 200 4 Jos -64113 -46532 54167 9995 1087 68150 3 Sus -58458 -42427 49389 10554 9672 881 67490 3 Jos -79059 -57380 66796 10931 1259 68710 403 Tabelul E 5.2.32 Armare longitudinal/g259 zona B- montant comprimat Etaj Perete Loc MS2 (kNm) M*S2 (kNm) MC2 (kNm) Ng2 (kN) Nc2 (kN) Mrd2 (kNm) 15 P3 Sus 1319 1895 2157 624 697 20460 15 Jos 2299 2923 3328 847 920 21280 14 Sus 6839 8854 10079 1395 2071 25390 14 Jos 3918 4964 5651 1618 2294 26180 13 Sus 8558 11026 12552 2166 3446 30180 13 Jos 3899 4932 5614 2389 3669 30920 12 Sus 8653 11141 12682 2937 4820 34850 12 Jos 2087 2627 2990 3160 5043 35600 11 Sus 6940 8967 10207 3708 3708 31070 11 Jos -1209 -1551 1766 3931 6418 40160 10 Sus 5043 6557 7465 4492 7921 47930 10 Jos -5747 -7364 8383 4792 8222 48880 9 Sus 520 768 874 5352 9725 53560 9 Jos -11689 -14949 17018 5652 10025 54460 8 Sus -5472 -6878 7829 6212 11528 58890 8 Jos -19142 -24451 27834 6512 11828 59720 7 Sus -13069 -16560 18851 7071 13330 63850 7 Jos -28066 -35819 40775 7371 13630 64640 6 Sus -22251 -28253 32163 7930 15132 88960 6 Jos -38539 -49153 55954 8230 15432 89690 5 Sus -33119 -42087 47911 8788 16843 92970 5 Jos -50513 -64384 73293 9088 17143 93630 4 Sus -44585 -56689 64532 9655 18564 116100 4 Jos -64037 -81618 92911 10033 18941 116900 3 Sus -58907 -74937 85306 10598 20271 119500 3 Jos -79072 -100752 114693 1 0976 20648 120200 404 /g3 Figura E 5.2.4. Armare longitudinal/g259 perete cuplat transversal P1, P2, P5, P6, clasa de ductilitate H 405 /g3 Figura E 5.2.5. Armare longitudinal/g259 perete cuplat transversal P1, P2, P5, P6, clasa de ductilitate M 406 E 5.2.3.3.5. Calculul la for/g1802/g259 t/g259ietoare (1) Calculul la for/g1802/g259 t/g259ietoare const/g259 în efectuarea a trei verific/g259ri: - Verificarea sec/g1802iunii de beton în ceea ce prive/g1800te capacitatea de a prelua eforturile principale de compresiune; - Verificarea arm/g259turilor transversale din inim/g259; - Verificarea rosturilor orizontale. (2) a) Verificarea diagonalei comprimate de beton Valorile de proiectare VEd ale for/g288elor t/g259ietoare din pere/g1802i se calculeaz/g259 astfel: VEd = kV /g525 V’Ed cu 1,5 /g148 kV /g525 /g148 q, unde: kV = 1,2 pentru clasa de ductilitate DCH /g1800i kV = 1,0 pentru clasa de ductilitate DCM. For/g1802a t/g259ietoare maxim/g259: VEd /g148 0,15 bwo lw fcd, pentru DCH /g1800i VEd /g148 0,18 bwo lw fcd, în cazul DCM, în care: bw, lw - grosimea /g250i lungimea (pe orizontal/g259) a inimii peretelui /g1800i fcd - valoarea de proiectare a rezisten/g288ei la compresiune a betonului. (3) b) Verificarea arm/g259turilor transversale din inim/g259 Pentru pere/g1802ii la care Hw / lw, /g149 1,dimensionarea arm/g259turilor se face astfel: -în zona A se consider/g259 c/g259 for/g1802a t/g259ietoare este preluat/g259 doar de arm/g259turile orizontale din inima peretelui intersectate de o fisur/g259 înclinat/g259 la 45°: VEd /g148 /g520Ash fyd,h; - în zona B se consider/g259 /g1800i aportul betonului din zona comprimat/g259 în preluarea for/g1802ei t/g259ietoare: VRd,c = 0,5/g305cpbwolw. /g305cp reprezint/g259 efortul unitar mediu de compresiune în perete, /g305cp=NEd/Ac; ne este num/g259rul de bare orizontale din inima peretelui. 407 1. Clasa de ductilitate H ne=2, 0.15bw0lwfcd=9293kN Tabelul E 5.2.33 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXENN -1320 283.7 1.039 354 426 656 452 0.408 426 1108 50.3 8 200 Ok 14 -2479 -672 -837 -1008 1312 848 0.767 -1008 2160 50.3 8 200 Ok 13 -3638 -1200 -1495 -1799 1935 1245 1.125 -1799 3180 50.3 8 200 Ok 12 -4799 -1760 -2194 -2640 1935 1642 1.484 -2640 3577 50.3 8 200 Ok 11 -5961 -2247 -2800 -3370 1935 2040 1.844 -3370 3975 50.3 8 200 Ok 10 -7153 -2760 -3440 -4140 2304 2645 1.993 -4140 4949 78.5 10 200 Ok 9 -8348 -3193 -3980 -4790 2673 3087 2.325 -4790 5760 78.5 10 200 Ok 8 -9543 -3610 -4499 -5415 3024 3529 2.658 -5415 6553 78.5 10 200 Ok 7 -10740 -3990 -4972 -5984 3024 3971 2.992 -5984 6995 78.5 10 200 Ok 6 -11936 -4352 -5424 -6528 3024 4414 3.325 -6528 7437 78.5 10 200 Ok 5 -13132 -4619 -5757 -6929 3024 4856 3.658 -6929 7879 78.5 10 200 Ok 4 -14386 -5029 -6268 -7544 3475 5644 3.644 -7544 9119 113.1 12 200 Ok 3 -15638 -5256 -6551 -7885 5401 6135 3.961 -7885 11537 113.1 12 100 Ok 2 -16887 -5500 -6855 -8251 8372 - 4.278 -8251 8372 153.9 14 100 Ok 1 -18473 -5891 -7342 -8837 11852 - 4.680 -8837 11852 153.9 14 100 Ok Tabelul E 5.2.34 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal,DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXENP -1232 -314 1.011 -391 -471 656 422 0.381 -471 1078 50.3 8 200 Ok 14 -2304 665.3 829 998 1312 788 0.713 998 2100 50.3 8 200 Ok 13 -3375 1188 1480 1781 1935 1155 1.044 1781 3090 50.3 8 200 Ok 12 -4447 1748 2179 2622 1935 1522 1.376 2622 3457 50.3 8 200 Ok 11 -5520 2236 2787 3355 1935 1889 1.708 3355 3824 50.3 8 200 Ok 10 -6624 2754 3432 4131 2304 2449 1.845 4131 4753 78.5 10 200 Ok 9 -7730 3186 3971 4780 2673 2858 2.153 4780 5531 78.5 10 200 Ok 8 -8838 3605 4493 5408 3024 3268 2.462 5408 6292 78.5 10 200 Ok 7 -9951 3987 4969 5980 3024 3680 2.772 5980 6703 78.5 10 200 Ok 6 -11067 4351 5423 6527 3024 4092 3.083 6527 7116 78.5 10 200 Ok 5 -12190 4624 5763 6936 3024 4508 3.396 6936 7531 78.5 10 200 Ok 4 -13377 5043 6286 7565 3475 5248 3.389 7565 8723 113.1 12 200 Ok 3 -14571 5264 6561 7896 5401 5717 3.691 7896 11118 113.1 12 100 Ok 2 -15773 5503 6859 8255 8372 - 3.996 8255 8372 153.9 14 100 Ok 1 -17327 5898 7351 8847 11852 - 4.389 8847 11852 153.9 14 100 Ok 408 Tabelul E 5.2.35 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXEPN -1323 295.8 1.055 369 444 656 453 0.409 444 1109 50.3 8 200 Ok 14 -2487 -650 -810 -974 1312 851 0.769 -974 2163 50.3 8 200 Ok 13 -3652 -1169 -1456 -1753 1935 1250 1.130 -1753 3185 50.3 8 200 Ok 12 -4818 -1720 -2144 -2580 1935 1649 1.491 -2580 3584 50.3 8 200 Ok 11 -5986 -2199 -2741 -3299 1935 2049 1.852 -3299 3984 50.3 8 200 Ok 10 -7185 -2706 -3373 -4059 2304 2657 2.001 -4059 4961 78.5 10 200 Ok 9 -8386 -3133 -3904 -4699 2673 3101 2.336 -4699 5774 78.5 10 200 Ok 8 -9588 -3543 -4416 -5315 3024 3545 2.671 -5315 6569 78.5 10 200 Ok 7 -10791 -3917 -4882 -5876 3024 3990 3.006 -5876 7014 78.5 10 200 Ok 6 -11993 -4274 -5327 -6411 3024 4435 3.341 -6411 7458 78.5 10 200 Ok 5 -13195 -4539 -5657 -6808 3024 4879 3.676 -6808 7903 78.5 10 200 Ok 4 -14455 -4939 -6156 -7409 3475 5671 3.662 -7409 9146 113.1 12 200 Ok 3 -15712 -5166 -6438 -7749 5401 6164 3.980 -7749 11566 113.1 12 100 Ok 2 -16965 -5413 -6747 -8120 8372 - 4.298 -8120 8372 153.9 14 100 Ok 1 -18555 -5801 -7230 -8701 11852 - 4.701 -8701 11852 153.9 14 100 Ok Tabelul E 5.2.36 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXEPP -1229 -326 1.024 -406 -489 656 421 0.380 -489 1077 50.3 8 200 Ok 14 -2296 643 801 964 1312 786 0.710 964 2098 50.3 8 200 Ok 13 -3361 1157 1441 1735 1935 1150 1.040 1735 3085 50.3 8 200 Ok 12 -4427 1708 2129 2562 1935 1515 1.370 2562 3450 50.3 8 200 Ok 11 -5494 2189 2728 3283 1935 1880 1.700 3283 3815 50.3 8 200 Ok 10 -6592 2700 3365 4050 2304 2438 1.836 4050 4742 78.5 10 200 Ok 9 -7692 3126 3896 4689 2673 2844 2.143 4689 5517 78.5 10 200 Ok 8 -8794 3538 4410 5307 3024 3252 2.450 5307 6275 78.5 10 200 Ok 7 -9900 3914 4878 5871 3024 3661 2.758 5871 6684 78.5 10 200 Ok 6 -11010 4274 5327 6411 3024 4071 3.067 6411 7095 78.5 10 200 Ok 5 -12127 4544 5663 6815 3024 4484 3.378 6815 7508 78.5 10 200 Ok 4 -13308 4954 6174 7431 3475 5221 3.371 7431 8696 113.1 12 200 Ok 3 -14497 5174 6448 7760 5401 5688 3.673 7760 11089 113.1 12 100 Ok 2 -15695 5416 6750 8124 8372 - 3.976 8124 8372 153.9 14 100 Ok 1 -17245 5808 7239 8712 11852 - 4.369 8712 11852 153.9 14 100 Ok 409 Tabelul E 5.2.37 Armare transversal/g259 perete transversal cuplat, DCH Red % 28.82 Niv. Per. NEd1 (kN) V'Ed1 (kN) V*Ed1 (kN) VEd1 (kN) VRd (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp (Mpa) Aso (mm2) /g307 (mm) s (mm) VEd1<VRd kQ= 1.2 15 P4 790 101 72 108 928 656 272 0.279 50.3 8 200 Ok /g550= 1.026 14 948 962 685 1027 1639 1312 327 0.335 50.3 8 200 Ok P..E3 ne= 3 13 1106 1360 968 1452 2087 1706 381 0.391 50.3 8 200 Ok E4..14 ne= 2 12 1265 1800 1281 1921 2510 2074 436 0.447 78.5 10 200 Ok 0.15blwfcd= 10530 11 1423 2175 1548 2322 2934 2443 490 0.503 78.5 10 200 Ok 10 1387 2773 1974 2961 3214 2665 549 0.402 78.5 10 200 Ok 9 1352 3093 2202 3302 3651 3116 535 0.392 113.1 12 200 Ok 8 1317 3417 2432 3648 4088 3567 521 0.382 113.1 12 200 Ok 7 1282 3707 2639 3958 4345 3837 507 0.372 113.1 12 200 Ok 6 1249 3980 2833 4249 4331 3837 494 0.362 113.1 12 200 Ok 5 1305 4204 2992 4488 4887 4370 516 0.378 153.9 14 200 Ok 4 1419 4629 3294 4942 6520 5908 612 0.349 153.9 14 200 Ok 3 1615 4763 3390 5085 8933 8236 696 0.397 153.9 14 150 Ok 2 2258 5035 3584 5376 9844 9844 - - 153.9 14 150 Ok 1 1226 5153 3667 5502 10446 10446 - - 153.9 14 150 Ok Tabelul E 5.2.38 Armare transversal/g259 perete transversal cuplat, DCH Red % 28.82 Niv. Per. NEd2 (kN) V'Ed2 (kN) V*Ed2 (kN) VEd2 (kN) VRd (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp (Mpa) Aso (mm2) /g307 (mm) s (mm) VEd1<VRd kQ= 1.2 15 P2 915 -142 -113 -153 971 656 315 0.323 50.3 8 200 Ok /g550= 1.134 14 2287 781 1059 1588 2100 1312 788 0.808 50.3 8 200 Ok P..E3 ne= 3 13 3659 1190 1582 2373 2966 1706 1261 1.293 50.3 8 200 Ok E4..14 ne= 2 12 5031 1639 2158 3237 3808 2074 1733 1.778 78.5 10 200 Ok 0.15blwfcd= 10530 kN 11 6403 2026 2653 3980 4650 2443 2206 2.263 78.5 10 200 Ok 10 8089 2598 3397 5096 5865 2665 3201 2.345 78.5 10 200 Ok 9 9775 2926 3818 5727 6983 3116 3867 2.833 113.1 12 200 Ok 8 11460 3254 4238 6358 8101 3567 4534 3.322 113.1 12 200 Ok 7 13145 3547 4615 6923 9038 3837 5201 3.810 113.1 12 200 Ok 6 14829 3824 4971 7457 9705 3837 5867 4.298 113.1 12 200 Ok 5 16424 4058 5270 7905 10869 4370 6498 4.761 153.9 14 200 Ok 4 18080 4477 5811 8716 13704 5908 7796 4.442 153.9 14 200 Ok 3 19654 4634 6006 9009 16711 8236 8475 4.829 153.9 14 150 Ok 2 20780 4955 6406.4 9610 9844 9844 - - 153.9 14 150 Ok 1 24403 5161 6646.8 9970 10446 10446 - - 153.9 14 150 Ok 410 2. Clasa de ductilitate M ne=2, 0.18bw0lwfcd=12744kN Tabelul E 5.2.39 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXENN -1333 379.7 1.028 390 569 656 456 0.412 569 1112 50.3 8 200 Ok 14 -2503 -900 -925 -1350 1312 857 0.774 -1350 2169 50.3 8 200 Ok 13 -3676 -1603 -1648 -2404 1935 1258 1.137 -2404 3193 50.3 8 200 Ok 12 -4849 -2351 -2416 -3526 2304 1659 1.500 -3526 3963 78.5 10 200 Ok 11 -6023 -3002 -3086 -4503 2673 2061 1.863 -4503 4734 78.5 10 200 Ok 10 -7229 -3686 -3789 -5529 3475 2673 2.014 -5529 6148 113.1 12 200 Ok 9 -8436 -4268 -4387 -6402 3926 3119 2.350 -6402 7045 113.1 12 200 Ok 8 -9644 -4827 -4962 -7241 4354 3566 2.686 -7241 7920 113.1 12 200 Ok 7 -10852 -5336 -5485 -8004 4887 4013 3.023 -8004 8900 153.9 14 200 Ok 6 -12060 -5823 -5986 -8735 5420 4459 3.359 -8735 9879 153.9 14 200 Ok 5 -13266 -6175 -6347 -9262 5926 4906 3.695 -9262 10832 153.9 14 200 Ok 4 -14530 -6721 -6909 -10082 5926 5974 3.375 -10082 11900 153.9 14 200 Ok 3 -15790 -7032 -7228 -10548 7935 6492 3.668 -10548 14427 153.9 14 100 Ok 2 -17046 -7372 -7578 -11058 11174 - 3.960 -11058 11174 201.1 16 100 Ok 1 -18637 -7857 -8076 -11786 15481 - 4.329 -11786 15481 201.1 16 100 Ok Tabelul E 5.2.40 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXENP -1216 -421 1.004 -433 -632 656 416 0.376 -632 1072 50.3 8 200 Ok 14 -2272 884 909 1326 1312 778 0.703 1326 2090 50.3 8 200 Ok 13 -3328 1582 1626 2373 1935 1139 1.029 2373 3074 50.3 8 200 Ok 12 -4384 2330 2395 3495 2304 1500 1.356 3495 3804 78.5 10 200 Ok 11 -5441 2983 3067 4475 2673 1862 1.683 4475 4535 78.5 10 200 Ok 10 -6528 3670 3773 5505 3475 2414 1.818 5505 5889 113.1 12 200 Ok 9 -7618 4253 4371 6379 3926 2817 2.122 6379 6743 113.1 12 200 Ok 8 -8711 4814 4949 7221 4354 3221 2.427 7221 7575 113.1 12 200 Ok 7 -9809 5326 5475 7989 4887 3627 2.732 7989 8514 153.9 14 200 Ok 6 -10911 5816 5978 8724 5420 4035 3.039 8724 9455 153.9 14 200 Ok 5 -12021 6174 6346 9261 5926 4445 3.348 9261 10371 153.9 14 200 Ok 4 -13195 6729 6917 10093 5926 5425 3.065 10093 11352 153.9 14 200 Ok 3 -14380 7034 7231 10551 7935 5912 3.340 10551 13847 153.9 14 100 Ok 2 -15573 7371 7577 11057 11174 - 3.617 11057 11174 201.1 16 100 Ok 1 -17120 7863 8083 11795 15481 - 3.977 11795 15481 201.1 16 100 Ok 411 Tabelul E 5.2.41 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXEPN -1336 395.4 1.045 406 593 656 457 0.413 593 1113 50.3 8 200 Ok 14 -2514 -869 -893 -1303 1312 860 0.778 -1303 2172 50.3 8 200 Ok 13 -3693 -1560 -1603 -2340 1935 1264 1.142 -2340 3199 50.3 8 200 Ok 12 -4874 -2295 -2359 -3443 2304 1668 1.508 -3443 3972 78.5 10 200 Ok 11 -6056 -2936 -3018 -4404 2673 2073 1.874 -4404 4746 78.5 10 200 Ok 10 -7270 -3613 -3714 -5420 3475 2688 2.025 -5420 6163 113.1 12 200 Ok 9 -8485 -4186 -4303 -6280 3926 3138 2.363 -6280 7063 113.1 12 200 Ok 8 -9701 -4737 -4869 -7106 4354 3587 2.702 -7106 7941 113.1 12 200 Ok 7 -10917 -5239 -5385 -7858 4887 4037 3.041 -7858 8924 153.9 14 200 Ok 6 -12133 -5720 -5879 -8579 5420 4487 3.380 -8579 9906 153.9 14 200 Ok 5 -13347 -6068 -6238 -9103 5926 4936 3.718 -9103 10862 153.9 14 200 Ok 4 -14618 -6605 -6789 -9907 5926 6010 3.396 -9907 11936 153.9 14 200 Ok 3 -15885 -6914 -7107 -10371 7935 6531 3.690 -10371 14466 153.9 14 100 Ok 2 -17146 -7259 -7462 -10889 11174 - 3.983 -10889 11174 201.1 16 100 Ok 1 -18741 -7745 -7961 -11618 15481 - 4.353 -11618 15481 201.1 16 100 Ok Tabelul E 5.2.42 Armare transversal/g259 perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN) /g550 kV/g550V'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2) /g307 (mm) s (mm) Ved<VRd 15 P8 GSSXEPP -1213 -437 1.018 -449 -655 656 415 0.375 -655 1071 50.3 8 200 mm Ok 14 -2262 852.8 877 1279 1312 774 0.700 1279 2086 50.3 8 200 Ok 13 -3310 1539 1582 2308 1935 1133 1.024 2308 3068 50.3 8 200 Ok 12 -4359 2274 2338 3411 2304 1492 1.348 3411 3796 78.5 10 200 Ok 11 -5408 2917 2998 4375 2673 1851 1.673 4375 4524 78.5 10 200 Ok 10 -6487 3597 3698 5396 3475 2399 1.807 5396 5873 113.1 12 200 Ok 9 -7569 4171 4287 6256 3926 2799 2.108 6256 6725 113.1 12 200 Ok 8 -8654 4724 4856 7086 4354 3200 2.411 7086 7554 113.1 12 200 Ok 7 -9743 5228 5374 7842 4887 3603 2.714 7842 8490 153.9 14 200 Ok 6 -10838 5712 5872 8568 5420 4008 3.019 8568 9427 153.9 14 200 Ok 5 -11939 6067 6237 9101 5926 4415 3.326 9101 10341 153.9 14 200 Ok 4 -13107 6612 6797 9918 5926 5389 3.045 9918 11315 153.9 14 200 Ok 3 -14285 6917 7110 10375 7935 5873 3.318 10375 13808 153.9 14 100 Ok 2 -15473 7258 7461 10887 11174 - 3.594 10887 11174 201.1 16 100 Ok 1 -17016 7751 7968 11627 15481 - 3.953 11627 15481 201.1 16 100 Ok 412 Tabelul E 5.2.43 Armare transversal/g259 perete transversal cuplat-monatnt întins, DCM Red % 27.4 Niv. Per. NEd2 (kN) V'Ed2 (kN) V*Ed2 (kN) VEd2 (kN) VRd (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp (MPa) Aso (mm2) /g307 (mm) s (mm) kQ= 1 15 P4 795 -48 -35 -35 930 656 274 0.281 50.3 8 200 /g550= 1.012 14 962 1188 862 1293 2381 2050 331 0.340 78.5 10 200 P..E3 ne= 3 13 1128 1754 1273 1910 2832 2443 389 0.399 78.5 10 200 E4..14 ne= 2 12 1294 2377 1725 2588 3111 2665 446 0.457 78.5 10 200 0.18blwfcd= 15444 kN 11 1461 2888 2096 3144 3619 3116 503 0.516 113.1 12 200 10 1370 3819 2772 4158 4668 4100 568 0.364 153.9 14 200 9 1278 4276 3103 4655 5434 4903 530 0.340 153.9 14 200 8 1187 4755 3451 5176 5716 5223 492 0.316 153.9 14 200 7 1096 5190 3767 5651 5678 5223 455 0.291 153.9 14 200 6 1005 5613 4074 6111 6310 5893 417 0.267 153.9 14 150 5 1004 5966 4330 6495 6979 6562 417 0.267 153.9 14 150 4 1087 6666 4838 7257 8801 8303 497 0.232 153.9 14 150 3 1259 6874 4989 7483 12227 11652 576 0.268 153.9 14 100 2 1431 7259 5269 7903 14464 14464 - - 153.9 14 100 1 380 7651 5553 8329 15669 15669 - - 153.9 14 100 Tabelul E 5.2.44 Armare transversal/g259 perete transversal cuplat-montant comprimat, DCM Red % 27.4 St. Pier NEd2 (kN) V'Ed2 (kN) V*Ed2 (kN) VEd2 (kN) VRd (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) /g305cp Aso (mm2) /g307 (mm) s (mm) kQ= 1 15 P3 920 -315 -328 -325 973 656 317 0.325 50.3 8 200 /g550= 0.990 14 2294 984 1310 1965 2840 2050 790 0.811 78.5 10 200 P..E3 ne= 3 13 3669 1563 2044 3066 3707 2443 1264 1.296 78.5 10 200 E4..14 ne= 2 12 5043 2198 2850 4275 4402 2665 1737 1.782 78.5 10 200 0.18blwfcd= 15444 kN 11 6418 2725 3517 5275 5327 3116 2211 2.268 113.1 12 200 10 8222 3609 4656 6985 7511 4100 3411 2.187 153.9 14 200 9 10025 4081 5254 7880 9063 4903 4159 2.666 153.9 14 200 8 11828 4567 5871 8806 10130 5223 4907 3.146 153.9 14 200 7 13630 5008 6431 9647 10878 5223 5655 3.625 153.9 14 200 6 15432 5437 6977 10465 12295 5893 6403 4.104 153.9 14 150 5 17143 5805 7441 11162 13675 6562 7113 4.559 153.9 14 150 4 18941 6492 8320 12479 18509 8303 8663 4.039 153.9 14 150 3 20648 6728 8613 12919 21223 11652 9444 4.403 153.9 14 100 2 22353 7166 9156 13735 14464 14464 - - 153.9 14 100 1 26205 7653 9751 14627 15669 15669 - - 153.9 14 100 413 c) Verificarea rosturilor orizontale Verificarea este necesar/g259 doar în zona A a pere/g1802ilor, unde trebuie respectat/g259 urmatoarea rela/g1802ie: VEd /g148 VRd,s VRd,s reprezint/g259 valoarea de proiectare a rezisten/g288ei la lunecare: VRd,s = /g541f (/g520Asv fyd,v + 0,7 NEd) + /g520Asi fyd,i (cos /g302 + /g541f sin/g302) /g520Asv - arm /g259turilor verticale active de conectare, /g520Asi - suma sec/g288iunilor arm/g259turilor înclinate sub unghiul /g302, fa/g288/g259 de planul poten/g288ial de forfecare, solicitate la întindere de for/g288ele laterale, NEd - valoarea de proiectare a for/g288ei axiale în sec/g288iunea orizontal/g259 considerat/g259, în com bina/g288ia de înc/g259rc/g259ri care include ac/g288iunea seismic/g259, /g541f - coeficientul de freca re beton pe beton sub ac/g288iuni ciclice: /g541f = 0,6 pentru DCH /g250i 0.7 pentru DCM. În cazu l pere/g1802ilor cupla/g1802i inegalitatea se scrie pentru întreg ansamblul, lungimea rostului fiind egal/g259 cu suma lungimilor sec/g1802iunilor pere/g1802ilor. Calculul este exemplificat în tabelele 45 – 48. 1. Clasa de ductilitate H Tabelul E 5.2.45 Verificarea în lungul rostului-perete izolat Niv. Comb. Per. Loc P (kN) VEd (kN) /g520As,inima (mm2) /g520As,bulb (mm2) /g520Asv (mm2) VRd,s (kN) 2 GSSXENN GSSXENN P8 Jos -16755 -8251 7 917 14030 21947 12765 1 -182 81 -8837 12924 2 GSSXENP GSSXENP -156 24 8255 11808 1 -17116 8847 12435 2 GSSXEPN GSSXEPN -168 32 -8120 12316 1 -183 62 -8701 12958 2 GSSXEPP GSSXEPP -155 47 8124 11776 1 -170 35 8712 12401 Tabelul E 5.2.46 Verificarea în lungul rostului- perete cuplat Niv. Per. P (kN) VEd1 (kN) Per. P (kN) VEd2 (kN) VEd (kN) /g520As,inima (mm2) /g520As,bub (mm2) /g520Asv (mm2) VRd,s (kN) 2 P4 2271 5376 P3 20798 9610 14986 10179 11700 43758 21110 1 1 239 5502 24423 9970 15472 10179 11700 43758 22199 414 2. Clasa de ductilitate M Tabelul E 5.2.47 Verificarea în lungul rostului- perete izolat, DCM Niv. Comb. Per. Loc P (kN) VEd (kN) /g520As,inima (mm2) /g520As,bulb (mm2) /g520Asv (mm2) VRd,s (kN) 2 GSSXENN P8 Jos -17046 -11058 1 4077 24430 38507 17209 1 GSSXENN -18637 -11786 15089 2 GSSXENP -15573 11057 13802 1 GSSXENP -17120 11795 14452 2 GSSXEPN -17146 -10889 14462 1 GSSXEPN -18741 -11618 15133 2 GSSXEPP -15473 10887 13760 1 GSSXEPP -17016 11627 14408 Tabelul E 5.2.48 Verificarea în lungul rostului- perete cuplat, DCM Niv. Per. P (kN) VEd1 (kN) Per. P (kN) VEd2 (kN) VEd (kN) /g520As,inima (mm2) /g520As,bulb (mm2) /g520Asv (mm2) VRd,s (kN) 2 P4 1431 7903 P3 22353 13735 21638 18099 20909 78016 35410 1 380 8 329 26205 14627 22956 18099 20909 78016 36783 E 5.2.3.3.6. Calculul arm/g259turii de confinare a zonelor comprimate Verificarea nu este necesar/g259 dac/g259 este îndeplinit/g259 condi/g1802ia (7.7) din CR 2-1-1.1: = /g543u xu / lw /g148 max/g543 unde xmax=0,100 (/g525 + 2), în cazul proiect/g259rii pentru clasa DCH /g250i xmax=0,135 (/g525 + 2) în cazul DCM. Dac/g259 aceast/g259 condi/g1802ie nu este satisfacut/g259, se calculeaz/g259 arm/g259tura necesar/g259 pentru confinarea zonelor comprimate. Calcul de ductilitate pentru peretele transversal cuplat, DCH, montantul comprimat Considerând rezisten/g288ele de calcul ale materialelor, în/g259l/g288imea zonei comprimate este: xu=343 cm, /g543u= 343/ 780 =0.440 /g543max=0,100 (/g525 + 2)= 0,100 (1.13 + 2)=0.313 u/g91> max/g91 Este necesar/g259 efectuarea unui calcul al ductilit/g259/g288ii, luând în considerare efectul de confinare a betonului. Stabilirea cerin/g1802ei, /g537u,nec ULS nec u,/g84/g3= cq/g581e/g3 /g537e - rotirea corzii determinat/g259 prin calcul elastic sub ac/g288iunile seismice de proiectare: /g537e= di/Lv. 415 Lv - lungimea bra/g1802ului de for/g1802/g259 t/g259ietoare. În calcul aceasta se consider/g259 egal/g259 cu în/g259l/g1802imea punctului de inflexiune, sau a punctului în care valoarea momentului încovoietor este zero. Figura E 5.2.6. Determinarea punctului de inflexiune În acest caz, Lv=34 m. di - deplasarea lateral/g259 a punctului de inflexiune: di=3.62 cm; /g537e=0.00106 rad; c - coeficientul din anexa E a codului P 100-1 c=3-2.3T/Tc; c=1.56; 00106 . 0 25 . 6 56 . 1, /g152 /g152 /g32nec u/g84 ; 0103 . 0, /g32nec u/g84 rad. 416 Calculul capacit/g259/g1802ii de deformare Se propune dispunerea cantit/g259/g1802ii minime de arm/g259tur/g259 de confinare: Figura E 5.2.7. Armare transversal/g259 minim/g259, perete cuplat, clasa de ductilitate M Se verific/g259 v aloarea coeficientului volumetric de armare transversal/g259: /g11/g12 12 . 0 121 . 020 435 100 730 3 . 28 730 2 4 . 50 350 2 730 6 2 /g33 /g32 /g152/g152 /g152 /g152 /g14 /g152 /g152 /g14 /g152/g32w/g90 Pentru stabilirea caracteristicilor betonului confinat se folose/g1800te m odelul de confinare din SR EN 1992-1-1. 00287 . 0100 800 3 . 28 1 3 . 50 4 , /g32/g152 /g152 /g14 /g152/g32y sw/g85 ; 00161 . 0100 800 3 . 28 1 3 . 50 2 , /g32/g152 /g152 /g14 /g152/g32x sw/g85 ; 00224 . 02 , , /g32/g14/g32 y sw x sw sw /g85/g85/g85 ; b0=h0=73 cm ; . 73 . 0212161 000 0 2 /g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g166/g16 /g32 h s b s h b bi/g68 Rezult/g259: 417 /g3052 = 0.73·0.00224·575; /g3052 = 0.94 MPa < 0.05fcm=1.90 MPa. Se calculeaz/g259: a. rezisten/g1802a betonului confinat: /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 /g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g14 /g32 30 94 . 05 1 30 5 12 , ck ck c ck ff f /g86 ; 7. 34, /g32c ckf MPa. b. defor ma/g1802ia specific/g259 caracteristic/g259 a betonului confinat: 22 , , 30 7 . 34002 . 0 /g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32 ck c ck c c c f f/g72 /g72 ; 00268 . 0, /g32c c/g72 . c. deform a/g1802ia specific/g259 ultim/g259 a betonului confinat: 30 94 . 02 . 0 0035 . 0 2 . 02 , /g14 /g32 /g14 /g32 ck cu c cu f /g86/g72 /g72 ; 0098 . 0, /g32c cu/g72 . În urma efectu/g259rii unui calcul sec/g1802ional se observ/g259 c/g259 cedarea are loc prin strivirea betonului neconfinat din inim/g259. Prin urmare, se prelunge/g1800te zona confinat/g259 prin amplasarea etrierilor /g1800i în inima peretelui. Calculul consider/g259 numai coeficientul de armare transversal pe direc/g1802ia scurt/g259 a inimii peretelui. 00283 . 0100 200 3 . 28 2 , /g32/g152 /g152/g32x sw/g85 ; /g302 = 0.727; /g3052 = 0.727·0.0015·575=1.183 ; /g3052 < 0.05fcm =1.90 MPa. Se calculeaz/g259 caracteristicile betonului confinat din inim/g259: 92 . 3530 183 . 15 1 30, /g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g14 /g32c ckf MPa; 00286 . 030 92 . 35002 . 0 2 , /g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g32c c/g72 ; 0114 . 030 183 . 12 . 0 0035 . 0, /g32/g14 /g32c cu/g72 . În urma dispunerii betonului confinat în inim/g259 pe o lungime de 40 cm (2 etrieri), cedarea se produce prin zdrobirea betonului neconfinat din inima peretelui. Se ob/g1802in urm/g259toarele valori ale curburilor: 418 Curbura, /g301y ,la curgere: /g301y= 0.000533 m-1 Curbura ultim/g259: /g301u= 0.00624 m-1 Evaluarea rotirii capabile ultime a sec/g1802iunii se poate face astfel: /g187 /g188 /g186 /g171 /g172 /g170 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g16 /g14 /g32 v pl pl y u y el u L LL 5 . 01 ) (1 /g73 /g73 /g84/g79/g84 y/g84 reprezint/g259 rotirea de coard/g259 la atingerea momentului de curgere la baza peretelui. Un procedeu pentru aproximarea acestei valori este prezentat în continuare. Se aproximeaz/g259 digrama de moment încovoietor, la curgere, pân/g259 la punctul de inflexiune cu una liniar/g259. Astfel, consola are un moment încovoietor egal cu My la baz/g259, ce variaz/g259 liniar pana la 0, în dreptul punctului de inflexiune. Conform calculului sec/g1802ional, My= 116700 kNm. Se calculeaz/g259 for/g1802a concentrat/g259 care, aplicat/g259 la vârful consolei, produce momentul încovoietor My: P=My/Lv=116700/34 P= 3432 kN. Deplasarea la vârful consolei produs/g259 de aceast/g259 for/g1802/g259 se calculeaz/g259: EI Pldy 3 /g32 ,unde: E= modulul de elasticitate al betonului considerat în calcul, E=26.4/g257106 kNm; I = momentul de iner/g1802ie al sec/g1802iunii peretelui, I=24.67m4. Efectuând calculul, rezult/g259 o deplasare la vârful consolei de 0.069 m. Se poate calcula, prin împ/g259r/g1802ire la în/g259l/g1802imea consolei, rotirea de coard/g259 la curgere: 002 . 0/g32 /g32 v y y L d/g84 rad.. Factorul de siguran/g1802/g259 ia valoarea 2 când se utilizeaz/g259 modelul de confinare din SR EN 1992-1. Lp reprezint/g259 lungimea teoretic/g259 a articula/g1802iei plastice /g1800i se calculeaz/g259 cu formula: c y bl vp f f dh L L24 . 0 17 . 0 1 . 0/g14 /g14 /g32; 4 4. 5 716 . 0 326 . 1 4 . 3/g32 /g14 /g14 /g32pL m. Înlociund în formula pentru calculul rotirii ultime se ob/g1802ine: 0153 . 0/g32u/g84 rad. 419 Se poate observa c/g259 arm/g259tura de confinare minim/g259 satisface cerin/g1802a de deformare indus/g259 structurii de ac/g1802iunea seismic/g259: 0103 . 00153 . 0 , /g32 /g33 /g32nec uu /g84/g84 rad. Verificarea deforma/g1802iilor la ULS în riglele de cuplare Cerin/g1802a de rotire total/g259 în riglele de cuplare se estimeaz/g259 la fel ca în cazul pere/g1802ilor, pornind de la rotirea elastic/g259. Astfel, se presupune c/g259 rotirea elastic/g259 este egal/g259 cu raportul dintre deplasarea relativ/g259 de nivel /g1800i în/g259l/g1802imea nivelului. Apoi, înmul/g1802ind aceast/g259 valoare cu produsul dintre coeficientul c /g1800i factorul de comportare q se ob/g1802ine o valoare aproxim ativ/g259 a cerin/g1802ei totale de rotire. În tabelul 49 sunt prezentate rezultatele acestui calcul pentru riglele de cuplare ale structurii studiate. Tabelul E 5.2.49 Rotiri cerin/g1802/g259 în riglele de cuplare Nivel Comb. UY (m) dr (m) /g537e (rad) /g537uls (rad) 15 GSSYENN -0.0546 0.0037 0.0012 0.012 14 -0.0509 0.0039 0.0013 0.013 13 -0.047 0.0039 0.0013 0.013 12 -0.0431 0.0041 0.0014 0.013 11 -0.039 0.0042 0.0014 0.014 10 -0.0348 0.0042 0.0014 0.014 9 -0.0306 0.0042 0.0014 0.014 8 -0.0264 0.0041 0.0014 0.013 7 -0.0223 0.0041 0.0014 0.013 6 -0.0182 0.0039 0.0013 0.013 5 -0.0143 0.0036 0.0012 0.012 4 -0.0107 0.0032 0.0011 0.010 3 -0.0075 0.0028 0.0009 0.009 2 -0.0047 0.0023 0.0008 0.007 1 -0.0024 0.0024 0.0004 0.004 Baz/g259 0 - - - Se poate observa c/g259, în cazul riglelor de cuplare curente, rotirea maxim/g259 nu dep/g259/g1800e/g1800te valoarea de 0.015 radiani. Verificarea este îndeplinit/g259 /g1800i în cazul celorlaltor dou/g259, grinzi armate cu bare ortogonale: cea de la parter /g1800i cea de la ultimul nivel, limita fiind în acest caz de 0.015 radiani. 420 E 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC /g287IILOR DE O/g287EL Acest capitol exemplific/g259 aplicarea prevederilor P 100-1 pentru proiectarea a trei tipologii de structuri din o/g288el: - Structur /g259 în cadre necontravântuite - Structur/g259 în cadre contravântuite centric în V inversat - Structur/g259 în cadre contravântuite excentric Exem plele de calcul prezint/g259 abord/g259ri /g250i solu/g288ii tipice pentru fiecare problem/g259 în parte, dar care nu sunt /g250i unicele posibile. E 6.1. Structur/g259 în cadre necontravântuite E 6.1.1. Date generale despre structur/g259 Amplasament: Bucure/g250ti. Func/g288iune: cl/g259dire birouri. Regim de în/g259l/g288ime: Parter+3 etaje (4 nivele). În/g259l/g288ime: H = 14 m Dimensiunea în plan: 22/g11729 m. Cl/g259direa se încadreaz/g259 în clasa III de importan/g288/g259 /g250i de expunere conform Tabelului 4.2 din P 100-1. Rezult/g259 factorul de importan/g288/g259 cu valoarea /g74I,e=1,0. Schema spa/g288ial/g259 a structurii este prezentat/g259 în Figura E 6.1.1. Plan/g250eul din beton armat (b.a.) pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259 reazem/g259 pe un sistem de grinzi secundare /g250i principale articulate, realizate în solu /g288ie compus/g259 o/g288el-beton. Sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale este compus din cadre necontravântuite cu noduri rigide dispuse perimetral pe direc/g288ia X în axele 1 /g250i 5 /g250i pe direc/g288ia Y în axele A, B, C /g250i D, vezi Figura E 6.1.2 /g250i Figura E 6.1.3. Figura E 6.1.1 Schema spa /g288ial/g259 a structurii. 421 Figura E 6.1.2 Planul structurii. 7,0 7,0 7,0 21,0 Cadre ax 1 si 5 7,0 7,0 7,0 28,0 3,5 3,5 3,5 3,5 14,0 Cadre ax A, B, C, D 7,0 Figura E 6.1.3 Sec /g288iuni verticale prin axele 1, 5 /g250i A, B, C, D. Elementele structurii de rezisten/g288/g259 se confec/g288ioneaz/g259 din profile laminate europene din o/g288el S235 (grinzile) /g250i S355 (stâlpii). Componentele nestructurale sunt realizate din materiale cu capacitate de deformare mare. E 6.1.2. Alegerea modelului structurii /g250i a metodei de calcul Structura are o form/g259 compact/g259 în plan, sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale este dispus simetric, iar plan/g250eul din b.a. are o rigiditate suficient/g259 în planul s/g259u pentru a asigura efectul de /g250aib/g259 rigid/g259. În consecin/g288/g259, structura este regulat/g259 în plan conform cerin/g288elor de la paragraful 4.4.3.2 din P 100-1. Structura se dezvolt/g259 monoton pe vertical/g259, f/g259r/g259 discontinuit/g259/g288i, având o varia/g288ie nesemnificativ/g259 a rigidit/g259/g288ii /g250i rezisten/g288ei pe vertical/g259. Masele aplicate pe construc/g288ie sunt distribuite relativ uniform, încadrându-se în limitarea de 50% a varia/g288iei între nivele adiacente (vezi paragraful E 6.1.5.2). În consecin /g288/g259, structura este regulat/g259 pe vertical/g259 conform cerin/g288elor de la paragraful 4.4.3.3 din P 100-1. 422 E 6.1.3. Înc/g259rc/g259ri E 6.1.3.1. Înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale Înc/g259rcarea permanent/g259 pe plan/g250eele curente (finisaje, plan/g250eu din b.a. pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259, instala/g288ii, tavan fals): 25,0 /k1G= k Nm Înc/g259rcarea permanent/g259 pe acoperi/g250 (finisaje, plan/g250eu din b.a. pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259, instala/g288ii, tavan fals): 25,5 /k2G= k Nm Înc/g259rcarea permanent/g259 pe pere/g288ii exteriori: 21,0 /k3G= k Nm Greutatea proprie a structurii metalice a fost inclus/g259 în calcul automat prin programul de calcul. Înc/g259rcarea util/g259 pe plan/g250eele curente (categoria de utilizare B), inclusiv înc/g259rcarea echivalent/g259 din pere/g288i desp/g259r/g288itori mobili, conform SR EN 1991-1-1 /g250i SR EN 1991-1- 1/NA: 22 22,5 / 0,8 / 3,3 /k1Q = kN m + kN m = kN m Înc/g259rcarea util/g259 pe acoperi/g250 (teras/g259 circulabil/g259, categoria de utilizare I), conform SR EN 1991-1-1 /g250i SR EN 1991-1-1/NA: 22,5 /k2Q= k Nm E 6.1.3.2. Ac /g288iunea seismic/g259 de proiectare Structura nefiind sensibil/g259 la componenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice (vezi paragraful 4.5.3.6.2 din P 100-1), se iau în calcul doar cele dou/g259 componente orizontale. Acestea sunt descrise prin spectre de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii Se(T)=ag·/g69(T). Accelera/g288ia de vârf a terenului pentru proiectare a g se determin/g259 în func/g288ie de amplasamentul construc/g288iei (Bucure/g250ti) în conformitate cu Figura 3.1 din P 100-1 sau din Anexa A a codului, Tabelul A.1: 0,3ga= g /g152 Conform Tabelului 4.1 din P 100-1, pentru structuri regulate în plan /g250i pe vertical/g259, se admite adoptarea separat/g259 a unor modele plane ale structurii. Structura are o în/g259l/g288ime mai mic/g259 de 30 m /g250i perioada proprie fundamental/g259 T1 < 1.5 sec (vezi paragraful E 6.3.5.3). În consecin/g288/g259 calculul structural poate fi efectuat folosind metoda for/g288elor laterale. Cu toate acestea, analiza stru cturii s-a efectuat pe un model spa/g288ial folosind un calcul modal cu spectre de r/g259spuns, metoda implicit/g259 de calcul în P 100 -1. Aceast/g259 abordare este convenabil/g259 dac/g259 analiza structural/g259 se efectueaz/g259 folosind programe moderne de calcul, conducând în acela/g250i timp la o proiectare mai economic/g259. 423 0 1 2 3 4 0.5 1 1.5 2 2.5 3 T, s Sd, m/s2 Figura E 6.1.4 Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale ac /g288iunii seismice. Spectrul normalizat de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii /g69(T) este definit de rela /g288iile (3.3)-(3.6) din P 100-1 în func /g288ie de factorul de amplificare dinamic/g2590 2,5/g533= /g250i de perioadele de control TB, TC /g250i TD (determinate din Figura 3.2 din P 100-1 pentru amplasamentul construc/g288iei /g250i Tabelul 3.1 din P 100-1): 0,32BT= s 1,6CT= s 2,0DT= s Se adopt/g259 conceptul de comportare disipativ/g259, clasa de ductilitate înalt/g259 a structurii DCH, vezi sec/g288iunea 6.1.2 din P 100-1. Rezult/g259 factorul de comportare 6,5q= pentru cadre necontravântuite din o/g288el, regulate pe vertical/g259 /g250i clasa de ductilitate a structurii DCH, conform P 100-1, Tabelul E 6.3. Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii seismice se determin/g259 conform rela/g288iilor (3.17)-(3.18) din P 100-1 /g250i este prezentat în Figura E 6.1.4. E 6.1.4. Combina /g288ii de înc/g259rc/g259ri în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare Combinarea efectelor ac/g288iunilor în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare, pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS), conform sec/g288iunii 3.3 din P 100-1 /g250i sec/g288iunii 6.4.3.2 din CR 0 - 2012, este: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + A/g166/g166 (S-ULS-DIS) Factorul de grupare este /g922 = 0,3 pentru înc/g259rcarea util/g259 /g250i func/g288iunea de birouri, vezi tabelul 7.1 din CR 0 - 2012, iar AEd este valoarea de proiectare a ac /g288iunii seismice. Aceast/g259 combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri este aplicabil/g259 direct doar pentru verificarea elementelor disipative ale structurii la ULS. Conform 6.6.3(2) din P 100-1, eforturile de calcul pentru verificarea elementelor nedisipative (stâlpilor) la ULS pot fi determinate practic din urm/g259toarea combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri: 424 2,k, j i k,i T EdG+ /g549 Q + /g525 A/g166/g166 (S-ULS-NDIS) unde /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural. /g287inând cont de prevederile paragrafului 4.5.4(3) din P 100-1 deplas/g259rile structurii pentru verificarea la ULS pot fi ob/g288inute practic din rela/g288ia: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + c q A/g166/g166 (S-ULS-DEP) /g287inând cont de prevederile paragrafului 4.5.4(2) din P 100-1 deplas/g259rile structurii pentru verificarea la starea lim it/g259 de serviciu (SLS) pot fi ob/g288inute practic din rela/g288ia: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + /g542 q A/g166/g166 (S-SLS) E 6.1.5. Calculul structural E 6.1.5.1. Modelul structurii Structura a fost analizat/g259 folosind un model spa /g288ial într-un program de calcul comercial (vezi Figura E 6.1.5). S-a considerat efectul de diafragm/g259 rigid/g259 asigurat de plan/g250eele de beton armat. Stâlpii au fost încastra/g288i la baz/g259. Leg/g259turile dintre bare (rigide/articulate) au fost modelate conform datelor din Figura E 6.1.2 /g250i Figura E 6.1.3. Sec/g288iunile elementelor structurale pentru sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale sunt prezentate în Figura E 6.1.6 /g250i Figura E 6.1.7. Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale au fost aplicate pe plan/g250ee (înc/g259rc/g259rile permanente /g250i utile) /g250i pe grinzile perimetrale (înc/g259rcarea din pere/g288i exteriori). Masele structurii au fost calculate automat din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale aplicate pe structur/g259. Figura E 6.1.5 Modelul spa/g288ial al structurii în programul de calcul. 425 Figura E 6.1.6 Sec /g288iuni ale elementelor structurale pentru cadrele din axele 1 /g250i 5. Figura E 6.1.7 Sec /g288iuni ale elementelor structurale pentru cadrele din axele A, B, C /g250i D. 426 E 6.1.5.2. Masele structurii Masele corespund înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale din gruparea seismic/g259. Conform CR 0 - 2012, ecua/g288ia (6.11), înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale în gruparea seismic/g259 sunt calculate cu rela/g288ia: 2,k, j i k,iG+ /g549 Q/g166/g166 Masele /g250i m omentele de iner /g288ie ale maselor au fost calculate automat de c/g259tre programul de calcul /g250i sunt prezentate în Tabelul E 6.1.1. Tabelul E 6.1.1: Masele de nivel /g250i momentele de iner/g288ie ale maselor. Nivel Masa, tone Momentul de iner/g288ie al maselor, tone/g117m2 4 452,4 56320,3 3 468,9 60593,9 2 469,1 60620,4 1 470,8 61101,3 E 6.1.5.3. Modurile proprii de vibra /g288ie S-au luat în calcul 6 moduri proprii de vibra /g288ie. Perioadele proprii de vibra /g288ie T /g250i m asele modale efective Mn * raportate la masa total/g259 a structurii sunt prezentate în Tabelul E 6.1.2. Se poate observa c/g259 suma maselor modale efective din primele 6 moduri proprii de vibra/g288ie dep/g259/g250e/g250te 90% din masa total/g259 a structurii, fiind îndeplinit/g259 cerin/g288a d in sec/g288iunea 4.5.3.3 din P 100-1. Deformata structurii în primele trei m oduri proprii de vibra/g288ie este p rezentat/g259 în Figura E 6.1.8. Tabelul E 6.1.2: Perioadele proprii de vibra/g288ie /g250i masele modale efective. Mod T s * n,xM % * n,yM % * n,xM/g166 % * n,yM/g166 % 1 0,734 81,0 0,0 81,0 0,0 2 0,688 0,0 79,2 81,0 79,2 3 0,510 0,0 0,0 81,0 79,2 4 0,241 12,3 0,0 93,3 79,2 5 0,224 0,0 13,4 93,3 92,6 6 0,169 0,0 0,0 93,3 92,6 427 Figura E 6.1.8 Primele trei moduri proprii de vibra /g288ie ale structurii. E 6.1.5.4. Calculul modal cu spectre de r/g259spuns Efectele ac/g288iunii seismice au fost determinate folosind calculul modal cu spectre de r/g259spuns. S-au folosit spectrele de r/g259spuns de proiectare determinate în sec/g288iunea E 6.1.3.2, aplicate pe cele dou/g259 direc/g288ii orizontale ale structurii. R/g259spunsurile modale au fost combinate cu regula "combinarea p/g259tratic/g259 complet/g259", efectele componentelor ac/g288iunii seismice cu regula "radical din suma p/g259tratelor". Efectele de torsiune accidental/g259 au fost luate în calcul prin aplicarea la fiecare nivel a unui moment de torsiune egal cu produsul dintre for /g288a lateral/g259 /g250i excentricitatea accidental/g259, pentru fiecare direc/g288ie orizontal/g259 (vezi 4.5.3.3.3 din P 100-1). Valoarea excentricit/g259/g288ii accidentale a fost considerat/g259 egal/g259 cu 0,05 din dimensiunea plan/g250eului perpendicular/g259 pe direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seismice (vezi 4.5.2.1 din P 100-1). Efectele de calcul ale ac /g288iunii seismice s-au notat cu AEd /g250i au inclus factorul de importan/g288/g259 /g74I,e=1,0 (vezi rela/g288ia 3.1 din P 100-1). E 6.1.5.5. Imperfec /g288iuni globale Conform paragrafului 5.3.2(4) din SR EN 1993-1-1, modelarea imperfec /g288iunilor globale în calculul structural nu este necesar/g259 dac/g259: HEd /g116 0,15VEd unde HEd este valoarea de calcul a reac/g288iunii orizontale la partea inferioar/g259 a nivelului, iar VEd este valoarea total/g259 a înc/g259rc/g259rii verticale la partea inferioar/g259 a nivelului. Verificarea rela/g288iei HEd /g116 0,15VEd pentru fiecare din cele dou/g259 direc/g288ii orizontale în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare (combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS) este sintetizat/g259 în Tabelul E 6.1.3. Tabelul E 6.1.3: Verificarea rela/g288iei HEd 0,15VEd. nivel HEd,x kN HEd,y kN VEd kN 0,15VEd kN HEd,x /g116 0,15VEd HEd,y /g116 0,15VEd 4 750 771 4541 681 DA DA 3 1241 1238 9155 1373 NU NU 2 1581 1562 13773 2066 NU NU 1 1762 1743 18406 2761 NU NU 428 2 h H /g68/g32 dar 2 1,03 h/g302/g100/g100 /g159 /g68h = 0,667 10,5 1m/g302= + m /g167/g183 /g168/g184/g169/g185 = 0,791 0 hm=/g302 /g302/g73/g73 = 0,002635 For/g288ele laterale echivalente Hi de la nivelul i, calculate în func /g288ie de înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale totale Pi de la acela/g250i nivel /g250i imperfec/g288iunea global/g259 ini/g288ial/g259 /g73 rezult/g259: nivel Pi kN Hi kN 4 4541 11,97 3 4613 12,16 2 4619 12,17 1 4633 12,21 Conform paragrafului 5.3.2 din SR EN 1993-1-1, în cazul modelelor spa /g288iale, imperfec/g288iunile globale trebuie modelate pe fiecare direc /g288ie orizontal/g259, dar în ipoteze independente de înc/g259rcare. Astfel, pentru verific/g259rile aferente ULS, rezult/g259 urm/g259toarele combina/g288ii de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Ix) 2,k, j i k,i T Ed xG+ /g549 Q + /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Ix) 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Iy) 2,k, j i k,i T Ed yG+ /g549 Q + /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Iy) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) E 6.1.5.6. Efectele de ordinul doi Importan/g288a efectelor de ordinul doi este dat/g259 de valoarea coeficientului de sensibilitate al deplas/g259rii relative de nivel, /g84, determinat conform 4.6.2.2(2) din P 100-1: tot r tot Pd Vh/g84/g32 Calculul coeficien/g288ilor /g84 pentru fiecare nivel al structurii /g250i pentru fiecare direc/g288ie a imperfec/g288iunilor este sintetizat în Tabelul E 6.1.4 /g250i Tabelul E 6.1.5. Eforturile s-au determinat din combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS-Ix /g250i S-ULS-DIS-Iy: Se observ/g259 c/g259 nu este îndeplinit/g259 condi/g288ia HEd /g116 0,15VEd pe nici una dintre cele dou/g259 direc/g288ii orizontale, ceea ce implic/g259 necesitatea model/g259rii imperfec/g288iunilor globale pentru analiza structurii. Conform paragrafului 5.3.2 din SR EN 1993-1-1 imperfec/g288iunile globale pot fi modelate printr-un sistem de for/g288e laterale echivalente Hi. /g730 =1/ 200 429 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Iy) iar dep las/g259rile din S-ULS-DEP-Ix, respectiv S-ULS-DEP-Iy: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) Tabelul E 6.1.4: Calculul coeficientului /g84/g3în combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri cu imperfec/g288iuni pe direc/g288ia X. nivel Ptot kN Vtot,X kN Vtot,Y kN Dr,X/h D r,Y/h/g3 /g84X/g3/g84 Y 4 4541 762 771 0,0146 0,0144 0,087 0,085 3 9155 1265 1238 0,0179 0,0159 0,130 0,117 2 13773 1617 1562 0,0196 0,0165 0,167 0,145 1 18406 1811 1743 0,0132 0,0104 0,134 0,110 Tabelul E 6.1.5: Calculul coeficientului /g84/g3în combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri cu imperfec/g288iuni pe direc/g288ia Y. nivel Ptot kN Vtot,X kN Vtot,Y kN Dr,X/h D r,Y/h/g3 /g84X/g3/g84 Y 4 4541 750 782 0,0145 0,0145 0,088 0,084 3 9155 1241 1262 0,0179 0,0159 0,132 0,115 2 13773 1581 1598 0,0196 0,0165 0,170 0,142 1 18406 1762 1791 0,0131 0,0105 0,137 0,108 Valoarea maxim/g259 a coeficientului de sensibilitate la efectele de ordinul doi: 0,170/g537= Pentru 0,1 < /g84 /g1000,2, efectele de ordinul doi trebuie luate în calcul, multiplicând valorile de calcul ale efectelor ac/g288iunii seismice cu factorul: /g11/g12 1 1,2051/g302= =/g537/g16 Pentru simplitate, factorul /g68 a fost inclus în combina /g288iile de înc/g259rc/g259ri pentru verificarea la ULS: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + /g302 A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Ix) 2,k, j i k,i T Ed xG+ /g549 Q + /g302 /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Ix) 2,k, j i k,i Ed xG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + /g302 A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Iy) 430 2,k, j i k,i T Ed yG+ /g549 Q + /g302 /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Iy) 2,k, j i k,i Ed yG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) E 6.1.6. Verificarea componentelor structurale la ULS Conform paragrafului 6.1.3(1) din P 100-1, se folosesc urm/g259toarele valori ale coeficien/g288ilor par/g288iali de siguran/g288/g259 pentru material: 1,1M0/g534= 1,1M1/g534= 1,25M2/g534= Conform paragrafului 6.2(5) din P 100-1, factorul de suprarezisten /g288/g259 de material pentru S235 (din care sunt realizate elementele disipative) este: 1,4ov/g534= E 6.1.6.1. Verificarea grinzilor Verificarea la ULS este exemplificat/g259 pentru grinda cea mai solicitat/g259, amplasat/g259 în cadrul ax 1 /g250i eviden/g288iat/g259 în figura al/g259turat/g259. Eforturile maxime au rezultat din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS-Ix: 577,7 EdM= k N m 0 EdN=k N Sec/g288iune: IPE 750x173 ( 762 bh= m m 267 bb= m m 21,6 fbt= m m 222100 A=m m 44205800 10b,yI =m m/g117 36218000 pl,yW= m m 211600 vA= m m 42740000 tI =m m 55,7 zi= m m ) O/g288el: S235 ( 2235 /yf =N m m ) Clasa sec/g288iunii Sec/g288iunea este de clas/g259 1 conform Tabelului 5.3 din SR EN 1993-1-1. Sec /g288iunea satisface cerin/g288a clasei de sec /g288iune (clasa 1) pentru elemente disipative supuse la încovoiere în structuri de clas/g259 de ductilitate DCH. Verificarea zonei disipative de la cap/g259tul grinzii Conform paragrafului 6.6.2(1) din P 100-1, grinzile cadrelor necontravântuite trebuie verificate conform SR EN 1993-1-1 în ipoteza c/g259 la unul din capete s-a format o articula/g288ie plastic/g259. În plus, conform paragrafului 6.6.2(5) din P 100-1, în zona articula/g288iei plastice trebuie asigurate leg/g259turi laterale la ambele t/g259lpi ale grinzii. Aceste cerin/g288e implic/g259 verificarea lungimii stabile a segmentelor adiacente articula/g288iei plastice conform 6.3.5 /g250i BB.3 din SR EN 1993-1-1. Por/g288iunile de grind/g259 în care nu se formeaz/g259 articula/g288ii plastice (cuprinse între dou/g259 reazemele laterale consecutive) se 431 Figura E 6.1.9 Grinda cadrului necontravântuit cu leg/g259turile laterale. Figura E 6.1.10 Contrafi/g250e pentru asigurarea leg/g259turilor laterale la talpa inferioar/g259 a grinzii cadrului necontravântuit. Lungimea interax a grinzii: 7000 L= m m Lungimea grinzii între fe/g288ele stâlpilor: 6380 bL= m m Pozi/g288ia articula/g288iei plastice s-a estimat conform rela /g288iei (vezi ANSI/AISC 358-10. "Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications", American Institute of Steel Construction, pentru îmbin/g259ri cu /g250uruburi cu plac/g259 de cap/g259t): /g11/g12/ 2 3 0,3810pb bL= m i nh b = m /g159 0,38 pL= m S-au dispus contrafi/g250e la ambele capete ale grinzii, la o distan/g288/g259 de 2 760,0pL= m m de la fa/g288a stâlpului (vezi Figura E 6.1.9). 432 verific/g259 în conformitate cu 6.3.2 din SR EN 1993-1-1 (v ezi Figur a E 6.1.9). Talpa superioar/g259 are asigurat/g259 leg/g259turi laterale p rin in termediul conector ilor /g250i a pl/g259cii de beton armat. Conectorii nu se dispun în zona articula/g288iei plastice pe o lungime definit/g259 în sec/g288iunea 7.7.5 din SR EN 1998-1 pentru a preveni cr e/g250terea momentului capabil al grinzii ca urmare a conlucr/g259rii cu placa de beton armat. La talpa inferioar/g259 se dispun contrafi/g250e (vezi Figura E 6.1.10) la cap/g259tul zonelor disipative, conform cerin/g288elor P 100-1, paragraful 6.6.2(5). 222 22 1 38 2 303 /11 57,4 756 235 / z m pl,y yEd t iL= = m m WfNm m N +AC A I N m m /g167/g183/g167/g183 /g167/g183/g152 /g168/g184/g168/g184 /g168/g184/g168/g184/g169/g185/g169/g185 /g169/g185 1 263 mm /g100 2 303mL= m m /g111 verific/g259. Conform sec/g288iunii 6.2 din SR EN 1993-1-1: 1 328 pl,y y pl,Rd,b M0 WfM= = k N m/g534 4 721 y pl,Rd M0 AfN= = k N/g534 /g11/g12/g11/g12/3 1 431 vy pl,Rd M0 Af V= = k N /g534 În zonele plastice poten/g288iale se verific/g259 re la/g288iile (6.2)-(6.4) din P 100-1: 0,4349Ed pl,Rd,b M =M /g100 1,0 /g111 verific/g259. 0Ed pl,Rd N =N /g100 0,15 /g111 verific/g259. 79,65Ed,GV= k N (din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale în combina/g288ia seismic/g259). 2 416,4 pl,Rd,b Ed,M b MV= = k N L 496,1Ed Ed,G Ed,MV= V + V = k N 0,3467Ed pl,Rd V =V /g100 0,5 /g111 verific/g259. Verificare contrafi/g250/g259 Reazemele laterale (contrafi/g250ele) adiacente zonelor poten/g288ial plastice s-au proiectat pentru a prelua o for/g288/g259 lateral/g259 egal/g259 cu 0,06 113,8ov y fb b/g534f t b = k N Contrafi/g250a s-a dispus între talpa inferioar/g259 a grinzii principale /g250i talpa superioar/g259 a grinzii secundare perpendiculare, prins/g259 de stâlp. Au rezultat dou/g259 corniere L75x50x8 din o/g288el S235, prinse de un guseu cu grosimea de 15 mm din o/g288el S355. Segmentul de grind/g259 cuprins între contrafi/g250/g259 /g250i grinda secundar/g259 are lungimea de 1 263 mm. Lungimea stabil/g259 Lm a segmentu lui de grind/g259 se determin/g259 conform paragrafului 6.3.5.3(1)B sau BB.3.1.1 din SR EN 1993-1-1. 1C=1 (acoperitor, moment aproximativ constant pe lungimea considerat/g259). 433 LT 0,233/g540= /g100 LT,0 0,4/g540= În aceast/g259 situa/g288ie elem entul nu este sensibil la flambaj prin încovoiere-r/g259sucire, vezi 6.3.2.2(4) din SR EN 1993-1-1. Momentele maxime fiind la capetele barei, nu sunt necesare verific/g259ri suplimentare. E 6.1.6.2. Calculul suprarezisten /g288ei sistemului structural La calculul eforturilor în componentele nedisipative se folose/g250te suprarezisten /g288a sistemului structural, determinat/g259 cu rela/g288ia (vezi 6.6.3(1) din P 100-1): 1,1 M To v/g525= /g534 /g525/g152/g152 unde /g58M = min(/g58i M), iar /g58i M = Mpl,Rd,i / MEd,i. Pentru S235: 1,400ov/g534= . Calculul valorilor /g58i M este sintetizat în Tabelul E 6.1.6 pentru direc/g288ia X a structurii /g250i în Tabelul E 6.1.7 pentru direc /g288ia Y a structurii. Rezult/g259, acoperitor, pentru toat/g259 structura, un factor de suprarezisten/g288/g259: 4,0T/g525= Alternativ, se pot folosi factori de suprarezisten /g288/g259 diferen/g288ia/g288i pe cele dou/g259 direc/g288ii principale ale structurii. Conform paragrafului 6.6.3(2) din P 100-1, valorile maxime /g250i minime ale /g58i M trebuie s/g259 difere cu mai pu/g288in de 25%. Pe direc/g288ia X aceast/g259 diferen/g288/g259 este de 24% /g100 25%, iar pe direc/g288ia Y este de 15% /g100 25%. Tabelul E 6.1.6: Calculul suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T pe direc/g288ia X a structurii. Deschidere Nivel Sec /g288iune MEd / Mpl,Rd /g3 /g58i M /g3 /g58M = min(/g58i M)/g3 /g58T 1 4 IPE550 0,380 2,63 2,27 3,5 3 IPE750X173 0,365 2,74 2 IPE750X173 0,434 2,30 1 IPE750X173 0,417 2,40 2 4 IPE550 0,378 2,65 3 IPE750X173 0,334 2,99 2 IPE750X173 0,396 2,53 1 IPE750X173 0,379 2,64 3 4 IPE550 0,377 2,65 3 IPE750X173 0,369 2,71 2 IPE750X173 0,440 2,27 1 IPE750X173 0,424 2,36 434 Verificarea segmentului central (elastic) al grinzii Pentru segmentul central al grinzii cu lungimea de 2 333 mm, cuprins între dou/g259 grinzi secundare, rezult/g259: Tabelul E 6.1.7: Calculul suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T pe direc/g288ia Y a structurii. Deschidere Nivel Sec /g288iune MEd / Mpl,Rd /g3 /g58i M /g3 /g58M = min(/g58i M)/g3 /g58T A2 4 IPE450 0,332 3,01 2,59 4,0 3 IPE750X134 0,339 2,95 2 IPE750X134 0,380 2,63 1 IPE750X134 0,352 2,84 A3 4 IPE450 0,345 2,90 3 IPE750X134 0,328 3,05 2 IPE750X134 0,365 2,74 1 IPE750X134 0,336 2,98 B2 4 IPE450 0,329 3,04 3 IPE750X134 0,344 2,91 2 IPE750X134 0,386 2,59 1 IPE750X134 0,358 2,79 B3 4 IPE450 0,342 2,92 3 IPE750X134 0,333 3,00 2 IPE750X134 0,371 2,70 1 IPE750X134 0,342 2,92 E 6.1.6.3. Verificarea stâlpilor de la parter Verificarea la ULS a stâlpilor de la parter este exemplificat/g259 pentru elementul cel mai solicitat, amplasat în cadrul ax 1 /g250i eviden/g288iat în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul pentru stâlpi se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.6) din P 100-1. În acest exem plu, eforturile respective s-au ob /g288inut direct din com bina/g288iile de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix /g250i S-ULS-NDIS-Iy. Se remarc/g259 totu/g250i faptul c/g259 paragraful 6.6.1(1) din P 100-1 permite formarea articula/g288iilor plastice la baza stâlpilor. În consecin /g288/g259, momentele de calcul de la baza structurii au fost luate din combina /g288iile de înc/g259rc/g259ri folosite pentru proiectarea elementelor disipative (S-ULS-DIS-Ix /g250i S-ULS-DIS-Ix). 435 Au rezultat urm/g259toarele eforturi maxime: ,1 733,3 y,EdM= k N m ,1 40,5 z,EdM= k N m (din combina/g288ia S-ULS-DIS-Ix) ,2 455,7 y,EdM= k N m ,2 44,4 z,EdM= k N m (din combina /g288ia S-ULS-NDIS-Ix) 1006,1 EdN= k N (din combina/g288ia S-ULS-NDIS-Ix) 1209,3 z,EdV= k N 43,7 y,EdV= k N (din combina/g288ia S-ULS-NDIS-Ix) Mom entele de la cap/g259tul inferior s-au notat cu indice 1, iar cele de la cap/g259tul superior cu indice 2. Sec/g288iune: HEM600 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Clasa sec/g288iunii Clasa sec/g288iunii este 1 (conform Tabelului 5.3 din SR EN 1993-1-1) /g159 sec/g288iunea satisface cerin/g288a clasei de sec/g288iune (clasa 1) pentru elemente disipative (baza stâlpului) supuse la încovoiere în structuri de clas/g259 de ductilitate DCH. Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Stâlpii se verific/g259 la efectul combinat al eforturilor axiale /g250i momentelor încovoietoare conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.6.3(1): /g287inând cont de faptul c /g259 pe de o parte, efectele de ordinul doi au fost luate explicit în calcul, iar pe de alt/g259 parte stâlpul poate forma o articula/g288ie plastic/g259 la cap/g259tul inferior, s-a considerat o lungime de flambaj egal/g259 cu lungimea interax : 3,5kL = m , atât pentru flam bajul prin încovoiere (dup/g259 ambele axe), cât /g250i prin încovoiere-r/g259sucire (vezi paragraful 5.2.2(7)b din SR EN 1993-1-1). Pentru stâlp ul în cauz/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.61), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,086 + 0,280 + 0,051 = 0,417/g3/g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform paragrafului 6.6.3(3) din P 100-1 for/g288a t/g259ietoare din stâlp trebuie s/g259 verifice urm/g259toarele rela/g288ii: z,Ed z,pl,Rd V V = 0,433 /g100/g3/g19/g15/g24 /g111 verific/g259. 436 y,Ed y,pl,Rd V V = 0,009 /g100/g3/g19/g15/g24 /g111 verific/g259. Verificarea panoului de inim/g259 a stâlpului Grinda: IPE 750x173 Stâlp: HEM 600 ( 620 ch= m m 486 d= m m wp 21 t= m m 305 cb= m m 40 cft= m m 214970 vcA= m m 255,5 yi= m m 72,2 zi= m m 11747,3 pl,Rd,cN= k N ) Momentul capabil al grinzii: 1 328pl,Rd,bM= k N m Pozi/g288ia articula/g288iei plastice s-a estim at conform rela /g288iei (vezi ANSI/AISC 358-10, pentru îmbin/g259ri cu /g250uruburi cu plac/g259 de cap/g259t): /g11/g12/ 2 3 0,3810pb bL= m i nh b = m Lungim ea grinzii între fe/g288ele stâlpilor: 6,380bL= m For/g288a t/g259ietoare din înc/g259rc /g259rile gravita/g288ionale în combina/g288ia seismic/g259: 79,65Ed,GV= k N For/g288a t/g259ietoare în grind/g259, aferent/g259 form /g259rii articula/g288iilor plastice la capetele grinzii: 2 472,82 pl,Rd,b Ed,M bp MV= = k NLL/g16 For/g288a t/g259ie toare total/g259 în articula/g288ia plastic/g259: 552,5cor Ed Ed,G Ed,MV= V + V = k N Mom entul încovoietor de la fa /g288a stâlpului aferent form/g259rii articula/g288iei plastice la distan/g288a Lp: , 1538,5cor pl,Rd b pl,Rd,b p EdM= M + L V = k N m/g117 For/g288a t/g259ietoare din panoul de inim /g259 a stâlpului se determin/g259 conform paragrafului 6.6.3(5) din P 100-1, rela/g288ia (6.9). wp,Ed 2 4 155 cor pl,Rd,b bf b MV= = k Nht /g16 Rezisten/g288a la forfecare a panoului de inim /g259 a stâlpului se determin/g259 conform SR EN 1993-1-8, paragraful 6.2.6.1: 2235 / 0,8136 y Nm m/g304= = f /g167/g183 /g168/g184/g168/g184/g169/g185 wp/ 23,14dt = /g100 69 56,14/g304= /g111/g3verific/g259. Rezisten/g288a plastic/g259 la încovoiere a unei t/g259lpi de stâlp este: 2 39,374 yc c f pl, fc,Rd M0 fb tM= = k N m/g534 Rigidiz/g259rile de continuitate din panoul de inim/g259 a stâlpului au grosimea de: 437 22stt= m m /g250i l/g259/g288imea total/g259 (de pe ambele p/g259r/g288i ale inimii) de: 2 142 284,0stb= m m = m m/g117 Rezisten/g288a plastic/g259 la încovoiere a unei rigidiz/g259ri de continuitate este: 2 11,094 ys t s t pl,st,Rd M0 fbtM= = k N m/g534 Distan/g288a dintre axele rigidiz/g259rilor de continuitate este: 740 sd= m m Rezisten/g288a la forfecare a panoului de inim/g259 a stâlpului este: /g11/g12 wp,Rd 0,9 4 2 2 2 647 3 y vc pl, fc,Rd pl, fc,Rd pl,st,Rd ssM0 fA M M +MV= + m i n = k N dd/g534 /g167/g183 /g168/g184 /g169/g185 Panoul de inim /g259 a stâlpului se verific/g259 conform rela/g288iei (6.8) din P 100-1: wp,Ed wp,Rd 1,570V =V /g100 /g3/g20/g15/g19/g3/g111 NU verific/g259. Sunt necesare pl/g259ci de dublare. Se dispune o plac/g259 de dublare cu grosimea 22 st= m m /g250i l/g259/g288imea de 486,0sb= d = m m . 486,0sb= m m /g100/g340 716,0s/g304t = mm /g111 verific/g259. Rezult/g259 for/g288a t/g259ietoare capabil/g259 a panoului de inim/g259 rigidizat: /g11/g12 /g11/g12 wp wp,Rd 0,9 42 2 4 358 3 yv c s p l ,f c , R d p l ,f c , R d p l , s t , R d ssM0 fA + b t MM + MV= + m i n = k N dd/g534 /g167/g183 /g168/g184 /g169/g185 /g3 /g3Panoul de inim/g259 a stâlpului se verific/g259 conform rela/g288iei (6.8) din P 100-1: wp,Ed wp,Rd 0,953V =V /g100/g3/g20/g15/g19/g3/g111 verific/g259. Zvelte/g288ea stâlpului În planul cadrului din ax 1 grinzile pot forma articula /g288ii plastice (vezi paragraful 6.6.3(10) din P 100-1): 13,70y y kL/g540= =i /g100 0,7 53,49 y E/g652=f /g111 verific/g259. În afara planului cadrului din ax 1 grinzile nu pot forma articula /g288ii plastice (vezi paragraful 6.6.3(11) din P 100-1): 48,48z z kL/g540= =i /g100 1,3 99,33 y E/g652=f /g111 verific/g259. 438 E 6.1.6.4. Verificarea stâlpilor de la celelalte niveluri decât parterul Verificarea la ULS a stâlpilor de la celelalte niveluri decât parterul este exemplificat/g259 pentru elementul cel mai solicitat, amplasat în cadrul ax 1 /g250i eviden/g288iat în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul pentru stâlpi se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.6) din P 100-1. În acest exem plu, eforturile respective s-au ob /g288inut direct din com bina/g288iile de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix /g250i S-ULS-NDIS-Iy. Au rezultat urm/g259toarele eforturi maxime (din combina/g288ia S-ULS-NDIS-Ix): ,1 2304,6 y,EdM= k N m ,1 24,7 z,EdM= k N m ,2 1243,5 y,EdM= k N m/g16 ,2 19,4 z,EdM= k N m 731,0 EdN= k N 1293,2 z,EdV= k N 9,8 y,EdV= k N Mom entele de la cap/g259tul inferior s-au notat cu indice 1, iar cele de la cap/g259tul superior cu indice 2. Sec/g288iune: HEM600 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Stâlpii se verific/g259 la efectul combinat al eforturilor axiale /g250i momentelor încovoietoare conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.6.2(1): /g287inând cont de faptul c/g259 efectele de ordinul doi /g250i imperfec/g288iunile globale au fost luate explicit în calcul, s-a considerat o lungime de flambaj egal/g259 cu lungimea interax : 3,5kL = m , atât pentru flambajul prin încovoiere (dup/g259 ambele axe), cât /g250i prin încovoiere-r/g259sucire (vezi paragraful 5.2.2(7)b din SR EN 1993-1-1). Pentru stâlpul în cauz/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.61), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,062 + 0,831 + 0,040 = 0,934/g3/g100/g3/g20/g15/g19/g3 /g111 verific/g259. 439 z,Ed z,pl,Rd V V = 0,463 /g100/g3/g19/g15/g24/g3 /g111 verific/g259 y,Ed y,pl,Rd V V = 0,002 /g100/g3/g19/g15/g24/g3 /g111 verific/g259 Verificarea panoului de inim/g259 a stâlpului Grinda: IPE 750x173 Stâlp: HEM 600 ( 620 ch= m m 486 d= m m wp 21 t= m m 305 cb= m m 40 cft= m m 214970 vcA= m m 255,5 yi= m m 72,2 zi= m m 11747,3 pl,Rd,cN= k N ) Momentul capabil al grinzii: 1 328pl,Rd,bM= k N m Pozi/g288ia articula/g288iei plastice s-a estim at conform rela /g288iei (vezi ANSI/AISC 358-10, pentru îmbin/g259ri cu /g250uruburi cu plac/g259 de cap/g259t): /g11/g12/ 2 3 0,3810pb bL =m i n h b = m Lungim ea grinzii între fe/g288ele stâlpilor: 6,380bL= m For/g288a t/g259ie toare din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale în combina/g288ia seismic/g259: 79,65Ed,GV= k N For/g288a t/g259ietoare în grind/g259, aferent/g259 form /g259rii articula/g288iilor plastice la capetele grinzii: 2 472,82 pl,Rd,b Ed,M bp MV= = k NLL/g16 For/g288a t/g259ie toare total/g259 în articula/g288ia plastic/g259: 552,5cor Ed Ed,G Ed,MV= V + V = k N Mom entul încovoietor de la fa /g288a stâlpului aferent form/g259rii articula/g288iei plastice la distan/g288a Lp: , 1538,5cor pl,Rd b pl,Rd,b p EdM= M + L V = k N m/g117 For/g288a t/g259ietoare din panoul de inim /g259 a stâlpului se determin/g259 conform paragrafului 6.6.3(5) din P 100-1, rela/g288ia (6.9). wp,Ed 2 4 155 cor pl,Rd,b bf b MV= = k Nht /g16 Rezisten/g288a la forfecare a panoului de inim /g259 a stâlpului se determin/g259 conform SR EN 1993-1-8, paragraful 6.2.6.1: 2235 / 0,8136 y Nm m/g304= =f /g167/g183 /g168/g184/g168/g184/g169/g185 440 Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform paragrafului 6.6.3(3) din P 100-1 for/g288a t/g259ietoare din stâlp trebuie s/g259 verifice urm/g259toarele rela/g288ii: wp/ 23,14dt = /g100 69 56,14/g304= /g111/g3verific/g259. Rezisten/g288a plastic/g259 la încovoiere a unei t/g259lpi de stâlp este: 2 39,374 yc c f pl, fc,Rd M0 fb tM= = k N m/g534 Rigidiz/g259rile de continuitate din panoul de inim/g259 a stâlpului au grosimea de: 22stt= m m /g250i l/g259/g288imea total/g259 (de pe ambele p/g259r/g288i ale inimii) de: 2 142 284,0stb= m m = m m/g117 Rezisten/g288a p lastic/g259 la încovoiere a unei rigidiz/g259ri de continuitate este: 2 11,094 ys t s t pl,st,Rd M0 fbtM= = k N m/g534 Distan/g288a din tre axele rigidiz/g259rilor de continuitate este: 740 sd= m m Rezisten/g288a la forfecare a panoului de inim/g259 a stâlpului este: /g11/g12 wp,Rd 0,9 4 2 2 2 647 3 y vc pl, fc,Rd pl, fc,Rd pl,st,Rd ssM0 fA M M + MV= + m i n = k N dd/g534 /g167/g183 /g168/g184 /g169/g185 Panoul de inim /g259 a stâlpului se verific/g259 conform rela/g288iei (6.8) din P 100-1: wp,Ed wp,Rd 1,570V =V /g100 /g3/g20/g15/g19/g3/g111 NU verific/g259. Sunt necesare pl/g259ci de dublare. Se dispune o plac/g259 de dublare cu grosimea 22 st= m m /g250i l/g259/g288imea de 486,0sb= d = m m . 486,0sb= m m /g100/g340 716,0s/g304t = mm /g111 verific/g259. Rezult/g259 for/g288a t/g259ietoare capabil/g259 a panoului de inim/g259 rigidizat: /g11/g12 /g11/g12 wp wp,Rd 0,9 42 2 4 358 3 yv c s p l ,f c , R d p l ,f c , R d p l , s t , R d ssM0 fA + b t MM + MV= + m i n = k N dd/g534 /g167/g183 /g168/g184 /g169/g185 /g3 /g3Panoul de inim/g259 a stâlpului se verific/g259 conform rela/g288iei (6.8) din P 100-1: wp,Ed wp,Rd 0,953V =V /g100/g3/g20/g15/g19/g3/g111 verific/g259. Zvelte/g288ea stâlpului În planul cadrului din ax 1 grinzile pot forma articula /g288ii plastice (vezi paragraful 6.6.3(10) din P 100-1): 13,70y y kL/g540= =i /g100 0,7 53,49 y E/g652=f /g111 verific/g259. În afara planului cadrului din ax 1 grinzile nu pot forma articula /g288ii plastice (vezi paragraful 6.6.3(11) din P 100-1): 441 48,48z z kL/g540= =i /g100 1,3 99,33 y E/g652=f /g111 verific/g259. E 6.1.6.5. Îmbin/g259rile grind/g259-stâlp S-a optat pentru o îmbinare grind/g259-stâlp nedisipativ/g259, cu plac/g259 de cap/g259t /g250i /g250uruburi de înalt/g259 rezisten/g288/g259. Conform sec/g288iunilor 6.6.4 /g250i 6.5.5 din P 100-1, îmbinarea trebuie proiectat/g259 pentru a avea o suprarezisten/g288/g259 de cel pu/g288in 1,1/g74ov fa/g288/g259 de elementul îmbinat (grinda). Eforturile de calcul în îmbinare Momentul capabil al grinzii: 1 328pl,Rd,bM= k N m Pozi/g288ia articula/g288iei plastice s-a estimat conform rela/g288iei (vezi ANSI/AISC 358-10, pentru îmbin/g259ri cu /g250uruburi cu plac/g259 de cap/g259t): /g11/g12/ 2 3 0,3810pb bL =m i n h b = m Lungim ea grinzii între fe/g288ele stâlpilor: 6,380bL= m Momentul capabil al grinzii în articula/g288iile plastice /g288inând cont de suprarezisten/g288/g259: * 1,1 2 046pl,Rd,b ov pl,Rd,bM= /g534 M= k N m For/g288a t/g259ietoare din înc/g259rc /g259rile gravita/g288ionale în combina/g288ia seismic/g259: 79,65Ed,GV= k N For/g288a t/g259ietoare aferent/g259 form/g259rii articula/g288iilor plastice la capetele grinzii: *2 728,32 pl,Rd,b Ed,M bp MV= = k NLL/g16 For/g288a t/g259ietoare total/g259 în articula/g288ia plastic/g259: * 807,9Ed Ed,G Ed,MV= V + V = k N Momentul încovoietor /g250i for/g288a t/g259ietoare de la fa/g288a stâlpului aferente form/g259rii articula/g288iei plastice la distan/g288a Lp: ** 2 354Ed,i pl,Rd,b p EdM= M + L V = k N m/g117 * 807,9Ed,i EdV= V = k N Calculul îmbin/g259rii Îmbinarea s-a verificat conform SR EN 1993-1-8 folosind metoda componentelor, cu urm/g259toarele modific/g259ri: - nu a fost luat/g259 în calcul componenta "panoul de inim/g259 al stâlpului" aceasta fiind verificat/g259 separat conform prevederilor P 100-1 /g250i SR EN 1993-1-8, f/g259r/g259 a fi necesar/g259 suprarezisten/g288a fa/g288/g259 de grinzi; - nu au fost luate în calcul componentele aferente grinzii – "inima grinzii la întindere" /g250i "talpa /g250i inima grinzii la compresiune" – deoarece aceste componente corespund form/g259rii articula/g288iei plastice în grind/g259. 442 A rezultat o plac/g259 de cap/g259t cu grosimea de 30 mm din S355 /g250i 16 /g250uruburi M36 gr 10.9 (vezi Figura E 6.1.11). B 60 180 60 300 60 140 120 120 120 135 60 995 115 B 10 118 762 16M36/g3gr./g310.9 10 10 120120 Figura E 6.1.11 Îmbinarea grind/g259-stâlp. 2 354Ed,iM= k N m /g100 =2523Rd,iMk N m /g111 verific/g259. 807,9Ed,iV= k N /g100 =2581Rd,iVk N /g111 verific/g259. Sudurile de pe t/g259lpi au fost realizate cu p/g259trundere complet/g259 /g250i nivel B de acceptare a defectelor, iar r/g259d/g259cina sudurii a fost înt/g259rit/g259 printr-o sudur/g259 de col/g288, asigurându-se astfel o suprarezisten/g288/g259 a sudurii fa/g288/g259 de talp/g259. Sudura de pe inim/g259 a fost realizat/g259 cu sudur/g259 de col/g288 pe ambele p/g259r/g288i, pentru a dezvolta o capacitate egal/g259 cu cea a inimii. E 6.1.7. Verificarea deplas/g259rilor la SLS Verificarea deplas/g259rilor la SLS se efectueaz/g259 conform prevederilor paragrafului 4.5.4(2) /g250i sec/g288iunii E.1 din P 100-1. Pentru componentele nestructurale din materiale cu capacitate mare de deformare, valoarea admis /g259 a deplas/g259rii relative de nivel este 0,0075SLS r,ad= h . Practic, valorile deplas/g259rilor relative de nivel la SLS s-au determinat din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + /g542 q A/g166/g166 (S-SLS) unde 0,5/g542= /g250i 6,5q= /g159 3,250/g542q =/g152 Deplas/g259rile relative de nivel la SLS sunt prezentate în Tabelul E 6.1.8. Situa/g288ia cea mai defavorabil/g259 se reg/g259se/g250te la nivelul 2 pe direc/g288ia X: 0,0063SLS rd= h /g100 0,0075SLS r,ad= h /g111 verific/g259. 443 Tabelul E 6.1.8: Deplas/g259rile relative de nivel la SLS. Nivel /SLS rdh Direc/g288ia X Direc/g288ia Y 4 0,0047 0,0046 3 0,0058 0,0051 2 0,0063 0,0053 1 0,0042 0,0034 E 6.1.8. Verificarea deplas/g259rilor la ULS Verificarea deplas/g259rilor la ULS se efectueaz/g259 conform prevederilor paragrafului 4.5.4(3) /g250i sec/g288iunii E.2 din P 100-1. Valoarea admis/g259 a deplas/g259rii relative de nivel este 0,025SLU r,ad= h . Practic, valorile deplas/g259rilor relative de nivel la ULS s-au determinat din combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i Ed xG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) Calculul factorului c pe direc/g288ia X a structurii: Suprarezisten/g288a sistemului structural: 3,5T/g525= Factorul de comportare: 6,5q= Factoru l de multiplicare a efectelor ac/g288iunii seismice datorit/g259 efectelor de ordinul 2: 1,205/g302= 1: 0,73T= s /g1001,600CT= s /g159 /g11/g12 1 / 1 / 1,550 C TT Tc=/g525 q+ /g525 q = T/g16 /g100 3 12,14/g302cq =/g152/g152 Calculul factorului c pe direc/g288ia Y a structurii: Suprarezisten/g288a sistemului structural: 4 T/g525= Factorul de comportare: 6,5q= Factoru l de multiplicare a efectelor ac/g288iunii seismice datorit/g259 efectelor de ordinul 2: 1,205/g302= 1 0,69T= s /g1001,600CT= s /g159 /g11/g12 1 / 1 / 1,507 C TT Tc=/g525 q+ /g525 q = T/g16 /g100 3 11,80/g302cq =/g152/g152 Calculul deplas/g259rilor la ULS Acoperitor, s-a considerat aceea/g250i valoare a produsului 12,14/g302cq =/g152/g152 pentru ambele direc/g288ii orizontale ale structurii. 444 Valorile deplas/g259rilor relative de nivel la ULS determinate din combina/g288iile S-ULS- DEP-Ix /g250i S-ULS-DEP-Iy sunt prezentate în Tabelul E 6.1.9. Situa /g288ia cea mai defavorabil/g259 se reg/g259se/g250te la nivelul 2 pe direc/g288ia X: verific/g259 hd hd ULS a r ULS r /g111 /g32 /g100 /g32025 , 0024 , 0 , . Tabelul E 6.1.9: Deplas/g259rile relative de nivel la ULS. Nivel h dULS r / Direc/g288ia X Direc/g288ia Y 4 0,018 0,017 3 0,022 0,019 2 0,024 0,020 1 0,016 0,013 445 E 6.2. Structur/g259 în cadre contravântuite centric E 6.2.1. Date generale despre structur/g259 Amplasament: Bucure/g250ti. Func/g288iune: cl/g259dire birouri. Regim de în/g259l/g288ime: Parter+3 etaje (4 nivele). În/g259l/g288ime: H = 14 m Dimensiunea în plan: 22/g11729 m. Cl/g259direa se încadreaz/g259 în clasa III de importan/g288/g259 /g250i de expunere conform Tabelului 4.2 din P 100-1. Rezult/g259 factorul de importan/g288/g259 cu valoarea /g74I,e=1,0. Schema spa/g288ial/g259 a structurii este prezentat/g259 în Figura E 6.2.1. Plan/g250eul din beton armat (b.a.) pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259 reazem/g259 pe un sistem de grinzi secundare /g250i principale articulate, realizate în solu /g288ie compus/g259 o/g288el-beton. Sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale este compus din cadre contravântuite centric în V inversat dispuse perimetral pe direc /g288ia X în axele 1 /g250i 5 /g250i pe direc/g288ia Y în axele A /g250i D, vezi Figura E 6.2.2 /g250i Figura E 6.2.3. Figura E 6.2.1 Schema spa /g288ial/g259 a structurii. Figura E 6.2.2 Planul structurii. 446 7,0 7,0 7,0 21,0 Cadre ax 1 si 5 7,0 7,0 7,0 28,0 3,5 3,5 3,5 3,5 14,0 Cadre ax A si D 7,0 Figura E 6.2.3 Sec /g288iuni verticale prin axele 1, 5 /g250i A, B, C, D. Elementele structurii de rezisten/g288/g259 se confec/g288ioneaz/g259 din profile laminate dublu T din o/g288el S355 (grinzile /g250i stâlpii) /g250i profile rectangulare cave din o /g288el S355 (contravântuirile). Componentele nestructurale sunt realizate din materiale cu capacitate de deformare mare. E 6.2.2. Alegerea modelului structurii /g250i a metodei de calcul Structura are o form/g259 compact/g259 în plan, sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale este dispus simetric, iar plan/g250eul din b.a. are o rigiditate suficient/g259 în planul s/g259u pentru a asigura efectul de /g250aib/g259 rigid/g259. În consecin/g288/g259, structura este regulat/g259 în plan conform cerin/g288elor de la paragraful 4.4.3.2 din P 100-1. Structura se dezvolt/g259 monoton pe vertical/g259, f/g259r/g259 discontinuit/g259/g288i, având o varia/g288ie nesemnificativ/g259 a rigidit/g259/g288ii /g250i rezisten/g288ei pe vertical/g259. Masele aplicate pe construc/g288ie sunt distribuite relativ uniform, încadrându-se în limitarea de 50% a varia /g288iei între nivele adiacente (vezi paragraful E 6.2.5.2). În consecin /g288/g259, structura este regulat/g259 pe vertical/g259 conform cerin/g288elor de la paragraful 4.4.3.3 din P 100-1. Conform Tabelului 4.1 din P 100-1, pentru structuri regulate în plan /g250i pe vertical/g259, se admite adoptarea separat/g259 a unor modele plane ale structurii. Structura are o în/g259l/g288ime mai mic/g259 de 30 m /g250i perioada proprie fundamental/g259 T 1 < 1.5 sec (vezi paragraful E 6.2.5.3). În consecin/g288/g259 calculul structural poate fi efectuat folosind metoda for/g288elor laterale. Cu toate acestea, analiza structurii s-a efectuat pe un model spa /g288ial folosind un calcul modal cu spectre de r/g259spuns, metoda implicit/g259 de calcul în P 100-1. Aceast/g259 abordare este convenabil/g259 dac/g259 analiza structural/g259 se efectueaz/g259 folosind programe moderne de calcul, conducând în acela/g250i timp la o proiectare mai economic/g259. E 6.2.3. Înc/g259rc/g259ri E 6.2.3.1. Înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale Înc/g259rcarea permanent/g259 pe plan/g250eele curente (finisaje, plan/g250eu din b.a. pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259, instala/g288ii, tavan fals): 25,0 /k1G= k Nm Înc/g259rcarea permanent/g259 pe acoperi/g250 (finisaje, plan/g250eu din b.a. pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259, instala/g288ii, tavan fals): 447 25,5 /k2G= k Nm Înc/g259rcarea permanent/g259 pe pere/g288ii exteriori: 21,0 /k3G= k Nm Greutatea proprie a structurii metalice a fost inclus/g259 în calcul automat prin programul de calcul. Înc/g259rcarea util/g259 pe plan/g250eele curente (categoria de utilizare B), inclusiv înc/g259rcarea echivalent/g259 din pere/g288i desp/g259r/g288itori mobili, conform SR EN 1991-1-1 /g250i SR EN 1991-1- 1/NA: 22 22,5 / 0,8 / 3,3 /k1Q = kN m + kN m = kN m Înc/g259rcarea util/g259 pe acoperi/g250 (teras/g259 circulabil/g259, categoria de utilizare I), conform SR EN 1991-1-1 /g250i SR EN 1991-1-1/NA: 22,5 /k2Q= k Nm E 6.2.3.2. Ac /g288iunea seismic/g259 de proiectare Structura nefiind sensibil/g259 la componenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice (vezi paragraful 4.5.3.6.2 din P 100-1), se iau în calcul doar cele dou/g259 componente orizontale. Acestea sunt descrise prin spectre de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii Se(T)=ag·/g69(T). Accelera/g288ia de vârf a terenului pentru proiectare ag se determin/g259 în func/g288ie de amplasamentul construc/g288iei (Bucure/g250ti) în conformitate cu Figura 3.1 din P 100-1 sau din Anexa A a codului, Tabelul A.1: 0,3ga= g /g152 0 1 2 3 4 0.5 1 1.5 2 2.5 3 T, s Sd, m/s2 Figura E 6.2.4 Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale ac /g288iunii seismice. Spectrul normalizat de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii /g69(T) este definit de rela /g288iile (3.3)-(3.6) din P 100-1 în func /g288ie de factorul de amplificare dinamic/g2590: 2,5/g533= /g250i de perioadele de control TB, TC /g250i TD (determinate din Figura 3.2 din P 100-1 pentru amplasamentul construc/g288iei /g250i Tabelul 3.1 din P 100-1): 0,32 BT= s 1,6 CT= s 2,0 DT= s 448 E 6.2.4. Combina /g288ii de înc/g259rc/g259ri în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare Combinarea efectelor ac/g288iunilor în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare, pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS), conform sec/g288iunii 3.3 din P 100-1 /g250i sec/g288iunii 6.4.3.2 din CR 0 - 2012, este: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + A/g166/g166 (S-ULS-DIS) Factorul de grupare este /g922 = 0,3 pentru înc/g259rcarea util/g259 /g250i func/g288iunea de birouri, vezi tabelul 7.1 din CR 0 - 2012, iar AEd este valoarea de proiectare a ac /g288iunii seismice. Aceast/g259 combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri este aplicabil/g259 direct doar pentru verificarea elementelor disipative ale structurii la ULS. Conform 6.7.4(2) din P 100-1, eforturile de calcul pentru verificarea elementelor nedisipative (stâlpi) la ULS pot fi determinate practic din urm/g259toarea combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i T EdG+ /g549 Q + /g525 A/g166/g166 (S-ULS-NDIS) unde /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural. /g287inând cont de prevederile paragrafului 4.5.4(3) din P 100-1, deplas/g259rile structurii pentru verificarea la ULS pot fi ob/g288inute practic din rela/g288ia: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + c q A/g166/g166 (S-ULS-DEP) /g287inând cont de prevederile paragrafului 4.5.4(2) din P 100-1, deplas/g259rile structurii pentru verificarea la starea limit/g259 de serviciu (SLS) pot fi ob/g288inute practic din rela/g288ia: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + /g542 q A/g166/g166 (S-SLS) E 6.2.5. Calculul structural E 6.2.5.1. Modelul structurii Structura a fost analizat/g259 folosind un model spa /g288ial într-un program de calcul comercial (vezi Figura E 6.2.5). S-a considerat efectul de diafragm/g259 rigid/g259 asigurat de plan/g250eele de beton armat. Stâlpii au fost încastra/g288i la baz/g259. Leg/g259turile dintre bare (rigide/articulate) au fost modelate conform datelor din Figura E 6.2.2 /g250i Figura E 6.2.3. Sec/g288iunile elementelor structurale pentru sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale sunt prezentate în Figura E 6.2.6 /g250i Figura E 6.2.7. Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale au fost aplicate pe plan/g250ee (înc/g259rc/g259rile permanente /g250i utile) /g250i pe grinzile perimetrale (înc/g259rcarea din pere/g288i exteriori). Masele structurii au fost calculate automat din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale aplicate pe structur/g259. Se adopt/g259 conceptul de comportare disipativ/g259, clasa de ductilitate înalt/g259 a structurii DCH, vezi sec/g288iunea 6.1.2 din P 100-1. Rezult/g259 factorul de comportare q= 2,5 pentru cadre din o/g288el contravântuite centric în V inversat, regul ate pe vertical/g259 /g250i clasa de ductilitate a structurii DCH, conform P 100-1, Tabelul E 6.3. Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii seismice se determin/g259 conform rela/g288iilor (3.17)-(3.18) din P 100-1 /g250i este prezentat în Figura E 6.2.4. 449 Figura E 6.2.5 Modelul spa/g288ial al structurii în programul de calcul. Figura E 6.2.6 Sec /g288iuni ale elementelor structurale pentru cadrele din axele 1 /g250i 5. 450 Figura E 6.2.7 Sec /g288iuni ale elementelor structurale pentru cadrele din axele A, B, C /g250i D. E 6.2.5.2. Masele structurii Masele corespund înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale din gruparea seismic/g259. Conform CR 0 - 2012, ecua/g288ia (6.11), înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale în gruparea seismic/g259 sunt calculate cu rela/g288ia: 2,k, j i k,iG+ /g549 Q/g166/g166 Masele /g250i mom entele de iner /g288ie ale maselor au fost calculate automat de c/g259tre programul de calcul /g250i sunt prezentate în Tabelul E 6.2.1. Tabelul E 6.2.1: Masele de nivel /g250i momentele de iner/g288ie ale maselor. Nivel Masa, tone Momentul de iner/g288ie al maselor, tone/g117m2 4 448,2 55774,0 3 455,7 58636,5 2 458,8 59155,8 1 462,8 60036,1 E 6.2.5.3. Modurile proprii de vibra /g288ie S-au luat în calcul 6 moduri proprii de vibra /g288ie. Perioadele proprii de vibra /g288ie T /g250i masele modale efective Mn * raportate la masa total/g259 a structurii sunt prezentate în Tabelul E 6.2.2. Se poate observa c/g259 suma maselor modale efective din primele 6 moduri proprii de vibra/g288ie dep/g259/g250e/g250te 90% din masa total/g259 a structurii, fiind îndeplinit/g259 cerin/g288a din sec/g288iunea 4.5.3.3 din P 100-1. Deformata structurii în primele trei moduri proprii de vibra/g288ie este prezentat/g259 în Figura E 6.2.8. 451 Tabelul E 6.2.2: Perioadele proprii de vibra/g288ie /g250i masele modale efective. Mod T s * n,xM % * n,yM % * n,xM/g166 % * n,yM/g166 % 1 0,545 80,8 0,0 80,8 0,0 2 0,544 0,0 80,7 80,8 80,7 3 0,353 0,0 0,0 80,8 80,7 4 0,200 13,5 0,0 94,3 80,7 5 0,200 0,0 13,6 94,3 94,3 6 0,131 0,0 0,0 94,3 94,3 Figura E 6.2.8 Primele trei moduri proprii de vibra /g288ie ale structurii. E 6.2.5.4. Calculul modal cu spectre de r/g259spuns Efectele ac/g288iunii seismice au fost determinate folosind calculul modal cu spectre de r/g259spuns. S-au folosit spectrele de r/g259spuns de proiectare determinate în sec/g288iunea E 6.2.3.2, aplicate pe cele dou/g259 direc/g288ii orizontale ale structurii. R/g259spunsurile modale au fost combinate cu regula "combinarea p/g259tratic/g259 complet/g259", efectele componentelor ac/g288iunii seismice cu regula "radical din suma p/g259tratelor". Efectele de torsiune accidental/g259 au fost luate în calcul prin aplicarea la fiecare nivel a unui moment de torsiune egal cu produsul dintre for /g288a lateral/g259 /g250i excentricitatea accidental/g259, pentru fiecare direc/g288ie orizontal/g259 (vezi 4.5.3.3.3 din P 100-1). Valoarea excentricit/g259/g288ii accidentale a fost considerat/g259 egal/g259 cu 0,05 din dimensiunea plan/g250eului perpendicular/g259 pe direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seismice (vezi 4.5.2.1 din P 100-1). Efectele de calcul ale ac /g288iunii seismice s-au notat cu AEd /g250i au inclus factorul de importan/g288/g259 /g74I,e=1,0 (vezi rela/g288ia 3.1 din P 100-1). E 6.2.5.5. Imperfec /g288iuni globale Conform paragrafului 5.3.2(4) din SR EN 1993-1-1, modelarea imperfec /g288iunilor globale în calculul structural nu este necesar/g259 dac/g259: HEd /g116 0,15VEd unde HEd este valoarea de calcul a reac/g288iunii orizontale la partea inferioar/g259 a nivelului, iar VEd este valoarea total/g259 a înc/g259rc/g259rii verticale la partea inferioar/g259 a nivelului. Verificarea rela/g288iei HEd /g116 0,15VEd pentru fiecare din cele dou/g259 direc/g288ii orizontale în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare (combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS) este sintetizat/g259 în 452 Tabelul E 6.2.3. Se observ/g259 c/g259 rela/g288ia HEd /g116 0,15VEd este verificat/g259 în toate cazurile, astfel încât imperfec/g288iunile globale nu sunt luate în calcul. Tabelul E 6.2.3: Verificarea rela/g288iei HEd 0,15VEd. nivel HEd,x kN HEd,y kN VEd kN 0,15VEd kN HEd,x /g116 0,15VEd HEd,y /g116 0,15VEd 4 1841 1841 4455 668 DA DA 3 3132 3131 8926 1339 DA DA 2 3980 3978 13450 2017 DA DA 1 4415 4411 17988 2698 DA DA E 6.2.5.6. Efectele de ordinul doi Importan/g288a efectelor de ordinul doi este dat/g259 de valoarea coeficientului de sensibilitate al deplas/g259rii relative de nivel, /g84, determinat conform 4.6.2.2(2) din P 100-1: tot r tot Pd/g537=Vh Calculul coeficien /g288ilor /g84 pentru fiecare nivel al structurii este sintetizat în Tabelul E 6.2.4. Eforturile s-au determinat din combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS, iar deplas/g259rile din S-ULS-DEP. Tabelul E 6.2.4: Calculul coeficientului /g84/g17 nivel Ptot kN Vtot,X kN Vtot,Y kN Dr,X/h D r,Y/h/g3 /g84X/g3 /g84Y 4 4455 1841 1841 0,0084 0,0083 0,020 0,020 3 8926 3132 3131 0,0102 0,0100 0,029 0,029 2 13450 3980 3978 0,0095 0,0093 0,032 0,031 1 17988 4415 4411 0,0076 0,0073 0,031 0,030 Valoarea maxim/g259 a coeficientului de sensibilitate la efectele de ordinul doi: 0,032/g537= /g100 0,1 /g159 efectele de ordinul 2 pot fi neglijate. E 6.2.6. Verificarea componentelor structurale la ULS Conform paragrafului 6.1.3(1) din P 100-1, se folosesc urm/g259toarele valori ale coeficien/g288ilor par/g288iali de siguran/g288/g259 pentru material: 1,1M0/g534= 1,1M1/g534= 1,25M2/g534= Conform paragrafului 6.2(5) din P 100-1, factorul de suprarezisten /g288/g259 de material pentru S355 (din care sunt realizate elementele disipative) este: 453 1,25ov/g534= E 6.2.6.1. Verificarea contravântuirilor Verificarea la ULS este exemplificat/g259 pentru contravântuirea de la nivelul 3 al cadrului din axul 1, eviden /g288iat/g259 în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare (combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS) sunt: 972,8 Ed,iN= k N (întindere) 1094,2 Ed,cN= k N (compresiune) Sec/g288iune: SHHF 180x180x6,3 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Clasa sec/g288iunii Sec/g288iunea este de clas/g259 1 conform Tabelului 5.3 din SR EN 1993-1-1. Sec /g288iunea satisface cerin/g288a clasei de sec /g288iune (clasa 1) pentru elemente disipative supuse la compresiune în structuri de clas/g259 de ductilitate DCH (vezi 6.7.3(7) /g250i Tabelul E 6.4 din P 100-1). Verificarea contravântuirii la întindere Rezisten/g288a plastic/g259 de proiectare a sec/g288iunii la efort axial, conform SR EN 1993-1-1 este: 1397,4 pl,RdN= k N Verificarea de rezisten/g288/g259 a sec/g288iunii la efortul axial de întindere, conform SR EN 1993- 1-1 este: 0,6961Ed,i pl,Rd N =N /g100 1,0 /g111 verific/g259. Verificarea contravântuirii la compresiune Schema de principiu a unui panou contravântuit este prezentat/g259 în Figura E 6.2.9. S-a adoptat o îmbinare cu guseu, care prin plasticizarea acestuia s/g259 permit/g259 flambajul contravântuirii în afara planului. În consecin/g288/g259, lungimea de flambaj L cr a contravântuirii a fost considerat/g259 egal/g259 cu lungimea liber/g259 între sec/g288iunile guseului care permit încovoierea acestuia în afara planului (vezi Figura E 6.2.9). Pentru 3,8 crL= m rezult/g259 0,714/g540/g32 , iar rezisten /g288a de calcul a contravântuirii la flambaj prin încovoiere, conform SR EN 1993-1-1 este: 1175,5 b,RdN= k N Verificarea barei la compresiune, conform SR EN 1993-1-1 este: 454 0,9308Ed,c b,Rd N =N /g100 1,0 /g111 verific/g259. Lcr/g3=/g33,8/g3m 2/g3t g 2/g3t g Figura E 6.2.9 Schema de principiu a unui panou contravântuit. Zvelte/g288ea contravântuirii Conform paragrafului 6.7.3(3) din P 100-1, la cadrele contravântuite în V, zvelte /g288ea diagonalei trebuie s/g259 verifice condi/g288ia: 0,714/g540/g32 /g100 /g21/g15/g19 /g111 verific/g259. E 6.2.6.2. Calculul suprarezisten /g288ei sistemului structural La calculul eforturilor în componentele nedisipative se folose/g250te suprarezisten /g288a sistemului structural, determinat/g259 cu rela/g288ia (vezi 6.7.4(1) din P 100-1): 1,1 N To v/g525= /g534 /g525/g152/g152 unde /g58N = min(/g58i N), iar /g58i N = Npl,Rd,i / NEd,i. Pentru S355: 1,25ov/g534= . Calculul valorilor /g58i M este sintetizat în Tabelul E 6.2.5 pentru direc/g288ia X a structurii /g250i în Tabelul E 6.2.6 pentru direc /g288ia Y a structurii. Rezult/g259, acoperitor, pentru toat/g259 structura, un factor de suprarezisten/g288/g259: 1,8T/g525= 455 Tabelul E 6.2.5: Calculul suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T pe direc/g288ia X a structurii. Nivel Sec /g288iune N Ed / Npl,Rd/g3 /g58i N/g3 /g58N = min(/g58i N)/g3 /g58T 4 SHHF140X140X6,3 0,62 1,61 1,28 1,83 SHHF180X180X6,3 0,783 1,28 2 SHHF200X200X8 0,751 1,33 1 SHHF200X200X8 0,656 1,52 Tabelul E 6.2.6: Calculul suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T pe direc/g288ia Y a structurii. Nivel Sec /g288iune N Ed / Npl,Rd /g3 /g58i N /g3 /g58N = min(/g58i N)/g3 /g58T 4 SHHF140X140X6,3 0,587 1,70 1,33 1,83 SHHF180X180X6,3 0,752 1,33 2 SHHF200X200X8 0,725 1,38 1 SHHF200X200X8 0,631 1,58 Confor m paragrafului 6.7.4(2) din P 100-1, valorile maxime /g250i minime ale /g58i M trebuie s/g259 difere cu mai pu/g288in de 25%. Pe direc/g288ia X aceast/g259 diferen/g288/g259 este de 21% /g100 25%, iar pe direc/g288ia Y este de 22% /g100 25%. E 6.2.6.3. Verificarea stâlpilor Verificarea la ULS a stâlpilor este exemplificat/g259 pentru elementul cel mai solicitat, amplasat în cadrul ax 1 /g250i eviden/g288iat în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul pentru stâlpi se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.14) din P 100-1. În acest exem plu, eforturile respective s-au ob /g288inut direct din com bina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS. Au rezultat urm/g259toarele eforturi maxime: ,1 1058,8 y,EdM= k N m ,1 371,7 z,EdM= k N m ,2 354,4 y,EdM= k N m ,2 54,7 z,EdM= k N m 5184,6 EdN= k N 402,9 z,EdV= k N 120,4 y,EdV= k N Momentele de la cap/g259tul inferior s-au notat cu indice 1, iar cele de la cap/g259tul superior cu indice 2. Sec/g288iune: HD400/g117421 ( 172,4 yi= m m ) 456 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Stâlpii se verific/g259 la efectul combinat al eforturilor axiale /g250i momentelor încovoietoare conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.7.4(1): /g287inând cont de faptul c/g259 efectele de ordinul doi sunt neglijabile, iar stâlpul este încas trat la baz/g259, s-a considerat o lungime de flambaj egal/g259 cu 0,7 3,5 kL = m /g117 , atât pentru flambajul prin încovoiere (dup/g259 ambele axe), cât /g250i prin încovoiere-r/g259sucire (vezi paragraful 5.2.2(7)b din SR EN 1993-1-1). Pentru stâlpul în cauz/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.62), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,299 + 0,370 + 0,256 = 0,925/g3/g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform SR EN 1993-1-1, for /g288a t/g259ietoare din stâlp trebuie s/g259 verifice urm/g259toarele rela/g288ii: z,Ed z,pl,Rd V V = 0,172 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. y,Ed y,pl,Rd V V = 0,015 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. /g287inând cont de faptul c/g259 raportul dintre for/g288a t/g259ietoare de calcul /g250i rezisten/g288a de calcul la forfecare a sec/g288iunii este mai mic/g259 de 0,5, nu este necesar/g259 considerarea interac/g288iunii dintre încovoiere /g250i forfecare. Zvelte/g288ea stâlpului Zvelte/g288ea stâlpilor trebuie s/g259 verifice urm/g259toarea condi/g288ie (vezi paragraful 6.7.4(6) din P 100-1) în planul contravântuit: 14,21y y kL/g540= =i /g100 1,3 99,33 y E/g652=f /g111 verific/g259. 457 E 6.2.6.4. Verificarea grinzilor cadrului contravântuit Verificarea la ULS a grinzilor cadrelor contravântuite este exemplificat/g259 pentru grinda de la nivelul 2 din cadrul ax A, eviden/g288iat/g259 în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul pentru grinzile cadrelor contravântuite se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.14) din P 100-1. În acest exemplu, eforturile respective s-au ob/g288inut direct din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDI S. În plus, confor m paragrafului 6.7.4(3) din P 100-1, grinzile cadrelor contravântuite centric în V inversat trebuie proiectate pentru a prelua înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale din combina/g288ia seismic/g259 /g250i eforturile produse de ac/g288iunea seismic/g259 aplicat/g259 grinzii de c/g259tre contravântuiri dup/g259 flambajul diagonalei comprimate. Aceste eforturi se calculeaz/g259 considerând Npl,Rd pentru diagonala întins/g259 /g250i 0,3Npl,Rd pentru diagonala comprimat/g259. Aceast/g259 situa/g288ie a fost luat/g259 în calcul considerând un model plan al cadrului contravântuit (dar f/g259r/g259 diagonale), pe care s-au aplicat înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale din combina/g288ia seismic/g259 de înc/g259rc/g259ri /g250i for/g288ele Npl,Rd,i /g250i 0,3Npl,Rd,i corespunz/g259toare diagonalelor întinse /g250i, respectiv, comprimate (vezi Figura E 6.2.10). Dintre cele dou/g259 situa/g288ii (combina/g288ia S-ULS-NDIS /g250i efectul for/g288elor neechilibrate din contravântuiri) cea mai defavorabil/g259 a rezultat ultima. Eforturile maxime în grinda analizat/g259 sunt: ,1 883,8 y,EdM= k N m/g16 ,2 981,9 y,EdM= k N m 901,9 EdN= k N 563,9 z,EdV= k N Momentul de la cap/g259tul grinzii s-a notat cu indice 1, iar cel de la mijloc cu indice 2. Sec/g288iune: HEA550 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) 458 Npl,Rd,1 0,3Npl,Rd,1 Npl,Rd,2 0,3Npl,Rd,2 Npl,Rd,3 0,3Npl,Rd,3 Npl,Rd,4 0,3Npl,Rd,4 Gk + /g922Qk Figura E 6.2.10 Schema static/g259 folosit/g259 pentru calculul eforturilor în grinzile cadrelor necontravântuite. grinda/g3principala grinda/g3secundara planseu contrafisa contravantuire Figura E 6.2.11 Contrafi/g250/g259 pentru asigurarea leg/g259turii laterale a grinzii. Conform paragrafului 6.7.4(5) din P 100-1, în sec /g288iunea de intersec/g288ie cu diagonalele, grinda trebuie prev/g259zut/g259, atât la talpa superioar/g259 cât /g250i la talpa inferioar/g259, cu leg/g259turi laterale. La talpa superioar/g259 leg/g259turile laterale sunt asigurate de plan/g250eul de beton armat /g250i conectori, iar la talpa inferioar/g259 s-a dispus o contrafi/g250/g259 (vezi Figura E 6.2.11). Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Grinda se verific/g259 la efectul combinat al efortului axial /g250i momentului încovoietor conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.7.4(1): 459 /g287inând cont de leg /g259tura lateral/g259 de la mijlocul grinzii, lungimea de flambaj a grinzii pentru flambajul prin încovoiere-r/g259sucire /g250i flambaj prin încovoiere s-a considerat egal/g259 cu jum/g259tate din lungimea ei. Pentru grinda analizat/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.62), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,132 + 0,802 = 0,934/g3/g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform SR EN 1993-1-1 verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare este: z,Ed z,pl,Rd V V = 0,310 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. /g287inând cont de faptul c/g259 raportul dintre for/g288a t/g259ietoare de calcul /g250i rezisten/g288a de calcul la forfecare a sec/g288iunii este mai mic/g259 de 0,5, nu este necesar/g259 considerarea interac/g288iunii dintre încovoiere /g250i forfecare. E 6.2.6.5. Îmbin/g259rile elementelor disipative (contravântuirilor) S-a adopta o îmbinare sudat/g259 cu guseu, care s/g259 permit/g259 flambajul contravântuirii în afara planului prin încovoierea unei por/g288iuni a guseului cu l/g259/g288imea egal/g259 cu de dou/g259 ori grosimea acestuia tg (ANSI/AISC 341-10. "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel Construction.), vezi Figura E 6.2.9. Conform sec/g288iunilor 6.7.3 /g250i 6.5.5 din P 100-1, îmbinarea trebuie proiectat/g259 pentru a avea o suprarezisten/g288/g259 de cel pu/g288in 1,1 /g74ov fa /g288/g259 de elementul îmbinat (contravântuire). Îmbinarea se va dimensiona conform SR EN 1993-1-8 la efortul axial: 1,1 1 921Ed,imb ov pl,RdN= /g534 N = k N E 6.2.6.6. Îmbin/g259rile elementelor nedisipative (stâlpi /g250i grinzi) Îmbin/g259rile elementelor nedisipative se vor dimensiona conform SR EN 1993-1-8 la eforturile de calcul aferente acestor elemente. Practic, eforturile rezult/g259 din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS. Pentru grinzile cadrului contravântuit centric se consider/g259, în plus, /g250i eforturile produse de ac/g288iunea seismic/g259 aplicat/g259 grinzii de c/g259tre contravântuiri dup/g259 flambajul diagonalei comprimate. E 6.2.7. Verificarea deplas/g259rilor la SLS Verificarea deplas/g259rilor la SLS se efectueaz/g259 conform prevederilor paragrafului 4.5.4(2) /g250i sec/g288iunii E.1 din P 100-1. Pentru componentele nestructurale din materiale cu capacitate mare de deformare, valoarea admis /g259 a deplas/g259rii relative de nivel este 0,0075 SLS r,ad= h . Practic, valorile deplas/g259rilor relative de nivel la SLS s-au determinat din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri: 460 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + /g542 q A/g166/g166 (S-SLS) unde 0,5/g542= /g250i 2,5q= /g159 1,25/g542q =/g152 Deplas/g259rile relative de n ivel la SLS sunt prezentate în Tabelul E 6.2.7. Situa/g288ia cea mai defavorabil/g259 se reg/g259se/g250te la nivelul 3 pe direc/g288ia X: 0,0033SLS rd= h /g100 0,0075SLS r,ad= h /g111 verific/g259. Tabelul E 6.2.7: Deplas/g259rile relative de nivel la SLS. Nivel /SLS rdh Direc/g288ia X Direc/g288ia Y 4 0,0027 0,0027 3 0,0033 0,0032 2 0,0030 0,0030 1 0,0024 0,0023 E 6.2.8. Verificarea deplas/g259rilor la ULS Verificarea deplas/g259rilor la ULS se efectueaz/g259 conform prevederilor paragrafului 4.5.4(3) /g250i sec/g288iunii E.2 din P 100-1. Valoarea admis/g259 a deplas/g259rii relative de nivel este 0,025SLU r,ad= h . Practic, valorile deplas/g259rilor relative de nivel la ULS s-au determinat din combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + c q A/g166/g166 (S-ULS-DEP) Calculul factorului c pe direc/g288ia X a structurii: Suprarezisten/g288a sistemului structural: 1,8T/g525= Factorul de comportare: 2,5q= 1 0,545 T= s /g100/g31,600CT= s /g159 /g11/g12 1 / 1 / 1,542 C TT Tc=/g525 q+ /g525 q = T/g16 /g100 3 3,855cq =/g152 Calculul factorului c pe direc/g288ia Y a structurii: Suprarezisten/g288a sistemului structural: 1,8T/g525= Factorul de comportare: 2,5q= 1 0,544 T= s /g100/g31,600CT= s /g159 /g11/g12 1 / 1 / 1,544 C TT Tc=/g525 q+ /g525 q = T/g16 /g100 3 3,859cq =/g152 461 verific/g259 hd hd ULS a r ULS r /g111 /g32 /g100 /g32025 , 00102 , 0 , . Tabelul E 6.2.8: Deplas/g259rile relative de nivel la ULS. Nivel h dULS r / Direc/g288ia X Direc/g288ia Y 4 0,0084 0,0083 3 0,0102 0,0100 2 0,0095 0,0093 1 0,0076 0,0073 462 Calculul deplas/g259rilor la ULS S-a considerat aceea/g250i valoare a produsului /g152cq=3,9 pentru ambele direc/g288ii orizontale ale structurii. Valorile deplas/g259rilor relative de nivel la ULS determinate din combina/g288ia S-ULS-DEP sunt prezentate în Tabelul E 6.2.8. Situa/g288ia cea mai defavorabil/g259 se reg/g259se/g250te la nivelul 3 pe direc/g288ia X: E 6.3. Structur/g259 în cadre contravântuite excentric E 6.3.1. Date generale despre structur/g259 Amplasament: Bucure/g250ti. Func/g288iune: cl/g259dire birouri. Regim de în/g259l/g288ime: Parter+3 etaje (4 nivele). În/g259l/g288ime: H = 14 m Dimensiunea în plan: 22/g11729 m. Cl/g259direa se încadreaz/g259 în clasa III de importan/g288/g259 /g250i de expunere conform Tabelului 4.2 din P 100-1. Rezult/g259 factorul de importan/g288/g259 cu valoarea /g74I,e=1,0. Schema spa/g288ial/g259 a structurii este prezentat/g259 în Figura E 6.3.1. Plan/g250eul din beton armat (b.a.) pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259 reazem/g259 pe un sistem de grinzi secundare /g250i principale articulate, realizate în solu /g288ie compus/g259 o/g288el-beton. Sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale este compus din cadre contravântuite excentric dispuse perimetral pe direc/g288ia X în axele 1 /g250i 5 /g250i pe direc/g288ia Y în axele A /g250i D, vezi Figura E 6.3.2 /g250i Figura E 6.3.3. Figura E 6.3.1 Schema spa /g288ial/g259 a structurii. Figura E 6.3.2 Planul structurii. 463 7,0 7,0 7,0 21,0 Cadre/g3ax/g31/g3si/g35 7,0 7,0 7,0 28,0 3,5 3,5 3,5 3,5 14,0 Cadre/g3ax/g3A/g3si/g3D 7,0 Figura E 6.3.3 Sec /g288iuni verticale prin axele 1, 5 /g250i A, D. Elementele structurii de rezisten/g288/g259 se confec/g288ioneaz/g259 din profile laminate dublu T din o/g288el S355 (grinzile, stâlpii /g250i contravântuirile). Componentele nestructurale sunt realizate din materiale cu capacitate de deformare mare. E 6.3.2. Alegerea modelului structurii /g250i a metodei de calcul Structura are o form/g259 compact/g259 în plan, sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale este dispus simetric, iar plan/g250eul din b.a. are o rigiditate suficient/g259 în planul s/g259u pentru a asigura efectul de /g250aib/g259 rigid/g259. În consecin/g288/g259, structura este regulat/g259 în plan conform cerin/g288elor de la paragraful 4.4.3.2 din P 100-1. Structura se dezvolt/g259 monoton pe vertical/g259, f/g259r/g259 discontinuit/g259/g288i, având o varia/g288ie nesemnificativ/g259 a rigidit/g259/g288ii /g250i rezisten/g288ei pe vertical/g259. Masele aplicate pe construc/g288ie sunt distribuite relativ uniform, încadrându-se în limitarea de 50% a varia /g288iei între nivele adiacente (vezi paragraful E 6.3.5.1). În consecin /g288/g259, structura este regulat/g259 pe vertical/g259 conform cerin/g288elor de la paragraful 4.4.3.3 din P 100-1. Conform Tabelului 4.1 din P 100-1, pentru structuri regulate în plan /g250i pe vertical/g259, se admite adoptarea separat/g259 a unor modele plane ale structurii. Structura are o în/g259l/g288ime mai mic/g259 de 30 m /g250i perioada proprie fundamental/g259 T 1 < 1.5 sec (vezi paragraful E 6.3.5.3). În consecin/g288/g259 calculul structural poate fi efectuat folosind metoda for/g288elor laterale. Cu toate acestea, analiza structurii s-a efectuat pe un model spa /g288ial folosind un calcul modal cu spectre de r/g259spuns, metoda implicit/g259 de calcul în P 100-1. Aceast/g259 abordare este convenabil/g259 dac/g259 analiza structural/g259 se efectueaz/g259 folosind programe moderne de calcul, conducând în acela/g250i timp la o proiectare mai economic/g259. E 6.3.3. Înc/g259rc/g259ri E 6.3.3.1. Înc/g259rc/g259ri gravita/g288ionale Înc/g259rcarea permanent/g259 pe plan/g250eele curente (finisaje, plan/g250eu din b.a. pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259, instala/g288ii, tavan fals): 25,0 /k1G= k Nm Înc/g259rcarea permanent/g259 pe acoperi/g250 (finisaje, plan/g250eu din b.a. pe cofraj pierdut din tabl/g259 cutat/g259, instala/g288ii, tavan fals): 25,5 /k2G= k Nm 464 Înc/g259rcarea permanent/g259 pe pere/g288ii exteriori: 21,0 /k3G= k Nm Greutatea proprie a structurii metalice a fost inclus/g259 în calcul automat prin programul de calcul. Înc/g259rcarea util/g259 pe plan/g250eele curente (categoria de utilizare B), inclusiv înc/g259rcarea echivalent/g259 din pere/g288i desp/g259r/g288itori mobili, conform SR EN 1991-1-1 /g250i SR EN 1991-1- 1/NA: 22 22,5 / 0,8 / 3,3 /k1Q = kN m + kN m = kN m Înc/g259rcarea util/g259 pe acoperi/g250 (teras/g259 circulabil/g259, categoria de utilizare I), conform SR EN 1991-1-1 /g250i SR EN 1991-1-1/NA: 22,5 /k2Q= k Nm E 6.3.3.2. Ac /g288iunea seismic/g259 de proiectare Structura nefiind sensibil/g259 la componenta vertical/g259 a ac/g288iunii seismice (vezi paragraful 4.5.3.6.2 din P 100-1), se iau în calcul doar cele dou/g259 componente orizontale. Acestea sunt descrise prin spectre de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii Se(T)=ag·/g69(T). Accelera/g288ia de vârf a terenului pentru proiectare ag se determin/g259 în func/g288ie de amplasamentul construc/g288iei (Bucure/g250ti) în conformitate cu Figura 3.1 din P 100-1 sau din Anexa A a codului, Tabelul A.1: 0,3ga= g /g152 0 1 2 3 4 0.5 1 1.5 2 2.5 3 T, s Sd, m/s2 Figura E 6.3.4 Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale ac /g288iunii seismice. Spectrul normalizat de r/g259spuns elastic pentru accelera/g288ii /g69(T) este definit de rela /g288iile (3.3)-(3.6) din P 100-1 în func/g288ie de factorul de amplificare dinamic/g259 0 2,5/g533= /g250i de perioadele de control TB, TC /g250i TD (determinate din Figura 3.2 din P 100-1 pentru amplasamentul construc/g288iei /g250i Tabelul 3.1 din P 100-1): 0,32 BT= s 1,6 CT= s 2,0 DT= s Se adopt/g259 conceptul de comportare disipativ/g259, clasa de ductilitate înalt/g259 a structurii DCH, vezi sec/g288iunea 6.1.2 din P 100-1. Rezult/g259 factorul de comportare 6q= pentru 465 E 6.3.4. Combina /g288ii de înc/g259rc/g259ri în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare Combinarea efectelor ac/g288iunilor în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare, pentru verificarea la starea limit/g259 ultim/g259 (ULS), conform sec/g288iunii 3.3 din P 100-1 /g250i sec/g288iunii 6.4.3.2 din CR 0 - 2012, este: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + A/g166/g166 (S-ULS-DIS) Factorul de grupare este /g922 = 0,3 pentru înc/g259rcarea util/g259 /g250i func/g288iunea de birouri, vezi tabelul 7.1 din CR 0 - 2012, iar AEd este valoarea de proiectare a ac /g288iunii seismice. Aceast/g259 combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri este aplicabil/g259 direct doar pentru verificarea elementelor disipative ale structurii la ULS. Conform 6.8.3(1) din P 100-1, eforturile de calcul pentru verificarea elementelor nedisipative (stâlpii, contravântuirile /g250i segmentele de grind/g259 din afara barelor disipative) la ULS pot fi determinate practic din urm/g259toarea combina/g288ie de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i T EdG+ /g549 Q + /g525 A/g166/g166 (S-ULS-NDIS) unde /g58T este valoarea suprarezisten/g288ei sistemului structural. /g287inând cont de prevederile paragrafului 4.5.4(3) din P 100-1, deplas/g259rile structurii pentru verificarea la ULS pot fi ob/g288inute practic din rela/g288ia: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + c q A/g166/g166 (S-ULS-DEP) /g287inând cont de prevederile paragrafului 4.5.4(2) din P 100-1, deplas/g259rile structurii pentru verificarea la starea limit/g259 de serviciu (SLS) pot fi ob/g288inute practic din rela/g288ia: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + /g542 q A/g166/g166 (S-SLS) E 6.3.5. Calculul structural E 6.3.5.1. Modelul structurii Structura a fost analizat/g259 folosind un model spa /g288ial într-un program de calcul comercial (vezi Figura E 6.3.5). S-a considerat efectul de diafragm/g259 rigid/g259 asigurat de plan/g250eele de beton armat. Totu/g250i, nodurile aferente barelor disipative au fost excluse din defini/g288ia diafragmelor, pentru ca modelul de calcul s/g259 reprezinte corect for/g288ele axiale din barele disipative /g250i grinzile care le con/g288in. Stâlpii au fost încastra/g288i la baz/g259. Leg/g259turile dintre bare (rigide/articulate) au fost modelate conform datelor din Figura E 6.3.2 /g250i Figura E 6.3.3. Sec/g288iunile elementelor structurale pentru sistemul de preluare a înc/g259rc/g259rilor laterale sunt prezentate în Figura E 6.3.6 /g250i Figura E 6.3.7. Înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale au fost aplicate pe plan/g250ee (înc/g259rc/g259rile permanente /g250i utile) /g250i pe grinzile perimetrale (înc/g259rcarea din pere/g288i exteriori). Masele structurii au fost calculate automat din înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale aplicate pe structur/g259. 466 cadre contravântuite excentric din o /g288el, regulate pe vertical/g259 /g250i clasa de ductilitate a structurii DCH, conform P 100-1, Tabelul E 6.3. Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale mi/g250c/g259rii seismice se determin/g259 conform rela/g288iilor (3.17)-(3.18) din P 100-1 /g250i este prezentat în Figura E 6.3.4. Figura E 6.3.5 Modelul spa/g288ial al structurii în programul de calcul. HE260B HE300B HE300B HE260B HE260B HE300B HE300B HE260B HE260B HE340B HE340B HE260B HE260B HE340B HE340B HE260B IPE400 IPE400 IPE400 IPE400 IPE400 IPE400 IPE400 IPE400 HE240A HE300A HE340A HE340A HE3 40B HE340B HE3 40B HE340B HE280B HE280B HE280B HE280B 1,2 1,2 1,2 1,0 Figura E 6.3.6 Sec /g288iuni ale elementelor structurale pentru cadrele din axele 1 /g250i 5. HE260B HE300B HE300B HE260B HE260B HE300B HE300B HE260B HE260B HE340B HE340B HE260B HE260B HE340B HE340B HE260B HE260BHE260BHE260BHE260B IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 IPE220 HE240A HE300A HE340A HE340A HE340B HE3 40B HE340B HE3 40B HE280B HE2 80B HE280B HE280B 1,2 1,2 1,2 1,0 Figura E 6.3.7 Sec /g288iuni ale elementelor structurale pentru cadrele din axele A /g250i D. 467 e a e lungime/g3bara/g3disipativa excentricitate/g3interax contravantuiri excentricitate contravantuiri/g3in modelul/g3de/g3calcul ( a ) ( b ) Figura E 6.3.8 Modelarea lungimii barei disipative. Comportarea unei bare disipative depinde major de lungimea acesteia. În mod ideal, lungimea barei disipative ( e) m/g259surat/g259 între capetele contravântuirii ar trebui s/g259 fie egal/g259 cu excentricitatea format/g259 de intersec/g288ia dintre axele contravântuirilor /g250i axa grinzii (ea). În realitate, datorit/g259 dimensiunii sec/g288iunilor grinzii /g250i ale contravântuirilor, lungimea barei disipative e, poate fi diferit/g259 de excentricitatea interax a contravântuirilor (ea), vezi Figura E 6.3.8a. Un model de calcul cu elemente finite de tip bar/g259 în care elementele structurale sunt dispuse în ax ar subestima momentele încovoietoare din segmentele de grind/g259 din afara barei disipative /g250i din contravântuire (atunci când e a > e) sau pe cele din bara disipativ/g259 (atunci când ea < e). O posibil/g259 solu/g288ie (folosit/g259 în acest caz) este adoptarea unui model de calcul în care înclinarea contravântuirilor s/g259 fie ajustat/g259 astfel ca excentricitatea teoretic/g259 în axa grinzii format/g259 de axele contravântuirilor s/g259 fie egal/g259 cu lungimea fizic/g259 a barei disipative (e), vezi Figura E 6.3.8b. E 6.3.5.2. Masele structurii Masele corespund înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale din gruparea seismic/g259. Conform CR 0 - 2012, ecua/g288ia (6.11), înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale în gruparea seismic/g259 sunt calculate cu rela/g288ia: 2,k, j i k,iG+ /g549 Q/g166/g166 Masele /g250i mom entele de iner /g288ie ale maselor au fost calculate automat de c/g259tre programul de calcul /g250i sunt prezentate în Tabelul E 6.3.1. Tabelul E 6.3.1: Masele de nivel /g250i momentele de iner/g288ie ale maselor. Nivel Masa, tone Momentul de iner/g288ie al maselor, tone/g117m2 4 439,3 54245,8 3 443,4 56525,0 2 443,8 56593,2 1 446,0 57169,8 E 6.3.5.3. Modurile proprii de vibra /g288ie S-au luat în calcul 6 moduri proprii de vibra /g288ie. Perioadele proprii de vibra /g288ie T /g250i masele modale efective Mn * raportate la masa total/g259 a structurii sunt prezentate în Tabelul E 6.3.2. Se poate observa c/g259 suma maselor modale efective din primele 6 moduri proprii de vibra/g288ie dep/g259/g250e/g250te 90% din masa total/g259 a structurii, fiind îndeplinit/g259 cerin/g288a din sec/g288iunea 4.5.3.3 din P 100-1. Deformata structurii în primele trei moduri proprii de vibra/g288ie este prezentat/g259 în Figura E 6.3.9. 468 Tabelul E 6.3.2: Perioadele proprii de vibra/g288ie /g250i masele modale efective. Mod T s * n,xM % * n,yM % * n,xM/g166 % * n,yM/g166 % 1 0,663 79,4 0,0 79,4 0,0 2 0,662 0,0 79,3 79,4 79,3 3 0,427 0,0 0,0 79,4 79,3 4 0,239 15,3 0,0 94,8 79,3 5 0,238 0,0 15,4 94,8 94,7 6 0,156 0,0 0,0 94,8 94,7 Figura E 6.3.9 Primele trei moduri proprii de vibra /g288ie ale structurii. E 6.3.5.4. Calculul modal cu spectre de r/g259spuns Efectele ac/g288iunii seismice au fost determinate folosind calculul modal cu spectre de r/g259spuns. S-au folosit spectrele de r/g259spuns de proiectare determinate în sec/g288iunea E 6.3.3.2, aplicate pe cele dou/g259 direc/g288ii orizontale ale structurii. R/g259spunsurile modale au fost combinate cu regula "combinarea p/g259tratic/g259 complet/g259", efectele componentelor ac/g288iunii seismice cu regula "radical din suma p/g259tratelor". Efectele de torsiune accidental/g259 au fost luate în calcul prin aplicarea la fiecare nivel a unui moment de torsiune egal cu produsul dintre for /g288a lateral/g259 /g250i excentricitatea accidental/g259, pentru fiecare direc/g288ie orizontal/g259 (vezi 4.5.3.3.3 din P 100-1). Valoarea excentricit/g259/g288ii accidentale a fost considerat/g259 egal/g259 cu 0,05 din dimensiunea plan/g250eului perpendicular/g259 pe direc/g288ia considerat/g259 a ac/g288iunii seismice (vezi 4.5.2.1 din P 100-1). Efectele de calcul ale ac /g288iunii seismice s-au notat cu AEd /g250i au inclus factorul de importan/g288/g259 /g74I,e=1,0 (vezi rela/g288ia 3.1 din P 100-1). E 6.3.5.5. Imperfec /g288iuni globale Conform paragrafului 5.3.2(4) din SR EN 1993-1-1, modelarea imperfec /g288iunilor globale în calculul structural nu este necesar/g259 dac/g259: HEd /g116 0,15VEd unde HEd este valoarea de calcul a reac/g288iunii orizontale la partea inferioar/g259 a nivelului, iar VEd este valoarea total/g259 a înc/g259rc/g259rii verticale la partea inferioar/g259 a nivelului. Verificarea rela/g288iei HEd /g116 0,15VEd pentru fiecare din cele dou/g259 direc/g288ii orizontale în situa/g288ia seismic/g259 de proiectare (combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS) este sintetizat/g259 în Tabelul E 6.3.3. 469 Tabelul E 6.3.3: Verificarea rela/g288iei HEd 0,15VEd. nivel HEd,x kN HEd,y kN VEd kN 0,15VEd kN HEd,x /g116 0,15VEd HEd,y /g116 0,15VEd 4 800 801 4418 663 DA DA 3 1304 1303 8855 1328 NU NU 2 1637 1636 13313 1997 NU NU 1 1832 1831 17785 2668 NU NU Se observ/g259 c/g259 nu este îndeplinit/g259 condi/g288ia HEd /g116 0,15VEd pe nici una dintre cele dou/g259 direc/g288ii orizontale, ceea ce implic/g259 necesitatea model/g259rii imperfec/g288iunilor globale pentru analiza structurii. Conform paragrafului 5.3.2 din SR EN 1993-1-1 imperfec/g288iunile globale pot fi modelate printr-un sistem de for/g288e laterale echivalente Hi. 0 1/ 200=/g73 2 h/g302= H dar 2 1,03 h/g302/g100/g100 /g159 /g68h = 0,667 10,5 1m/g302= + m /g167/g183 /g168/g184/g169/g185 = 0,791 0 hm=/g302 /g302/g73/g73 = 0.002635 For/g288ele laterale echivalente Hi de la nivelul i, calculate în func /g288ie de înc/g259rc/g259rile gravita/g288ionale totale Pi de la acela/g250i nivel /g250i imperfec/g288iunea global/g259 ini/g288ial/g259 /g73 rezult/g259: nivel Pi kN Hi kN 4 4418 11,64 3 4438 11,69 2 4458 11,75 1 4472 11,78 Conform paragrafului 5.3.2 din SR EN 1993-1-1, în cazul modelelor spa /g288iale, imperfec/g288iunile globale trebuie modelate pe fiecare direc /g288ie orizontal/g259, dar în ipoteze independente de înc/g259rcare. Astfel, pentru verific/g259rile aferente ULS, rezult/g259 urm/g259toarele combina/g288ii de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Ix) 2,k, j i k,i T Ed xG+ /g549 Q + /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Ix) 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Iy) 470 2,k, j i k,i T Ed yG+ /g549 Q + /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Iy) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) E 6.3.5.6. Efectele de ordinul doi Importan/g288a efectelor de ordinul doi este dat/g259 de valoarea coeficientului de sensibilitate al deplas/g259rii relative de nivel, /g84, determinat conform 4.6.2.2(2) din P 100-1: tot r tot Pd/g537=Vh Calculul coeficien/g288ilor /g84 pentru fiecare nivel al structurii /g250i pentru fiecare direc/g288ie a imperfec/g288iunilor este sintetizat în Tabelul E 6.3.4 /g250i Tabelul E 6.3.5. Eforturile s-au determinat din combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS-Ix /g250i S-ULS-DIS-Iy: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Iy) iar dep las/g259rile din S-ULS-DEP-Ix, respectiv S-ULS-DEP-Iy: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + c q A+ I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) Tabelul E 6.3.4: Calculul coeficientului /g84/g3în combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri cu imperfec/g288iuni pe direc/g288ia X. nivel Ptot kN Vtot,X kN Vtot,Y kN Dr,X/h D r,Y/h/g3 /g84X/g3/g84 Y 4 4418 812 801 0,0166 0,0163 0,090 0,090 3 8855 1327 1303 0,0202 0,0198 0,135 0,134 2 13313 1672 1636 0,0177 0,0173 0,141 0,141 1 17785 1879 1831 0,0132 0,0128 0,125 0,124 Tabelul E 6.3.5: Calculul coeficientului /g84/g3în combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri cu imperfec/g288iuni pe direc/g288ia Y nivel Ptot kN Vtot,X kN Vtot,Y kN Dr,X/h D r,Y/h/g3 /g84X/g3/g84 Y 4 4418 800 813 0,0165 0,0163 0,091 0,089 3 8855 1304 1327 0,0202 0,0198 0,137 0,132 2 13313 1637 1671 0,0177 0,0174 0,144 0,138 1 17785 1832 1877 0,0132 0,0128 0,128 0,121 Valoarea maxim/g259 a coeficientului de sensibilitate la efectele de ordinul doi: 0,144/g537= Pentru 0,1 < /g84 /g1000,2, efectele de ordinul doi trebuie luate în calcul, multiplicând valorile de calcul ale efectelor ac/g288iunii seismice cu factorul: 471 /g11/g12 1 1,1681/g302= =/g537/g16 Pentru simplitate, factorul /g68 a fost inclus în com bina/g288iile de înc/g259rc/g259ri pentru verificarea la ULS: 2,k, j i k,i Ed xG+ /g549 Q + /g302 A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Ix) 2,k, j i k,i T Ed xG+ /g549 Q + /g302 /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Ix) 2,k, j i k,i Ed xG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG+ /g549 Q + /g302 A+ I/g166/g166 (S-ULS-DIS-Iy) 2,k, j i k,i T Ed yG+ /g549 Q + /g302 /g525 A+ I/g166/g166 (S-ULS-NDIS-Iy) 2,k, j i k,i Ed yG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) E 6.3.6. Verificarea componentelor structurale la ULS Conform paragrafului 6.1.3(1) din P 100-1, se folosesc urm/g259toarele valori ale coeficien/g288ilor par/g288iali de siguran/g288/g259 pentru material: 1,1M0/g534= 1,1M1/g534= 1,25M2/g534= Conform paragrafului 6.2(5) din P 100-1, factorul de suprarezisten /g288/g259 de material pentru S355 (din care sunt realizate elementele disipative) este: 1,25ov/g534= E 6.3.6.1. Verificarea barelor disipative Verificarea la ULS este exemplificat/g259 pentru bara disipativ/g259 cea mai solicitat/g259, amplasat/g259 în cadrul ax 1 /g250i eviden/g288iat/g259 în figura al/g259turat/g259. Eforturile maxime au rezultat din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-DIS-Ix: 537,9 EdV= k N 335,7 EdM= k N m 8,32 EdN= k N Sec/g288iune: HEA340 ( 330 h= m m 300 b= m m 16,5 ft= m m 9,5 wt= m m 2 297,0wfh= h t= m m/g16 ) O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) 472 Rezisten/g288a plastic/g259 la efort axial: 4292,3 pl,RdN= k N Lungimea barei disipative: 1,2 e= m S-au adoptat bare disipative scurte, cu scopul reducerii deplas/g259rilor relative de nivel la SLS /g250i ULS. Configura/g288ia cadrului contravântuit excentric corespunde unor m omente egale la capetele barei disipative (vezi Figura E 6.6a din P 100-1). / 0,001938Ed pl,RdNN= /g100/g3/g19/g15/g20/g24 /g159 rezisten/g288ele plastice ale sec/g288iunii barei disipative la încovoiere /g250i forfecare se determin/g259 cu rela/g288iile (6.15) /g250i (6.16) din P 100-1: /g11/g12500,8 yf f pl,link M0 fb t h t M= = k N m /g534 /g16 /g11/g12 /g11/g12/3 554,9 yw f pl,link M0 ft h t V= = k N/g534 /g16 Tipul barei disipative Pentru / Ed pl,RdNN /g100 0,15, se folosesc rela/g288iile (6.23) – (6.25) din P 100-1 pentru clasificarea barelor disipative în func/g288ie de lungime: 1,2e= m /g100 1,6 / 1,444pl,link pl,linkMV = m /g159 bara disipativ/g259 este scurt/g259. Verificarea rezisten/g288ei barei disipative Pentru / Ed pl,RdNN /g100 0,15 se folosesc rela/g288iile (6.17) – (6.18) din P 100-1 pentru verificarea rezisten/g288ei barelor disipative: 537,9EdV= k N /g100 554,9pl,linkV= k N /g111 verific/g259. 335,7EdM= k N m /g100 500,8pl,linkM= k N m /g111 verific/g259. Clasa sec/g288iunii Sec/g288iunea este de clas/g259 1 conform Tabelului 5.3 din SR EN 1993-1-1. Sec /g288iunea satisface cerin/g288a clasei de sec /g288iune (clasa 1) pentru bare disipative impus/g259 de paragraful 6.8.2(14) din P 100-1. Rigidiz/g259rile barei disipative Rigidiz/g259rile barei disipative se stabilesc conform paragrafelor 6.8.2(10)-(11) din P 100-1 /g250i Anexei F.3. 473 10 1200 200 200 200 200 200 200 10 Figura E 6.3.10 Rigidiz/g259rile barei disipative. La capetele barei disipative, în dreptul t/g259lpilor contravântuirii, se dispun rigidiz/g259ri pe toat/g259 în/g259l/g288imea inimii pe ambele fe /g288e ale acesteia. Rigidiz/g259rile vor avea o l/g259/g288ime însumat/g259 de 2 281,0wbt = m m/g16 /g250i o grosime de /g11/g120,75 10 10st wt= m a x t m m = m m Rigidiz/g259rile intermediare se dispun pe toat/g259 în/g259l/g288imea inimii pe o singur/g259 fa/g288/g259 a acesteia (pentru 330h= m m /g100 600 mm). Rigidiz/g259rile intermediare vor avea o l/g259/g288ime însumat/g259 de 2 281wbt = m m/g16 /g250i o grosime de /g11/g1210 10st wt = max t mm = mm Rigidiz/g259rile interm ediare se dispun la distan/g288e de: a = 200 mm /g100 /g11/g1230 / 5 225,6wwth = m m/g16 /g111 verific/g259. Leg/g259turi laterale Conform paragrafului 6.8.2(13) din P 100-1, la capetele barei disipative, atât la talpa superioar/g259 cât /g250i la talpa inferioar/g259, trebuie prev/g259zute leg/g259turi laterale, având o rezisten/g288/g259 la compresiune mai mare sau egal/g259 cu 0,06 fy b tf. La talpa superioar/g259 aceste leg/g259turi laterale sunt asigurate de plan/g250eul de beton armat /g250i conectorii dispu/g250i pe segmentul de grind/g259 din afara barei disipative. Conectorii nu se dispun pe lungimea barei disipative pentru reducerea efectului conlucr/g259rii dintre o/g288el /g250i beton asupra rezisten/g288ei /g250i ductilit/g259/g288ii barei disipative. La talpa inferioar/g259 leg/g259turile laterale sunt asigurate de contrafi/g250e (vezi Figura E 6.3.11). Figura E 6.3.11 Contrafi/g250e pentru asigurarea leg/g259turilor laterale la cap/g259tul barei disipative. 474 E 6.3.6.2. Calculul suprarezisten /g288ei sistemului structural La calculul eforturilor în componentele nedisipative se folose/g250te suprarezisten /g288a sistemului structural, determinat/g259 cu rela/g288ia (vezi 6.8.3(1) din P 100-1): 1,5 V To v/g525= /g534 /g525/g152/g152 unde /g58V = min(/g58i V), iar /g58i V = Vpl,link,i / VEd,i. Pentru S355: 1,25ov/g534= . Calculul valorilor /g58i V este sintetizat în Tabelul E 6.3.6 pentru direc/g288ia X a structurii /g250i în Tabelul E 6.3.7 pentru direc/g288ia Y a structurii. Rezult/g259, acoperitor, pentru toat/g259 structura, un factor de suprarezisten/g288/g259: 2,0T/g525= Alternativ, se pot folosi factori de suprarezisten/g288/g259 diferen/g288ia/g288i pe cele dou/g259 direc/g288ii principale ale structurii. Conform paragrafului 6.8.3(2) din P 100-1, valorile maxime /g250i minime ale /g58i V trebuie s/g259 difere cu mai pu/g288in de 25%. Pe direc/g288ia X aceast/g259 diferen/g288/g259 este de 11% /g100 25%, iar pe direc/g288ia Y este de 10% /g100 25%. Tabelul E 6.3.6: Calculul suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T pe direc/g288ia X a structurii. Nivel Sec /g288iune V Ed / Vpl,link /g3 /g58i V /g3 /g58V = min(/g58i V)/g3 /g58T 4 HE240A 0,86 1,17 1,03 1,9 3 HE300A 0,91 1,10 2 HE340A 0,97 1,03 1 HE340A 0,92 1,09 Tabelul E 6.3.7: Calculul suprarezisten/g288ei sistemului structural /g58T pe direc/g288ia Y a structurii. Nivel Sec /g288iune V Ed / Vpl,link /g3 /g58i V /g3 /g58V = min(/g58i V)/g3 /g58T 4 HE240A 0,86 1,16 1,04 2,0 3 HE300A 0,90 1,1 1 2 HE340A 0,96 1,04 1 HE340A 0,90 1,1 1 475 E 6.3.6.3. Verificarea stâlpilor Verificarea la ULS a stâlpilor este exemplificat/g259 pentru elementul cel mai solicitat, amplasat în cadrul ax 1 /g250i eviden/g288iat în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul pentru stâlpi se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.29) din P 100-1. În acest exem plu, eforturile respective s-au ob /g288inut direct din com bina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix /g250i S-ULS-NDIS-Iy. Au rezultat urm/g259toarele eforturi maxime în combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix: ,1 152,0 y,EdM= k N m ,1 44,4 z,EdM= k N m ,2 42,23 y,EdM= k N m ,2 9,31 z,EdM= k N m 2939,9 EdN= k N 38,74 z,EdV= k N 14,68 y,EdV= k N Momentele de la cap/g259tul inferior s-au notat cu indice 1, iar cele de la cap/g259tul superior cu indice 2. Sec/g288iune: HEB340 ( 146,5 yi= m m ) O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Stâlpii se verific/g259 la efectul combinat al eforturilor axiale /g250i momentelor încovoietoare conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.8.3(1): /g287inând cont de faptul c/g259 efectele de ordinul doi au fost luate în calcul, iar stâlpul este încastrat la baz/g259, s-a considerat o lungime de flambaj egal/g259 cu 0,7 3,5kL = m /g117 , atât pentru flambajul prin încovoiere (dup/g259 ambele axe), cât /g250i prin încovoiere-r/g259sucire (vezi paragraful 5.2.2(7)b din SR EN 1993-1-1). Pentru stâlpul în cauz/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.62), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,533 + 0,198 + 0,140 = 0,870/g3/g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. 476 z,Ed z,pl,Rd V V = 0,037 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. y,Ed y,pl,Rd V V = 0,006 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. /g287inând cont de faptul c/g259 raportul dintre for/g288a t/g259ietoare de calcul /g250i rezisten/g288a de calcul la forfecare a sec/g288iunii este mai mic/g259 de 0,5, nu este necesar/g259 considerarea interac/g288iunii dintre încovoiere /g250i forfecare. Zvelte/g288ea stâlpului Zvelte/g288ea stâlpilor trebuie s/g259 verifice urm/g259toarea condi/g288ie (vezi paragraful 6.8.3(3) din P 100-1) în planul contravântuit: 16,72y y kL/g540= =i /g100 1,3 99,33 y E/g652=f /g111 verific/g259. E 6.3.6.4. Verificarea segmentelor de grind/g259 adiacente barelor disipative Verificarea la ULS a segmentelor de grind/g259 adiacente barelor disipative este exemplificat/g259 pentru grinda de la nivelul 2 din cadrul ax 1, eviden /g288iat/g259 în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.29) din P 100-1. În acest exemplu, eforturile respective s-au ob/g288inut direct din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDI S-Ix /g250i S-ULS-NDIS-Iy. Au rezultat urm/g259toarele eforturi maxime în combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix: ,1 337,0 y,EdM= k N m ,2 47,0 y,EdM= k N m 199,7 EdN= k N 181,5 z,EdV= k N Momentul de la cap/g259tul din stâng/g259 al segmentului de grind/g259 s-a notat cu indice 1, iar cel de la cap/g259tul din dreapta cu indice 2. Sec/g288iune: HEA340 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform SR EN 1993- 1-1, for/g288a t/g259ietoare din stâlp trebuie s/g259 verifice urm/g259toarele rela/g288ii: 477 /g287inând cont de leg/g259turile laterale de la capetele barei disipative, lungim ea de flambaj a grinzii pentru flambajul prin încovoiere-r/g259sucire /g250i flambaj prin încovoiere s-a considerat egal/g259 cu lungimea segmentului. S-au neglijat astfel leg/g259turile suplimentare date de grinzile secundare. Pentru grinda analizat/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.62), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,020 + 0,584 = 0,604/g3/g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform SR EN 1993-1-1, verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare este: z,Ed z,pl,Rd V V = 0,219 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. /g287inând cont de faptul c/g259 raportul dintre for/g288a t/g259ietoare de calcul /g250i rezisten/g288a de calcul la forfecare a sec/g288iunii este mai mic/g259 de 0,5, nu este necesar/g259 considerarea interac/g288iunii dintre încovoiere /g250i forfecare. E 6.3.6.5. Verificarea contravântuirilor Verificarea la ULS a contravântuirilor este exemplificat/g259 pentru contravântuirea de la nivelul 2 din cadrul ax 1, eviden/g288iat/g259 în figura al/g259turat/g259. Eforturile de calcul se determin/g259 conform rela/g288iilor (6.29) din P 100-1. În acest exemplu, eforturile respective s-au ob/g288inut direct din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDI S-Ix /g250i S-ULS-NDIS-Iy. Au rezultat urm/g259toarele eforturi maxime în combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix: ,1 100,5 y,EdM= k N m ,2 316,0 y,EdM= k N m/g16 1668,6 EdN= k N 93,2 z,EdV= k N Momentul de la cap/g259tul inferior al contravântuirii s-a notat cu indice 1, iar cel de la cap/g259tul superior cu indice 2. 478 Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Grinda se verific/g259 la efectul combinat al efortului axial /g250i momentului încovoietor conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.8.3(1): Sec/g288iune: HEB340 O/g288el: S355 ( 2355 /yf =N m m ) Verificarea la încovoiere /g250i compresiune Contravântuirea se verific/g259 la efectul combinat al efortului axial /g250i momentului încovoietor conform rela/g288iilor (6.61) /g250i (6.62) din SR EN 1993-1-1, dup/g259 cum cere P 100-1, paragraful 6.8.3(1): Lungim ea de flambaj pentru flambajul prin încovoiere-r/g259sucire /g250i flambaj prin încovoiere s-a considerat, în mod acoperitor, egal/g259 cu lungimea liber/g259 a contravântuirii. Pentru grinda analizat/g259, cea mai defavorabil/g259 rela/g288ie este (6.61), dup/g259 cum urmeaz/g259: 0,318 + 0,540 = 0,858/g3/g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. Verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare Conform SR EN 1993-1-1, verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare este: z,Ed z,pl,Rd V V = 0,086 /g100/g3/g20/g15/g19 /g111 verific/g259. /g287inând cont de faptul c/g259 raportul dintre for/g288a t/g259ietoare de calcul /g250i rezisten/g288a de calcul la forfecare a sec/g288iunii este mai mic/g259 de 0,5, nu este necesar/g259 considerarea interac/g288iunii dintre încovoiere /g250i forfecare. E 6.3.6.6. Îmbin/g259rile elementelor nedisipative (stâlpi, grinzi /g250i contravântuiri) Îmbin/g259rile elementelor nedisipative se vor dimensiona conform SR EN 1993-1-8 la eforturile de calcul aferente acestor elemente. Practic, eforturile rezult/g259 din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri S-ULS-NDIS-Ix /g250i S-ULS-NDIS-Iy. E 6.3.7. Verificarea deplas/g259rilor la SLS Verificarea deplas/g259rilor la SLS se efectueaz/g259 conform prevederilor paragrafului 4.5.4(2) /g250i sec/g288iunii E.1 din P 100-1. Pentru componentele nestructurale din materiale cu capacitate mare de deformare, valoarea admis/g259 a deplas/g259rii relative de nivel este 0,0075SLS r,ad= h . Practic, valorile deplas/g259rilor relative de nivel la SLS s-au determinat din combina/g288ia de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i EdG+ /g549 Q + /g542 q A/g166/g166 (S-SLS) unde : 0,5/g542= /g250i 6,000q= /g159 3,000/g542q =/g152 Deplas/g259rile relative de nivel la SLS sunt prezentate în Tabelul E 6.3.8. Situa/g288ia cea mai defavorabil/g259 se reg/g259se/g250te la nivelul 3 pe direc/g288ia X: 479 0,0051SLS rd= h /g100 0,0075SLS r,ad= h /g111 verific/g259. Tabelul E 6.3.8: Deplas/g259rile relative de nivel la SLS. Nivel /SLS rdh Direc/g288ia X Direc/g288ia Y 4 0,0042 0,0041 3 0,0051 0,0050 2 0,0045 0,0044 1 0,0033 0,0032 E 6.3.8. Verificarea deplas/g259rilor la ULS Verificarea deplas/g259rilor la ULS se efectueaz/g259 conform prevederilor paragrafului 4.5.4(3) /g250i sec/g288iunii E.2 din P 100-1. Valoarea admis/g259 a deplas/g259rii relative de nivel este 0,025SLU r,ad= h . Practic, valorile deplas/g259rilor relative de nivel la ULS s-au determinat din combina/g288iile de înc/g259rc/g259ri: 2,k, j i k,i Ed xG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Ix) 2,k, j i k,i Ed yG + /g549 Q +/g302cqA + I/g166/g166 (S-ULS-DEP-Iy) Calculul factorului c pe direc/g288ia X a structurii: Suprarezisten/g288a sistemului structural: 1,9T/g525= Factorul de comportare: 6q= Factoru l de multiplicare a efectelor ac/g288iunii seismice datorit/g259 efectelor de ordinul 2: 1,168/g302= 1 0,663 T= s /g1001,6CT= s /g159 /g11/g12 1 / 1 / 1,966 C TT Tc=/g525 q+ /g525 q = T/g16 /g100 3 13,78/g302cq =/g152/g152 Calculul factorului c pe direc/g288ia Y a structurii: Suprarezisten/g288a sistemului structural: 2,0T/g525= Factorul de comportare: 6q= Factoru l de multiplicare a efectelor ac/g288iunii seismice datorit/g259 efectelor de ordinul 2: 1,168/g302= 1 0,662 T= s /g1001,6CT= s /g159 /g11/g12 1 / 1 / 1,945 C TT Tc=/g525 q+ /g525 q = T/g16 /g100 3 13,63/g302cq =/g152/g152 480 verific/g259 hd hd ULS a r ULS r /g111 /g32 /g100 /g32025 , 0024 , 0 , . Tabelul E 6.3.9: Deplas/g259rile relative de nivel la ULS. Nivel h dULS r / Direc/g288ia X Direc/g288ia Y 4 0,019 0,019 3 0,024 0,023 2 0,021 0,020 1 0,015 0,015 Calculul deplas/g259rilor la ULS Acoperitor, s-a considerat aceea/g250i valoare a produsului /g302c/g152/g152q=13,8 pentru ambele direc/g288ii orizontale ale structurii. Valorile deplas/g259rilor relative de nivel la ULS determinate din combina /g288iile S-ULS- DEP-Ix /g250i S-ULS-DEP-Iy sunt prezentate în Tabelul E 6.3.9. Situa /g288ia cea mai defavorabil/g259 se reg/g259se/g250te la nivelul 3 pe direc/g288ia X: 481 E 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g1801IILOR COMPOZITE E 7.1. Datele exemplului de calcul În cadrul unei structuri compozite în cadre se consider/g259 stâlpul /g250i grinzile BAR din exemplu, care se îmbin/g259 într-un nod curent. Structura în cadre are o perioad/g259 de T1=2.15s. Factorul de comportare considerat în calculul structurii este qo=5. Date privind elementele cadrului : E 7.1.1. Grinzi /g120 sec/g1802iunea de beton o bw = 400 mm o h = 600 mm /g120 lumina între grinzile cadrelor pe cele dou/g259 direc/g1802ii este o lcl = 5 m/g3 o bcl = 5 m/g3 /g120 Înc/g259rcarea de lung/g259 durat/g259 a grinzii este 60kN/m. /g120 în zona de moment pozitiv se mobilizeaz/g259 o l/g259/g1802ime efectiv/g259 de plac/g259 beff , grosimea pl/g259cii este hf = 0.15m /g120 arm/g259tura rigid/g259 : o t/g259lpi, bf · tf = 150 · 20 mm, o inima, hw · tw = 360 · 12 mm, 482 o acoperire, ca = 100mm. /g120 Ar m/g259tura longitudinal/g259 S345: o A s1= 4/g30125 sus o A s2= 4 /g30120 jos o a s1=as2=as=50mm /g120 Etrieri S235 - 2 etr. /g30112/100 E 7.1.2. Stâlpi /g120 sec/g1802iunea de beton o bw = 400 mm o h = 700 mm /g120 în/g259l/g1802imea liber/g259, Hcl = 3.00m /g120 arm/g259tura rigid/g259: o t/g259lpi bf1 · tf1 = 180 · 20 mm; bf2· tf2 = 180 · 20 mm o inim a hw1 · tw1 = 460 · 15 mm; hw2 · tw2 = 160 · 15 mm o acoperire, ca = 100 mm /g120 Ar m/g259tura longitudinal/g259 S345 : o A s1 - 4/g30125, o A s2 - 2/g30125 o a s = 50 mm /g120 Etrieri S345 - 2 etr. /g30112/100 E 7.1.3. Materiale u tilizate: Beton C30/37 O/g288el /g1858/g1855/g1863/g3404 /g885/g882/g3/g1839/g1842/g1853 /g3/g3/g3/g3/g1858/g1855/g1865/g3404 /g885/g890/g3/g1839/g1842/g1853 /g1858/g1855/g1863/g3404/g1858/g1855/g1863 /g883/g484/g887/g3404/g885/g882/g3/g1840/g512/g1865/g1865/g884 /g883/g484/g887/g3404/g884 /g882 /g1840 /g1865 /g1865/g884/g932 /g1858/g1314/g1855/g1856/g3404/g882 /g484 /g890 /g887/g942/g1858/g1855/g1856/g3404/g883 /g889 /g1840 /g1865 /g1865/g884/g932 /g1858/g1855/g1872/g1863/g3404/g884 /g3 /g1840 /g512 /g1865 /g1865/g884 /g1858/g1855/g1872/g1856/g3404/g1858/g1855/g1872/g1863 /g883/g484/g887/g3404 /g883/g484/g885/g885/g3/g1840/g512/g1865/g1865/g884 S345 - Arm/g259turi longitudinale: fyd,s = 300 N/mm2 S235 – Arm/g259turi transversale: fywd = 0.8·235 N/g187mm2=188 N/mm2 OL37 – Arm/g259tura rigid/g259 f yd,a=220 N/mm2 483 E 7.2. Calculul grinz ii /g1827/g1871/g883/g3404 /g886/g942 /g886 /g891/g882/g484/g891 /g3404 /g883/g891/g888/g885/g484/g888/g3/g1865/g1865/g884 /g1827/g1871/g884/g3404 /g886/g942 /g885/g883/g886 /g484/g884/g890 /g3404 /g883/g884/g887/g888/g3/g1865/g1865/g884 /g1827/g1853/g3404 /g883/g887/g882 /g942 /g884/g882 /g942 /g884 /g3397 /g885/g888/g882 /g942 /g883/g884 /g3404 /g883/g882/g885/g884/g882 /g1865/g1865/g884 L/g259/g288im ea efectiv/g259 de plac/g259: /g132/g135/g136/g136/g3404/g132/g153/g3397/g884/g942/g132/g135/g139 /g132/g135/g139/g3404/g882 /g484 /g884/g942/g132/g139/g3397/g882 /g484 /g883/g942/g15/g135/g139/g3407/g882 /g484 /g884/g942/g15/g135/g139 Se determ in/g259 din diagrama de moment lungimea zonei de moment pozitiv Lei = 3.5 m /g132/g135/g139/g3404/g882 /g484 /g884/g942/g887/g3397/g882 /g484 /g883/g942/g885 /g484 /g887/g3407/g882 /g484 /g884/g942/g885 /g484 /g887/g3404/g882 /g484 /g889 /g143 /g132/g135/g136/g136/g3404 /g882/g484/g886/g3397 /g884 /g942 /g882/g484/g889 /g3404 /g883/g484/g890/g3/g143 E 7.2.1. Calculul grinz ilor la încovoiere /g1839/g1831/g1856 /g3397/g3404 /g888/g882/g882/g1863/g1840/g1865/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g1839/g1831/g1856 /g3398/g3404/g888 /g888 /g882 /g1863 /g1840 /g1865 E 7.2.1.1. Determinarea momentului capabil poz itiv de proiectare Se presupune c/g259 axa neutr/g259 trece prin placa din beton peste talpa superioar/g259 a arm/g259turii rigide x<100mm. /g882/g3404/g132/g135/g136/g136/g942/g154/g942/g136/g133/g134 /g1314/g3397/g4/g149/g883/g942/g136/g155/g134 /g481/g149/g3398/g4/g131/g942/g136/g155/g134 /g481/g131/g3398/g4/g149/g884/g942/g136/g155/g134 /g481/g149 /g1876/g3404 /g4/g131/g942/g136/g155/g134 /g481/g131/g3397/g4/g149/g884/g942/g136/g155/g134 /g481/g149/g3398/g4/g149/g883/g942/g136/g155/g134 /g481/g149 /g1854/g1857/g1858/g1858/g942/g1858/g1855/g1856 /g1314 /g1876/g3404/g883/g882/g885/g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3397 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g3398 /g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g883/g890/g882/g882 /g942 /g883/g889/g3404 /g888/g889/g484/g884/g888 /g1865/g1865 /g3407 /g883/g882/g882/g3/g1865/g1865 484 Mom entele pe componente: Centrul plastic al sec/g1802iunii fa/g288/g259 de fibra superioar/g259 /g1877/g1855/g3404 /g132/g135/g136/g136/g942/g138/g136/g942/g3/g136/g133/g134 /g1314/g942/g138/g136/g884/g932/g3397/g4/g149/g883/g942/g136/g155/g134 /g481/g149/g942/g131/g149/g883/g3397/g4/g149/g884/g942/g136/g155/g134 /g481/g149/g942/g4666/g138/g3398/g131/g149/g884/g4667/g3397/g4/g131/g942/g136/g155/g134 /g481/g131/g942 /g138 /g884 /g132/g135/g136/g136/g942/g138/g136/g942/g136/g133/g134 /g1314/g3397/g4/g149/g883/g942/g136/g155/g134 /g481/g149/g3397/g4/g149/g884/g942/g136/g155/g134 /g481/g149/g3397/g4/g131/g942/g136/g155/g134 /g481/g131 /g1877/g1855/g3404/g883/g890/g882/g882 /g942 /g883/g887/g882 /g942 /g883/g889 /g942 /g890/g484/g887 /g3397 /g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942 /g887/g882 /g3397 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942 /g887/g887/g882 /g3397 /g883/g882/g885/g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g942 /g885/g882/g882 /g883/g890/g882/g882 /g942 /g883/g887/g882 /g942 /g883/g889 /g3397 /g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g3397 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g3397 /g883/g882/g885/g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3404 /g883/g884/g884/g484/g884/g887/g3/g1865/g1865/g3 /g1839/g1844/g1856/g3404/g1839/g1844/g1856 /g481/g1855/g3397/g1839/g1844/g1856 /g481/g1853 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404/g1854/g1857/g1858/g1858/g942/g1876/g942/g1858/g1855/g1856 /g1314/g942/g4666/g1877/g1855/g3398/g1876 /g884/g932/g4667/g3397/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g4666/g1860/g3398/g1877/g1855/g3398/g1853/g1871/g884/g4667/g3397/g1827/g1871/g883/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g4666/g1877/g1855/g3398/g1853/g1871/g883/g4667 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404 /g883/g890/g882/g882 /g942 /g888/g889/g484/g884/g888 /g942 /g883/g889/g4666/g883/g884/g884/g484/g884/g887 /g3398 /g888/g889/g484/g884/g888 /g884/g932/g4667/g3397 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942/g4666/g888/g882/g882 /g3398 /g883/g884/g884/g484/g887 /g3398 /g887/g882/g4667 /g3397 /g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942 /g4666/g883/g884/g884/g484/g887 /g3398 /g887/g882/g4667 /g3404 /g885/g890/g888/g484/g882/g886/g942 /g883/g882/g888/g17/g143/g143 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1853/g3404/g1827/g1853/g942/g136/g155/g134 /g481/g131/g4666/g138/g884/g932/g3398/g155/g133/g4667 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1853/g3404 /g883/g882/g885/g884/g882 /g942 /g884/g884/g882/g4666/g885/g882/g882 /g3398 /g883/g884/g884/g484/g887/g4667 /g3404 /g886/g882/g884/g484/g891/g891/g888 /g942 /g883/g882/g888/g17/g143/g143 /g1839/g1844/g1856 /g3397/g3404 /g885/g890/g888 /g3397 /g886/g882/g885 /g3404 /g889/g890/g891/g1863/g1840/g1865 /g1839/g1831/g1856 /g3397/g3409/g882 /g484 /g891/g942/g1839/g1844/g1856 /g3397 /g888/g882/g882/g3/g1863/g1840/g1865 /g3409 /g889/g883/g882/g484/g883/g3/g1863/g1840/g1865 E 7.2.1.2. Determinarea momentului capabil negativ de proiectare Se presupune c/g259 axa neu tr/g259 trece prin inima arm/g259turii rigide ca + tf = 120 mm < x /g882/g3404/g1854/g1875/g942/g1876/g942/g1858/g1314/g1855/g1856/g3397/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g3397/g884/g942/g1854/g1858/g942/g1872/g1858/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3397/g884 /g3435 /g1876/g3398/g1855/g1853/g3398/g1872/g1858/g3439/g942/g1872/g1875/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3398/g1827/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853 /g3398/g1827/g1871/g883/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871 /g1876/g3404/g1827/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3397/g1827/g1871/g883/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g3398/g884 /g1854/g1858/g942/g1872/g1858/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3398/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g3397/g884 /g4666 /g1855/g1853/g3397/g1872/g1858/g4667/g942/g1872/g1875/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853 /g1854/g1875/g942/g1858 /g1314/g1855/g1856/g3397/g884/g942/g1872/g1875/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853 /g1876/g3404/g883/g882/g885/g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3397 /g883/g891/g888/g885/g481/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g3398 /g884 /g942 /g883/g887/g882 /g942 /g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3398 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g3397 /g884 /g942 /g883/g884/g882 /g942 /g883/g884 /g942 /g884/g884/g882 /g886/g882/g882 /g942 /g883/g889 /g3397 /g884 /g942 /g883/g884 /g942 /g884/g884/g882 /g3404/g883 /g886/g890 /g484 /g889 /g1865 /g1865 /g1876 /g1856/g3404/g883/g886/g890/g484/g889/g1865/g1865 /g887/g887/g882/g1865/g1865/g3404/g882 /g484 /g884 /g889 485 Pentru a împ/g259r/g288i momentul capabil de proiectare între componente se determin/g259 centrul plastic al sec/g1802iunii de calcul de pe reazem fa/g288/g259 de fibra inferioar/g259. /g1877/g1855/g3404/g888/g882/g882 /g942 /g886/g882/g882 /g942 /g883/g889 /g942 /g885/g882/g882 /g3397 /g883/g882/g885/g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g942 /g885/g882/g882 /g3397 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942 /g887/g882 /g3397 /g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942 /g887/g887/g882 /g888 /g882 /g882/g942/g886/g882 /g882/g942/g883 /g889/g3397/g883 /g882 /g885 /g884 /g882/g942/g884 /g884 /g882/g3397/g4666 /g883 /g884 /g887 /g888/g3397/g883 /g891 /g888 /g885 /g484 /g891 /g4667/g942/g885 /g882 /g882 /g3404 /g885/g882/g889/g484/g885/g1865/g1865/g3 /g1839/g1844/g1856/g3404/g1839/g1844/g1856 /g481/g1855/g3397/g1839/g1844/g1856 /g481/g1853 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404/g1854/g1875/g942/g1876/g942/g1858/g1855/g1856 /g1314/g942/g4666/g1877/g1855/g3398/g1876 /g884/g932/g4667/g3397/g1827/g1871/g883/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g4666/g1860/g3398/g1877/g1855/g3398/g1853/g1871/g883/g4667/g3397/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g4666/g1877/g1855/g3398/g1853/g1871/g884/g4667 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404 /g886/g882/g882 /g942 /g883/g886/g890/g484/g889 /g942 /g883/g889/g4666/g885/g882/g889/g484/g885 /g3398 /g883/g886/g890/g484/g889 /g884/g932/g4667/g3397/g883 /g891 /g888 /g885 /g484 /g888/g942/g885 /g882 /g882/g942/g4666/g888 /g882 /g882/g3398/g885 /g882 /g889 /g484 /g885/g3398/g887 /g882/g4667 /g3397 /g883/g884/g887/g888 /g942 /g885/g882/g882 /g942/g4666/g885/g882/g889/g484/g885 /g3398 /g887/g882/g4667/g3404/g886/g889 /g890 /g484 /g884/g942/g883 /g882/g888/g3/g1840/g1865/g1865/g3 /g1876 /g495/g3404/g3435 /g1876/g3398/g1855/g1853/g3398/g1872/g1858/g3439 /g3404 /g883/g886/g890/g484/g889 /g3398 /g883/g882/g882 /g3398 /g884/g882 /g3404 /g884/g890/g484/g889/g1865/g1865 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1853/g3/g3/g3 /g3404 /g3 /g3398/g1827/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g942/g3436 /g1877/g1855/g3398/g1860 /g884/g3440/g3397/g1854/g1858/g942/g1872/g1858/g942/g884/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3436/g1877/g1855/g3398/g1855/g1853/g3398/g1872/g1858 /g884/g3440 /g3397/g4666 /g1876 /g495/g942/g1872/g1875/g942/g884/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g4666/g1877/g1855/g3398/g1855/g1853/g3398/g1872/g1858/g3398 /g1876/g495/g512/g884/g4667/g3 /g1839/g1844/g1856 /g481/g1853/g3404/g3398 /g883 /g882 /g885 /g884 /g882/g942/g884 /g884 /g882 /g4666 /g885 /g882 /g889 /g484 /g885/g3398/g888 /g882 /g882 /g512 /g884 /g4667/g3397/g883 /g887 /g882/g942/g884 /g882/g942/g884/g942/g884 /g884 /g882/g942/g4666 /g885 /g882 /g889 /g484 /g885/g3398/g883 /g882 /g882 /g3398/g884 /g882 /g884/g932/g4667 /g3397 /g884/g890/g484/g889 /g942 /g883/g884 /g942 /g884 /g942 /g884/g884/g882/g4666/g885/g882/g889/g484/g885 /g3398 /g883/g884/g882 /g3398 /g884/g890/g484/g889/g512/g884/g4667 /g3404 /g884/g889/g882 /g942 /g883/g882/g888/g1840/g1865/g1865 /g1839/g1844/g1856 /g3398/g3404 /g886/g889/g890 /g3397 /g884/g889/g882 /g3404 /g889/g886/g890/g3/g1863/g1840/g1865 /g1839/g1831/g1856 /g3398/g3409/g882 /g484 /g891/g942/g1839/g1844/g1856 /g3398 /g888/g888/g882/g1863/g1840/g1865 /g3409 /g888/g889/g885/g484/g884/g1863/g1840/g1865 486 E 7.2.2. Calculul la for /g288/g259 t/g259ietoare /g1848/g1831/g1856/g481/g1865/g1853/g1876/g3404/g2011/g1844/g1856/g4666/g1839/g1844/g1856 /g3397/g3397/g1839/g1844/g1856 /g3398/g4667 /g1864/g1855/g1864 /g3397/g1868/g942/g1864/g1855/g1864 /g884 /g1848/g1831/g1856/g481/g1865/g1853/g1876/g3404 /g883/g484/g884/g4666/g889/g890/g891 /g3397 /g889/g886/g890/g4667/g512/g887 /g3397 /g888/g882 /g942 /g887/g512/g884 /g3404 /g887/g883/g890/g484/g891/g1863/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1865/g1861/g1866/g3404/g3398/g2011/g1844/g1856/g4666/g1839/g1844/g1856 /g3397/g3397/g1839/g1844/g1856 /g3398/g4667 /g1838/g882 /g3397/g1868/g942/g1838/g882 /g884 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1865/g1861/g1866/g3404/g3398 /g883 /g484 /g884/g4666/g889/g890/g891 /g3397 /g889/g886/g890/g4667/g887/g932/g3397 /g888/g882 /g942 /g887/g512/g884 /g3404 /g3398/g884/g883/g890/g484/g891/g1863/g1840/g3 /g2014/g3404 /g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1865/g1861/g1866/g512/g1848/g1831/g1856/g481/g1865/g1853/g1876/g3404 /g3398/g882/g484/g886/g884 /g3408 /g3398/g882/g484/g887 Îm p/g259r/g288irea for/g288ei t/g259ietoare de proiectare între componente: /g1848/g1831/g1856 /g481/g1855/g3404/g3/g1848/g1831/g1856/g942/g1839/g1844/g1856 /g481/g1855 /g1839/g1844/g1856 /g3404 /g3/g887/g883/g890/g484/g891 /g942 /g886/g889/g890/g484/g884 /g889/g886/g890/g932/g3404/g885 /g885 /g883 /g484 /g888 /g1863 /g1840 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1853/g3404/g3/g1848/g1831/g1856/g942/g1839/g1844/g1856 /g481/g1853 /g1839/g1844/g1856 /g3 /g3404 /g3/g887/g883/g890/g484/g891 /g942 /g884/g889/g882/g512/g889/g886/g890 /g3404 /g883/g890/g889/g484/g885/g1863/g1840 E 7.2.2.1. For/g288ele t/g259ietoare capab ile /g250i verificarea la for/g288/g259 t/g259ietoare a. Arm/g259tura rigid/g259 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1853/g3404/g1827/g1874/g481/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853 /g958/g885 /g3/g3 /g3404 /g3 /g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1875/g883/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853 /g958/g885 /g3404/g4666/g883/g884 /g942 /g885/g888/g882/g4667/g942/g884/g884/g882 /g958/g885 /g3404 /g887/g886/g890/g484/g889/g884 /g942 /g883/g882/g885/g1840 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1853/g3409 /g3/g882/g484/g887 /g942 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1853/g883/g890/g889/g484/g885/g1863/g1840 /g3409 /g882/g484/g887 /g942 /g887/g886/g890/g484/g889/g884/g1863/g1840 /g3404 /g884/g889/g886/g484/g885/g888/g1863/g1840 b. Beton arm at /g1827/g1871/g1875/g512/g1871 /g3404 /g886/g887/g884/g484/g885/g891/g512/g883/g882/g882 /g3404 /g886/g484/g887/g884/g1865/g1865 /g1878 /g3404 /g3/g1856/g3/g514 /g3/g1876/g512/g884/g3 /g3404 /g3/g888/g882/g882 /g3398 /g887/g882 /g3398 /g883/g886/g890/g484/g889/g512/g884 /g3404 /g886/g889/g887/g484/g888/g887/g1865/g1865 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3/g3404/g3/g2009/g1855/g1875/g942/g1854/g1875/g942/g1878/g942/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g512/g4666 /g1855/g1872/g1859 /g2016/g883/g3397/g1872 /g1859 /g2016/g883/g4667/g3404 /g2009/g1855/g1875/g942/g1854/g1875/g942/g1878/g942/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g942/g149/g139/g144 /g884/g2016/g883 /g884 487 /g302cw = 1 f/g259r/g259 efort axial /g2029/g3404/g882 /g484 /g888 /g4666 /g883/g3398/g1858/g1855/g1863/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g888/g4666/g883 /g3398 /g885/g882/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g887/g884/g890 /g5371 = 45° /g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3404 /g883 /g942 /g886/g882/g882 /g942 /g886/g889/g887/g484/g888/g887 /g942 /g882/g484/g887/g884/g890 /g942 /g884/g882/g512/g884 /g3404 /g883/g882/g882/g886/g484/g887/g889 /g942 /g883/g882/g885/g1840 /g3404 /g883/g882/g882/g886/g484/g887/g889/g1863/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3407/g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3 /g885/g885/g883/g484/g888/g3/g1863/g1840 /g3407 /g883/g882/g882/g886/g484/g887/g889/g3/g1863/g1840 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1865/g1853/g1876/g3407/g4666/g884/g3397/g2014/g4667/g1858/g1855/g1872/g1856/g942/g1854/g1875/g942/g1856 /g885/g885/g883/g484/g888 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3407/g4666/g884/g3398/g882 /g484 /g886/g884/g4667/g883/g484/g885/g885 /g942 /g886/g882/g882 /g942 /g886/g889/g887/g484/g888/g887 /g3404 /g885/g891/g891/g890/g883/g884/g484/g886/g3/g1840/g3 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g883/g3404/g1827/g1871/g1875/g1871/g932/g942/g1878/g942/g1858/g1877/g1856/g1875/g942/g1855 /g1872 /g1859 /g3 /g2016 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404/g1827/g1871/g1875 /g1871/g942/g1878/g942/g1858/g1877/g1856/g1875/g942 /g1855/g1872/g1859/g3/g2016 /g3404 /g886/g484/g887/g884 /g942 /g886/g889/g887/g484/g888/g887 /g942 /g883/g890/g890 /g942 /g883 /g3404 /g886/g882/g886/g883/g890/g890/g1840 /g3404 /g886/g882/g886/g484/g883/g890/g890/g1863/g1840/g3 Verificare: /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3/g3409/g3/g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g3 /g885/g885/g883/g1863/g1840 /g3407 /g886/g882/g886/g484/g884/g3/g1863/g1840 E 7.2.3. Calcul grin zii la lunecare Determinarea lunec/g259rii de calcul asociat/g259 momentelor capabile de proiectare /g250i pe deschiderea acesteia /g1848/g1831/g1856 /g481/g1871/g3404/g883 /g484 /g884 /g4666 /g1854/g1857/g1858/g1858/g942/g1876/g942/g1858/g1855/g1856 /g1314/g3397/g884/g942/g1827/g1871/g883/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g4667 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1871/g3404 /g883/g484/g884/g4666/g883/g890/g882/g882 /g942 /g888/g889/g484/g884/g888 /g942 /g883/g889 /g3397 /g884 /g942 /g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g942 /g885/g882/g882/g4667 /g3404 /g885/g890/g890/g885/g484/g887/g889/g891 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g512/g1865/g1865/g884/g3 E 7.2.3.1. Verificarea lunec/g259rii în dreptul t/g259lp ii superioare Efortul mediu de lunecare considerând suprafa/g1802a de lunecare (bw-bf) · lcl /g1874/g1831/g1856 /g481/g1871/g3404/g3/g1848/g1831/g1856 /g481/g1871/g512/g4666/g1854/g1875/g3398/g1854/g1858/g4667/g942/g1864/g1855/g1864 /g1874/g1831/g1856 /g481/g1871/g3404 /g885/g890/g890/g885/g887/g889/g891 /g884/g887/g882/g932/g942 /g887/g882/g882/g882 /g3404 /g885/g484/g883/g1840/g512/g1865/g1865/g884 Verificarea betonului /g1874/g1831/g1856 /g481/g1871/g3407/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g4666/g1855/g1872/g1859/g3/g2016 /g3397 /g1872/g1859 /g2016/g4667/g932 /g3404/g2029 /g942/g1858/g1855/g1856/g942/g149/g139/g144 /g884/g2016 /g884 488 Se consider/g259 /g537 = 45°, /g547 = 0.6(1- fck/250) = 0.528 /g885/g484/g883/g1840 /g1865/g1865/g884/g932/g3407 /g882/g484/g887/g884/g890 /g942 /g884/g882/g512/g884 /g3404 /g887/g484/g884/g890/g1840/g512/g1865/g1865/g884 Verificarea etrierilor la lunecare /g1848/g1844/g1856 /g481/g1871/g3404/g3436/g1827/g1871/g1875 /g1871/g3440/g1864/g1855/g1864/g942/g1858/g1877/g1856/g1875/g942 /g1855/g1872/g1859 /g2016 /g3404 /g886/g484/g887/g884 /g942 /g887/g882/g882/g882 /g942 /g883/g890/g890 /g3404 /g886/g884/g886/g890/g484/g890 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1871/g3407/g1848/g1844/g1856/g481/g1871/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g885/g890/g890/g885/g484/g888 /g1863/g1840 /g3407 /g886/g884/g886/g890/g484/g890 /g1863/g1840 E 7.2.3.2. Verificarea lunec/g259rii pl /g259cii în raport cu grinda Efortul mediu de lunecare considerând suprafa/g1802a de lunecare 2hf · lcl este /g1874/g1831/g1856 /g481/g1871/g3404/g1848/g1831/g1856 /g481/g1871/g884/g932/g942/g1860/g1858/g942/g1864/g1855/g1864/g3 /g1874/g1831/g1856 /g481/g1871/g3 /g3404 /g885/g890/g890/g885/g887/g889/g891/g512/g884 /g942 /g883/g887/g882 /g942 /g887/g882/g882/g882 /g3404 /g884/g484/g887/g891/g1840/g512/g1865/g1865/g884 Verificarea betonului /g1874/g1831/g1856 /g481/g1871/g3407 /g3/g3/g2029 /g942 /g1858/g1855/g1856 /g1855/g1872/g1859 /g3/g2016/g3397/g1872/g1859 /g3/g2016/g3404/g3 /g2029/g942/g1858/g1855/g1856 /g149/g139/g144 /g884/g2016 /g884 489 Se consider/g259 /g537 = 45° /g2029 /g3404 /g882/g484/g888/g4666/g883 /g3398/g1858/g1855/g1863/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g887/g884/g890 /g884/g484/g887/g891/g1840 /g1865/g1865/g884/g932/g3407 /g882/g484/g887/g884/g890 /g942 /g884/g882/g512/g884 /g3404 /g887/g484/g884/g890/g1840/g512/g1865/g1865/g884 Verificarea arm /g259turilor pl/g259cii la lunecare . Se consider/g259 placa armat/g259 cu /g30110/100 sus /g250i jos S345 Suprafa/g1802a de lunecare în lungul grinzii de o parte /g250i de alta a acesteia pe grosimea de plac/g259 hf /g1848/g1844/g1856 /g481/g1871/g3404/g3436/g1827/g1871/g1875 /g1871/g3440/g1864/g1855/g1864/g942/g1858/g1877/g1875/g1856/g942 /g1855/g1872/g1859/g3/g2016 /g3404 /g4666/g886/g942 /g889/g890/g484/g887/g512/g883/g882/g882/g4667 /g942 /g887/g882/g882/g882 /g942 /g884/g889/g888 /g3404 /g886 /g885/g885/g885/g484/g884 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1871/g3407/g1848/g1844/g1856 /g481/g1871 /g885/g890/g890/g885/g484/g887/g890/g1863/g1840 /g3407 /g886/g885/g885/g885/g484/g884/g1863/g1840/g3 E 7.3. Calculul stâlpului /g1827/g1871/g883/g3404 /g886/g942 /g886 /g891/g882/g484/g891 /g3404 /g883/g891/g888/g885/g484/g888/g1865/g1865/g884 /g1827/g1871/g884/g3404 /g884 /g942 /g886/g891/g882/g484/g891 /g3404 /g891/g890/g883/g484/g890/g3/g1865/g1865/g884/g3 /g1827/g1871/g3404 /g883/g888 /g942 /g886/g891/g882/g484/g891 /g3404 /g3/g889/g890/g887/g886/g484/g886/g3/g1865/g1865/g884/g3 /g1827/g1853/g3404 /g883/g890/g882 /g942 /g884/g882 /g942 /g886/g3397 /g886 /g888/g882 /g942 /g883/g887 /g3397 /g883/g888/g882 /g942 /g883/g887 /g3404 /g884/g885/g889/g882/g882 /g1865/g1865/g884 /g1849/g1868/g1864 /g481/g1853/g3404/g884 /g4678 /g1854/g1858/g883/g942/g1872/g1858/g883/g942/g3436/g1860/g1875/g883 /g884/g3397/g1872/g1858/g883 /g884/g3440/g3397/g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1875/g883 /g884 /g890/g4679/g3397 /g884/g942/g1854/g1858/g884 /g884/g942/g1872/g1858/g884 /g3397/g1872/g1875/g884 /g884/g942/g1860/g1875/g884/g3 /g1849/g1868/g1864 /g481/g1853/g3404/g884/g4666/g883/g890/g882 /g942 /g884/g882/g4666/g886/g888/g882 /g884/g932/g3397/g883 /g882/g4667/g3397/g883 /g887/g942/g886/g888 /g882/g884/g890/g932/g4667/g3397/g884/g942/g884 /g882/g942/g883 /g890 /g882/g884/g886/g932/g3397 /g883/g888/g882 /g942 /g883/g887/g884/g886/g932 /g3404 /g884/g890/g887/g886/g887/g882/g882/g3/g1865/g1865/g885 490 E 7.3.1. For/g288a axial/g259 limit/g259 /g1840/g1844/g1856/g882/g3404/g3/g1827/g1855/g942/g1858/g495/g1855/g1856/g3397/g3/g1827/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3397/g3533/g1827/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871 /g3404 /g886/g882/g882 /g942 /g889/g882/g882 /g942 /g883/g889 /g3397 /g884/g885/g889/g882/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3397 /g889/g890/g887/g886/g484/g886 /g942 /g885/g882/g882 /g3404 /g883/g884/g885/g885/g882/g484/g884 /g942 /g883/g882/g885/g1840 Indicele de contribu /g288ie al arm/g259turii rigide a stâlpului este /g2012/g3404 /g3/g1827/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853 /g1827/g1855/g942/g1858/g495/g1855/g1856/g3397/g1827/g1853/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g3397/g963/g1827/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871 /g3404/g887/g884/g883/g886/g942 /g883/g882/g885/g1840 /g883/g884/g885/g885/g882/g484/g885/g884 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3404 /g882/g484/g886/g884/g885 /g882/g484/g884 /g3409 /g3/g2012/g3 /g3409 /g882/g484/g890/g3 /g1840/g1864/g1861/g1865/g3404/g3/g2021/g1864/g1861/g1865/g942/g1840/g1844/g1856/g1867/g3 /g2021/g1864/g1861/g1865/g3404/g4666 /g2009/g942/g2033/g1875/g1856/g3397/g882 /g484 /g882 /g882 /g885 /g887 /g4667 /g512 /g4666 /g884 /g887/g942/g2013/g1871/g1877/g1856/g942/g2020/g2004/g942/g1854/g1855/g512/g1854/g1867/g4667 în care, /g302 = /g302n · /g302s este factorul de eficien/g288/g259 al confin/g259rii /g2009/g1866/g3404/g4666 /g883/g3398/g3533 /g1854/g1861 /g884/g888/g932/g942/g1854/g1867/g942/g1860/g1867/g4667 /g2009/g1866/g3404/g4666 /g883/g3398/g4666 /g886/g942/g889 /g887/g884/g3397/g886/g942/g888 /g882/g884/g3397/g884/g942/g883 /g890 /g882/g884/g3397/g886/g942/g883 /g884 /g887/g884/g3397/g884/g942/g884 /g882 /g882/g884/g4667 /g512 /g888/g942/g885 /g885 /g889/g942/g888 /g885 /g889 /g3404 /g882/g484/g890/g885/g887/g3 /g2009/g1871/g3404/g3436 /g883/g3398/g1871 /g884/g942/g1854/g882 /g3440/g3436 /g883/g3398/g1871 /g884/g942/g1860/g882 /g3440 /g2009/g1871/g3404 /g4666/g883 /g3398 /g883/g882/g882/g512/g4666/g884 /g942 /g885/g885/g889/g4667/g4667/g4666/g883 /g3398 /g883/g882/g882/g512/g4666/g884 /g942 /g888/g885/g889/g4667/g4667 /g3404 /g882/g484/g889/g890/g887 /g2009/g3404/g2009/g1866/g942/g2009/g1871/g3404 /g882/g484/g890/g885/g887 /g942 /g882/g484/g889/g890/g887 /g3404 /g882/g484/g888/g887/g887 /g120 bi - distan/g288a între bare /g120 bo, ho - dimensiunile miezului din beton între axele etrierilor /g120 s - distan/g288a între etrieri /g120 /g550wd - este factorul mecanic de armare volumetric/g259 cu etrieri 491 /g2033/g1875/g1856/g3404/g1848/g1875/g942/g1858/g1877/g1875/g1856/g512/g1848/g1855/g1867/g1858/g1314/g1855/g1856/g3408/g882 /g484 /g882 /g890 Vw /g250i Vco reprezint/g259 volumul etrierilor /g250i respectiv volumul miezului din beton. /g1848/g1875/g3404/g3533 /g1864/g1875/g942/g1827/g1871/g1875/g3404/g4666/g886/g942 /g884/g887/g883 /g3397 /g884 /g942 /g884/g885/g889 /g3397 /g884 /g942 /g883/g890/g889 /g3397 /g884 /g942 /g885/g885/g889 /g3397 /g884 /g942 /g888/g885/g889/g4667/g883/g883/g885 /g3404 /g886/g884/g891/g886/g882/g882/g1865/g1865/g885/g3 /g1848/g1855/g1867/g3404/g1854/g1867/g942/g1860/g1867/g942 /g1871 /g3404 /g885/g885/g889 /g942 /g888/g885/g889 /g942 /g883/g882/g882 /g3404 /g884/g883/g886/g888/g888/g891/g882/g882 /g1865/g1865 /g2033/g1875/g1856/g3404 /g886/g884/g891/g886/g882/g882 /g942 /g885/g882/g882/g512/g884/g883/g886/g888/g888/g891/g882/g882 /g942 /g883/g889 /g3404 /g882/g484/g885/g887/g885 /g3408 /g882/g484/g882/g890 /g304syd este deforma/g1802ia specific/g259 de întindere a o/g288elului la curgere /g304syd = fsdy / Es /g2013/g1871/g1877/g1856/g3404 /g885/g882/g882/g512/g884/g882/g882/g882/g882/g882 /g3404 /g882/g484/g882/g882/g883/g887 /g541/g301 – indicele de ductilitate de curbur/g259 necesar /g2020/g2004/g3404/g3 /g884 /g147/g145/g3398 /g883/g3/g134/g131/g133/g131/g3/g23/g883/g3408/g882 /g484 /g889/g23/g6 /g2020/g2004/g3404/g3 /g884/g942/g133/g942/g147/g145/g3/g3398 /g883 /g3 /g134 /g131 /g133 /g131 /g3 /g23/g883/g3407/g882 /g484 /g889/g23/g6 qo este factorul de comportare /g2020/g2004/g3404/g884/g942/g887/g3398/g883/g3404/g891 /g3 /g2021/g1864/g1861/g1865/g3404 /g4666/g882/g484/g888/g887/g887 /g942 /g882/g484/g885/g887/g885 /g3397 /g882/g484/g882/g882/g885/g887/g4667/g512/g4666/g884/g887 /g942 /g882/g484/g882/g882/g883/g887 /g942 /g891 /g942 /g886/g882/g882/g512/g885/g885/g889/g4667 /g3404 /g882/g484/g887/g890 /g1840/g1864/g1861/g1865/g3404/g2021/g1864/g1861/g1865/g942/g1840/g1844/g1856/g1867/g3404 /g882/g484/g887/g890/g3 /g942 /g883/g884/g885/g885/g882/g484/g884/g1863/g1840 /g3404 /g889/g883/g887/g883/g484/g887 /g1863/g1840 E 7.3.2. Calculul la încovoiere pentru NEd = 1000 kN, MEd = 1400 kNm Verific/g259rile for/g1802elor axiale /g1840/g1831/g1856/g3407/g1840/g1864/g1861/g1865/g3 /g883/g882/g882/g882/g3/g1863/g1840 /g3407 /g889/g883/g887/g883/g484/g887/g3/g1863/g1840/g3 /g2021/g3404/g1840/g1831/g1856/g512/g1840/g1844/g1856/g882/g3404 /g883/g882/g882/g882/g512/g883/g884/g885/g885/g882/g484/g885/g884 /g3404 /g882/g484/g882/g890/g883/g883 E 7.3.2.1. Determinarea MRd Dac/g259 NEd < bw · h · f’cd / 2 atunci x < h / 2 1000·103 N < 400·700·17/2 = 2380·103 N Se presupune c/g259 axa neutr/g259 trece prin inima /g250i t/g259lpi /g250i se noteaz/g259 cu distan/g288a de la centrul plastic la axa neutr/g259. 492 Determinarea axei neutre /g1840/g1831/g1856/g3404/g1854/g1875/g4666/g1860/g884⁄ /g3398/g1860/g1876/g4667/g1858’/g1855/g1856/g3397/g4666/g1827/g1871/g883/g3397/g884/g942/g1827/g1871/g884/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g3397/g3/g1854/g1858/g883/g942/g1872/g1858/g883/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3397/g3/g1872/g1875/g883/g4666/g1860/g1875/g883/g884⁄ /g3398/g1860/g1876/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g3397/g884/g3435/g1854/g1858/g884/g884⁄ /g3398/g1860/g1876/g3439/g1872/g1858/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g4666/g1827/g1871/g883/g3397/g884/g942/g1827/g1871/g884/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g3398/g1854/g1858/g883/g942/g1872/g1858/g883/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g3398/g1872/g1875/g883/g4666/g1860/g1875/g883/g884⁄ /g3397/g1860/g1876/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g884/g3435/g1854/g1858/g884/g884⁄ /g3397/g1860/g1876/g3439/g1872/g1858/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3/g514/g1872/g1875/g884/g942/g1860/g1875/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3 rezultă, /g1854/g1875/g942/g1860 /g884⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3398/g1840/g1831/g1856/g3404/g1854/g1875/g942/g1860/g1876/g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g884/g942/g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1876/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3397/g886/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1860/g1876/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3397 /g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3397/g1872/g1875/g884/g942/g1860/g1875/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g1860/g1876/g3404/g1854/g1875/g942/g1860 /g884⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3398/g1840/g1831/g1856/g514/g1872/g1875/g884/g942/g1860/g1875/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g1854/g1875/g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g884/g942/g1872/g1875/g883/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3397/g886/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g3404/g886/g882/g882 /g942 /g889/g882/g882/g512/g884 /g942 /g883/g889/g3 /g3398 /g883/g882/g888/g3398/g883 /g887/g942/g883 /g888 /g882/g942/g884 /g884 /g882 /g886/g882/g882 /g942 /g883/g889 /g3397 /g884 /g942 /g883/g887 /g942 /g884/g884/g882 /g3397 /g886 /g942 /g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3404/g884 /g889 /g484 /g886 /g890 /g3/g1865/g1865/g3 verificare hx < bf2 / 2, 27.48 mm < 180/2 = 90 mm şi hx < ds2 / 2 = 100 mm /g1876/g3404/g1860 /g512 /g884/g3398/g1860/g1876/g3404 /g885/g887/g882 /g3398 /g884/g889/g484/g886/g890 /g3404 /g885/g884/g884/g484/g887/g884/g1865/g1865/g3 /g1839/g1844/g1856/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3 /g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3404/g1854/g1875/g942/g1860/g884/g890⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g4672/g3533 /g1827/g1871/g1861/g942/g1856/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g4673/g3/g3397/g1849/g1868/g1864/g481/g1853/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3 /g3404 /g886/g882/g882 /g942 /g889/g882/g882/g884/g890⁄ /g942/g883 /g889/g3397/g884/g4666/g883/g891/g888/g885/g484/g891 /g942 /g885/g882/g882 /g3397 /g891/g890/g883/g484/g890 /g942 /g884/g884/g887 /g3397 /g891/g890/g883/g484/g890 /g942 /g883/g882/g882/g4667/g885/g882/g882 /g3397 /g884/g890/g887/g886/g887/g882/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3404 /g3/g4666/g886/g883/g888/g484/g887 /g3397 /g887/g886/g886/g484/g890/g889/g4667/g942/g883 /g882/g888/g3397/g888 /g884 /g890/g942/g883 /g882/g888/g3404 /g883/g887/g890/g891/g484/g885/g888/g3/g141/g17/g143/g3 /g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404/g1854/g1875/g4666/g884/g942/g1860/g1876/g4667/g884/g890⁄ /g1858’/g1855/g1856/g3397/g3/g4672/g3533 /g1827/g1871/g1861/g942/g1856/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g4673 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876 /g3/g3397/g1849/g1868/g1864/g481/g1853 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3 /g1849/g1868/g1864/g481/g1853 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404/g1872/g1875/g883/g4666/g884/g942/g1860/g1876/g4667/g884/g886⁄ /g3397/g884/g942/g1872/g1858/g884/g4666/g884/g942/g1860/g1876/g4667/g884/g886⁄ /g3397/g1860/g1875/g884/g942/g1872/g1875/g884 /g884/g512/g886/g3 /g1849/g1868/g1864/g481/g1853 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404/g883 /g887/g942/g884 /g889 /g484 /g886 /g890/g884/g3397/g884/g942/g884 /g882/g942/g884 /g889 /g484 /g886 /g890/g884/g3397 /g883/g888/g882 /g942 /g883/g887/g884/g512/g886 /g3404 /g3/g887/g882/g887/g886/g887/g3/g143/g143/g885 /g4672/g3533 /g1827/g1871/g1861/g942/g1856/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g4673 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876 /g3404/g882 493 /g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g886/g882/g882 /g942 /g884/g889/g484/g886/g890/g884/g512/g884 /g942 /g883/g889 /g3397 /g3/g887/g882/g887/g886/g887 /g942 /g884/g884/g882 /g3404 /g884/g484/g887/g889 /g942 /g883/g882/g888/g3397/g883 /g883 /g484 /g883 /g884/g942/g883 /g882/g888 /g3404/g883 /g885 /g484 /g888 /g891 /g141 /g17 /g1839/g1844/g1856/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g883/g887/g890/g891/g484/g885/g888 /g3398 /g883/g885/g484/g888/g891 /g3404 /g883/g887/g889/g887/g484/g888/g889/g3/g1863/g1840/g1865/g3 /g1839/g1844/g1856/g481/g1853/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g481/g1853/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856/g481/g1853 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g888/g884/g890 /g3398 /g883/g883/g484/g883/g884 /g3404 /g888/g883/g888/g484/g890/g889/g3/g141/g17/g143/g3 /g1839/g1844/g1856/g481/g1855/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g481/g1855/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856/g481/g1855 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g3/g891/g888/g883/g484/g885/g889 /g3398 /g884/g484/g887/g889 /g3404 /g891/g887/g890/g484/g890/g3/g141/g17/g143 /g1839/g1831/g1856/g3409 /g882/g484/g891 /g942/g1839/g1844/g1856/g883/g886/g882/g882/g3/g1863/g1840/g1865/g3409 /g882/g484/g891 /g942 /g883/g887/g889/g887/g484/g888/g889 /g3404 /g883/g886/g883/g890/g484/g883/g3/g1863/g1840/g1865 E 7.3.2.2. Calculul la forță tăietoare VEd = 933 kN Împărțirea forței tăietoare de proiectare între componente: /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g3404/g1848/g1831/g1856/g942/g1839/g1844/g1856/g481/g1855/g1839/g1844/g1856⁄ /g3404 /g891/g885/g885 /g942 /g891/g887/g890/g484/g890 /g883/g887/g889/g887/g484/g888/g889⁄ /g3404/g887 /g888 /g889 /g484 /g889 /g885 /g3/g1863/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1853/g3404/g3/g1848/g1831/g1856/g942/g1839/g1844/g1856/g481/g1853/g1839/g1844/g1856⁄ /g3404 /g891/g885/g885 /g942 /g888/g883/g888/g484/g890/g889 /g883/g887/g889/g887/g484/g888/g889⁄ /g3404 /g885/g888/g887/g484/g884/g889/g1863/g1840/g3 Forţele tăietoare capabile şi verificarea la forţa tăietoare a. Arm ătura rigidă /g1848/g1844/g1856/g481/g1853/g3404/g1827/g1874/g481/g1853/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g512√/g885/g3/g3404/g3/g3435/g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1875/g883/g3397/g884/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1854/g1858/g884/g3439/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g512√/g885 /g3404/g4666 /g883 /g887/g942/g886 /g888 /g882/g3397/g884/g942/g884 /g882/g942/g883 /g890 /g882 /g4667/g942/g884 /g884 /g882 /g512√/g885/g3 /g3404 /g883/g889/g891/g882/g484/g891/g886 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1853/g3 /g3409 /g3/g882/g484/g887/g3/g1848/g1844/g1856/g481/g1853/g885/g888/g887/g484/g884/g889/g1863/g1840/g3 /g3409 /g3/g882/g484/g887 /g942 /g883/g889/g891/g882/g484/g891/g886 /g3404 /g890/g891/g887/g484/g886/g889/g1863/g1840 b. Beton arma t Se aleg 2 etrieri Φ12/100 S345 /g1827/g1871/g1875/g1871⁄ /g3404 /g886 /g942 /g883/g883/g885/g484/g883 /g883/g882/g882⁄ /g3404/g886 /g484 /g887 /g884 /g3/g1865/g1865/g3 /g1878/g3404/g3/g1856/g3/g514 /g3/g1876/g512/g884/g3 /g3404 /g3/g889/g882/g882 /g3398 /g887/g882 /g3398 /g885/g884/g884/g484/g887/g884/g512/g884 /g3404 /g886/g890/g890/g484/g889/g886/g1865/g1865/g3/g3/g3 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3/g3404/g3/g2009/g1855/g1875/g942/g1854/g1875/g942/g1878/g942/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g512/g4666/g3/g1855/g1872/g1859/g3/g2016/g3/g3 /g3397 /g3/g1872/g1859/g3/g2016/g4667/g3/g3404/g2009/g1855/g1875/g942/g1854/g1875/g942/g1878/g942/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g942/g149/g139/g144 /g884/g2016 /g884/g3 /g2009/g1855/g1875/g3404/g883/g3397 /g3/g2026/g1855/g1868/g512/g1858/g1855/g1856/g3 /g2026/g1855/g1868/g3404/g1840/g1831/g1856/g512/g4666/g1827/g1855/g3/g3397/g1866/g942/g1827/g1853/g3397/g1866/g942/g1827/g1871/g4667/g3 /g1866/g3/g3404 /g3/g1831/g1853/g512/g1831/g1855/g1865/g3404 /g884/g882/g882/g882/g882/g882/g3/g512/g885/g885/g882/g882/g882 /g3404 /g888/g484/g882/g888/g3 /g2026/g1855/g1868/g3404/g883 /g882/g888/g512/g4666/g886/g882/g882 /g942 /g889/g882/g882 /g3397 /g888/g484/g882/g888 /g942 /g884/g885/g889/g882/g882 /g3397 /g888/g484/g882/g888 /g942 /g889/g890/g887/g886/g4667 /g3404 /g884/g484/g883/g884/g1840/g512/g1865/g1865/g884/g3/g3407 /g882 /g484 /g884 /g887/g1858/g1855/g1856 /g3404/g882 /g484 /g884 /g887/g942/g884 /g882 /g3/g3404/g887/g1840/g512/g1865/g1865/g884/g3 494 /g2009/g1855/g1875/g3404 /g883 /g3397 /g884/g484/g883/g884/g512/g884/g882 /g3404 /g883/g484/g883/g882/g888/g3 /g2029/g3404 /g882/g484/g888/g4666/g883 /g3398/g1858/g1855/g1863/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g888/g4666/g883 /g3398 /g885/g882/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g887/g884/g890/g3 /g2016/g3/g3404/g886 /g887°/g3 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3404 /g883/g484/g883/g882/g888 /g942 /g886/g882/g882 /g942 /g886/g890/g890/g484/g889/g886 /g942 /g882/g484/g887/g884/g890 /g942 /g884/g882/g512/g884 /g3404 /g883/g883/g886/g883/g484/g883/g888/g885 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3404 /g883/g883/g886/g883/g484/g883/g888/g1863/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3407/g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853 /g1876/g482 /g3/g3/g887/g888/g889/g484/g889/g885/g1863/g1840/g3407 /g883/g883/g886/g883/g484/g883/g888/g1863/g1840 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g3404/g1827/g1871/g1875/g1871⁄ /g942/g1878/g942/g1858/g1877/g1856/g1875/g942/g1855/g1872/g1859/g3/g2016/g3404 /g886/g484/g887/g884 /g942 /g886/g890/g890/g484/g889/g886 /g942 /g884/g889/g888 /g942 /g883 /g3404 /g888/g883/g882/g484/g884/g886 /g942 /g883/g882/g885/g3/g17/g3 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g3404 /g3/g888/g883/g882/g484/g884/g886/g3/g1863/g1840/g3 Verificare: /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g3/g3409/g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g3/g482 /g3/g3/g3/g3/g3/g3/g887/g888/g889/g484/g889/g885/g3/g1863/g1840/g3409/g888 /g883 /g882 /g484 /g884 /g886 /g3/g1863/g1840 E 7.3.3. Calculul la încovoiere pentru NEd = 6500 kN, MEd = 1000 kNm Verificarea forței axiale NEd < Nlim 6500 < 7151.5 kN /g2021/g3404/g1840/g1831/g1856/g1840/g1844/g1856/g882⁄ /g3404 /g888/g887/g882/g882/g512/g883/g884/g885/g885/g882/g484/g885/g884 /g3404 /g882/g484/g887/g884/g889 /g3 E 7.3.3.1. Determinarea MRd NEd > bw · h · f’cd / 2 atunci x > h / 2 Se presupune că axa neutră taie inima şi trece de tălpile verticale Se not ează distanţa din centrul secţiunii la axa neutră /g1840/g1831/g1856/g3404/g1854/g1875/g4666/g1860/g884⁄ /g3397/g1860/g1876/g4667/g1858’/g1855/g1856/g3397/g4666/g1827/g1871/g883/g3397/g885/g942/g1827/g1871/g884/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g3397/g3/g1854/g1858/g883/g942/g1872/g1858/g883/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3397/g3/g1872/g1875/g883/g4666/g1860/g1875/g883/g884⁄ /g3397/g1860/g1876/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g3397/g884/g942/g1854/g1858/g884/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3397/g1872/g1875/g884/g942/g1860/g1875/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g4666/g1827/g1871/g883/g3397/g1827/g1871/g884/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g3398/g1854/g1858/g883/g942/g1872/g1858/g883/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g3398/g3/g1872/g1875/g883/g4666/g1860/g1875/g883/g884⁄ /g3398/g1860/g1876/g4667/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3 /g1840/g1831/g1856/g3398/g1854/g1875/g942/g1860 /g884⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3/g3 /g3398/g1872/g1875/g884/g942/g1860/g1875/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g884/g942/g1854/g1858/g884/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g884/g942/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g3 /g3404/g3/g1854/g1875/g942/g1860/g1876/g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g884/g942/g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1876/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3 /g1860/g1876/g3404/g1840/g1831/g1856/g3398/g1854/g1875/g942/g1860 /g884⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3398/g3/g1872/g1875/g884/g942/g1860/g1875/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g884/g942/g1854/g1858/g884/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3398/g884/g942/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871 /g1854/g1875/g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g884/g942/g1872/g1875/g883/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g3 495 /g1860/g1876/g3404/g888/g887/g882/g882 /g942 /g883/g882/g885/g3398/g886 /g882 /g882/g942/g889 /g882 /g882 /g884⁄ /g942 /g883/g889 /g3398 /g883/g887 /g942 /g883/g888/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3398 /g884 /g942 /g883/g890/g882 /g942 /g884/g882 /g942 /g884/g884/g882 /g3398 /g884 /g942 /g891/g890/g883/g484/g889 /g942 /g885/g882/g882 /g886/g882/g882 /g942 /g883/g889 /g3397 /g884 /g942 /g883/g887 /g942 /g884/g884/g882 /g3404/g883 /g882 /g887 /g484 /g891/g1865/g1865/g3 /g1860/g1876/g3407/g1860/g1875/g883/g884⁄ /g3/g482 /g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g883/g882/g887/g484/g891/g1865/g1865/g3407 /g886/g888/g882/g512/g884 /g3404 /g884/g885/g882/g1865/g1865 /g1860/g1876/g3408/g1856/g1871/g884/g884⁄ /g3404 /g883/g882/g882/g1860/g1876/g3408/g1854/g1858/g884/g884⁄ /g3404/g891 /g882/g1865/g1865 /g1876/g3404/g1860 /g512 /g884/g3397/g1860/g1876/g3404/g886 /g887 /g887 /g484 /g891/g1865/g1865/g3 /g1839/g1844/g1856/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3 /g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3404/g1854/g1875/g942/g1860/g884/g890⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g3/g4672/g3533 /g1827/g1871/g1861/g942/g1856/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g4673/g3397/g1849/g1868/g1864/g481/g1853/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853/g3 /g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3404 /g891/g888/g883/g484/g885/g889 /g3397 /g888/g884/g890 /g3404 /g883/g887/g890/g891/g484/g885/g888/g3/g1863/g1840/g1865 /g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404/g1854/g1875/g942/g4666 /g884/g942/g1860/g1876/g4667/g884/g890⁄ /g942/g1858’/g1855/g1856/g3397/g3/g4672/g3533 /g1827/g1871/g1861/g942/g1856/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g4673 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876 /g3397/g1849/g1868/g1864/g481/g1853 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1853 /g1849/g1853/g481/g1868/g1864 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404/g1872/g1875/g883/g4666/g884/g942/g1860/g1876/g4667/g884/g886⁄ /g3397/g884/g942/g1872/g1858/g884/g3435/g1854/g1858/g884/g3439 /g884 /g886⁄ /g3397/g1860/g1875/g884/g942/g1872/g1875/g884 /g884/g512/g886 /g1849/g1853/g481/g1868/g1864 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404/g883 /g887/g942/g883 /g882 /g887 /g484 /g891/g884/g3397/g884/g942/g884 /g882/g942/g883 /g890 /g882/g884/g886⁄ /g3397 /g883/g888/g882 /g942 /g883/g887/g884/g886⁄ /g3404 /g887/g882/g883/g883/g891/g888/g484/g886/g3/g143/g143/g885/g3 /g4672/g3533 /g1827/g1871/g1861/g942/g1856/g1871/g1861/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g4673 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876 /g3404/g884/g942/g1827/g1871/g884/g942/g1858/g1877/g1856/g481/g1871/g942/g1856/g1871/g884/g3404 /g886 /g942 /g886/g891/g882/g484/g891 /g942 /g885/g882/g882 /g942 /g883/g882/g882 /g3404 /g887/g890/g484/g891/g882/g887 /g942 /g883/g882/g888/g1840/g1865/g1865/g3 /g1839/g1844/g1856/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g883/g887/g890/g891/g484/g885/g888 /g3398 /g884/g882/g889/g484/g884/g891 /g3404 /g883/g885/g890/g884/g484/g882/g889/g3/g141/g17/g143/g3 /g1839/g1844/g1856/g1853/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g481/g1853/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856/g481/g1853 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g888/g884/g890/g484/g882/g882 /g3398 /g883/g883/g882/g484/g884/g888 /g3404 /g887/g883/g889/g484/g889/g885/g3/g141/g17/g143/g3 /g1839/g1844/g1856/g1855/g3404/g1839/g1844/g1856/g1865/g1853/g1876/g481/g1855/g3398/g1986/g1839/g1844/g1856/g481/g1855 /g1860/g1876/g3398/g1860/g1876/g3404 /g3/g891/g888/g883/g484/g885/g888 /g3398 /g891/g889/g484/g882/g885 /g3404 /g890/g888/g886/g484/g885/g886/g141/g17/g143 /g1839/g1831/g1856/g3409/g882 /g484 /g891/g942/g1839/g1844/g1856/g883/g882/g882/g882/g3/g1863/g1840/g1865/g3409 /g882/g484/g891 /g942 /g883/g885/g890/g884/g484/g882/g889 /g3404 /g883/g884/g886/g885/g484/g890/g888/g3/g1863/g1840/g1865 E 7.3.3.2 Calculul la forță tăietoare VEd = 650 kN Împărţirea forței tăietoare de proiectare între componente: /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g3404/g1848/g1831/g1856/g942/g1839/g1844/g1856/g481/g1855/g512/g1839/g1844/g1856/g3404 /g888/g887/g882 /g942 /g890/g888/g886/g484/g885/g886/g512/g883/g885/g890/g884/g484/g882/g889 /g3404 /g886/g882/g888/g484/g887/g883/g141/g17/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1853/g3404/g3/g1848/g1831/g1856/g942/g1839/g1844/g1856/g481/g1853/g1839/g1844/g1856⁄ /g3404 /g888/g887/g882 /g942 /g887/g883/g889/g484/g889/g885/g512/g883/g885/g890/g884/g484/g882/g889 /g3404 /g884/g886/g885/g484/g886/g891/g3/g141/g17/g3 496 For/g1802ele t/g259ietoare cap abile /g250i verificarea la for/g1802a t/g259ietoare a. Arm/g259tura rigid/g259 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1853/g3404/g1827/g1874/g481/g1853/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g512/g958/g885/g3/g3404 /g3435 /g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1875/g883/g3397/g884/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1854/g1858/g884/g3439/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g512/g958/g885 /g3404/g4666 /g883 /g887/g942/g886/g888 /g882/g3397/g884/g942/g884 /g882/g942/g883 /g890 /g882 /g4667/g942/g884 /g884 /g882 /g512/g958/g885/g3404 /g883/g889/g891/g882/g484/g891/g886/g942 /g883/g882/g885/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856 /g481/g1853/g3/g3409 /g3 /g882 /g484 /g887/g1848/g1844/g1856 /g481/g1853 /g884/g886/g885/g484/g886/g891/g1863/g1840 /g3409 /g882/g484/g887 /g942 /g883/g889/g891/g882/g484/g891/g886 /g3404 /g890/g891/g887/g484/g886/g889/g1863/g1840 b. Beton armat Se aleg 2 etrieri /g30112/100 - S345 /g1827/g1871/g1875/g1871/g932/g3404/g886/g942/g883 /g883 /g885 /g484 /g883 /g883 /g882 /g882/g932/g3404/g886/g484 /g887 /g884 /g1865 /g1865 /g1878 /g3404 /g3/g1856/g3/g514 /g3/g1876/g512/g884/g3 /g3404 /g3/g889/g882/g882 /g3398 /g887/g882 /g3398 /g886/g887/g887/g484/g891/g512/g884 /g3404 /g886/g884/g884/g484/g882/g887/g143/g143 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3/g3404/g3/g2009/g1855/g1875/g942/g1854/g1875/g942/g1878/g942/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g512/g4666 /g1855/g1872/g1859 /g2016 /g3397 /g1872/g1859 /g2016/g4667 /g3404 /g2009/g1855/g1875/g942/g1854/g1875/g942/g1878/g942/g2029/g942/g1858/g1855/g1856/g942 /g149/g139/g144 /g884/g2016 /g884/g3 /g2009/g1855/g1875/g3404/g884 /g484 /g887 /g4666 /g883/g3398/g2026/g1855/g1868/g1858/g1855/g1856/g932/g4667/g3 /g2026/g1855/g1868/g3404/g1840/g1831/g1856/g512/g4666/g1827/g1855/g3/g3397 /g1866 /g942 /g1827/g1853/g3397/g1866/g942/g1827/g1871/g4667/g3 /g1866/g3 /g3404 /g3 /g1831/g1853/g512/g1831/g1855/g1865/g3404 /g884/g882/g882/g882/g882/g882/g3/g512/g885/g885/g882/g882/g882 /g3404 /g888/g484/g882/g888/g3 /g2026/g1855/g1868/g3404 /g888/g484/g887 /g942 /g883/g882/g888/g512/g4666/g886/g882/g882 /g942 /g889/g882/g882 /g3397 /g888/g484/g882/g888 /g942 /g884/g885/g889/g882/g882 /g3397 /g888/g484/g882/g888 /g942 /g889/g890/g887/g886/g4667 /g3404 /g883/g885/g484/g889/g891/g17/g512/g143/g143/g884 /g3408/g882 /g484 /g887/g942/g136/g133/g134/g3404/g882 /g484 /g887/g942/g884 /g882/g3404/g883 /g882 /g17 /g512 /g143 /g143/g884 /g2009/g1855/g1875/g3404 /g884/g484/g887/g4666/g883 /g3398 /g883/g885/g484/g889/g891/g512/g884/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g889/g889/g882 /g2029 /g3404 /g882/g484/g888/g4666/g883 /g3398 /g1858/g1855/g1863/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g888/g4666/g883 /g3398 /g885/g882/g512/g884/g887/g882/g4667 /g3404 /g882/g484/g887/g884/g890/g3 /g2016/g3 /g3404 /g886/g887°/g3 /g1848/g1844/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3404 /g882/g484/g889/g889/g882 /g942 /g886/g882/g882 /g942 /g886/g884/g884/g484/g882/g887 /g942 /g882/g484/g887/g884/g890 /g942 /g884/g882/g512/g884 /g3404 /g888/g890/g888/g484/g885/g887/g886 /g942 /g883/g882/g885/g1840 /g3404 /g888/g890/g888/g484/g885/g887/g1863/g1840/g3 /g1848/g1831/g1856/g481/g1855/g481/g1865/g1853 /g1876/g3407/g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g481/g1865/g1853/g1876/g3 /g886/g882/g888/g484/g887/g883/g1863/g1840 /g3407 /g888/g890/g888/g484/g886/g1863/g1840/g3 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404/g1827/g1871/g1875/g1871/g932/g942/g1878/g942/g1858/g1877/g1856/g1875/g942 /g1855/g1872/g1859/g3/g2016 /g3404 /g886/g484/g887/g884 /g942 /g886/g887/g887/g484/g890/g891 /g942 /g884/g889/g888 /g942 /g883 /g3404 /g887/g888/g890/g889/g885/g883/g17/g3 /g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g3404 /g3/g887/g888/g890/g484/g889/g3/g1863/g1840 Verificare: /g1848/g1831/g1856 /g481/g1855/g3/g3409/g3/g1848/g1844/g1856 /g481/g1855/g482 /g3/g3/g886/g882/g888/g484/g887/g883/g3/g1863/g1840 /g3409 /g887/g888/g890/g484/g889 /g1863/g1840 497 Vc1,Ed,c = 567.7 kN Vc1,Ed,a = 365.3 kN 498 E 7.4. Calculul nodului de cadru E 7.4.1. Calculul for/g1802elor din nod: /g1848/g1862/g481/g1831/g1856 /g3404/g3 /g1848/g1862/g481/g1831/g1856/g481/g1855 /g3/g3397 /g1848/g1862/g481/g1831/g1856/g481/g1853 /g3 /g1848/g1862/g481/g1831/g1856/g481/g1855 /g3404/g2011/g1844/g1856/g883/g1839/g1854/g883/g481/g1844/g1856/g481/g1855 /g3397/g3/g1839/g1854/g884/g481/g1844/g1856/g481/g1855/g883/g512/g1860/g1854/g481/g1871/g514/g1848/g1855/g883/g481/g1831/g1856/g481/g1855 /g3404/g2011/g1844/g1856/g883/g1827/g1871/g883/g3397 /g1827/g1871/g884/g883/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871 /g3398/g1848/g1855/g883/g481/g1831/g1856/g481/g1855 /g3 /g1848/g1862/g481/g1831/g1856/g481/g1853 /g3404/g3/g2011/g1844/g1856/g883/g1839/g1854/g883/g481/g1844/g1856/g481/g1853 /g3397/g1839/g1854/g884/g481/g1844/g1856/g481/g1853/g883/g512/g1860/g1854/g1858 /g481/g1853/g514/g1848/g1855/g883/g481/g1831/g1856/g481/g1853 În care : Mb1,Rd,c, Mb2,Rd,c, Mb1,Rd,a, Mb2,Rd,a sunt momentele de proiectare capabile ale celor 2 grinzi : dreapta moment negativ /g250i stânga moment pozitiv pentru cele dou/g259 componente: beton armat /g250i arm/g259tura rigid/g259 Valorile acestor momente sunt : /g1839/g1854/g883/g481/g1844/g1856/g481/g1855 /g3404 /g885/g890/g888/g3/g1863/g1840/g1865/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g1839/g1854/g884/g481/g1844/g1856 /g481/g1855 /g3404/g883 /g889/g890 /g1863/g1840/g1865 /g1839/g1854/g883/g481/g1844/g1856/g481/g1853 /g3404/g883 /g882/g885/g3/g1863/g1840/g1865/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g3/g1839/g1854/g884/g481/g1844/g1856/g481/g1853 /g3404/g884/g889/g882/g1863/g1840/g1865 db,s, dbf,a distan/g288a între arm/g259turi /g250i distan/g288a între centrele t/g259lpilor arm/g259turii rigide a grinzilor db,s = 500 mm h bf,a = 380 mm Vc1,Ed,c , Vc1,Ed,a for/g1802ele t/g259ietoare de proiectare ale stâlpului în sec/g1802iunea de deasupra nodului pentru cele dou/g259 componente. Valorile acestor for/g288e t/g259ietoare sunt: E 7.4.2. Verificarea nodului /g1848/g1862/g481 /g1831 /g1856/g481 /g1855/g3/g3404 /g883 /g484 /g884/g4666/g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g3397 /g883/g884/g887/g888/g4667/g942 /g885/g882/g882 /g3398 /g887/g888/g889/g889/g882/g882 /g3404 /g887/g891/g883/g484/g885/g887/g888 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3404/g887 /g891 /g883 /g484 /g886/g1863 /g1840 /g3 /g1848/g1862/g481 /g1831 /g1856/g481 /g1853/g3404 /g883/g484/g884/g4666/g886/g882/g885 /g3397 /g884/g889/g882/g4667/g512/g882/g484/g885/g890/g882 /g3398 /g885/g888/g887/g484/g885 /g3404 /g883/g889/g888/g882/g1863/g1840 E 7.4.2.1. Verificarea betonului din nod /g1848/g1862/g481 /g1844 /g1856/g481 /g1855/g3404/g882 /g484 /g883 /g884/g942/g1854/g1862/g942/g1860/g1862/g942/g1858/g1855/g1865/g3 /g1848/g1862/g481 /g1844 /g1856/g481 /g1855/g3404/g882 /g484 /g883 /g884/g942/g886/g882 /g882/g942/g888 /g882 /g882/g942/g885 /g890/g34041094400N /g1848/g1862/g481 /g1831 /g1856/g481 /g1855/g3407/g1848/g1862/g481 /g1844 /g1856/g481 /g1855/g3 /g887/g891/g883/g484/g886/g3/g1863/g1840 /g3407 /g883/g882/g891/g886/g484/g886/g1863/g1840/g3 Verificarea arm /g259turii orizontale totale din nod 2 etrieri /g30112/100 – S345 /g1827/g1862/g481/g1871/g1860/g942/g1858/g1877/g1856/g1875/g3408/g882 /g484 /g890/g4666/g1827/g1871/g883/g3397/g1827/g1871/g884/g4667/g1858/g1877/g1856 /g481/g1871/g4666/g883 /g3398 /g882/g484/g890 /g942 /g2021/g1856/g4667 /g1827/g1862/g481 /g1871 /g1860/g3404 /g883/g883/g885 /g942 /g886/g942 /g888/g882/g882 /g883/g882/g882/g932/g3404 /g884/g889/g883/g884/g3/g1865/g1865/g884/g3 /g884/g889/g883/g884 /g942 /g884/g889/g888 /g3408 /g882/g484/g890/g4666/g883/g891/g888/g885/g484/g888 /g3397 /g883/g884/g887/g888/g4667 /g942 /g885/g882/g882/g4666/g883 /g3398 /g882/g484/g890 /g942 /g882/g484/g882/g890/g883/g883/g4667 499 /g889/g886/g890/g484/g887/g883/g884/g3/g1863/g1840 /g3408 /g889/g884/g884/g484/g887/g889/g882/g3/g1863/g1840 E 7.4.2.2. Verificarea arm/g259turii rigide din nod /g1848/g1862 /g481/g1844/g1856/g481/g1853/g3404/g882 /g484 /g888/g942/g1858/g1877/g1856 /g481/g1853/g942/g1827/g1862/g481 /g1874 /g481 /g1853/g4678/g883 /g3397 /g885/g942/g1854/g1858/g883/g942/g1872/g1858/g883 /g884 /g1860/g1871/g481/g1853/g942/g1860/g1854/g481 /g1853/g942/g1872/g1862/g481 /g1853 /g4679 hs,a, hb,a, tj,a sunt în/g259l/g288imea arm/g259turii rigide a stâlpului, a grinzii /g250i grosimea panoului de nod. /g1827/g1862/g481 /g1874 /g481 /g1853/g3404/g3435 /g1872/g1875/g883/g942/g1860/g1875/g883/g3397/g884/g942/g1872/g1858/g884/g942/g1854/g1858/g884/g3439 /g3404 /g883/g887 /g942 /g886/g888/g882 /g3397 /g884 /g942 /g884/g882 /g942 /g883/g890/g882 /g3404 /g883/g886/g883/g882/g882 /g1865/g1865/g3 /g1848/g1862/g481 /g1844 /g1856/g481 /g1853/g3404 /g882/g484/g888 /g942 /g884/g884/g882 /g942 /g883/g886/g883/g882/g882/g4666/g883 /g3397 /g885 /g942 /g883/g890/g882 /g942 /g884/g882/g884/g512/g4666/g887/g882/g882 /g942 /g886/g882/g882 /g942 /g883/g887/g4667/g4667 /g3404 /g884/g882/g884/g890/g484/g889/g882/g890 /g942 /g883/g882/g885/g1840/g3 /g1848/g1862/g481 /g1831 /g1856/g481 /g1853/g3407/g1848/g1862/g481 /g1844 /g1856/g481 /g1853/g3 1760 kN < 2028.71 kN 500 /g120 În/g259l/g288im e P+2E /g120 Pere/g288i exteriori t = 37.5 cm (axa/g288i 25 cm/exterior /g250i 12.5 cm/interior) /g120 Pere/g288i interiori t = 25 cm (axa/g288i) /g120 Dimensiunile cl/g259dirii în plan 16.70 × 10.70 m /g120 Aria cl/g259dirii în plan (pe nivel) Apl = 16.70 × 10.70 = 178.7 m2 /g120 Sistem structural fagure /g120 În/g259l/g288imea etajului het = 2.80 m Htot= 3 × 2.80 = 8.40 m /g120 Am plasament: - Zona seismic/g259 ag = 0.10 g Sistem ul structural Zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) este acceptat conform tabelului 8.8 din Cod Figura E 8.1.1 E 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g287IILOR DE ZID/g258RIE E 8.1. Cl/g259dire de locuit cu pere/g1802i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente ceramice E 8.1.1. Descriere general/g259 501 E 8.1.2. Calculul greut/g259/g1802ii proprii E 8.1.2.1 Calculul greut/g259/g288ii etajulu i - Aria plan/g250eelor Apl = 4 × 4.85 × (3.65 + 3.95) = 147.44 m2 - Aria zid/g259riei în plan Azid = 178.7 - 147.44 = 31.26 m2 E 8.1.2.2. Calculul ariei z id/g259riei în eleva/g288ie (pe în/g259l/g288imea unui nivel) /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 37.5 cm - Ax A /g250i ax C /g314 2 ×(16.70 × 2.80 - 2 × 1.50 × 1.50 - 2 × 1.50 × 1.80) = 73.72 m2 - Ax 1 /g250i ax 5 /g314 2 × [(10.70 - 1.00) × 2.80 - 1.0 × 2.10) = 50.12 m2 Total = 123.84m 2 /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 25 cm - Ax B /g314 (16.70× 2.80 - 2 × 1.00 × 2.10 =42.56 m2 - Ax 2 /g250i ax 4 /g314 2 × [ (10.7 - 1.00) × 2.80 - 2 × 1.00× 2.10] =45.92 m2 - Ax 3 /g314 ( 10.70 - 1.00) × 2.80 =27.16 m2 Total =115.64 m 2 E 8.1.2.3. Calculul greut/g259/g288ii zid/g259riei pe nivel /g120 Elemente pline din argil/g259 ars/g259 /g120 Greutatea pe 1 m2 perete tencuit - Perete t = 37.5 cm /g314 gzid = 0.375 × 1800 + 80.0 = 755 kg/m2 - Perete t = 25.0 cm /g314 gzid = 0.25 × 1800 + 80.0 = 530 kg/m2 Tabelul E 8.1.1 Grosime t = 37.5 cm Grosi me t = 25 cm Total greutate Azid gzid Gzid Azid gzid Gzid /g54Gzid /g54Gzid/Aetaj m2 t/m 2 tone m 2 t/m 2 tone tone tone/m 2 123.84 0.755 93.5 115.64 0.530 61.3 154.8 0.866 E 8.1.2.4. Calculul greut/g259/g288ii plan/g250eului /g120 Greutatea plan/g250eului în gruparea seismic/g259 (pe 1.0 m 2) - placa de beton armat 13 cm grosime 325 daN/m2 - tencuiala la intrados 40 daN/m2 - pardoseala (inclusiv /g250apa) 120 daN.m2 - pere/g288i desp/g259r/g288itori u/g250ori 120 daN/m2 - înc/g259rcare util/g259 (locuin/g288/g259) 0.3 x 150 daN/m2 45 daN/m2 650 daN/m2 /g120 Greutatea plan/g250eului 147.44 x 650 = 95300 daN /g314 95.3 tone 502 Tabelul E 8.1.2 /g54Gzid Gpl Gtot,et Gtot,et/Aetaj tone tone tone tone/m 2 154.8 95.3 250.0 1.400 E 8.1.2.6. Calculul maselor de etaj supuse ac/g288iunii seismice Întreaga mas/g259 a etajului (zid/g259rie + plan/g250eu) este considerat/g259 concentrat/g259 la nivelul plan/g250eului . /g120 Masa etajului g GM et tot i ,/g32 /g120 Masa total/g259 a cl/g259dirii g G nM et tot niv,/g32 Pentru construc/g288ia proiectat/g259 cu nniv = 3, greutatea total/g259 supus/g259 ac/g288iunii seismice are valoarea Gtot = 250.0 × 3 = 750.0 tone. E 8.1.3. Calculul for/g1802ei seismice statice echivalente /g120 Ordonata maxim/g259 a spectrului elastic /g5330 = 2.50 /g120 Factorul de reducere pentru nniv > 2 /g540 = 0.85 /g120 Factorul de reducere pentru frac/g288iunea de 8% din amortizarea critic/g259 /g536 = 0.88 /g120 Factorul de importan/g288/g259 /g534Ie = 1.0 /g120 Factorul de suprarezisten/g288/g259 /g302u//g3021 = 1.10 (pentru lege /g304u >> /g3041 comunicat/g259 de produc/g259tor) /g120 Factorul de comportare q = 1.75 × 1.10 = 1.925 (tabelul 8.10 din Cod) /g120 Coeficientul seismic global /g1855/g3404/g2011/g3010/g3032 /g2010/g2868/g3400/g2019/g3400/g2015 /g1869/g3400/g1853/g3034 /g1859/g3404/g883 /g484 /g882/g3400/g884/g484/g887/g882 /g3400 /g882/g484/g890/g887 /g3400 /g882/g484/g890/g890 /g883/g484/g891/g884/g887/g3400 /g882/g484/g883/g882 /g3404 /g882/g484/g882/g891/g889 /g120 For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Fb = c × Gtot = 0.097 × 750 = 72.8 tone E 8.1.2.5. Greutatea total/g259 a nivelului Cu valorile de mai sus greutatea cl/g259dirii pentru calculul în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 este dat/g259 în Tabelul E 8.1.2 (valori rotunjite). 503 E 8.1.4. Stabilirea mod elelor plane pentru calcul seismic E 8.1.4.1. Verificarea condi/g288iilor de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie Cl/g259direa are sim etrie geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan în raport cu ambele axe principale /g250i îndepline/g250te condi/g288iile de regularitate /g250i în eleva/g288ie. Poate fi utilizat calculul cu for/g288e seismice statice echivalente folosind dou/g259 modele plane; cl/g259direa se încadreaz/g259 în tipul 1 din tabelul 5.1 din Codul CR 6. Cele dou/g259 modele plane sunt ar/g259tate în Figura E 8.1.2. Transversal (axa "y") Longitudinal (axa "x") Figur a E 8.1.2. Modele plane pentru calculul structurii E 8.1.4.2. Verificarea densit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali Transversal - Ax 1 /g250i ax 5 /g314 2 × (10.70 - 1.00) × 0.375 = 7.275 m2 - Ax 2 /g250i ax 4 /g314 2 × (10.70 - 2 ×1.00 ) × 0.25 = 4.350 m2 - Ax 3 /g314 10.70 × 0.25 = 2.675 m2 Total Azid = 14.30 m2 /g314 p = 8.00% Longitudinal - Ax A /g250i ax C /g314 2 × (16.70 - 2 × 1.50 - 2 × 1.80) × 0.375 = 7.575 m2 - Ax B /g314 (16.70 - 2 × 1.00) × 0.25 = 3.675 m2 504 - Ax 1/g250i ax 5 lgol = 1.00 m lplin = 9.70 m /g314 /g545 = 0.10 < 1.50 - Ax 2 /g250i ax 4 lgol = 2.00 m lplin = 8.70 m /g314 /g545 = 0.23 < 0.55 Longitudinal - Ax A /g250i ax C lgol = 6.60 m lplin = 10.1m /g314 /g545 = 0.65 < 1.00 - Ax B lgol = 2.00 m lplin = 14.7m /g314 /g545 = 0.14 < 0.55 Condi/g288iile din Codul P 100-1, tab. 8.11 sunt satisf/g259cute. E 8.1.5. Distribu/g1802ie for/g1802ei t/g259 ietoare de baz/g259 între pere/g1802ii structurali E 8.1.5.1. Metoda consolelor legate la ultimul nivel Metoda consolelor legate la ultimul nivel distribuie for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali folosind criteriul egalit/g259/g288ii deplas/g259rilor laterale totale (din transla/g288ie /g250i din r/g259sucirea de ansamblu) ale tuturor pere/g288ilor, la vârful construc/g288iei. Metoda este simpl/g259 /g250i poate fi aplicat/g259 manual dar, în anumite configura/g288ii structurale, rezultatele sale au un grad relativ ridicat de aproximare în raport cu alte metode mai exacte (a/g250a cum se va vedea în exemplul nr.2). E 8.1.5.1.1. Rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali /g250i factorii de distribu/g288ie Deoarece to/g288i pere/g288ii structurali sunt executa/g288i din acela/g250i material s-a folosit, pentru simplificare, expresia rigidit/g259/g288ii geometrice (în formule s-au omis valorile modulelor de elasticitate E z /g250i Gz . În ipoteza consolelor independente rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali s- a calculat cu formula /g1844/g3036/g3404 /g3047 /g3090/g4666/g2871/g2878/g2872/g3090/g3118/g4667 (E 8.1.1) considerând fiecare elem ent ca o consol/g259 cu în/g259l/g288imea Htot = 3 × 2.80 = 8.40 m. Factorii de distribu/g288ie s-au calculat, pentru ambele direc/g288ii, cu rela/g288ia /g166 /g32 i i i , V R R/g85 (E 8.1.2) For/g288ele t/g259ietoare aferente fiec/g259rui perete s-au calculat apoi cu rela/g288iile /g1832/g2869/g3021/g3404/g2025/g3023/g481/g3036/g3021/g3400/g1832/g3029 /g250i /g1832/g2869/g3013/g3404/g2025/g3023/g481/g3036/g3013/g3400/g1832/g3029 Total Azid = 11.25 m2 /g314 p = 6.30 % Condi/g288ia din tabelul 8.8 din Cod este satisf/g259cut/g259. E 8.1.4.3. Verificarea raportului între ariilor golurilor /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie Se verific/g259 pentru fiecare perete raportul /g545 între lungimea golurilor /g250i lungime plinurilor de zid/g259rie conform tabelului 8.11 din Cod Transversal 505 Pere/g288i transversali Tabelul E 8.1.3a Elem lw (m) t (m) /g2019 /g3404/g1834 /g1864/g3050 Aria (m2) RiT (m) nelem neRiT (m) /g545V,iT FiT (to) T1 5.850 0.375 1.436 2.194 0.0232 2 0.0464 0.1668 12.14 T2 3.850 0.375 2.182 1.444 0.0078 2 0.0156 0.0561 4.08 T3 3.725 0.250 2.255 0.931 0.0047 4 0.0188 0.0338 2.46 T4 10.700 0.250 0.785 2.675 0.0583 1 0.0583 0.4191 30.51 RT = /g520 neRiT = 0.1391 m Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.1.3b Elem lw (m) t (m) /g2019/g3404/g1834 /g1864/g3050 Aria (m2) RiL (m) nelem neRiL (m) /g545V,iL FiL (to) L1 1.450 0.375 5.793 0.544 0.0005 4 0.0020 0.0076 0.55 L2 2.400 0.375 3.500 0.900 0.0021 6 0.0126 0.0321 2.34 L3 2.525 0.250 3.327 0.631 0.0016 2 0.0032 0.0244 1.78 L4 9.650 0.250 0.870 2.413 0.0477 1 0.0477 0.7282 53.0 RL = /g520 neRiL = 0.0655 m E 8.1.5.1.2. Calculul pozi/g288iei centrului de rigiditate Deoarece structura este simetric/g259 în plan fa/g288/g259 de ambele axe principale, centrul de greutate se afl/g259 în centrul geometric al plan/g250eului. Fa/g288/g259 de sistemul de axe din Figura E 8.1.1. coordonatele centrului de rigiditate sunt /g120 xR = 8.35 m /g120 yR = 5.35 m E 8.1.5.1.3. Calculul momentului de iner/g288ie de torsiune Momentul de iner/g288ie de torsiune s-a calculat cu rela/g288ia /g1836/g3404/g963/g4670/g1844/g3036/g3021/g4666/g1876/g3004/g3019/g3398/g1876/g3036/g4667/g2870/g3397/g1844/g3036/g3013/g4666/g1877/g3004/g3019/g3398/g1877/g3036/g4667/g2870/g4671 (E 8.1.3) Calculul este dezvoltat în Tabelul E 8.1.4. Tabelul E 8.1.4 |x CR-xi| |x CR-xi|2 n e R iT |xCR-xi|2 × ne× Rit |y CR-yi| |v CR-yi|2 ne RiL |yCR-yi|2 × ne× Rit T1 8.1625 66.626 2 0.0232 3.0914 L1 5.1625 26.651 4 0.0005 0.0533 T2 8.1625 66.626 2 0.0078 1.0394 L2 5.1625 26.651 6 0.0021 0.3358 T3 4.20 17.640 4 0.0047 0.3316 L3 0.00 0.00 2 0.0016 0.00 T4 0.00 0.00 0.00 0.0583 0.00 L4 0.00 0.00 1 0.0477 0.00 /g520 4.4624 /g520 0.3891 J = 4.4624 + 0.3891 = 4.8515 m3 506 /g120 Excentricitatea structural/g259 Deoarece centrul de rigiditate coincide cu centrul de greutate al plan/g250eului excentricitatea structural/g259 este nul/g259 pentru ambele direc/g288ii e 0x = e0y = 0.00 m /g120 Excentricitatea accidental/g259 (torsiunea acidental/g259) S-a calculat cu rela/g288ia (4.1) din Cod e0x = ± 0.05 × 16.70 = ± 0.835 m e 0y = ± 0.05 × 10.70 = ± 0.535 m /g120 Excentricitatea total/g259 Este egal/g259 cu excentricitatea accidental/g259 /g120 Momentele de torsiune de ansamblu Pentru ac/g288iunea seismic/g259 paralel/g259 cu axa "y" Mtx = ± 0.835 Fb Pentru ac/g288iunea seismic/g259 paralel/g259 cu axa "x" Mty = ± 0.535 Fb Valorile excentricit/g259/g288ilor /g250i momentelor de r/g259sucire sunt date în Tabelul E 8.1.5 Tabelul E 8.1.5 Fb ea Mt (tone) (m) (tm) 72.8 ± 0.835 ± 60.8 ± 0.535 ± 38.9 E 8.1.5.1.4.2. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare Valorile componentelor din mi/g250carea de transla/g288ie (FiT) sunt propor/g288ionale cu factorii /g545. Valorile componentelor din torsiunea de ansamblul se calculeaz/g259 cu rela/g288ia /g91/g39 /g117 /g117 /g16 /g32) T ( R ) x x ( Fi i CRiT (E 8.1.4.a) unde R t KJ M/g32/g91 (E 8.1.4.b) E 8.1.5.1.4. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali E 8.1.5.1.4.1. Calculul excentricit/g259/g288ii structurale /g250i al excentricit/g259/g288ii accidentale Aceste excentricit/g259/g288i determin/g259 momentul de r/g259sucire de ansamblu a structurii /g250i în consecin/g288/g259 valorile componentelor respective ale deplas/g259rilor laterale 507 Transversal /g588/g3404 /g2897/g3178 /g2895/g2894/g3150 /g3404 /g2874/g2868/g484/g2876 /g2872/g484/g2876/g2873/g2869/g2873/g3404 /g883/g884/g484/g887/g885t/m2 Tabelul E 8.1.6a Elem n e /g545 FlT RiT |xCR-xi| R iT|xCR-xi| /g168Fit F iT(tot) Spor torsiune tone m m m 2 tone tone T1 2 0.1588 12.14 0.0232 8.1625 0.1894 2.37 14.51 +1 2% T2 2 0.0501 4.08 0.0078 8.1625 0.0637 0.80 4.88 +1 2% T3 4 0.0300 2.46 0.0047 4.200 0.0197 0.25 2.71 +1 0% T4 1 0.4621 30.51 0.0583 0.00 0.00 0.00 30.51 --- Observa/g288ie : De/g250i lungimea tronsonului este mic/g259 /g250i nu exist/g259 excentricitate structural/g259, contribu/g288ia momentului de r/g259sucire produs de excentricitatea accidental/g259 la sporirea valorii totale a for/g288ei t/g259ietoare de proiectare este relativ important/g259 pentru unii pere/g288i (+12%) . Longitudinal Nu exist/g259 excentricitate structural/g259, momentul de r/g259sucire este mic, iar pere/g288ii L1 /g250i L2 sunt la distan/g288e mici fa/g288/g259 de centrul de rigiditate. Se poate neglija efectul momentului de r/g259sucire pentru ac/g288iunea seismic/g259 paralel/g259 cu axa "x" (pentru pere/g288ii longitudinali). Valoarea total/g259 a for/g288ei t/g259ietoare de proiectare este cea care rezult/g259 din aplicarea coeficien/g288ilor /g545 (egalitatea deplas/g259rilor de transla/g288ie). Tabelul E 8.1.6b Elem n e /g545 Vi,L FlL tone L1 4 0.0076 0.55 L2 6 0.0321 2.34 L3 2 0.0244 1.78 L4 1 0.7282 53.0 Mom entul de r/g259sturnare la baz/g259 (ME,b) se calculeaz/g259 cu rela/g288ia /g1839/g3006/g481/g3029/g3404/g963/g1832/g3036/g1878/g3036 /g2871 /g2869 (E 8.1.5) unde for/g288ele seism ice de nivel Fi care ac/g288ioneaz/g259 la plan/g250eul de la cota zi se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (4.5) din Cod. Înlocu ind valorile Fi în func/g288ie de Fb /g250i zi în func/g288ie de Htot rezult/g259 formula /g1839/g3006/g481/g3029/g3404 /g2875 /g2877/g1832/g3029/g3400/g1834/g3047/g3042/g3047/g3404 /g888/g484/g887/g885/g1832/g3029 (E 8.1.6) în care în/g259l/g288imea total/g259 a cl/g259dirii este Htot = 3 × 2.80 = 8.40 m A rezultat valoarea MEb = 6.53 × 72.8 = 475.6 tm E 8.1.6. Înc/g259rc/g259ri verticale pe pere/g1802ii structurali E 8.1.6.1. Înc/g259rc/g259ri din plan/g250eu ( greutatea proprie /g250i înc/g259rcarea de exploatare) Se calculeaz/g259 ca for/g288e uniform distribuite pe perete corespunz/g259toare ariilor aferente de plan/g250eu. I. S-au determinat reac/g288iunile plan/g250eelor pe fiecare linie de pere/g288i (p1 /g250i p2) cu rela/g288iile 508 4 l qp 1 tot 1 /g32 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 2 1 1 2 l l2 p p (E 8.1.6’) unde s-au notat l1 /g250i l2 latura scurt/g259 /g250i respectiv latura lung/g259 a pl/g259cii respective. II. Pentru fiecare zon/g259 de pere/g288i (E1÷E5 din figura E 8.1.3) s-a calculat for/g288a axial/g259 dat/g259 de plan/g250eu prin în mul/g288irea reac/g288iunii pe unitatea de lungime (p1/p2) cu lungim ea zonei aferente (care include câte 1/2 din l /g259/g288imea fiec/g259rui gol adiacent plinului de zid/g259rie). Tabelul E 8.1.7 Ax Perete qpl (tone/m) Ax Perete qpl (tone) Ax 1&5 1A-1B 0.74 Ax A A1-A2 A4-A5 0.59 1B-1C 0.74 A2-A3 A3-A4 0.64 Ax2&$ 2A-2B 1.50 Ax B B1-B2 B4-B5 1.19 2B-2C 1.50 B2-B3 B3-B4 128 Ax3 3A-3B 1. 52 Ax C Idem ax A 3B-3C 1.52 Figura E 8.1.3 Grupuri de pere/g288i care conlucreaz/g259 E 8.1.6.2. Înc/g259rc/g259ri totale /g250i eforturi unitare de compresiune pe grupuri de pere/g288i Tabelul E 8.1.8 Grup Azid Gzid/g259rie Gplan/g250ee Gtotal G parter /g860 Parter m2 tone tone tone tone N/mm 2 E1 3.13 19.01 8.60 27.61 82.8 0.265 E2 1.85 11.45 4.10 15.55 46.7 0.252 E3 1.74 11.68 7.40 19.08 57.2 0.329 E4&E5 7.14 44.56 41.6 86.16 258.5 0.362 509 /g120 /g1876/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2868/g484/g2876/g2873/g3033/g3279/g3047/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887 /g3097/g3279 /g3033/g3279 /g1864/g3050/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g1864/g3050 (6.19a) din CR 6 /g120 /g1839/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2870/g4666/g1864/g3050/g3398/g1876/g3019/g3031/g4667/g3404 /g3015/g3254/g3279/g3039/g3298 /g2870/g4666/g883/g484/g882 /g3398 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g4667 (6.20a) din CR 6 Materialele au fost alese pentru a satisface cerin/g288ele minime din tabelul 8.2 din Cod - rezisten/g288a la compresiune a zid/g259riei trebuie s/g259 fie cel pu/g288in fk = 2.5 N/mm 2 (tabelul 8.2); - din tabelul 4.2a din Codul CR 6 rezult/g259 c/g259 se pot alege elem ente cu f b = 5.0 N/ mm2 /g250i mortar M7.5 (pentru care fk = 2.50 N/mm 2): pentru mo rtarul M7.5 avem fvk0= 0.250 N/mm 2 astfel încât este satisf /g259cut/g259 /g250i cerin/g288a din tabelul 8.4 din Cod; - rezis ten/g288a de proiectare, cu coeficientul de siguran/g288/g259 pentru situa/g288ia de proiectare seismic/g259 /g534M = 1.90 este fd = 1.32 N/mm2 Calculul for/g288ei axiale (NEd) pe sec/g288iunea activ/g259 a peretelui: /g120 NEd = /g860EA (E 8.1.7) unde efortul unitar de com presiune se ia din Tabelul E 8.1.8 pentru grupul de pere/g288i c/g259ruia îi apar/g288ine. În Tabelele E 8.1.9a /g250i E 8.1.9b s-au calculat /g250i valorile for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 ced/g259rii prin compresiune excentric/g259 (VEdu) folosind rela/g288ia /g1848/g3006/g3031/g3048/g3404 /g3014/g3267/g3279 /g3014/g3254 /g1848/g3006/g3404 /g882/g484/g883/g887/g885/g1839/g3019/g3031 (E 8.1.8) unde s-a luat VE/ME = 1.0/6.53 = 0.153 m-1 (din rela/g288ia E 8.1.5) Transversal Tabelul E 8.1.9a Perete t l w A /g305 0E s d NEd x Rd/g321 lc VE/ME MRd V Edu m m m2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone T1 0.375 5.850 2.194 0.265 0.201 58.1 1.382 0.153 129.8 19.9 T2 0.375 3.850 1.444 0.252 0.191 36.4 0.864 54.3 8.3 T3 0.250 3.725 0.745 0.329 0.249 24.5 1.090 32.3 4.9 T4 0.250 10.700 2.675 0.362 0. 274 96.8 3.445 351.1 53.7 Longitudinal Tabelul E 8.1.9b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd V E/ME MRd V Edu m m m2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone Long1 0.375 1.450 0.544 0.265 0.201 14.4 0.342 0.153 8.0 1.2 Long2 0.375 2.400 0.900 0.252 0.191 22.7 0.539 21.1 3.2 Long3 0.250 2.525 0.631 0.329 0.249 20.8 0.739 18.6 2.8 Long4 0.250 9.650 2.412 0.362 0.274 87.3 3.107 285.6 43.7 510 E 8.1.7. Calculul momentelor încovoietoare capabile ale pere/g1802ilor E 8.1.7.1. Momente capabile pentru pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 - MRd (ZNA) Momentele capabile ale pere/g288ilor structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) s-au calculat cu rela/g288iile: /g120 /g1848/g3019/g3031/g481/g3039/g3404 /g2869 /g3082/g3262 /g1858/g3049/g3038/g2868/g1872/g1864/g3028/g3031/g3397/g882 /g484 /g886/g1840/g3006/g3031/g1568/g1858/g3049/g3031/g2868/g1872/g1864/g3028/g3031/g3397/g882 /g484 /g886/g1840/g3006/g3031 (6.29b) din CR 6 unde lungimea pe care aderen/g288a este activ/g259 (zona nefisurat/g259 la solicitarea seismic/g259 succesiv/g259 în ambele sensuri) s-a determinat cu formula /g1864/g3028/g3031/g3404/g4666/g884/g484/g885/g887/g1871/g3031/g3398/g883/g4667/g1864/g3050/g3/g3 (6.31a) din CR 6 unde lad /g149 0.0 pentru /g305d /g149 0.425fd = 0.425 × 1.32 = 0.561N/mm2 Pentru valorile lad /g148 0 (/g305d /g149 0.561N/mm2) rezisten/g288a la lunecare în rost orizontal este asigurat/g259 numai prin frecare (cu coeficient de frecare "de proiectare" μ = 0.4) /g250i s-a calculat cu rela/g288ia VRd,l (/g541) = 0.4 NEd Valoarea fvk0 s-au luat pentru mortar (G) - de re/g288et/g259, M7.5 /g314 fvk0 = 0.25 N/mm 2 (tabelul 4.5 din CR 6) prin urmare valoarea de proiectare este fvd0 = 0.25 /1.9 = 0.132 N/mm2 Transversal Tabelul E 8.1.10a Elem. Num/g259r elem. N Ed t l w s d lad VRd,l (/g541) Vad VRd,l (ZNA) tone m m --- m tone tone tone T1 2 58.1 0.375 5.850 0.201 0.00 23.2 0.00 23.2 T2 2 36.4 0.375 3.850 0.191 0.00 14.6 0.00 14.6 T3 4 24.5 0.250 3.725 0.249 0.00 9.8 0.00 9.8 T4 1 96.8 0.250 10.700 0.274 0.00 38.7 0.00 38.7 Total 153.5tone Longitudinal Tabelul E 8.1.10b Elem. Num/g259r elem. NEd t l w s d lad VRd,l (/g541) Vad VRd,l (ZNA) tone m m --- m tone tone tone L1 4 10.9 0.375 1.450 0.201 0.00 4.4 0.00 4.4 L2 6 17.2 0.375 2.400 0.191 0.00 6.9 0.00 6.9 L3 2 15.7 0.250 2.525 0.249 0.00 6.3 0.00 6.3 L4 1 66.1 0.250 9.650 0.274 0.00 26.4 0.00 26.4 Total 98.0 tone E 8.1.8. Calculul rezisten/g1802elor de proiectare la for/g1802/g259 t/g259ietoare ale pere/g1802ilor structurali E 8.1.8.1. Mecanismul de cedare prin lunecare în rost orizontal Calculul rezisten/g288ei la lunecare în rost orizontal s-a f/g259cut cu rela/g288ia 511 /g1858/g3049/g3038/g481/g3036/g3404 /g882/g484/g884/g884/g1858/g3029/g3047/g3495/g883/g3397/g887 /g3097/g3279 /g3033/g3277/g3295 /g3404/g882 /g484 /g882 /g886/g3493/g883 /g3397 /g884/g890/g484/g888/g2026/g3031 (E 8.1.10) Rezisten /g288a de proiectare la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 s-a calculat cu rela/g288ia /g1848/g3019/g3031/g481/g3036/g3404 /g3002/g3298 /g3029/g3400 /g3033/g3297/g3286/g481/g3284 /g3082/g3262 /g3404 /g3002/g3298 /g3029/g3400/g1858/g3049/g3031/g481/g3036 (E 8.1.11) Valorile VRd,i sunt date în Tabelele E 8.1.11a /g250i E 8.1.1.11b. Transversal Tabelul E 8.1.11a Elem Num/g259r elem. lw= t b /g305d f vd,i Aria VRd,i (cm) (cm) (N/mm 2) (N/mm 2) (m 2) tone T1 2 5.850 0.375 1.43 0.265 0.0617 2.194 9.5 T2 2 3.850 0.375 1.50 0.252 0.0603 1.444 5.8 T3 4 3.725 0.250 1.50 0.329 0.0679 0.745 3.4 T4 1 10.700 0.250 1.00 0.362 0.0709 2.675 19.0 Total 63.2 tone Longitudinal Tabelul E 8.1.11b Elem Num/g259r elem. l w= t b /g305d f vd,i Aria VRd,i (cm) (cm) (N/mm 2) (N/mm 2) (m 2) tone L1 4 1.450 0.375 1.5 0.265 0.0617 0.544 2.2 L2 6 2.400 0.375 1.5 0.252 0.0603 0.900 4.0 L3 2 2.525 0.250 1.5 0.329 0.0679 0.631 2.9 L4 1 9.650 0.250 1.0 0.362 0.0709 2.412 17.1 Total 55.7 tone E 8.1.9. Verificarea siguran/g1802ei structurii E 8.1.9.1. Siguran/g288a la compresiune + încovoiere Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la com presiune + încovoiere, conform CR 6 pentru toate elementele este MRd /g149MEb (E 8.1.12) Com para/g288ia valorilor respective este dat/g259 în Tabelul E 8.1.12. Tabelul E 8.1.12 Elem. Num/g259r elem. MRd (tm) VEb (to) MEb (tm) Elem. MRd (tm) VEb (to) MEb (tm) T1 2 129.8 14.51 94.8 L1 4 8.0 0.55 3.6 T2 2 54.3 4.88 31.9 L2 6 21.1 2.34 15.3 T3 4 32.3 2.71 17.7 L3 2 18.6 1.78 11.6 T4 1 351.1 30.51 199.2 L4 1 285.6 53.0 346.1 /g54 848.6 523.4 481.4 475.5 512 E 8.1.8.1.2. Mecanismul de cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 Rezisten/g288a caracteristic/g259 la întindere a elementelor pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 s-a luat conform rela/g288iei /g1858/g3029/g3047 /g3404 /g882/g484/g882/g885/g887/g1858/g3029 /g3404 /g882/g484/g882/g885/g887 /g3400 /g887/g484/g882 /g3404 /g882/g484/g883/g889/g887/g3/g1840/g512/g1865/g1865/g2870 (E 8.1.9) Rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 de cedare pe sec/g288iuni înclinate s-a calculat cu rela/g288ia. Concluz ie: Condi/g288ia de siguran/g288a este satisf/g259cut/g259 pentru ansmblul cl/g259dirii pe ambele direc/g288ii: /g520MRd > /g520MEb . Pentru peretele L4 avem M Rd = 0.825 M Eb /g250i diferen/g288a poate fi, prin urmare, compensat/g259 prin redistribuire. E 8.1.9.2. Siguran/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare este EduRd V 25 . 1 V/g116 (8.3) din P 100-1 unde VEdu este calculat conform art. 4.4 din acest exemplu Compara/g288ia valorilor respective este dat/g259 în Tabelul E 8.1.13. Tabelul E 8.1.13 Elem. Nr. elem VRd,l (tm) VRd,i (tm) VEdu 1.25VEdu Elem. Nr. elem VRd,l (tm) VRd,i (tm) VEdu 1.25VEdu (tm) (tm) (tm) (tm) T1 2 23.2 9.5 19.9 24.9 L1 4 4.4 2.2 1.2 1.5 T2 2 14.6 5.8 8.3 10.4 L2 6 6.9 4.0 3.2 4.0 T3 4 9.8 3.4 4.9 6.1 L3 2 6.3 2.9 2.8 3.5 T4 1 38.7 19.0 53.7 67.1 L4 1 26.4 17.1 43.7 54.6 153.5 63.2 129.7 162.1 98.0 55.7 73.3 91.6 Concluzie: /g120 rezisten/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare pentru ambele mecanisme de cedare nu este asigurat/g259 pentru ansamblul structurii în cazul solicit/g259rii seismice pe direc/g288ie transversal/g259 /g120 rezisten/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare corespunz/g259toare mecanismului de cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 este insuficient/g259 în cazul solicit/g259rii pe direc/g288ia longitudinal/g259 E 8.1.10 Posibilitate de corectare Având în vedere c/g259 structura alc/g259tuit/g259 cu materialele (elemente /g250i mortar) care satisfac numai cerin/g288a de rezisten/g288/g259 unitar/g259 la compresiune - fk- (tabelul 8.2) /g250i rezisten/g288a unitar/g259 la lunecare - fvk0 - (tabelul 8.4) nu satisface cerin/g288a de rezisten/g288/g259 pe sec/g288iuni înclinate trebuie s/g259 se modifice rezisten/g288a la compresiune a elementelor pentru zid/g259rie de care depinde direct rezisten/g288a caracteristic/g259 la întindere a elementelor pentru zid/g259rie f bt. Aceast/g259 modificare are urm/g259toarele implica/g288ii: I. Se modific/g259 valorile momentelor MRd /g250i prin urmare valorile for/g288ei t/g259ietoare VEdu. Pentru fb = 10.0 N/mm 2 /g250i M7.5 din tabelul 4.2a rezult/g259 fk = 4.05 N/mm 2 /g250i fd=2.13 N/mm2 Ca urmare Tabelele E 8.1.9a /g250i E 8.1.9b devin E 8.1.14a /g250i E 8.1.14b. 513 Transversal Tabelul E 8.1.14a Perete t l w A /g305 0E s d NEd x Rd/g321 lc VE/ME MRd V Edu m m m2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone T1 0.375 5.850 2.194 0.265 0.124 58.1 0.852 0.153 145.2 22.2 T2 0.375 3.850 1.444 0.252 0.118 36.4 0.533 60.4 9.2 T3 0.250 3.725 0.745 0.329 0.154 24.5 0.674 37.4 5.7 T4 0.250 10.700 2.675 0.362 0. 170 96.8 2.137 414.4 63.4 Longitudinal Tabelul E 8.1.14b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd V E/ME MRd V Edu m m m2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone Long1 0.375 1.450 0.544 0.265 0.124 14.4 0.211 0.153 8.9 1.4 Long2 0.375 2.400 0.900 0.252 0.118 22.7 0.332 23.5 3.6 Long3 0.250 2.525 0.631 0.329 0.154 20.8 0.457 21.5 3.3 Long4 0.250 9.650 2.412 0.362 0.170 87.3 1.928 337.1 51.6 II. Se modific/g259 valorile rezisten/g288ei fbt /g250i prin urmare valorile fvk,i Rezisten/g288a caracteristic/g259 la întindere a elementelor pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 devine: /g1858/g3029/g3047/g3404 /g882/g484/g882/g885/g887/g1858/g3029/g3404 /g882/g484/g882/g885/g887 /g3400 /g883/g882/g484/g882 /g3404 /g882/g484/g885/g887/g882/g3/g1840/g512/g1865/g1865/g2870 (E 8.1.9cor) Rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 de cedare pe sec/g288iuni înclinate devine: /g1858/g3049/g3038/g481/g3036/g3404 /g882/g484/g884/g884/g1858/g3029/g3047/g3495/g883/g3397/g887 /g3097/g3279 /g3033/g3277/g3295 /g3404 /g882/g484/g882/g889/g889/g3493/g883 /g3397 /g883/g886/g484/g884/g890/g2026/g3031 (E 8.1.10cor) Valorile corectate VRd,i sunt date în tabelele E 8.1.15a /g250i E 8.1.15b. Transversal Tabelul E 8.1.15a Elem Num/g259r elem. lw= t b /g305d f vd,i Aria VRd,i (cm) (cm) (N/mm 2) (N/mm 2) (m 2) tone T1 2 5.850 0.375 1.43 0.265 0.0886 2.194 13.6 T2 2 3.850 0.375 1.50 0.252 0.0869 1.444 8.4 T3 4 3.725 0.250 1.50 0.329 0.0967 0.745 4.8 T4 1 10.700 0.250 1.00 0.362 0.1007 2.675 26.9 Total 90.1 tone Longitudinal Tabelul E 8.1.15b Elem Num/g259r elem. l w= t b /g305d f vd,i Aria VRd,i (cm) (cm) (N/mm 2) (N/mm 2) (m 2) tone L1 4 1.450 0.375 1.5 0.265 0.0886 0.544 3.2 L2 6 2.400 0.375 1.5 0.252 0.0869 0.900 5.2 L3 2 2.525 0.250 1.5 0.329 0.0967 0.631 4.1 L4 1 9.650 0.250 1.0 0.362 0.1007 2.412 22.3 Total 74.5 tone 514 E 8.1.11. Verificarea siguran /g1802ei structurii dup/g259 modificarea rezisten/g1802ei elementelor E 8.1.11.1. Siguran/g288a la compresiune + încovoiere Condi/g288ia de siguran/g288/g259 este satisf/g259cut/g259, pentru toate elementele. Tabelul E 8.1.16 Elem. Num/g259r elem. MRd (tm) VEb (to) MEb (tm) Elem. MRd (tm) VEb (to) MEb (tm) T1 2 145.2 14.51 94.8 L1 4 8.9 0.55 3.6 T2 2 60.4 4.88 31.9 L2 6 23.5 2.34 15.3 T3 4 37.4 2.71 17.7 L3 2 21.5 1.78 11.6 T4 1 414.4 30.51 199.2 L4 1 337.1 53.0 346.1 /g54 975.2 523.4 556.7 475.5 Concluzie: Siguran/g288a este satisf/g259cut/g259 pentru ansmblul cl/g259dirii pe ambele direc/g288ii: /g520MRd > /g520MEb . Pentru peretele L4 M Rd = 0.971 M Eb /g250i poate fi, prin urmare, compensat/g259 prin redistribuire. E 8.1.11.2. Siguran/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare, conform P 100-1 este VRd /g149 1.25VEdu (8.3 din P 100-1) unde VEdu se ia din tabelele E 8.1.14a /g250i E 8.1.14b. Compara/g288ia valorilor respective este dat/g259 în Tabelul E 8.1.17. Tabelul E 8.1.17 Elem. Nr. elem VRd,l (tm) VRd,i (tm) VEdu 1.25VEdu Elem. Nr. elem VRd,l (tm) VRd,i (tm) VEdu 1.25VEdu (tm) (tm) (tm) (tm) T1 2 23.2 13.6 22.2 27.8 L1 4 4.4 3.2 1.4 1.8 T2 2 14.6 8.4 9.2 11.5 L2 6 6.9 5.2 3.6 4.5 T3 4 9.8 4.8 5.7 7.1 L3 2 6.3 4.1 3.3 4.1 T4 1 38.7 26.9 63.4 79.3 L4 1 26.4 22.3 51.6 64.5 153.5 90.1 149.0 186.3 98.0 74.5 85.4 106.8 Concluzie: 1. Sporirea rezisten/g288ei la compresiune a elementelor pentru zid/g259rie nu conduce la satisfacerea condi/g288iei de siguran/g288/g259 în raport cu for/g288a t/g259ietoare. 2. Pentru cl/g259direa studiat/g259 solu/g288ia cea mai ra/g288ional/g259 pentru ob/g288inerea siguran/g288ei la ac/g288iunea cutremurului este realizarea sistemului structural din zid/g259rie confinat/g259. 515 /g120 În/g259l/g288ime P+2E /g120 Pere/g288i exteriori t = 35 cm (axa/g288i 20 cm/exterior /g250i 15 cm/interior) /g120 Pere/g288i interiori t = 30 cm (axa/g288i) /g120 Dimensiunile cl/g259dirii în plan 10.40 x 10.40 m /g120 Aria cl/g259dirii în plan (pe nivel) Apl = 10.40 × 10.40 = 108.16 m2 /g120 Sistem structural celular /g120 În/g259l/g288imea etajului het = 3.00 m Htot= 3 × 3.00 = 9.00 m /g120 Amplasament: - Zona seismic/g259 ag = 0.10 g Sistem structural Zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) este acceptat conform tabelului 8.8 din Cod Figura E 8.2.1 Planul nivelului /g250i sistemul de coordonate de referin/g288/g259 516 E 8.2. Cl/g259dire tip „vil/g259” P+2E cu pere/g1802i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) cu elemente de BCA E 8.2.1. Descriere general/g259 E 8.2.2. Calculul greut/g259/g1802ii proprii E 8.2.2.1 Calculul greut/g259/g288ii etajulu i - Aria plan/g250eelor Apl = 88.36 m2 - Aria zid/g259riei în plan Azid = 19.8 m2 E 8.2.2.2. Calculul ariei z id/g259riei în eleva/g288ie (pe în/g259l/g288imea unui nivel) /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 35 cm - Ax A /g314 10.40x3.00 - 1.50x1.50 - 1.00x1.00 = 27.95 m2 - Ax C /g314 10.40x3.00 - 2.00x2.00 - 1.50x2.00 = 24.20 m2 - Ax 1 /g314 (10.40-0.70)x3.00 - 2.00x2.00 - 2.50x2.00 = 20.10 m2 - Ax 3 /g314 (10.40-0.70)x3.00 - 1.50x1.50 - 2.00x2.00 = 22.85 m2 Total = 95.10 m2 /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 30 cm - Ax B /g314 (10.40 -0.70) x3.00 - 1.50x2.40 - 1.00x2.10 = 23.40 m2 - Ax 2 /g314 (10.40-1.00)x3.00 - 1.00x2.10 - 1.50x2.40 = 22.50 m2 Total = 45.90 m2 E 8.2.2.3. Calculul greut/g259/g288ii zid/g259riei pe nivel i. Elemente din BCA cu rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune fb = 5.0 N/mm2 ii. Densitatea d e proiectare (care /g288ine seama de umiditatea medie în exploatare) cu rela/g288ia 3 b 3 m / kg 600 ) 2 f ( 85 ) m / kg (/g35 /g14 /g32/g85 (rel. 3.2 din CR 6) iii. Pentru calculul greut/g259/g288ii zid/g259riei (elem ente LD + mortar) se folose/g250te schema din figura Ex.2-2 [a se vedea /g250i Cod CR 6 3.1.2.4.(3)] Figura E 8.2.2.Calculul greut/g259/g288ii proprii a zid/g259riei cu elemente LD Valorile greut/g259/g288ii zid/g259riei sunt date în tabelele E 8.2.1a /g250i E 8.2.1b 517 Tabelul E 8.2.1a Dimensiuni UM 35 0 /g117 250 /g117 600 300 /g117 250 /g117 600 Volum nominal cm3 52500 45000 Volum element cm3 48980 41983 Volum mortar cm3 3520 3017 Greutate element + mortar kg/ buc 36.4 31.2 Greutate unitar/g259 perete netencuit kg/m2 perete 243.0 208.0 Greutate de proiectare perete tencuit kg/m 2 perete 243 +80 = 323 208+80 = 288 Greutate volumetric/g259 perete tencuit kg/m 3 323/ 0.35 = 923 288/0.30 = 960 Tabelul E 8.2.1b Grosime t = 35 cm Grosime t = 30 cm Total greutate Azid gzid Gzid Azid gzid Gzid /g54Gzid /g54Gzid/Aetaj m2 t/m 2 tone m 2 t/m 2 tone tone tone/m 2 95.10 0.323 30.7 45.90 0.288 13.2 43.9 0.406 E 8.2.2.4. Calculul greut/g259/g288ii plan/g250eului /g120 Aria plan/g250eului (între pere/g288i) - A-B/1-2 /g314 (5.50 - 0.15 - 0.15)x(6.00 - 0.15 - 0.15) = 29.64 m2 - A-B/2-3 /g314 (5.50 - 0.15 - 0.15)x(4.00 - 0.15 - 0.15) = 19.24 m2 - B-C/1-2 /g314 (4.50 - 0.15 - 0.15)x(6.00 - 0.15 - 0.15) = 23.94 m2 - B-C/2-3 /g314 (4.50 - 0.15 - 0.15)x(4.00 - 0.15 - 0.15) = 15.54 m2 Total = 88.36 m2 /g120 Greutatea plan/g250eului în gruparea seismic/g259 (pe 1.0 m2) - placa de beton armat 16 cm grosime 400 daN/m2 - tencuiala la intrados 40 daN/m2 - pardoseala (inclusiv /g250apa) 120 daN.m2 - pere/g288i desp/g259r/g288itori u/g250ori 120 daN/m2 - înc/g259rcare util/g259 (locuin/g288/g259) 0.3 x 150 daN/m2 45 daN/m2 725 daN/m2 /g120 Greutatea plan/g250eului 88.36 x 725 = 64100 daN /g314 64.1 tone E 8.2.2.5. Greutatea total/g259 a nivelului Cu valorile de mai sus greutatea cl/g259dirii pentru calculul în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 este dat/g259 în tabelul E 8.2.2 Tabelul E 8.2.2 /g54Gzid Gpl Gtot,et Gtot,et/Aetaj tone tone tone tone/m 2 43.9 64.1 108.0 1.000 518 E 8.2.2.6. Calculul maselor de etaj supuse ac/g288iunii seismice Întreaga m as/g259 a etajului (zid/g259rie + plan/g250eu) este considerat/g259 concentrat/g259 la nivelul plan/g250eului. /g120 Masa etajului g GM et tot i ,/g32 /g120 Masa total/g259 a cl/g259dirii g G nM et tot niv,/g32 Pentru construc/g288ia proiectat/g259 g reutatea total/g259 supus/g259 ac/g288iunii seismice are valoarea Gtot = 108.0 × 3 = 324.0 tone. E 8.2.3. Calculul for/g1802elor seismice statice echivalente /g120 Ordonata maxim/g259 a spectrului elastic /g5330 = 2.50 /g120 Factorul de reducere pentru nniv > 2 /g540 = 0.85 /g120 Factorul de reducere pentru frac/g288iunea de 8% din amortizarea critic/g259 /g536 = 0.88 /g120 Factorul de importan/g288/g259 /g534Ie = 1.0 /g120 Factorul de suprarezisten/g288/g259 /g302u//g3021 = 1.10 (pentru lege /g304u >> /g3041 comunicat/g259 de produc/g259tor) /g120 Factorul de comportare q = 1.75 × 1.10 = 1.925 (tabelul 8.10) /g120 Coeficientul seismic global /g1855/g3404/g2011/g3010/g3032 /g2010/g2868/g3400/g2019/g3400/g2015 /g1869/g3400/g1853/g3034 /g1859/g3404/g883 /g484 /g882/g3400/g884/g484/g887/g882 /g3400 /g882/g484/g890/g887 /g3400 /g882/g484/g890/g890 /g883/g484/g891/g884/g887/g3400 /g882/g484/g883/g882 /g3404 /g882/g484/g882/g891/g889 /g120 For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Fb = c × Gtot = 0.097 × 324 = 31.4 tone E 8.2.4. Stabilirea modelelor plane pentru calculul seismic E 8.2.4.1. Verificarea condi/g288iilor de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie Cl/g259direa îndepline/g250te condi/g288iile de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie pentru utilizarea calculului cu for/g288e seismice statice echivalente folosind dou/g259 modele plane; cl/g259direa se încadreaz/g259 în tipul 1 [din tabelul 5.1 din CR 6] Cele dou/g259 modele plane sunt ar/g259tate în figura E 8.2.3. 519 Transversal (axa "y") Longitudinal (axa "x") Figura E 8.2.3.Modele plane pentru calculul structurii E 8.2.4.2. Verificarea densit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali Transversal - Ax 1 /g314 (10.40 - 2.00- 2.50) × 0.35 = 2.065 m2 - Ax 2 /g314 (10.40 - 1.00 - 1.50) × 0.30 = 2.370 m2 - Ax 3 /g314 (10.40 - 1.50- 2.00) × 0.35 = 2.415 m2 Total Azid = 6.85 m2 /g314 p = 6.33% Longitudinal - Ax A /g314 (10.40 - 1.50 - 1.00) × 0.35 = 2.765 m2 - Ax B /g314 (10.40 - 1.50 - 1.00) × 0.30 = 2.370 m2 - Ax C /g314 (10.40 - 2.00 - 1.50) × 0.35 = 2.415 m2 Total Azid = 7.55 m2 /g314 p = 6.98 % Condi/g288iile din tabelele 8.8 /g250i 8.9 sunt satisf/g259cu te. E 8.2.4.3 Verificarea raportului între ariilor golurilor /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie Se verific/g259 pentru fiecare perete raportul /g545 între lungimea golurilor /g250i lungime plinurilor de zid/g259rie (conform P 100-1 tabelul 8.11) - verificarea se face pentru criteriile corespunz/g259toare amplasamentului cu a g = 0.10g Transversal - Ax 1 lgol = 4.50 m lplin = 5.90 m /g314 /g545 = 0.76 < 1.50 - Ax 2 lgol = 2.50 m lplin = 7.90 m /g314 /g545 = 0.32 < 0.55 - Ax 3 lgol = 3.50 m lplin = 6.90 m /g314/g545 = 0.51 < 1.50 Longitudinal - Ax A lgol = 2.50 m lplin = 7.90m /g314 /g545 = 0.32 < 1.50 - Ax B lgol = 2.50 m lplin = 7.90 m /g314 /g545 = 0.32 < 0.55 - Ax C lgol = 3.50 m lplin = 6.90 m /g314 /g545 = 0.51 < 1.50 520 /g1844/g3036/g3404 /g3047 /g3090/g4666/g2871/g2878/g2872/g3090/g3118/g4667 (E 8.2.1) considerând fiecare elem ent ca o consol/g259 cu în/g259l/g288imea H = 9.0 m. Factorii de distribu/g288ie s-au calculat, pentru ambele direc/g288ii, cu rela/g288ia /g166 /g32 i i i , V R R/g85 (E 8.2.2) /g159 Pere/g288i transversali Tabelul E 8.2.3a Elem. Zona lw (m) t (m) Aria (m2) wl H/g32/g79 RiT /g545 V,iT T1 Z1 1.70 0.35 0.595 5.294 0.00057 0.028 T2 Z2 3.00 0.35 1.050 3.00 0.00299 0.152 T3 Z3 1.20 0.35 0.420 7.50 0.00051 0.025 T4 Z4 1.20 0.30 0.360 7.50 0.00043 0.021 T5 Z5 4.50 0.30 1.350 2.00 0.00789 0.400 T6 Z6 2.20 0.30 0.660 4.090 0.00104 0.052 T7 Z7 2.20 0.35 0.770 4.090 0.00122 0.061 T8 Z8 3.50 0.35 1.225 2.571 0.00462 0.236 T9 Z9 1.20 0.35 0.420 7.50 0.00051 0.025 RT = /g54RiT = 0.0198 m Condi/g288iile din tabelul 8.11 sunt satisf/g259cute E 8.2.5. Distribu/g1802ia for/g1802elor t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g1802ii structurali E 8.2.5.1. Metoda consolelor independente Metoda consolelor independente distribuie for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali folosind criteriul egalit/g259/g288ii deplas/g259rilor laterale totale (din transla/g288ie /g250i din r/g259sucirea de ansamblu) ale tuturor pere/g288ilor, la vârful construc/g288iei. Metoda este simpl/g259 /g250i poate fi aplicat/g259 manual dar rezultatele sale au un grad relativ ridicat de aproximare în raport cu alte metode mai exacte. În cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 aproxima/g288iile sunt mai reduse deoarece, prin conven/g288ie, contribu/g288ia riglelor de cuplare se neglijeaz/g259. E 8.2.5.1.1. Rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali /g250i factorii de distribu/g288ie Deoarece to/g288i pere/g288ii structurali sunt executa/g288i din acela/g250 i material s-a folosit, pentru simplificare, expresia rigidit/g259/g288ii geometrice (în formule s-au omis valorile modulelor de elasticitate Ez /g250i Gz . În ipoteza consolelor independente rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali s-a calculat cu formula 521 /g159 Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.2.3b Elem. Zona lw (m) t (m) Aria (m 2) wl H/g32/g79 RiL /g545V,iL L1 Z1 3.70 0.35 1.295 2.432 0.00539 0.243 L2 Z4 2.50 0.35 0.875 3.600 0.00177 0.079 L3 Z7 1.70 0.35 0.595 5.294 0.00057 0.025 L4 Z2 1.70 0.30 0.510 5.294 0.00049 0.021 L5 Z5 4.50 0.30 1.350 2.00 0.00789 0.355 L6 Z8 1.70 0.30 0.510 5.294 0.00049 0.021 L7 Z3 2.70 0.35 0.945 3.333 0.00221 0.100 L8 Z6 3.00 0.35 1.050 3.00 0.00299 0.134 L9 Z9 1.20 0.35 0.420 7.50 0.00051 0.022 RL = /g54RiL= 0.0223 m E 8.2.5.1.2. Calculul pozi/g288iei centrului de rigiditate (xCR,yCR) Pozi/g288ia centrului de rigiditate s-a calculat cu rela/g288iile /g166 /g166/g32 iT Ti i R R R xx /g166 /g166/g32 iL iL i R R R yy (E 8.2.3) Calculele sunt detalia te în tabelul E 8.2.4. Tabelul E 8.2.4 Elem. xi RiT × 102 x iRiT × 102 Elem. yi RiL × 102 y iRiL×102 (m) (m) (m 2) (m) (m) (m 2) T1 0.20 0.057 0.0114 L1 0.20 0.539 0.1078 T2 0.20 0.299 0.0598 L2 0.20 0.177 0.0354 T3 0.20 0.051 0.0102 L3 0.20 0.057 0.0114 T4 6.20 0.043 0.2666 L4 5.70 0.049 0.2793 T5 6.20 0.789 4.8918 L5 5.70 0.789 4.4973 T6 6.20 0.104 0.6448 L6 5.70 0.049 0.2793 T7 10.20 0.122 1.2444 L7 10.20 0.221 2.2542 T8 10.20 0.462 4.7124 L8 10.20 0.299 3.0498 T 9 10.20 0.051 0.5202 L9 10.20 0.051 0.5202 /g54 1.978 12.3616 /g54 2.231 11.0347 Au rezultat valorile /g120 xR = 6.25 m yR = 4.95 m Pozi/g288iile centrului maselor (CG) /g250i centrului de rigiditate (CR) sunt ar/g259tate în figura E 8.2.4. 522 E 8.2.5.1.3. Calculul momentului de iner /g288ie de torsiune Momentul de iner/g288ie de torsiune s-a calculat cu rela/g288ia /g1836/g3404/g963/g4670/g1844/g3036/g3021/g4666/g1876/g3004/g3019/g3398/g1876/g3036/g4667/g2870/g3397/g1844/g3036/g3013/g4666/g1877/g3004/g3019/g3398/g1877/g3036/g4667/g2870/g4671 (E 8.2.4) Calculul este dezvoltat în tabelul E 8.2.5 Tabelul E 8.2.5 Elem. RiT xi |xCR-xi| RiT/g117 (xCR-xi)2 Elem. RiL y i |y CR-yi| RiL/g117 (yCR-yi)2 m m m m 3 mm m m 3 T1 0.00057 0.20 6.05 0.0209 L 1 0.00539 0.20 4.75 0.1216 T2 0.00299 0.1094 L2 0.00177 0.0399 T3 0.00051 0.0187 L3 0.00057 0.0129 T4 0.00043 6.20 0.05 0.0000 L 4 0.00049 5.70 0.75 0.0003 T5 0.00789 0.0000 L 5 0.00789 0.0044 T6 0.00104 0.0000 L6 0.00049 0.0003 T7 0.00122 10.20 3.95 0.0190 L 7 0.00221 10.20 5.25 0.0609 T8 0.00462 0.0742 L8 0.00299 0.0824 T9 0.00051 0.0080 L9 0.00051 0.0141 /g54 0.250m3 0.337 m3 KJR = 0.248 +0.337 = 0.585 m3 E 8.2.5.1.4. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali E 8.2.5.1.4.1. Calculul excentricit/g259/g288ii structurale /g250i al excentricit/g259/g288ii accidentale Aceste excentricit/g259/g288i determin/g259 momentul de r/g259sucire de ansamblu al structurii /g250i, în consecin/g288/g259, valorile componentelor respective ale deplas/g259rilor laterale. /g120 Excentricitatea structural/g259 - excentricit/g259/g288ile centrului de rigiditate e 0x = |xCR – xCG| = |6.25 - 5.20| = 1.05 m e0y = |yCR – yCG| = |4.95 - 5.20| = 0.25 m /g120 Excentricitatea accidental/g259 (torsiunea accidental/g259) - s-a calculat cu rela/g288ia 4.2.din Codul P 100-1. eax = ± 0.05 /g117 10.40 = ± 0.52 m eay = ± 0.05 /g117 10.40 = ± 0.52 m /g120 Excentricit/g259/g288i totale - e x,max = e0x + eax = 1.05 + 0.52 = 1.57 m - e x,min = e0x - eax = 1.05 - 0.52 = 0.53 m - e y,max = e0y + eay = 0.25 + 0.52 = 0.77 m - e y,min = e0y - eay = 0.25 - 0.52 = - 0.27 m 523 /g120 Momente de torsiune de ansamblu - Pentru for/g288a seismic/g259 pe direc/g288ia y (pere/g288ii transversali) * Mtx,max = Fb × ex,max = 1.57 Fb * Mtx,min = Fb /g117 ex,min = 0.53 Fb - Pentru for/g288a seism ic/g259 pe direc/g288ia y (pere/g288ii transversali) * Mty,max = Fb /g117 ey,max = 0.77 Fb * Mty,min = - Fb /g117 ey,min = -0.27 Fb Cu valorile for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 din tabelul E 8.2.4, mom entele de torsiune de ansamblu sunt date în tabelul E 8.2.6. Tabelul E 8.2.6 ag Valori Mt (în tm) 0.10g Mtx,max 49.5 Mtx,min 16.8 Mty,max 24.3 Mty,min -8.5 Com ponentele for/g288ei t/g259ietoare date de efectul torsiunii de ansamblu se calculeaz/g259 cu rela/g288iile /g91/g39 /g117 /g117 /g16 /g32) T ( R ) x x ( Fi i CRiT (E 8.2.5a) /g91/g39 /g117 /g117 /g16 /g32) L ( R ) y y ( Fi i CRiL (E 8.2.5b) unde R t KJ M/g32/g91 Valorile for/g288elor t /g259ietoare aferente pere/g288ilor structurali transversali (T) /g250i longitudinali (L) sunt date în tabelele E 8.2.7a /g250i E 8.2.7b. E 8.2.5.1.4.2. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare /g159 Transversal /g2022/g3040/g3028/g3051/g3404 /g3014/g3295/g3299/g481/g3288/g3276/g3299 /g3012/g3011/g3267 /g3404 /g2872/g2877/g484/g2873 /g2868/g484/g2873/g2876/g2873/g3404 /g890/g886/g484/g888/g1872/g512/g1865/g2870 /g2022/g3040/g3036/g3041/g3404 /g3014/g3295/g3299/g481/g3288/g3284/g3289 /g3012/g3011/g3267 /g3404 /g2869/g2874/g484/g2876 /g2868/g484/g2873/g2876/g2873/g3404 /g884/g890/g484/g889/g3/g1872/g512/g1865/g2870 Tabelul E 8.2.7a Elem. RiT /g545V,iT FiT (tr) x CR-xi (xCR-xi) × Ri(T) /g507FiT,max (rot) /g507FiT,min (rot) FiT,max (tot) FiT,min (tot) ME,b m×102 tone m m 2×102 tone tone tone tone tm T1 0.057 0.028 0.88 6.05 0.345 0.292 0.099 1.172 0.979 8.20 T2 0.299 0.152 4.77 1.809 1.530 0.519 6.300 5.289 44.10 T3 0.051 0.025 0.80 0.309 0.261 0.089 1.061 0.889 7.43 T4 0.043 0.021 0.66 0.05 0.002 0.002 0.001 0.662 0.661 4.63 T5 0.789 0.400 12.56 0.039 0.033 0.011 12.593 12.571 88.15 T6 0.104 0.052 1.63 0.005 0.004 0.001 1.634 1.631 11.44 T7 0.122 0.061 1.92 -3.95 -0.482 -0.408 -0.138 1.512 1.782 12.47 T8 0.462 0.236 7.41 -1.825 -1.544 -0.524 5.866 6.886 48.20 T9 0.051 0.025 0.80 -0.201 -0.170 -0.058 0.630 0.742 5.19 În casetele po/g250ate sunt date valorile de proiectare (valorile totale Fi,max /g250i Fi,min). 524 /g159 Longitudinal /g2022/g3040/g3028/g3051/g3404 /g3014/g3295/g3300/g481/g3288/g3276/g3299 /g3012/g3011/g3267 /g3404 /g2870/g2872/g484/g2871 /g2868/g484/g2873/g2876/g2873/g3404 /g886/g883/g484/g887/g1872/g512/g1865/g2870 /g2022/g3040/g3036/g3041/g3404 /g3014/g3295/g3300/g481/g3288/g3284/g3289 /g3012/g3011/g3267 /g3404/g3/g3398 /g2876/g484/g2873 /g2868/g484/g2873/g2876/g2873/g3404 /g3398/g883/g886/g484/g887/g3/g1872/g512/g1865/g2870 Tabelul E 8.2.7b Elem. RiL /g545Vi,L FiL (tr) y CR-yi (xCR-xi) × RiL /g507FiL,max (rot) /g507FiL,min (rot) FiL,max (tot) FiL,min (tot) ME,b m×102 --- tone m m 2×102 tone tone tone tone tm L1 0.539 0.243 7.63 4.75 2.560 1.062 -0.371 8.692 7.259 60.84 L2 0.177 0.079 2.48 0.841 0.349 -0.122 2.829 2.358 19.80 L3 0.057 0.025 0.79 0.271 0.112 -0.016 0.902 0.774 6.31 L4 0.049 0.021 0.66 -0.75 -0.037 -0.015 0.005 0.645 0.665 4.66 L5 0.789 0.355 11.15 -0.592 -0.246 0.086 10.904 11.236 78.65 L6 0.049 0.021 0.66 -0.037 -0.015 0.005 0.645 0.665 4.66 L7 0.221 0.100 3.14 - 5.25 -1.160 -0.481 0.168 2.659 3.308 23.16 L8 0.299 0.134 4.21 -1.570 -0.652 0.095 3.558 4.305 30.14 L9 0.051 0.022 0.69 -0.268 -0.111 0.016 0.579 0.706 4.94 Mom entul de r/g259sturnare la baz/g259 (ME,b) s-a calculat cu rela/g288ia /g1839/g3006/g481/g3029/g3404/g963/g1832/g3036/g1878/g3036 /g2871 /g2869 (E 8.2.6) unde for/g288ele seism ice de nivel Fi care ac/g288ioneaz/g259 la plan/g250eul de la cota zi se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (4.5) din Cod. Înlocuind valorile Fi în func/g288ie de Fb /g250i zi în func/g288ie de Htot rezult/g259 formula /g1839/g3006/g481/g3029/g3404 /g2875 /g2877/g1832/g3029/g3400/g1834/g3047/g3042/g3047/g3404/g889 /g484 /g882 /g3/g3400/g1832/g3029 în care în/g259l/g288imea total/g259 a cl/g259dirii este Htot = 3 × 3.0 = 9.0 m A rezultat valoarea Mb = 7.0 × 31.4 = 219.8 tm E 8.2.5.2. Metoda consolelor legate la toate nivelurile prin plan/g250eu (leg/g259turi articulate) Modelul de calcul /g288ine seama de leg/g259turile între console care sunt realizate la fiecare nivel, prin plan/g250eele rigide în planul lor. În acest caz distribu/g288ia for/g288ei t/g259ietoare între pere/g288ii structurali rezult/g259 din condi/g288ia de compatibilitate a deplas/g259rilor laterale ale pere/g288ilor la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu Pere/g288ii au fost modela/g288i ca bare elastice cu sec/g288iune dreptunghiular/g259 (cu valorile respective ale ariei, ale ariei de forfecare /g250i ale momentului de iner/g288ie) încastrate în sec/g288iunea de la cota ±0.00 m. Leg/g259turile între pere/g288i au fost modelate ca biele comprimate, articulate la ambele extremit/g259/g288i. Cu acest model (figura E 8.2.4), din condi/g288ia de egalitate a deplas/g259rilor de transla/g288ie, s- au calculat eforturile sec/g288ionale (for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i moment încovoietor) în fiecare perete folosind un program de calcul pentru cadre plane. Deoarece componentele deplas/g259rilor totale care provin din r/g259sucirea de ansamblu depind numai de geometria structurii /g250i de propriet/g259/g288ile geometrice ale pere/g288ilor, valorile acestora au fost considerate propor/g288ionale cu cele ob/g288inute prin metoda consolelor independente. 525 Figura E 8.2.4.Schema de calcul pentru metoda consolelor legate cu biele articulate Au rezultat valorile u rm/g259toare: Tabelul E 8.2.8 Elem. FiT (tr) FiT,max (tot) FiT,min (tot) ME,b FiT/ME Elem. FiL (long) FiL,max (tot) FiL,min (tot) ME,b FiL/ME tone tone tone tm m -1 tone tone tone tm m -1 T1 1.50 1.78 1.59 9.4 0.189 L1 7.10 8.09 6.70 59.9 0.135 T2 5.39 6.90 5.89 45.7 0.151 L2 3.13 3.56 2.97 21.7 0.164 T3 0.61 0.87 0.70 4.2 0.207 L3 1.28 1.47 1.22 5.9 0.249 T4 0.52 0.52 0.52 2.5 0.208 L4 1.10 1.07 1.10 5.7 0.193 T5 10.35 10.33 10.33 85.9 0.120 L5 8.87 8.67 8.98 74.6 0.120 T6 2.34 2.34 2.34 13.3 0.173 L6 1.10 1.07 1.10 5.7 0.193 T7 2.73 2.32 2.59 14.8 0.175 L7 3.69 3.12 3.76 23.7 0.159 T8 7.38 5.82 6.84 49.2 0.139 L8 4.61 3.90 4.86 32.3 0.150 T9 0.61 0.44 0.55 2.6 0.212 L9 0.52 0.44 0.55 2.6 0.212 Valorile din tabelele E 8.2.11a /g250i E 8.2.11b vor fi folosite în continuare pentru verificarea siguran/g288ei. E 8.2.6. Înc/g259rc/g259ri verticale pe pere/g1802ii structurali E 8.2.6.1. Înc/g259rc/g259ri din plan/g250eu) greutatea proporie /g250i înc/g259rcarea de exploatare Succesiunea opera/g288iilor este urm/g259toarea: I. Se determin/g259 reac/g288iunile plan/g250eelor pe fiecare linie de pere/g288i conform [CR 6, art.6.6.2.1]. Pentru fiecare zon/g259 de pere/g288i (Z1÷Z9 din figura E 8.2.4) se calcu leaz/g259 for/g288a axial/g259 dat/g259 de plan/g250eu prin înmul/g288irea reac/g288iunii pe unitatea de lungim e (p) cu lungimea zonei aferente (care include câte 1/2 din l/g259/g288imea fiec/g259rui go l adiacent plinului de zid/g259rie). 526 Figura E 8.2.5 Înc/g259rc/g259ri pe pere/g288i date de plan/g250ee II. Se determ in/g259 ariile verticale de zid/g259rie (pe în/g259l/g288imea etajului) aferente fiec/g259rei zone (Z1 ÷ Z9). Ariile respective in clud plinul de zid/g259rie (care este continuu pe toat/g259 în/g259l/g288im ea etajului), zid/g259ria parapetului /g250i buiandrugului (pentru golurile de la fa/g288ad e) /g250i zid/g259ria buiandrugului (pentru golurile interioare). Pentru fiecare grosim e de perete aria vertical/g259 de zid/g259rie astfel determinat/g259 se înmul/g288e/g250te cu greutatea peretelui tencuit stabilit/g259 în func/g288ie de categoria elementelor pentru zid/g259rie. Folo sind greutatea zid/g259riei pe unitatea de suprafa/g288/g259 de perete se ob/g288ine o evaluare m ai exact/g259 a influen/g288ei greut/g259/g288ii tencuielii (ca factor constant) asupra greut/g259/g288ii totale a peretelui. CG- centrul de greutate al etajului (plan/g250eului) CR - centrul de rigiditate al structurii Figura E 8.2.6 Caracteristicile geometrice ale structurii 527 Rezultatele finale sunt prezenta te sintetic în tabelul E 8.2.9. Tabelul E 8.2.9 Zona Aria Z Gplan/g250euGzid/g259rie For/g288a axial/g259 Efort unitar (m2) (tone) (tone) (tone) (daN/cm 2) Z1 1.768 6.50 5.60 12.10 0.68 Z2 1.455 8.40 4.90 13.30 0.91 Z3 1.2425 4.90 4. 15 9.05 0.73 Z4 1.130 5.30 3.95 9.25 0.82 Z5 2.610 19.0 8.00 27.00 1.03 Z6 1.605 7.50 5.20 12.70 0.79 Z7 1.2425 3.50 4. 15 7.65 0.62 Z8 1.630 6.50 5.35 11.85 0.73 Z9 0.717 2.50 2.60 5.10 0.71 E 8.2.6.2 Înc/g259rc/g259ri tota le /g250i eforturi unitare de compresiune Cu valorile for/g288ei axiale se calculeaz/g259 efortul unitar de compresiune în zid/g259rie pe un nivel al cl/g259dirii pentru aria sec/g288iunii orizontale a plinului de zid/g259rie cu continuitate pe vertical/g259 (aria zonei Z) . Valorile for/g288ei axiale de compresiune /g250i ale efortului unitar corespunz/g259tor pentru nivelul curent /g250i la baza cl/g259dirii (la parter) se calculeaz/g259, pentru fiecare element, cu aria sectiunii transversale (l w × t ) /g250i efortul /g3050 al zonei în care se afl/g259 elementul. Valorile ob/g288inute sunt date în tabelele E 8.2.10a /g250i E 8.2.10b. /g159 Pere/g288i transversali Tabelul E 8.2.10a Etaj curent Parter Elem. Zona lw (cm) t (cm) /g3050 (daN/cm2) Aria (m2) For/g288a axial/g259 (tone) /g305 0 (daN/cm2) For/g288a axial/g259 (tone) T1 Z1 170 35 0.68 0.595 4.1 2.04 12.3 T2 Z2 300 35 0.91 1.050 9.6 2.73 28.8 T3 Z3 120 35 0.73 0.420 3.1 2.19 9.3 T4 Z4 120 30 0.82 0.360 3.0 2.46 9.0 T5 Z5 450 30 1.03 1.350 13.9 3.09 41.7 T6 Z6 220 30 0.79 0.660 5.2 2.37 15.6 T7 Z7 220 35 0.62 0.770 4.8 1.68 14.4 T8 Z8 350 35 0.73 1.225 8.9 2.19 26.7 T9 Z9 120 35 0.71 0.420 3.0 2.13 9.0 /g54 AT = 6.850 m2 528 /g159 Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.2.10b Etaj curent Parter Elem. Zona lw (cm) t (cm) /g3050 (daN/cm2) Aria (m2) For/g288a axial/g259 (tone) /g3050 (daN/cm2) For/g288a axial/g259 (tone) L1 Z1 370 35 0.68 1.295 8.8 2.04 26.4 L2 Z4 250 35 0.82 0.875 7.2 2.46 21.6 L3 Z7 170 35 0.62 0.595 3.7 1.86 11.1 L4 Z2 170 30 0.91 0.510 4.6 2.73 13.8 L5 Z5 450 30 1.03 1.350 13.9 3.09 41.7 L6 Z8 170 30 0.73 0.510 3.7 2.19 11.1 L7 Z3 270 35 0.73 0.945 6.6 2.19 19.8 L8 Z6 300 35 0.79 1.050 8.3 2.37 24.9 L9 Z9 120 35 0.71 0.420 3.0 2.13 9.0 /g54AL = 7.550 m2 E 8.2.7 Calculul momentelor încovoietoare capabile ale pere/g1802ilor E 8.2.7.1. Momente capabile pentru pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 - MRd (ZNA) Momentele capabile ale pere/g288ilor structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) s-au calculat cu rela/g288iile: /g120 /g1876/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2868/g484/g2876/g2873/g3033/g3279/g3047/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887 /g3097/g3279 /g3033/g3279 /g1864/g3050/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g1864/g3050 (6.19a) din CR 6 /g120 /g1839/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2870/g4666/g1864/g3050/g3398/g1876/g3019/g3031/g4667/g3404 /g3015/g3254/g3279/g3039/g3298 /g2870/g4666/g883/g484/g882 /g3398 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g4667 (6.20a) din CR 6 Materialele au fost alese pentru a satisface cerin/g288ele minime din tabelul 8.2 din Cod - rezisten/g288a la compresiune a zid/g259riei trebuie s/g259 fie cel pu/g288in fk = 2.5 N/mm 2 (tabelul 8.2); - s-a considerat zid/g259rie cu elemente BCA cu f b = 5.0 N/mm 2 /g250i mortar de utilizare general/g259 (G) cu rezisten/g288a M5; zid/g259ria nu are rost longitudinal [figura 4.1a din Codul CR 6] ; pentru zid/g259rie cu elemente BCA cu mortar M5 avem, conform CR 6 tabelul 4.5, rezisten/g288a unitar/g259 la lunecare în rost orizontal fvk0 = 0.150 N/mm2 valoare care satisface cerin/g288a din tabelul 8.4 din P 100-1 - din Codul CR 6 , tabelul 4.2c rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune a zid/g259riei este fk = 2.75 N/mm2 iar rezisten/g288a de proiectare, pentru coeficientul de siguran/g288/g259 /g534M = 1.90, este fd = 1.45 N/mm2. Calculul for/g288ei axiale (NEd) pe sec/g288iunea activ/g259 a peretelui: /g120 NEd = /g860EA (E 8.2.7) unde efortul unitar de compresiune se ia din Tabelul Ex.1-8 pentru grupul de pere/g288i c/g259ruia îi apar/g288ine fiecare perete T sau L. 529 În tabelele Ex.1-11a /g250i Ex.1-11b s-au calculat /g250i valorile for/g288ei t/g259ietoare asociat /g259 ced/g259rii prin compresiune excentric/g259 (VEdu) folosind rela/g288ia /g1848/g3006/g3031/g3048/g3404 /g3014/g3267/g3279 /g3014/g3254 /g1848/g3006 (E 8.2.8) unde rapoartele VE/ME /g321 FiT(iL)/Meb sunt luate din tabelul E 8.2.8. Transversal Tabelul E 8.2.11a Perete t l w A /g305 0E s d NEd x Rd/g321 lc VE/ME MRd V Edu m m m2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone T1 0.35 1.70 0.595 0.204 0.141 12.3 0.282 0.189 8.72 1.65 T2 0.35 3.00 1.050 0.273 0.188 28.8 0.663 0.151 33.67 5.08 T3 0.35 1.20 0.420 0.219 0.151 9.3 0.213 0.207 4.59 0.95 T4 0.30 1.20 0.360 0.246 0.170 9.0 0.240 0.208 4.32 0.90 T5 0.30 4.50 1.350 0.309 0.213 41.7 1.126 0.120 70.35 8.44 T6 0.30 2.20 0.660 0.237 0.164 15.6 0.424 0.173 13.85 2.40 T7 0.35 2.20 0.770 0.168 0.116 14.4 0.300 0.175 13.68 2.39 T8 0.35 3.50 1.225 0.219 0.151 26.7 0.621 0.139 38.45 5.34 T9 0.35 1.20 0.420 0.213 0.147 9.0 0.207 0.212 4.47 0.95 Longitudinal Tabelul E 8.2.11b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd V E/ME MRd V Edu m m m 2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone L1 0.35 3.70 1.295 0.204 0.141 26.4 0.613 0.135 40.74 5.50 L2 0.35 2.50 0.875 0.246 0.170 21.6 0.499 0.164 21.61 3.54 L3 0.35 1.70 0.595 0.186 0.128 11.1 0.256 0.249 8.01 1.99 L4 0.30 1.70 0.510 0.273 0.188 13.8 0.376 0.193 9.13 1.76 L5 0.30 4.50 1.350 0.309 0.213 41.7 1.126 0.120 70.35 8.44 L6 0.30 1.70 0.510 0.219 0.151 11.1 0.302 0.193 7.76 1.50 L7 0.35 2.70 0.945 0.219 0.151 19.8 0.479 0.159 22.00 3.50 L8 0.35 3.00 1.050 0.237 0.164 24.9 0.578 0.150 30.15 4.52 L9 0.35 1.20 0.420 0.213 0.147 9.0 0.207 0.212 4.47 0.95 E 8.2.8. Verificarea siguran/g1802ei structurii la compresiune+încovoiere Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la compresiune + încovoiere, pentru toate elementele este MRd /g149 MEb (E 8.2.9) Com para/g288ia valorilor respective este dat/g259 în tabelul E 8.2.12. Tabelul.E 8.2.12 Elem. MRd (tm) MEb Elem. MRd (tm) MEb (tm) (tm) T1 8.72 9.4 L1 40.74 59.9 T2 33.67 45.7 L2 21.61 21.7 T3 4.59 4.2 L3 8.01 5.9 T4 4.32 2.5 L4 9.13 5.7 T5 70.35 85.9 L5 70.35 74.6 T6 13.85 13.3 L6 7.76 5.7 T7 13.68 14.8 L7 22.00 23.7 T8 38.45 49.2 L8 30.15 32.3 T9 4.47 2.6 L9 4.47 2.6 /g54 192.1 227.6 214.2 232.1 530 Transversal Tabelul E 8.2.13a Perete t l w A /g305 0E s d NEd x Rd/g321 lc VE/ME MRd V Edu m m m2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone T1 0.35 1.70 0.595 0.204 0.115 12.3 0.220 0.189 9.10 1.72 T2 0.35 3.00 1.050 0.273 0.153 28.8 0.539 0.151 35.4 5.35 T3 0.35 1.20 0.420 0.219 0.123 9.3 0.173 0.207 4.78 0.99 T4 0.30 1.20 0.360 0.246 0.138 9.0 0.195 0.208 4.52 0.94 T5 0.30 4.50 1.350 0.309 0.174 41.7 0.920 0.120 74.64 8.96 T6 0.30 2.20 0.660 0.237 0.133 15.6 0.344 0.173 14.47 2.51 T7 0.35 2.20 0.770 0.168 0.094 14.4 0.243 0.175 14.09 2.47 T8 0.35 3.50 1.225 0.219 0.123 26.7 0.506 0.139 39.97 5.56 T9 0.35 1.20 0.420 0.213 0.120 9.0 0.169 0.212 4.64 0.98 Longitudinal Tabelul E 8.2.13b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd V E/ME MRd V Edu m m m 2 N/mm 2 --- tone m m -1 tm tone L1 0.35 3.70 1.295 0.204 0.115 26.4 0.500 0.135 42.24 5.70 L2 0.35 2.50 0.875 0.246 0.138 21.6 0.405 0.164 22.64 3.71 L3 0.35 1.70 0.595 0.186 0.105 11.1 0.210 0.249 8.27 2.06 L4 0.30 1.70 0.510 0.273 0.153 13.8 0.306 0.193 9.62 1.86 L5 0.30 4.50 1.350 0.309 0.174 41.7 0.920 0.120 74.64 8.96 L6 0.30 1.70 0.510 0.219 0.123 11.1 0.246 0.193 8.07 1.56 L7 0.35 2.70 0.945 0.219 0.123 19.8 0.390 0.159 22.87 3.64 L8 0.35 3.00 1.050 0.237 0.133 24.9 0.469 0.150 31.52 4.73 L9 0.35 1.20 0.420 0.213 0.120 9.0 0.169 0.212 4.64 0.99 Concluzie: Siguran/g288a la compresiune + încovoiere nu este satisf/g259cut/g259, pe ambele direc/g288ii principale, pentru ansamblul cl/g259dirii. Se va relua calculul modificând rezisten/g288a la compresiune a zid/g259riei. E 8.2.10. Posibilitatea de corectare Pentru sporirea rezisten/g288ei la compresiune a zid/g259riei se va modifica rezisten/g288a mortarului de la M5 la M10 (mortar de utilizare general/g259 G). Pentru mortarul M10 (G) rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 a zid/g259riei conform tabelului 4.2c din CR 6 devine f k = 3.38 N/mm 2 /g250i rezisten/g288a unitar/g259 de proiectare este fd=3.38/1.9 = 1.78 N/mm2 Not/g259. Folosirea mortarului pentru rosturi sub/g288iri -T- conduce la un spor mai mic al rezisten/g288ei unitare caracteristice la compresiune a zid/g259riei (a se vedea CR 6 tabelul 4.3b). În aceste condi/g288ii tabelele E 8.2.11a /g250i E 8.2.11b se modific/g259 dup/g259 cum urmeaz/g259 531 Com para/g288ia celor dou/g259 valori este dat/g259 în tabelul E 8.2.14. Tabelul E 8.2.14 Elem. MRd (tm) MEb Elem. MRd (tm) MEb (tm) (tm) T1 9.10 9.4 L1 42.24 59.9 T2 35.4 45.7 L2 22.64 21.7 T3 4.78 4.2 L3 8.27 5.9 T4 4.52 2.5 L4 9.62 5.7 T5 74.64 85.9 L5 74.64 74.6 T6 14.47 13.3 L6 8.07 5.7 T7 14.09 14.8 L7 22.87 23.7 T8 39.97 49.2 L8 31.52 32.3 T9 4.64 2.6 L9 4.64 2.6 /g54 201.6 227.6 224.2 232.1 Concluzie final/g259 Deoarece în produc/g288ia intern/g259 nu exist/g259 elemente pentru zid/g259rie din BCA cu rezisten/g288a standardizat/g259 la compresiune mai mare decât fb=5 N/mm 2 astfel încât s/g259 poat/g259 fi sporit/g259 /g250i mai mult rezisten/g288a caracteristic/g259 fk, cl/g259direa respectiv/g259 trebuie proiectat/g259 cu sistem structural din zid/g259rie confinat/g259. Calculul este detaliat în exemplul 8.3 considerând cl/g259direa amplasat/g259 în zona seismic/g259 ag = 0.20g. 532 /g120 În/g259l/g288ime P+3E /g120 Pere/g288i exteriori t = 37.5 cm (axa/g288i 25 cm/exterior /g250i 12.5 cm/interior) /g120 Pere/g288i interiori t = 25 cm (axa/g288i) /g120 Dimensiunile cl/g259dirii în plan 16.70 × 10.70 M /g120 Aria cl/g259dirii în plan (pe nivel) Apl = 16.70 × 10.70 = 178.7 m2 /g120 Sistem structural fagure /g120 În/g259l/g288imea etajului het = 2.80 m Htot= 4 × 2.80 = 11.20 m /g120 Amplasament: - Zona seismic/g259 ag = 0.20 g /g314 Sistem structural Zid/g259rie confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturi (ZC+AR) - conform cerin/g288ei din Cod P 100-1 tabel 8.9. Figura E 8.3.1 Planul nivelului current E 8.3.2. Calculul greut/g259/g1802ii proprii E 8.3.2.1 Calculul greut/g259/g288ii etajului - Aria plan/g250eelor Apl = 4 × 4.85 × (3.65 + 3.95) = 147.44 m2 - Aria zid/g259riei în plan Azid = 178.7 - 147.44 = 31.26 m2 E 8.3.2.2. Calculul ariei zid/g259riei în eleva/g288ie (pe în/g259l/g288imea unui nivel) /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 37.5 cm - Ax A /g250i ax C /g314 2 ×(16.70 × 2.80 - 2 × 1.50 × 1.50 - 2 × 1.50 × 1.80) = 73.72 m2 E 8.3. Cl/g259dire de locuin/g1802e P+3E cu pere/g1802i structurali de zid/g259rie cu elemente ceramice E 8.3.1. Descriere general/g259 533 - Ax 1 /g250i ax 5 /g314 2 × [(10.70 - 1.00) × 2.80 - 1.0 × 2.10)] = 50.12 m2 Total = 123.84 m2 /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 25 cm - Ax B /g314 (16.70× 2.80 - 2 × 1.00 × 2.10 = 42.56 m2 - Ax 2 /g250i ax 4 /g314 2 × [ (10.7 - 1.00) × 2.80 - 2 × 1.00× 2.10] = 45.92 m2 - Ax 3 /g314 ( 10.70 - 1.00) × 2.80 = 27.16 m2 Total = 115.64 m 2 E 8.3.2.3. Calculul greut/g259/g288ii zid/g259riei pe nivel /g120 Elemente pline din argil/g259 ars/g259 /g120 Greutatea pe 1 m2 perete tencuit - Perete t = 37.5 cm /g314 gzid = 0.375 × 1800 + 80.0 = 755 kg/m2 - Perete t = 25.0 cm /g314 gzid = 0.25 × 1800 + 80.0 = 530 kg/m2 Tabelul E 8.3.1 Grosime t = 37.5 cm Grosime t = 25 cm Total greutate Azid gzid Gzid Azid gzid Gzid /g54Gzid /g54Gzid/Aetaj m2 t/m 2 tone m 2 t/m 2 tone tone tone/m 2 123.84 0.755 93.5 115.64 0.530 61.3 154.8 0.866 E 8.3.2.4. Calculul greut/g259/g288ii plan/g250eului /g120 Greutatea plan/g250eului în gruparea seismic/g259 (pe 1.0 m2) - placa de beton armat 13 cm grosime 325 daN/m2 - tencuiala la intrados 40 daN/m2 - pardoseala (inclusiv /g250apa) 120 daN.m2 - pere/g288i desp/g259r/g288itori u/g250ori 120 daN/m2 - înc/g259rcare util/g259 (locuin/g288/g259) 0.3 x 150 daN/m2 45 daN/m2 650 daN/m2 /g120 Greutatea plan/g250eului 147.44 x 650 = 95300 daN /g314 95.3 tone E 8.3.2.5. Greutatea total/g259 a nivelului Cu valorile de mai sus greutatea cl/g259dirii pentru calculul în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 este dat/g259 în tabelul E 8.3.2 (valori rotunjite). Tabelul E 8.3.2 /g54Gzid Gpl Gtot,et Gtot,et/Aetaj tone tone tone tone/m 2 154.8 95.3 250.0 1.400 534 /g120 Masa etajului g GM et tot i ,/g32 /g120 Masa total/g259 a cl/g259dirii g G nM et tot niv,/g32 Pentru construc/g288ia proiectat/g259 cu nniv = 4, greutatea total/g259 supus/g259 ac/g288iunii seismice are valoarea Gtot = 250.0 × 4 = 1000.0 tone. E 8.3.3. Calculul for/g1802elor seismice statice echivalente /g120 Ordonata maxim/g259 a spectrului elastic /g5330 = 2.50 /g120 Factorul de reducere pentru nniv > 2 /g540 = 0.85 /g120 Factorul de reducere pentru frac/g288iunea de 8% din amortizarea critic/g259 /g536 = 0.88 /g120 Factorul de importan/g288/g259 /g534Ie = 1.0 /g120 Factorul de suprarezisten/g288/g259 /g302u//g3021 = 1.25 (pentru lege /g304u >> /g3041 comunicat/g259 de produc/g259tor) /g120 Factorul de comportare q = 2.50 × 1.25 = 3.125 (tabelul 8.10 din Cod) /g120 Coeficientul seismic global /g1855/g3404/g2011/g3010/g3032 /g2010/g2868/g3400/g2019/g3400/g2015 /g1869/g3400/g1853/g3034 /g1859/g3404/g883 /g484 /g882/g3400/g884/g484/g887/g882 /g3400 /g882/g484/g890/g887 /g3400 /g882/g484/g890/g890 /g885/g484/g883/g884/g887/g3400 /g882/g484/g884/g882 /g3404 /g882/g484/g883/g884/g882 /g120 For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Fb = c × Gtot = 0.120 × 1000 = 120.0 tone E 8.3.4. Stabilirea modelelor plane pentru calculul seismic E 8.3.4.1. Verificarea condi/g288iilor de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie Cl/g259direa are simetrie geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan în raport cu ambele axe principale /g250i îndepline/g250te condi/g288iile de regularitate /g250i în eleva/g288ie. Poate fi utilizat calculul cu for/g288e seismice statice echivalente folosind dou/g259 modele plane; cl/g259direa se încadreaz/g259 în tipul 1 (din tabelul 5.1 din Codul CR 6). Cele dou/g259 modele plane sunt ar/g259tate în figura E 8.3.2. E 8.3.2.6. Calculul maselor de etaj supuse ac/g288iunii seismice Întreaga mas/g259 a etajului (zid/g259rie + plan/g250eu) este considerat/g259 concentrat/g259 la nivelul plan/g250eului. 535 Transversal (axa "y") Longitudinal (axa "x") Figura E 8.3.2.Modele plane pentru calculul structurii E 8.3.4.2. Verificarea densit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali Transversal - Ax 1 /g250i ax 5 /g314 2 × (10.70 - 1.00) × 0.375 = 7.275 m2 - Ax 2 /g250i ax 4 /g314 2 × (10.70 - 2 ×1.00 ) × 0.25 = 4.350 m2 - Ax 3 /g314 10.70 × 0.25 = 2.675 m2 Total Azid = 14.30 m2 /g314 p = 8.00% Longitudinal - Ax A /g250i ax C /g314 2 × (16.70 - 2 × 1.50 - 2 × 1.80) × 0.375 = 7.575 m2 - Ax B /g314 (16.70 - 2 × 1.00) × 0.25 = 3.675 m2 Total Azid = 11.25 m2 /g314 p = 6.30 % Condi/g288iile din tabelul 8.9 sunt satisf /g259cute. E 8.3.4.3. Verificarea raportului între ariilor golurilor /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie Se verific/g259 pentru fiecare perete raportul /g545 între lungimea golurilor /g250i lungime plinurilor de zid/g259rie conform tabelului 8.11 - verificarea se face pentru criteriile corespunz/g259toare amplasamentului cu a g = 0.20g . Transversal - Ax 1/g250i ax 5 lgol = 1.00 m lplin = 9.70 m /g314 /g545 = 0.10 < 1.00 - Ax 2 /g250i ax 4 lgol = 2.00 m lplin = 8.70 m /g314 /g545 = 0.23 < 0.35 Longitudinal - Ax A /g250i ax C lgol = 6.60 m lplin = 10.1m /g314 /g545 = 0.65 < 1.00 - Ax B lgol = 2.00 m lplin = 14.7m /g314 /g545 = 0.14 < 0.35 Condi/g288iile din Codul P 100-1, tab. 8.11 sunt satisf/g259cute. 536 /g1844/g3036/g3404 /g3047 /g3090/g4666/g2871/g2878/g2872/g3090/g3118/g4667 (E 8.3.1) considerând fiecare elem ent ca o consol/g259 cu în/g259l/g288imea Htot = 4 × 2.80 =11.20 m. Factorii de distribu/g288ie s-au calculat, pentru ambele direc/g288ii, cu rela/g288ia /g166 /g32 i i i , V R R/g85 (E 8.3.2) Pere/g288i transversali Tabelul E 8.3.3a Elem lw (m) t (m) /g2019 /g3404/g1834 /g1864/g3050 Aria (m2) RiT (m) nelem neRiT (m) /g545V,i T1 5.850 0.375 1.914 2.194 0.0111 2 0.0222 0.1588 T2 3.850 0.375 2.909 1.444 0.0035 2 0.0070 0.0501 T3 3.725 0.250 3.007 0.931 0.0021 4 0.0084 0.0300 T4 10.700 0.250 1.047 2.675 0.0323 1 0.0323 0.4621 RT = /g520 neRiT = 0.0699 m Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.3.3b Elem lw (m) t (m) /g2019 /g3404/g1834 /g1864 /g3050 Aria (m2) RiL (m) nelem neRiL (m) /g545V,i L1 1.450 0.375 7.724 0.544 0.0002 4 0.0008 0.0060 L2 2.400 0.375 4.667 0.900 0.0009 6 0.0054 0.0270 L3 2.525 0.250 4.436 0.631 0.0007 2 0.0014 0.0210 L4 9.650 0.250 1.161 2.413 0.0257 1 0.0257 0.7720 RL = /g520 neRiL = 0.0333 m E 8.3.5. Distribu/g1802ia for/g1802ei t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g1802ii structurali E 8.3.5.1. Metoda consolelor legate la ultimul nivel Metoda consolelor legate la ultimul nivel distribuie for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali folosind criteriul egalit/g259/g288ii deplas/g259rilor laterale totale (din transla/g288ie /g250i din r/g259sucirea de ansamblu) ale tuturor pere/g288ilor, la vârful construc/g288iei. Metoda este simpl/g259 /g250i poate fi aplicat/g259 manual dar, în anumite configura/g288ii structurale, rezultatele sale au un grad relativ ridicat de aproximare în raport cu alte metode mai exacte (a/g250a cum rezult/g259 /g250i din acest exemplu pentru peretele T4). E 8.3.5.1.1. Rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali /g250i factorii de distribu/g288ie Deoarece to/g288i pere/g288ii structurali sunt executa/g288i din acela/g250i material s-a folosit, pentru simplificare, expresia rigidit/g259/g288ii geometrice (în formule s-au omis valorile modulelor de elasticitate Ez /g250i Gz . În ipoteza consolelor independente rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali s- a calculat cu formula 537 /g120 xR = 8.35 m /g120 yR = 5.35 m E 8.3.5.1.3. Calculul momentului de iner/g288ie de torsiune Momentul de iner/g288ie de torsiune s-a calculat cu rela/g288ia /g1836/g3404/g963/g4670/g1844/g3036/g3021/g4666/g1876/g3004/g3019/g3398/g1876/g3036/g4667/g2870/g3397/g1844/g3036/g3013/g4666/g1877/g3004/g3019/g3398/g1877/g3036/g4667/g2870/g4671 (E 8.3.3) Calculul este dezvoltat în tabelul E 8.3.4 Tabelul E 8.3.4 |x CR-xi| |xCR- xi|2 ne R iT |xCR- xi|2 × ne× Rit |y CR-yi| |vCR- yi|2 ne RiL |yCR- yi|2 × ne× Rit T1 8.1625 66.626 2 0.0111 1.4790 L1 5.1625 26.651 4 0.0002 0.0213 T2 8.1625 66.626 2 0.0035 0.4664 L2 5.1625 26.651 6 0.0009 0.1439 T3 4.20 17.640 4 0.0021 0.1482 L3 0.00 0.00 2 0.0007 0.00 T4 0.00 0.00 0.00 0.0323 0.00 L4 0.00 0.00 1 0.0257 0.00 /g520 2.0936 /g520 0.1652 J = 2.0936 + 0.1652 = 2.259 m3 E 8.3.5.1.4. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali E 8.3.5.1.4.1. Calculul excentricit/g259/g288ii structurale /g250i al excentricit/g259/g288ii accidentale Aceste excentricit/g259/g288i determin/g259 momentul de r/g259sucire de ansamblu a structurii /g250i în consecin/g288/g259 valorile componentelor respective ale deplas/g259rilor laterale /g120 Excentricitatea structural/g259 Deoarece centrul de rigiditate coincide cu centrul de greutate al plan/g250eului excentricitatea structural/g259 este nul/g259 pentru ambele direc/g288ii e 0x = e0y = 0.00 m /g120 Excentricitatea accidental/g259 (torsiunea acidental/g259) S-a calculat cu rela/g288ia (4.1) din Cod e0x = ± 0.05 × 16.70 = ± 0.835 m e0y = ± 0.05 × 10.70 = ± 0.535 m /g120 Excentricitatea total/g259 Este egal/g259 cu excentricitatea accidental/g259 /g120 Momentele de torsiune de ansamblu Pentru ac/g288iunea seismic/g259 paralel/g259 cu axa "y" 538 E 8.3.5.1.2. Calculul pozi/g288iei centrului de rigiditate Deoarece structura este simetric/g259 în plan fa/g288/g259 de ambele axe principale, centrul de greutate se afl/g259 în centrul geometric al plan/g250eului. Fa/g288/g259 de sistemul de axe din figura E 8.3.1. coordonatele centrului de rigiditate sunt: Mtx = ± 0.835 Fb Pentru ac/g288iunea seismic/g259 paralel/g259 cu axa "x" Mty = ± 0.535 Fb Valorile excentricit/g259/g288ilor /g250i momentelor de r/g259sucire sunt date în tabelul E 8.3.5 Tabelul E 8.3.5 Fb ea Mt (tone) (m) (tm) 120.0 ± 0.835 ±100.2 ± 0.535 ±64.2 E 8.3.5.1.4.2. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare Valorile componentelor din mi/g250carea de transla/g288ie (FiT) sunt propor/g288ionale cu factorii /g545. Valorile componentelor din torsiunea de ansamblul se calculeaz/g259 cu rela/g288ia /g91/g39 /g117 /g117 /g16 /g32) T ( R ) x x ( Fi i CRiT (E 8.3.4a) unde R t KJ M/g32/g91 (E 8.3.4b) Transversal /g543/g3404 /g2897/g3178 /g2895/g2894/g3150 /g3404 /g2869/g2868/g2868/g484/g2870 /g2872/g484/g2876/g2873/g2869/g2873/g3404 /g884/g882/g484/g888/g887t/m2 (valoarea maxim/g259 din tabelul E 8.3.5) Transversal Tabelul E 8.3.6a Elem n e /g545 FlT RiT |xCR-xi| RiT|xCR- xi| /g168Fit F iT(tot) Spor torsiune tone m m m 2 tone tone T1 2 0.1588 19.06 0.0111 8.1625 0.091 1.88 20.94 +10% T2 2 0.0501 6.01 0.0035 8.1625 0.029 0.60 6.61 +10% T3 4 0.0300 3.60 0.0021 4.200 0.009 0.18 3.78 +5% T4 1 0.4621 55.45 0.0323 0.00 0.00 0.00 55.45 ---- Longitudinal Tabelul E 8.3.6b Elem n e /g545 FlL tone L1 4 0.0060 0.72 L2 6 0.0270 3.24 L3 2 0.0210 2.52 L4 1 0.7720 92.64 Momentul de r/g259sturnare la baz/g259 (ME,b) se calculeaz/g259 cu rela/g288ia /g1839/g3006/g481/g3029/g3404/g963/g1832/g3036/g1878/g3036 /g2872 /g2869 (E 8.3.5) 539 unde for/g288ele seism ice de nivel Fi care ac/g288ioneaz/g259 la plan/g250eul de la cota zi se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (4.5) din Cod. Admi/g288ând deformata liniar/g259 pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii rezult/g259 formula /g1839/g3006/g481/g3029/g3404 /g2871 /g2872/g1832/g3029/g3400/g1834/g3047/g3042/g3047/g3404/g890 /g484 /g886/g1832/g3029 (E 8.3.5a) în care în/g259l/g288im ea total/g259 a cl/g259dirii este Htot = 4 × 2.80 = 11.20 m A rezultat valoarea Mb = 8.4 × 120.0 = 1008.0 tm E 8.3.5.2. Metoda consolelor legate la toate nivelurile prin plan/g250eu (leg/g259turi articulate) Modelul de calcul /g288ine seama de leg/g259turile între pere/g288i (console) care sunt realizate la fiecare nivel prin plan/g250eele rigide în planul lor. În acest caz distribu/g288ia for/g288ei t/g259ietoare între pere/g288ii structurali rezult/g259 din condi/g288ia de compatibilitate a deplas/g259rilor laterale ale pere/g288ilor la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu. Este neglijat efectul riglelor de cuplare între montan/g288i /g250i leg/g259turile între pere/g288i au fost modelate ca biele comprimate, articulate la ambele extremit/g259/g288i. Pere/g288ii au fost modela/g288i ca bare elastice cu sec/g288iune dreptunghiular/g259 (cu valorile respective ale ariei, ale ariei de forfecare /g250i ale momentului de iner/g288ie) încastrate în sec/g288iunea de la cota ± 0.00. Cu acest model (figura E 8.3.3), din condi/g288ia de egalitate a deplas/g259rilor de transla/g288ie, s- au calculat eforturile sec/g288ionale (for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i moment încovoietor) în fiecare perete folosind un program de calcul pentru cadre plane. Deoarece componentele deplas/g259rilor totale care provin din r/g259sucirea de ansamblu depind numai de geometria structurii /g250i de propriet/g259/g288ile geometrice ale pere/g288ilor, valorile acestora au fost considerate propor/g288ionale cu cele ob/g288inute prin metoda consolelor independente. Figura E 8.3.3.Schema de calcul pentru metoda consolelor legate cu biele articulate Valorile de proiectare pentru fiecare perete ale for /g288ei t/g259ietoare /g250i ale momentului încovoietor, sunt date în tabelele E 8.3.7 (pentru pere/g288ii transversali valorile includ sporurile din efectul de torsiune din tabelul E 8.3.6a). 540 Transversal (inclusiv ef ectul torsiunii de ansamblu) Tabelul E 8.3.7a Perete n e Parter Et.1 VE VE/ME VE VE/ME T1 2 21.82 0.125 19.64 0.173 T2 2 10.88 0.170 6.96 0.204 T3 4 6.00 0.166 3.84 0.202 T4 1 30.6 0.083 38.19 0.135 /g520 120 106.75 Longitudinal (efectul torsiunii de ansamblu este neglijabil) Tabelul E 8.3.7b Perete n e Parter Et.1 VE VE/ME VE VE/ME L1 4 2.30 0.242 0.77 0.241 L2 6 7.06 0.196 3.83 0.234 L3 2 6.14 0.207 2.92 0.239 L4 1 56.16 0.081 76.10 0.142 /g520 120 108 Din compara/g288ia rezultatelor ob/g288inute cu cele dou/g259 procedee rezult/g259 urm/g259toarele: /g120 pentru pere/g288ii cu lungime comparabil/g259 cu în/g259l/g288imea etajului - pere/g288ii T1, T2, T3 în acest exemplu - valorile sunt aproximativ egale /g120 pentru pere/g288ii cu lungime mare (circa de trei ori în/g259l/g288imea etajului) - peretele T4, în acest exemplu - procedeul cu console legate la vârf se dep/g259rteaz/g259 mult de rezultatul ob/g288inut prin procedeul cu consolele legate la fiecare nivel. Se remarc/g259 faptul c/g259 pentru acest model de calcul, peretele "critic" este cel de la etajul 1 unde for/g288a t/g259ietoare are valoarea maxim/g259. Dimensionarea la acest nivel trebuie s/g259 /g288in/g259 seama /g250i de reducerea for/g288ei axiale. Figura E 8.3.4 Compara/g288ia for/g288elor t/g259ietoare ob/g288inute cu cele dou/g259 modele Ca atare, pentru verificarea sigu ran/g288ei structurii se vor folosi, în continuare, valorile ob/g288inute prin metoda consolelor legate la fiecare nivel. 541 4 l qp 1 tot 1 /g32 /g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g16 /g32 2 1 1 2 l l2 p p (E 8.3.6) unde s-au notat l1 /g250i l2 latura scurt/g259 /g250i respectiv latura lung/g259 a pl/g259cii respective. II. Pentru fiecare zon/g259 de pere /g288i (E1÷E5 din figura E 8.3.5) s-a calculat for/g288a axial/g259 dat/g259 de plan/g250eu pr in înmul/g288irea reac/g288iunii pe unitatea de lungime (p1/p2) cu lungim ea zonei aferente (care include câte 1/2 din l /g259/g288imea fiec/g259rui gol adiacent plinului de zid/g259rie). Tabelul E 8.3.8 Ax Perete qpl (tone/m) Ax Perete qpl (tone) Ax 1&5 1A-1B 0.74 Ax A A1-A2 A4-A5 0.59 1B-1C 0.74 A2-A3 A3-A4 0.64 Ax2&$ 2A-2B 1.50 Ax B B1-B2 B4-B5 1.19 2B-2C 1.50 B2-B3 B3-B4 128 Ax3 3A-3B 1.52 Ax C Idem ax A 3B-3C 1.52 Figura E 8.3.5 Grupuri de pere/g288i care conlucreaz/g259 542 E 8.3.6. Înc/g259rc/g259ri verticale pe pere/g1802ii structurali E 8.3.6.1. Înc/g259rc/g259ri din plan/g250eu ( greutatea proprie /g250i înc/g259rcarea de exploatare) Se calculeaz/g259 ca for/g288e uniform distribuite pe perete corespunz/g259toare ariilor aferente de plan/g250eu. I. S-au determinat reac/g288iunile plan/g250eelor pe fiecare linie de pere/g288i (p1 /g250i p2) cu rela/g288iile E 8.3.6.2. Înc/g259rc/g259ri tota le /g250i eforturi unitare de compresiune pe grupuri de pere/g288i Tabelul E 8.3.9 Grup Azid Gzid/g259rieGplan/g250eeGtotal G parter /g860 Parter GEt.1 /g3050 Etaj 1 m2 tone tone tone tone N/mm 2 tone N/mm 2 E1 3.13 19.01 8.60 27.61 110.4 0.352 82.8 0.265 E2 1.85 11.45 4.10 15.55 62.2 0.336 46.7 0.252 E3 1.74 11.68 7.40 19.08 76.3 0.439 57.6 0.331 E4&E5 7.14 44.56 41.6 86.16 344.6 0.483 258.5 0.362 E 8.3.7. Calculul momentelor încovoietoare capabile ale p ere/g1802ilor E 8.3.7.1. Momente capabile pentru pere/g288i din zid/g259rie nearmat/g259 - MRd (ZNA) Momentele capabile ale pere/g288ilor structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) s-au calculat cu rela/g288iile . /g120 /g1876/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2868/g484/g2876/g2873/g3033/g3279/g3047/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887 /g3097/g3279 /g3033/g3279 /g1864/g3050/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g1864/g3050 (6.19a) din Cod /g120 /g1839/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2870/g4666/g1864/g3050/g3398/g1876/g3019/g3031/g4667/g3404 /g3015/g3254/g3279/g3039/g3298 /g2870/g4666/g883/g484/g882 /g3398 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g4667 (6.20a) din Cod Materialele au fost alese pentru a satisface cerin/g288ele minime din tabelul 8.2 din Cod - rezisten/g288a la compresiune a zid/g259riei trebuie s/g259 fie cel pu/g288in fk = 3.0 N/mm2 - din tabelul 4.2c din Codul CR 6 rezult/g259 c/g259 se pot alege elem ente cu f b = 7.50 N/ mm2 /g250i mortar M7.5 (pentru care fk = 3.30 N/mm2) - rezis ten/g288a de proiectare, pentru factorul de material /g534M = 1.90 este f d = 1.74 N/ mm2 Calculul for/g288ei axiale (NEd) pe sec/g288iunea activ/g259 a peretelui: /g120 NEd = /g860EA (E 8.3.7) unde efortul unitar de com presiune se ia din Tabelul Ex1.2 pentru grupul de pere/g288i c/g259ruia îi apar/g288ine. În tabelele E 8.3.12 /g250i E 8.3.13 s-au calculat /g250i valorile for/g288ei t/g259ietoare asociat/g259 ced/g259rii prin compresiune excentric/g259 (VEdu) folosind rela/g288ia /g1848/g3006/g3031/g3048/g3404 /g3014/g3267/g3279 /g3014/g3254 /g1848/g3006 (E 8.3.8) unde valorile V E /g250i ME s-a luat din tabelele E 8.3.8a,b /g250i E 8.3.9a,b. For/g288a t/g259ietoare VEdu s-a calculat pentru sec/g288iunile de la baza pere/g288ilor /g250i pentru etajul 1, unde for/g288a t/g259ietoare este maxim/g259 pentru pere/g288ii T1 /g250i L1. 543 Transversal Parter Tabelul E 8.3.10a Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd M Rd m m m2 tone/m2 --- tone m tm T1 0.375 5.850 2.194 0.352 0.202 77.2 1.389 172.1 T2 0.375 3.850 1.444 0.336 0.193 48.5 0.874 72.2 T3 0.250 3.725 0.745 0.439 0.255 32.7 1.116 42.7 T4 0.250 10.700 2.675 0.483 0.278 129.2 3.494 465.5 Etaj 1 Tabelul E 8.3.10b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd M Rd m m m2 tone/m2 --- tone m tm T1 0.375 5.850 2.194 0.265 0.152 58.1 1.045 139.5 T2 0.375 3.850 1.444 0.252 0.145 36.4 0.656 58.1 T3 0.250 3.725 0.745 0.331 0.190 24.7 0.831 35.7 T4 0.250 10.700 2.675 0.362 0.208 96.8 2.619 391.1 Longitudinal Parter Tabelul E 8.3.11a Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd M Rd m m m2 tone/m2 --- tone m tm Long1 0.375 1.450 0.544 0.336 0.193 18.3 0.330 10.2 Long2 0.375 2.400 0.900 0.439 0.252 39.5 0.712 33.4 Long3 0.250 2.525 0.631 0.352 0.202 22.2 0.600 21.4 Long4 0.250 9.650 2.412 0.483 0.278 116.5 3.151 378.6 Etaj 1 Tabelul E 8.3.11b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd M Rd m m m2 tone/m2 --- tone m tm Long1 0.375 1.450 0.544 0.252 0.145 13.7 0.247 8.2 Long2 0.375 2.400 0.900 0.331 0.190 29.8 0.537 27.8 Long3 0.250 2.525 0.631 0.265 0.152 16.7 0.451 17.3 Long4 0.250 9.650 2.412 0.362 0.208 87.3 2.361 318.2 Momente capabile corespunz/g259toare arm/g259turii stâlpi/g250orilor Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor este dat/g259 în figura E 8.3.6. Rezisten/g288a de proiectare la încovoiere dat/g259 de arm/g259turile longitudinale din stâlpi/g250ori - MRd(As) se calculeaz/g259 conform CR 6. 544 Figura E 8.3.6. Pozi/g288ionarea stâlpi/g250orilor pentru structura cu zid/g259rie confinat/g259 Armarea stâlpi/g250orilor s-a luat astfel: /g120 St1 /g314 4/g30116 - fyd = 300 N/mm2 /g314 As = 8.04 cm2 /g120 St2 /g314 6/g30114 - fyd = 300 N/mm2 /g314 As = 9.24 cm2 /g120 St3 /g314 8/g30114 - fyd = 300 N/mm2 /g314 As = 12.32 cm2 În modelul de calcul se introduc pere/g288ii strucurali cu sec/g288iune dreptunghiular/g259 (se neglijeaz/g259 efectul t/g259lpilor). Stâlpi/g250orii St2f nu exist/g259 în proiect dar au fost introdu/g250i în modelul de calcul având în vedere prevederea din Codul P 100-1/ 8.5.4.2.1 referitoare la stâlpi/g250orii de la intersec/g288iile de pere/g288i. Pentru calculul momentului capabil armarea lor se va considera egal/g259 cu: /g120 arm/g259tura stâlpi/g250orului de la extremitatea opus/g259 a peretelui (St1) pentru axele 2 /g250i 4. /g120 50% din suma arm/g259turilor St2 din peretele L2 /g314 14.8 cm2 pentru axul 3 Figura E 8.3.7a 545 Figura E 8.3.7b Transversal Parter Tabelul E 8.3.12a Perete Ast ls M Rd(As) MRd (ZNA) MRd (ZC) VE/ME VEdu (ZC) cm2 m tm tm tm m -1 tone T1 9.24 5.538 153.5 172.1 325.6 0.125 40.7 T2 9.24 3.538 98.1 72.2 170.3 0.170 29.0 T3 8.04 3.413 82.3 42.7 125.0 0.166 20.8 T4 9.24 10.325 286.2 465.5 751.7 0.083 62.4 Etaj 1 Tabelul E 8.3.12b Perete Ast ls M Rd(As) MRd (ZNA) MRd (ZC) VE/ME VEdu (ZC) cm2 m tm tm tm m -1 tone T1 9.24 5.538 153.5 139.5 293.0 0.173 50.7 T2 9.24 3.538 98.1 58.1 156.2 0.204 31.9 T3 8.04 3.413 82.3 35.7 118.0 0.202 23.8 T4 9.24 10.325 286.2 391.1 677.3 0.135 91.4 Longitudinal Parter Tabelul E 8.3.13a Perete Ast ls M Rd(As) MRd (ZNA) MRd (ZC) VE/ME VEdu (ZC) cm2 m tm tm tm m -1 tone Long1 9.24 1.138 31.5 10.2 41.7 0.242 10.1 Long2 9.24 2.150 59.6 33.4 93.0 0.196 18.2 Long3 8.04 2.213 53.4 21.4 74.8 0.207 15.5 Long4 8.04 9.400 226.7 378.6 605.3 0.081 49.0 Etaj 1 Tabelul E 8.3.13b Perete Ast ls M Rd(As) MRd (ZNA) MRd (ZC) VE/ME VEdu (ZC) cm2 m tm tm tm m -1 tone Long1 9.24 1.138 31.5 8.2 39.7 0.241 9.6 Long2 9.24 2.150 59.6 27.8 87.4 0.234 20.5 Long3 8.04 2.213 53.4 17.3 70.7 0.239 16.9 Long4 8.04 9.400 226.7 318.2 544.9 0.142 77.4 546 MRd /g149 MEb (E 8.3.10) Com para/g288ia valorilor respective (cerin/g288e -MEb/capacit/g259/g288i- MRd) este ar/g259tat/g259 în tabelul E 8.3.14. Tabelul E 8.3.14 Elem. ne Parter Etaj 1 Elem. ne Parter Etaj 1 MRd M Eb MRd M Eb MRd M Eb MRd M Eb tm tm tm tm tm tm tm tm T1 2 325.6 174.6 293.0 113.5 L1 4 41.7 9.50 39.7 3.2 T2 2 170.3 64.0 156.2 34.1 L2 6 93.0 36.0 87.4 16.4 T3 4 125.0 36.1 118.0 19.0 L3 2 74.8 29.7 70.7 12.2 T4 1 751.7 368.7 677.3 282.9 L4 1 605.3 692.8 544.9 536.0 /g54 2243.5 990.0 2047.7 654.0 1480.0 1006.0 1369.5 671.0 Concluzie: Rezisten/g288a structurii la compresiune + încovoiere este satisf/g259cut/g259 pentru ansamblul cl/g259dirii pe ambele direc/g288ii. Pe direc/g288ie longitudinal/g259, la parter, peretele L4 are rezisten/g288/g259 insuficient/g259 (MRd = 0.87 MEb). Având în vedere c/g259 nerealizarea rezisten/g288ei este mai mic/g259 decât 20% din MEb se poate accepta c/g259 diferen/g288a este acoperit/g259 prin redistribuirea suprarezisten/g288ei totale (/g520MRd = 1.47/g520MEb) E 8.3.9. Calculul rezisten/g1802elor de proiectare la for/g1802/g259 t/g259ietoare ale pere/g1802ilor structurali E 8.3.9.1. Mecanismul de cedare prin lunecare în rost orizontal Rezisten/g288a de proiectare la lunecare în rost orizontal a pere/g288ilor din zid/g259rie confinat/g259, VRd, se calculeaz/g259 prin însumarea: /g120 rezisten/g288ei de proiectare la lunecare în rost orizontal a panoului din zid/g259rie simpl/g259 corectat/g259 pentru a /g288ine seama de efectul elementelor de confinare (VRd1 *), /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare corespunz/g259toare arm/g259turii din stâlpi/g250orul de la extremitatea comprimat/g259 a peretelui (V Rd2) /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare a stâlpi/g250orului comprimat (VRsc). VRd = VRd1 * + VRd2 + VRsc (E 8.3.11) E 8.3.8. Verificarea siguran/g1802ei la compresiune+încovoiere Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la compresiune + încovoiere, conform CR 6 pentru toate elementele este 547 Calculul rezisten/g288ei corectate VRdl * s-a f/g259cut cu rela/g288ia /g1848/g3019/g3031/g481/g3036 /g1499/g3404 /g2869 /g3082/g3262 /g1858/g3049/g3038/g2868/g1872/g1864/g3028/g3031/g3397/g882 /g484 /g886/g1840/g3006/g3031 /g1499 (E 8.3.12) în care for/g288a axial/g259 corectat/g259 NEd * s-a calculat cu rela/g288ia /g1840/g3006/g3031 /g1499/g3404/g1840/g3006/g3031/g3397/g882 /g484 /g890 /g1848/g3006/g3031 /g3035/g3291 /g3039/g3291 (E 8.3.13) Rezisten /g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare a arm/g259turii din stâlpi/g250orul comprimat s-a calculat conform CR 6, , în care pentru arm/g259tura longitudinal/g259 din bare /g301 14 fyd = 300 N/mm2 /g250i etrieri /g3018 fyd = 210 N/mm2 s-a luat /g540c = 0.25 (tabelul 6.3 din CR 6) A rezultat: St1 /g314 4/g30116 fyd = 300 N/mm2 + etrieri /g3018 fyd = 210 N/mm2 /g314 /g540c = 0.200 VRd2 (St1) = 0.20 Ascfyd = 0.20 × 8.04 × 3000 = 4824 kg /g35 4.8 tone St2 /g314 6/g30114 fyd = 300 N/mm2 + etrieri /g3018 fyd = 210 N/mm2 /g314 /g540c = 0.250 VRd2 (St2) = 0.25 Ascfyd = 0.25 × 9.24 × 3000 = 6930 kg /g35 6.9 tone Rezisten/g288a de proiectare la forfecare a betonului din stâlpi/g250orul comprimat s-a calculat cu rela/g288ia St1 /g314 VRsc = Absc × fcvd = 0.25 × 0.25 × 13.5 = 0.85 tone St2 /g314 VRsc = Absc × fcvd = 0.25 × 0.375 × 13.5 = 1.30 tone unde nota/g288iile sunt urm/g259toarele /g120 Absc - aria betonului din stâlpi/g250orul de la extremitatea comprimat/g259 /g120 fcvd rezisten/g288a unitar/g259 de proiectare a betonului din stâlpi/g250orul comprimat (CR 6 tabelul 3.3) Prin urmare rezisten/g288a la forfecare a stâlpi/g250orului comprimat este VRstc (St1) = VRd2 + Vbsc = 4.8 + 0.85 = 5.65 tone VRstc (St2) = VRd2 + Vbsc = 6.9 + 1.30 = 8.20 tone Calculele sunt dezvoltate în tabelele E 8.3.15a,b /g250i E 8.3.16a,b. Transversal P a r t e r Tabelul E 8.3.15a Elem. VEd NEd NEd * lw l ad V(/g541) Vad VRdl * VRstc VRd,l (ZC) tone tone tone m m tone tone tone tone tone T1 21.8 2 77.2 85.6 5.850 0.00 34.2 4 0.00 34.24 8.20 42.44 T2 10.8 8 48.5 54.8 3.850 0.00 21.9 3 0.00 21.93 8.20 30.13 T3 6.00 32.7 36.3 3.725 0.00 14.5 2 0.00 14.52 5.65 20.17 T4 30.6 129. 2 135. 6 10.70 0 0.00 54.2 4 0.00 54.24 5.65 59.89 Total 285.7 tone 548 Etaj 1 Tabelul E 8.3.15b Elem. VEd NEd NEd * lw l ad V(/g541) Vad VRdl * VRstc VRd,l (ZC) t tone tone m m tone tone tone tone tone T1 19.64 58.1 65.6 5.850 0.00 26.24 0.00 26.24 8.20 34.44 T2 6.96 36.4 40.4 3.850 0.00 16.16 0.00 16.16 8.20 24.36 T3 3.84 24.7 27.0 3.725 0.00 10.8 0.00 10.8 5.65 16.45 T4 38.19 96.8 104.8 10.70 0 0.00 41.92 0.00 41.92 5.65 47.57 Total 231.0 tone Longitudinal Parter Tabelul E 8.3.16a Elem. VEd NEd NEd * lw l ad V(/g541) Vad VRdl * VRstc VRd,l (ZC) tone tone tone m m tone tone tone tone tone L1 2.30 18.3 21.55 1.450 0.00 8.62 0.00 8.62 8.20 16.82 L2 7.06 39.5 46.09 2.400 0.00 18.44 0.00 18.44 8.20 26.64 L3 6.14 22.2 27.64 2.525 0.00 11.06 0.00 11.06 5.65 16.71 L4 56.16 116.5 129.5 4 9.650 0.00 51.82 0.00 51.82 5.65 57.47 Total 318.0 tone Etaj 1 Tabelul E 8.3.16b Elem. VEd NEd NEd * lw l ad V(/g541) Vad VRdl * VRstc VRd,l (ZC) t tone tone m m tone tone tone tone tone L1 0.77 13.7 14.89 1.450 0.00 5.96 0.00 5.96 8.20 14.16 L2 3.83 29.8 33.37 2.400 0.00 13.35 0.00 13.35 8.20 21.55 L3 2.92 16.7 19.29 2.525 0.00 7.72 0.00 7.72 5.65 13.37 L4 76.10 87.3 104.9 6 9.650 0.00 41.98 0.00 41.98 5.65 47.63 Total 260.3 tone E 8.3.9.2. Mecanismul de cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 Rezisten/g288a de proiectare la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 a pere/g288ilor din zid/g259rie confinat/g259, VRdi, se calculeaz/g259 prin însumarea: /g120 rezisten/g288ei de proiectare la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 a panoului din zid/g259rie simpl/g259 corectat/g259 pentru a /g288ine seama de efectul interac/g288iunii cu elementele de confinare (V Rdi *), /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare corespunz/g259toare arm/g259turii din stâlpi/g250orul de la extremitatea comprimat/g259 a peretelui (VRd2) /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare a stâlpi/g250orului comprimat (VRsc). VRdi = VRdi * + VRd2 + VRsc (E 8.3.14) Valorile VRd2 /g250i VRsc sunt identice celor determinate pentru mecanismul de cedare prin lunecare în rostul orizontal. Rezisten/g288a caracteristic/g259 la întindere a elementelor pentru zid/g259rie din argil/g259 ars/g259 s-a luat conform rela/g288iei 549 2 bbt mm / N 263 . 0 5 . 7 035 . 0 f 035 . 0 f/g32 /g117 /g32 /g32 Rezisten /g288a unitar/g259 caracteristic/g259 de cedare pe sec/g288iuni înclinate s-a calculat cu rela/g288ia * d bt * d bti , vk 0 . 19 1 058 . 0f5 1 f 22 . 0 f /g86/g86 /g14 /g32 /g14/g32 Rezisten /g288a de proiectare la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 se calculeaz/g259 cu rela/g288ia i , vd w M i , vkw i , Rd fb Af b AV /g117 /g32 /g117 /g32/g74 Valorile V Rdi * /g250i valorile rezisten/g288elor pere/g288ilor de zid/g259rie confinat/g259 la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 sunt date în tabelele E 8.3.17a,b /g250i E 8.3.18a,b. Transversal P a r t e r Tabelul E 8.3.17a Elem. Num/g259r elem. Aria NEd * /g305d * fvd,i * b VRd,i * VRstc VRd,i (ZC) (m2) tone N/mm 2 N/mm2 tone tone tone T1 2 2.194 85.6 0.390 0.0885 1.5 12.94 8.20 21.14 T2 2 1.444 54.8 0.380 0.0875 1.5 8.42 8.20 16.62 T3 4 0.745 36.3 0.487 0.0977 1.5 4.85 5.65 10.50 T4 1 2.675 135.6 0.507 0.0995 1.05 25.35 5.65 31.00 Total 148.5 tone Etaj 1 Tabelul E 8.3.17b Elem. Num/g259r elem. Aria N Ed * /g305d * fvd,i * b V Rd,i * VRstc VRd,i (ZC) (m2) tone N/mm 2 N/mm2 --- tone tone tone T1 2 2.194 65.6 0.299 0.0789 1.5 11.54 8.20 19.74 T2 2 1.444 40.4 0.280 0.0767 1.5 7.38 8.20 15.58 T3 4 0.745 27.0 0.362 0.0845 1.5 6.30 5.65 11.95 T4 1 2.675 104.8 0.392 0.0887 1.05 22.60 5.65 28.25 Total 146.7 tone Longitudinal Parter Tabelul E 8.3.18a Elem. Num/g259r elem. Aria N Ed * /g305d * fvd,i * b VRd,i * VRstc VRd,i (ZC) (m2) tone N/mm 2 N/mm2 tone tone tone L1 4. 0.544 21.55 0.396 0.0891 1.5 3.23 8.20 11.43 L2 6 0.900 46.09 0.512 0.1000 1.5 6.00 8.20 14.20 L3 2 0.631 27.64 0.438 0.0932 1.5 3.92 5.65 9.57 L4 1 2.412 129.5 0.537 0.1022 1.16 21.25 5.65 26.90 Total 177.0 tone 550 Etaj 1 Tabelul E 8.3.18b Elem. Num/g259r elem. Aria NEd * /g305d * fvd,i * b VRd,i * VRstc VRd,i (ZC) (m2) tone N/mm 2 N/mm2 tone tone tone L1 4 0.544 14.89 0.274 0.0760 1.5 2.76 8.20 10.96 L2 6 0.900 33.37 0.371 0.0866 1.5 5.20 8.20 13.40 L3 2 0.631 19.29 0.306 0.0797 1.5 3.35 5.65 9.00 L4 1 2.412 104.9 6 0.435 0.0929 1.16 19.31 5.65 24.96 Total 167.2 tone E 8.3.9.3. For/g288a t/g259ietoare asociat/g259 arm/g259rii în rosturile de a/g250ezare For/g288a t/g259ietoare preluat/g259 de arm/g259turile din rosturile orizontale se calculeaz/g259 cu rela/g288ia: yd sw w3 Rd fs Al 8 . 0 V/g32 (E 8.3.15) În cazul zid /g259riilor cu c/g259r/g259mizi pline armarea va fi 2/g3016 mm fyd = 300 N/mm 2 (Asw = 56.5 mm2) la trei asize s = 3 × 75 = 225 mm < 400 mm (distan/g288a maxim/g259 admis/g259 pe vertical/g259 între bare) /g159 VRd3 (tone) = 6.03 × lw (m). Transversal Parter Tabel E 8.3.19a Elem. VRd,l VRd,i lw 2/g3016/225VRd (ZC+AR)VRd3 tone tone m tone tone T1 42.44 21.14 5.850 35.25 56.39 T2 30.13 16.62 3.850 23.20 39.82 T3 20.17 10.50 3.725 22.50 33.00 T4 59.89 31.00 10.700 64.50 95.50 /g54 419.9 Etaj 1 Tabel E 8.3.19b Elem. VRd,l VRd,i lw VRd3 VRd (ZC+AR tone tone m tone tone T1 34.44 19.74 5.850 35.25 54.99 T2 24.36 15.58 3.850 23.20 38.78 T3 16.45 11.95 3.725 22.50 34.45 T4 47.57 28.25 10.700 64.50 92.75 /g54 418.1 551 Longitudinal Parter Tabelul E 8.3.20a Elem. VRd,l VRd,i lw VRd3 VRd (ZC+AR tone tone m tone tone L1 16.82 11.43 1.450 8.74 20.17 L2 26.64 14.20 2.400 14.47 28.67 L3 16.71 9.57 2.525 15.23 24.8 L4 57.47 26.90 9.650 58.19 85.09 /g54 387.4 Etaj 1 Tabelul E 8.3.20b Elem. VRd,l VRd,i lw VRd3 VRd (ZC+AR tone tone m tone tone L1 14.16 10.96 1.450 8.74 19.7 L2 21.55 13.40 2.400 14.47 27.87 L3 13.37 9.00 2.525 15.23 24.23 L4 47.63 24.96 9.650 58.19 83.15 /g54 377.6 E 8.3.10. Siguran/g1802a la for/g1802/g259 t/g259ietoare Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare, conform CR 6 este EduRd V 25 . 1 V/g116 (E 8.3.16) unde VEdu este calculat conform art. E8.3.4.4 din acest exemplu Compara/g288ia valorilor respective este dat/g259 în tabelele E 8.3.21a,b. Parter Tabelul E 8.3.21a Elem. VRd (ZC+AR) VEdu 1.25VEdu Elem. VRd (ZC+AR) VEdu 1.25VEdu (tm) (tm) (tm) (tm) T1 56.39 40.7 50.9 L1 20.17 10.1 12.6 T2 39.82 29.0 36.3 L2 28.67 18.2 22.8 T3 33.00 20.8 26.0 L3 24.8 15.5 19.4 T4 95.50 62.4 78.0 L4 85.09 49.0 61.3 /g520 419.9 356.9 387.4 287.3 Etaj 1 Tabelul E 8.3.21b Elem. VRd (ZC+AR) VEdu 1.25VEdu Elem. VRd (ZC+AR) VEdu 1.25VEdu (tm) (tm) (tm) (tm) T1 54.99 50.7 63.3 L1 19.7 9.6 12.0 T2 38.78 31.9 39.9 L2 27.87 20.5 25.6 T3 34.45 23.8 30.3 L3 24.23 16.9 21.1 T4 92.75 91.4 114.1 L4 83.15 77.4 96.8 /g520 418.1 441.7 377.6 340.6 552 Concluz ie: La etajul 1 siguran/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare nu este satisf/g259cut/g259 pe direc/g288ie transversal/g259 pentru ansamblul cl/g259dirii /g250i pentru pere/g288ii din casetele po/g250ate. E 8.3.11. Posibilitate de corectare Pentru pere/g288ii care nu satisfac cerin/g288a de rezisten/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare se armeaz/g259 rosturile orizontale cu 2/g3018/22.5 cm din o/g288el cu fysd = 300.0 N/mm 2. Valorile V Rd3 /g250i VRd(ZC+AR) modificate sunt date în tabelul E 8.3.22. Tabelul E 8.3.22 Elem. VRd,l VRd,i lw VRd3 VRd (ZC+AR) tone tone m tone tone T1 34.44 19.74 5.850 62.28 82.02 T2 24.36 15.58 3.850 41.0 56.58 T3 16.45 11.95 3.725 39.8 51.75 T4 47.57 28.25 10.700 114.0 142.25 /g54 626.45 Cu valorile V Rd3 sporite condi/g288ia de siguran/g288/g259 la for/g288/g259 t/g259ietoare pentru pere/g288ii de la etajul 1 este satisf/g259cut/g259 a/g250a cum rezult/g259 din tabelul E 8.3.23. Tabelul E 8.3.23 Elem. VRd (ZC+AR) VEdu 1.25VEdu Elem. VRd (ZC+AR) VEdu 1.25VEdu (tm) (tm) (tm) (tm) T1 82.02 50.7 63.3 L1 19.7 9.6 12.0 T2 56.58 31.9 39.9 L2 27.87 20.5 25.6 T3 51.75 23.8 30.3 L3 24.23 16.9 21.1 T4 142.25 91.4 114.1 L4 127.8 77.4 96.8 /g520 626.45 441.7 422.3 340.6 553 /g120 În/g259l/g288ime P+2E /g120 Pere/g288i exteriori t = 35 cm (axa/g288i 20 cm/exterior /g250i 15 cm/interior) /g120 Pere/g288i interiori t = 30 cm (axa/g288i) /g120 Dimensiunile cl/g259dirii în plan 10.40 x 10.40 m /g120 Aria cl/g259dirii în plan (pe nivel) Apl = 10.40 × 10.40 = 108.16 m2 /g120 Sistem structural celular /g120 În/g259l/g288imea etajului het = 3.00 m Htot= 3 × 3.00 = 9.00 m /g120 Amplasament: - Zona seismic/g259 ag = 0.20 g /g314 Sistem structural Zid/g259rie confinat/g259 /g250i armat/g259 în rosturi (ZC+AR) - a se vedea tabelul 8.9 din Cod Figura E 8.4.1 Planul nivelului /g250i sistemul de coordonate de referin/g288/g259 E 8.4.2. Calculul greut/g259/g1802ii proprii E 8.4.2.1 Calculul greut/g259/g288ii etajului - Aria plan/g250eelor Apl = 88.36 m2 - Aria zid/g259riei în plan Azid = 19.8 m2 E 8.4.2.2. Calculul ariei z id/g259riei în eleva/g288ie (pe în/g259l/g288imea unui nivel) /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 35 cm 554 E 8.4. Cl/g259dire tip „Vil/g259” P+2E cu pere/g1802i structurali de zid/g259rie confinat/g259 (ZC) cu elemente BCA E 8.4.1. Descriere general/g259 - Ax A /g314 10.40x3.00 - 1.50x1.50 - 1.00x1.00 = 27.95 m2 - Ax C /g314 10.40x3.00 - 2.00x2.00 - 1.50x2.00 = 24.20 m2 - Ax 1 /g314 (10.40-0.70)x3.00 - 2.00x2.00 - 2.50x2.00 = 20.10 m2 - Ax 3 /g314 (10.40-0.70)x3.00 - 1.50x1.50 - 2.00x2.00 = 22.85 m2 Total = 95.10 m2 /g120 Zid/g259rie cu grosimea t = 30 cm - Ax B /g314 (10.40 -0.70) x3.00 - 1.50x2.40 - 1.00x2.10 = 23.40 m2 - Ax 2 /g314 (10.40-1.00)x3.00 - 1.00x2.10 - 1.50x2.40 = 22.50 m2 Total = 45.90 m2 E 8.4.2.3. Calculul greut/g259/g288ii zid/g259riei pe nivel iv. Elemente din BCA cu rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune fb = 5.0 N/mm2 v. Densitatea de proiectare (care /g288ine seama de umiditatea medie în exploatare) cu rela/g288ia 3 b 3 m / kg 600 ) 2 f ( 85 ) m / kg (/g35 /g14 /g32/g85 (E 8.4.1) vi. Pentru calculul greut/g259/g288ii zid/g259riei (elemente LD + mortar) se folose/g250te schema din figura E 8.4.20 (a se vedea /g250i Cod CR 6) Figura E 8.4.2.Calculul greut/g259/g288ii proprii a zid/g259riei cu elemente LD Valorile greut/g259/g288ii zid/g259riei sunt date în tabelele Ex. 4-1a /g250i E 8.4.1b. Tabelul E 8.4.1a Dimensiuni UM 350 /g117 250 /g117 600 300 /g117 250 /g117 600 Volum nominal cm3 52500 45000 Volum element cm3 48980 41983 Volum mortar cm3 3520 3017 Greutate element + mortar kg/buc 36.4 31.2 Greutate unitar/g259 perete netencuit kg/m2 perete 243.0 208.0 Greutate de proiectare perete tencuit kg/m 2 perete 243 +80 = 323 208+80 = 288 Greutate volumetric/g259 perete tencuit kg/m 3 323/ 0.35 = 923 288/0.30 = 960 555 Tabelul E 8.4.1b Grosime t = 35 cm Grosime t = 30 cm Total greutate Azid gzid Gzid Azid gzid Gzid /g54Gzid /g54Gzid/Aetaj m2 t/m 2 tone m 2 t/m 2 tone tone tone/m 2 95.10 0.323 30.7 45.90 0.288 13.2 43.9 0.406 E 8.4.2.4. Calculul greut/g259/g288ii plan/g250eului /g120 Aria plan/g250eului (între pere/g288i) - A-B/1-2 /g314 (5.50 - 0.15 - 0.15)x(6.00 - 0.15 - 0.15) = 29.64 m2 - A-B/2-3 /g314 (5.50 - 0.15 - 0.15)x(4.00 - 0.15 - 0.15) = 19.24 m2 - B-C/1-2 /g314 (4.50 - 0.15 - 0.15)x(6.00 - 0.15 - 0.15) = 23.94 m2 - B-C/2-3 /g314 (4.50 - 0.15 - 0.15)x(4.00 - 0.15 - 0.15) = 15.54 m2 Total = 88.36 m2 /g120 Greutatea plan/g250eului în gruparea seismic/g259 (pe 1.0 m2) - placa de beton armat 16 cm grosime 400 daN/m2 - tencuiala la intrados 40 daN/m2 - pardoseala (inclusiv /g250apa) 120 daN.m2 - pere/g288i desp/g259r/g288itori u/g250ori 120 daN/m2 - înc/g259rcare util/g259 (locuin/g288/g259) 0.3 x 150 daN/m2 45 daN/m2 725 daN/m2 /g120 Greutatea plan/g250eului 88.36 x 725 = 64100 daN /g314 64.1 tone E 8.4.2.5. Greutatea total/g259 a nivelului Cu valorile de mai sus greutatea cl/g259dirii pentru calculul în situa/g288ia de proiectare seismic/g259 este dat/g259 în tabelul E 8.4.2. Tabelul E 8.4.2 /g54Gzid Gpl Gtot,et Gtot,et/Aetaj tone tone tone tone/m 2 43.9 64.1 108.0 1.000 E 8.4.2.6. Calculul maselor de etaj supuse ac/g288iunii seismice Întreaga mas/g259 a etajului (zid/g259rie + plan/g250eu) este considerat/g259 concentrat/g259 la nivelul plan/g250eelor. /g120 Masa etajului g GM et tot i ,/g32 556 /g120 Masa total/g259 a cl/g259dirii g G nM et tot niv,/g32 Pentru construc/g288ia proiectat/g259, greuta tea total/g259 supus/g259 ac/g288iunii seismice are valoarea Gtot = 108.0 × 3 = 324.0 tone. E 8.4.3. Calculul for/g1802elor seismice statice echivalente /g120 Ordonata maxim/g259 a spectrului elastic /g5330 = 2.50 /g120 Factorul de reducere pentru nniv > 2 /g540 = 0.85 /g120 Factorul de reducere pentru frac/g288iunea de 8% din amortizarea critic/g259 /g536 = 0.88 /g120 Factorul de importan/g288/g259 /g534Ie = 1.0 /g120 Factorul de suprarezisten/g288/g259 /g302u//g3021 = 1.25 (pentru lege /g304u >> /g3041 comunicat/g259 de produc/g259tor) /g120 Factorul de comportare q = 2.50 × 1.25 = 3.125 (tabelele 8.9 /g250i 8.10 din Cod) /g120 Coeficientul seismic global /g1855/g3404/g2011/g3010/g3032 /g2010/g2868/g3400/g2019/g3400/g2015 /g1869/g3400/g1853/g3034 /g1859/g3404/g883 /g484 /g882/g3400/g884/g484/g887/g882 /g3400 /g882/g484/g890/g887 /g3400 /g882/g484/g890/g890 /g885/g484/g883/g884/g887/g3400 /g882/g484/g884/g882 /g3404 /g882/g484/g883/g884/g882 /g120 For/g288a t/g259ietoare de baz/g259 Fb = c × Gtot = 0.120 × 324 = 38.9 tone E 8.4.4. Stabilirea modelelor plane pentru calcul seismic E 8.4.4.1. Verificarea condi/g288iilor de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie Cl/g259direa înd epline/g250te condi/g288iile de regularitate geometric/g259 /g250i structural/g259 în plan /g250i în eleva/g288ie pentru utilizarea calculului cu for/g288e seismice statice echivalente folosind dou/g259 modele plane; cl/g259direa se încadreaz/g259 în tipul 1 (din tabelul 5.1 din CR 6). Cele dou/g259 modele plane sunt ar/g259tate în figura E 8.4.3. Transversal (axa "y") Longitudinal (axa "x") Figura E 8.4.3.Modele plane pentru calculul structurii 557 E 8.4.4.2. Verificarea d ensit/g259/g288ii pere/g288ilor structurali Transversal - Ax 1 /g314 (10.40 - 2.00- 2.50) × 0.35 = 2.065 m2 - Ax 2 /g314 (10.40 - 1.00 - 1.50) × 0.30 = 2.370 m2 - Ax 3 /g314 (10.40 - 1.50- 2.00) × 0.35 = 2.415 m2 Total Azid = 6.85 m2 /g314 p = 6.33% Longitudinal - Ax A /g314 (10.40 - 1.50 - 1.00) × 0.35 = 2.765 m2 - Ax B /g314 (10.40 - 1.50 - 1.00) × 0.30 = 2.370 m2 - Ax C /g314 (10.40 - 2.00 - 1.50) × 0.35 = 2.415 m2 Total Azid = 7.55 m2 /g314 p = 6.98 % Condi/g288iile din tabelul 8.9 sunt satisf /g259cute. E 8.4.4.3 Verificarea raportului între ariilor golurilor /g250i ariile plinurilor de zid/g259rie Se verific/g259 pentru fiecare perete raportul /g545 între lungimea golurilor /g250i lungime plinurilor de zid/g259rie (conform P 100-1- tabelul 8.11) - verificarea se face pentru criteriile corespunz/g259toare amplasamentului cu a g = 0.20g . Transversal - Ax 1 lgol = 4.50 m lplin = 5.90 m /g314 /g545 = 0.76 < 1.00 - Ax 2 lgol = 2.50 m lplin = 7.90 m /g314 /g545 = 0.32 < 0.35 - Ax 3 lgol = 3.50 m lplin = 6.90 m /g314/g545 = 0.51 < 1.00 Longitudinal - Ax A lgol = 2.50 m lplin = 7.90m /g314 /g545 = 0.32 < 1.00 - Ax B lgol = 2.50 m lplin = 7.90 m /g314 /g545 = 0.32 < 0.35 - Ax C lgol = 3.50 m lplin = 6.90 m /g314 /g545 = 0.51 < 1.00 Condi/g288iile din Codul P 100-1 tabelul 8.11 sunt satisf/g259cute E 8.4.5. Distribu/g1802ia for/g1802ei t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g1802ii structurali E 8.4.5.1. Metoda consolelor independente Metoda consolelor independente distribuie for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali folosind criteriul egalit/g259/g288ii deplas/g259rilor laterale totale (din transla/g288ie /g250i din r/g259sucirea de ansamblu) ale tuturor pere/g288ilor, la vârful construc/g288iei. Metoda este simpl/g259 /g250i poate fi aplicat/g259 manual dar rezultatele sale au un grad relativ ridicat de aproximare în raport cu alte metode mai exacte. În cazul cl/g259dirilor cu pere/g288i structurali din zid/g259rie nearmat/g259 aproxima/g288iile sunt mai reduse deoarece, prin conven/g288ie, contribu/g288ia riglelor de cuplare se neglijeaz/g259. 558 /g1844/g3036/g3404 /g3047 /g3090/g4666/g2871/g2878/g2872/g3090/g3118/g4667 (E 8.4.2) considerând fiecare elem ent ca o consol/g259 cu în/g259l/g288imea H = 9.0 m. Factorii de distribu/g288ie s-au calculat, pentru ambele direc/g288ii, cu rela/g288ia /g166 /g32 i i i , V R R/g85 (E 8.4.3) /g159 Pere/g288i transversali Tabelul E 8.4.3a Elem. Zona lw (m) t (m) Aria (m 2) wl H/g32/g79 RiT /g545 V,iT T1 Z1 1.70 0.35 0.595 5.294 0.00057 0.028 T2 Z2 3.00 0.35 1.050 3.00 0.00299 0.152 T3 Z3 1.20 0.35 0.420 7.50 0.00051 0.025 T4 Z4 1.20 0.30 0.360 7.50 0.00043 0.021 T5 Z5 4.50 0.30 1.350 2.00 0.00789 0.400 T6 Z6 2.20 0.30 0.660 4.090 0.00104 0.052 T7 Z7 2.20 0.35 0.770 4.090 0.00122 0.061 T8 Z8 3.50 0.35 1.225 2.571 0.00462 0.236 T9 Z9 1.20 0.35 0.420 7.50 0.00051 0.025 RT = /g54RiT = 0.0198 m /g159 Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.4.3b Elem. Zona lw (m) t (m) Aria (m 2) wl H/g32/g79 RiL /g545V,iL L1 Z1 3.70 0.35 1.295 2.432 0.00539 0.243 L2 Z4 2.50 0.35 0.875 3.600 0.00177 0.079 L3 Z7 1.70 0.35 0.595 5.294 0.00057 0.025 L4 Z2 1.70 0.30 0.510 5.294 0.00049 0.021 L5 Z5 4.50 0.30 1.350 2.00 0.00789 0.355 L6 Z8 1.70 0.30 0.510 5.294 0.00049 0.021 L7 Z3 2.70 0.35 0.945 3.333 0.00221 0.100 L8 Z6 3.00 0.35 1.050 3.00 0.00299 0.134 L9 Z9 1.20 0.35 0.420 7.50 0.00051 0.022 RL = /g54RiL= 0.0223 m E 8.4.5.1.1. Rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali /g250i factorii de distribu/g288ie Deoarece to/g288i pere/g288ii structurali sunt executa/g288i din acela/g250i material s-a folosit, pentru simplificare, expresia rigidit/g259/g288ii geometrice (în formule s-au omis valorile modulelor de elasticitate Ez /g250i Gz . În ipoteza consolelor independente rigiditatea relativ/g259 de nivel a pere/g288ilor structurali s- a calculat cu formula 559 E 8.4.5.1.2. Calculul poz i/g288iei centrului de rigiditate (xCR,yCR) Pozi/g288ia centrului de rigiditate s-a calculat cu rela/g288iile /g166 /g166/g32 iT Ti i R R R xx /g166 /g166/g32 iL iL i R R R yy (E 8.4.4) Calculele sunt detaliate în tabelul E 8.4.4: Tabelul E 8.4.4 Elem. xi RiT × 102 xiRiT × 102 Elem. yi RiL × 102 y iRiL×102 (m) (m) (m 2) (m) (m) (m 2) T1 0.20 0.057 0.0114 L1 0.20 0.539 0.1078 T2 0.20 0.299 0.0598 L2 0.20 0.177 0.0354 T3 0.20 0.051 0.0102 L3 0.20 0.057 0.0114 T4 6.20 0.043 0.2666 L4 5.70 0.049 0.2793 T5 6.20 0.789 4.8918 L5 5.70 0.789 4.4973 T6 6.20 0.104 0.6448 L6 5.70 0.049 0.2793 T7 10.20 0.122 1.2444 L7 10.20 0.221 2.2542 T8 10.20 0.462 4.7124 L8 10.20 0.299 3.0498 T9 10.20 0.051 0.5202 L9 10.20 0.051 0.5202 /g54 1.978 12.3616 /g54 2.231 11.0347 Au rezultat valorile /g120 xR = 6.25 m yR = 4.95 m Pozi/g288iile centrului maselor (CG) /g250i centrului de rigiditate (CR) sunt ar/g259tate în figura E 8.4.6. 560 E 8.4.5.1.3. Calculul momentului de iner /g288ie de torsiune Momentul de iner/g288ie de torsiune s-a calculat cu rela/g288ia /g1836/g3404/g963/g4670/g1844/g3036/g3021/g4666/g1876/g3004/g3019/g3398/g1876/g3036/g4667/g2870/g3397/g1844/g3036/g3013/g4666/g1877/g3004/g3019/g3398/g1877/g3036/g4667/g2870/g4671 (E 8.4.5) Calculul este dezvoltat în tabelul E 8.4.5. Tabelul E 8.4.5. Elem. RiT xi |xCR- xi| RiT/g117 (xCR-xi)2 Elem. RiL yi |yCR- yi| RiL/g117 (yCR-yi)2 m m m m 3 mm m m 3 T1 0.00057 0.20 6.05 0.0209 L 1 0.00539 0.20 4.75 0.1216 T2 0.00299 0.1094 L 2 0.00177 0.0399 T3 0.00051 0.0187 L3 0.00057 0.0129 T4 0.00043 6.20 0.05 0.0000 L 4 0.00049 5.70 0.75 0.0003 T5 0.00789 0.0000 L 5 0.00789 0.0044 T6 0.00104 0.0000 L6 0.00049 0.0003 T7 0.00122 10.20 3.95 0.0190 L 7 0.00221 10.20 5.25 0.0609 T8 0.00462 0.0742 L 8 0.00299 0.0824 T9 0.00051 0.0080 L9 0.00051 0.0141 /g54 0.250m3 0.337m3 KJR = 0.248 +0.337 = 0.585 m3 E 8.4.5.1.4. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 între pere/g288ii structurali E 8.4.5.1.4.1. Calculul excentricit/g259/g288ii structurale /g250i al excentricit/g259/g288ii accidentale Aceste excentricit/g259/g288i determin/g259 momentul de r/g259sucire de ansamblu al structurii /g250i, în consecin/g288/g259, valorile componentelor respective ale deplas/g259rilor laterale. /g120 Excentricitatea structural/g259 - excentricit/g259/g288ile centrului de rigiditate e0x = |xCR – xCG| = |6.25 - 5.20| = 1.05 m e0y = |yCR – yCG| = |4.95 - 5.20| = 0.25 m /g120 Excentricitatea accidental/g259 (torsiunea accidental/g259) s-a calculat cu rela/g288ia (4.2) din Codul P 100-1. - e ax = ± 0.05 /g117 10.40 = ± 0.52 m - e ay = ± 0.05 /g117 10.40 = ± 0.52 m /g120 Excentricit/g259/g288i totale - e x,max = e0x + eax = 1.05 + 0.52 = 1.57 m - e x,min = e0x - eax = 1.05 - 0.52 = 0.53 m - e y,max = e0y + eay = 0.25 + 0.52 = 0.77 m 561 - e y,min = e0y - eay = 0.25 - 0.52 = - 0.27 m /g120 Momente de torsiune de ansamblu - Pentru for/g288a seismic/g259 pe direc/g288ia "y" (pere/g288ii transversali) * Mtx,max = Fb × ex,max = 1.57 Fb * Mtx,min = Fb /g117 ex,min = 0.53 Fb - Pentru for/g288a seism ic/g259 pe direc/g288ia y (pere/g288ii transversali) * Mty,max = Fb /g117 ey,max = 0.77 Fb * Mty,min = - Fb /g117 ey,min = -0.27 Fb Cu valorile for/g288ei t/g259ietoare de baz/g259 calculat/g259 la E 8.4.3 , mom entele de torsiune de ansamblu sunt date în tabelul E 8.4.6. Tabelul E 8.4.6. Valori Mt (în tm) Mtx,max 60.9 Mtx,min 20.6 Mty,max 29.9 Mty,min -10.4 Componentele for/g288ei t/g259ietoare date de efectul torsiunii de ansamblu se calculeaz/g259 cu rela/g288iile /g91/g39 /g117 /g117 /g16 /g32) T ( R ) x x ( Fi i CRiT (E 8.4.6a) /g91/g39 /g117 /g117 /g16 /g32) L ( R ) y y ( Fi i CRiL (E 8.4.6b) unde R t KJ M/g32/g91 Valorile for/g288elor t/g259ietoare aferente pere/g288ilor structurali transversali (T) /g250i longitudinali (L) sunt date în tabelele E 8.4.7a /g250i E 8.4.7b. 562 E 8.4.5.1.4.2. Repartizarea for/g288ei t/g259ietoare /g159 Transversal 2 R max , tx max t/m 1 . 104585 . 0 9 . 60 KJ M /g32 /g32 /g32/g91 2 R min , tx min t/m 2 . 35585 . 0 6 . 20 KJ M /g32 /g32 /g32/g91 Tabelul E 8.4.7a Elem. RiT /g545Vi,T FiT (tr) x CR-xi (xCR-xi) × RiT /g507FiT,max (rot) /g507FiT,min (rot) FiT,max (tot) FiT,min (tot) ME,b m×102 tone m m 2 ×102 tone tone tone tone tm T1 0.057 0.028 1.09 6.05 0.345 0.36 0.12 1.45 1.21 10.2 T2 0.299 0.152 5.90 1.809 1.88 0.64 7.78 6.54 54.5 T3 0.051 0.025 0.97 0.309 0.32 0.11 1.29 1.08 9.1 T4 0.043 0.021 0.81 0.05 0.002 0.00 0.00 0.81 0.81 5.7 T5 0.789 0.400 15.53 0.039 0.04 0.02 15.57 15.55 109.0 T6 0.104 0.052 2.02 0.005 0.01 0.00 2.03 2.02 14.2 T7 0.122 0.061 2.37 -3.95 -0.482 -0.50 -0.17 1.87 2.20 15.4 T8 0.462 0.236 9.15 -1.825 -1.90 -0.64 7.25 8.51 59.6 T9 0.051 0.025 0.97 -0.201 -0.21 -0.07 0.76 0.90 6.3 /g159 Longitudinal 2 R max , ty max t/m 1 . 51585 . 0 9 . 29 KJ M /g32 /g32 /g32/g91 2 R min , ty min t/m 8 . 17585 . 0 4 . 10 KJ M /g16 /g32 /g16 /g32 /g32/g91 Tabelul E 8.4.7b Elem. RiL /g545Vi,L FiL (tr) yCR- yi (xCR-xi) × RiL /g507FiL,max (rot) /g507FiL,min (rot) FiL,max (tot) FiL,min (tot) ME,b m×102 --- tone m m 2×102 tone tone tone tone tm L1 0.539 0.243 9.42 4.75 2.560 1.31 -0.46 10.73 8.96 75.1 L2 0.177 0.079 3.07 0.841 0.43 -0.15 3.50 2.92 24.5 L3 0.057 0.025 0.97 0.271 0.14 -0.05 1.11 0.93 7.7 L4 0.049 0.021 0.81 - 0.75 -0.037 -0.02 0.01 0.79 0.82 5.8 L5 0.789 0.355 13.88 -0.592 -0.31 0.11 13.46 13.88 97.1 L6 0.049 0.021 0.81 -0.037 -0.02 0.01 0.79 0.82 5.8 L7 0.221 0.100 3.88 - 5.25 -1.160 -0.59 0.21 3.29 4.09 28.6 L8 0.299 0.134 5.19 -1.570 -0.80 0.28 4.39 5.47 38.3 L9 0.051 0.022 0.86 -0.268 -0.14 0.05 0.72 0.90 6.3 Mom entul de r/g259sturnare la baz/g259 (ME,b) s-a calculat cu rela/g288ia /g1839/g3006/g481/g3029/g3404/g963/g1832/g3036/g1878/g3036 /g2871 /g2869 (E 8.4.7) unde for/g288ele seism ice de nivel Fi care ac/g288ioneaz/g259 la plan/g250eul de la cota zi se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (4.5) din Cod. Înlocuind valorile Fi în func/g288ie de Fb /g250i zi în func/g288ie de Htot rezult/g259 formula /g1839/g3006/g481/g3029/g3404 /g2875 /g2877/g1832/g3029/g3400/g1834/g3047/g3042/g3047/g3404/g889 /g484 /g882 /g3/g3400/g1832/g3029 în care în/g259l/g288imea total/g259 a cl/g259dirii este Htot = 3 × 3.0 = 9.0 m A rezultat valoarea Mb = 7.0 × 38.9 = 272.3 tm 563 Figura E 8.4.4.Schema de calcul pentru metoda consolelor legate cu biele articulate Au rezultat valorile urm/g259toare: Tabelul E 8.4.8 Elem. FiT (tr) FiT,max (tot) FiT,min (tot) ME,b VE/ME Elem . FiL (long) FiL,max (tot) FiL,min (tot) ME,b VE/ME tone tone tone tm m -1 tone tone tone tm m -1 T1 1.85 2.21 1.97 11.5 0.191 L1 8.78 9.99 9.20 74.1 0.135 T2 6.65 8.53 7.28 56.5 0.151 L2 3.86 4.40 4.07 26.8 0.164 T3 0.76 1.08 0.86 5.2 0.207 L3 1.58 1.82 1.68 7.2 0.253 T4 0.65 0.65 0.65 3.1 0.212 L4 1.36 1.32 1.36 7.1 0.191 T5 12.76 12.76 12.76 106.0 0.120 L5 10.96 10.71 11.06 92.2 0.120 T6 2.90 2.90 2.90 16.5 0.176 L6 1.36 1.32 1.36 7.1 0.191 T7 3.38 2.86 3.20 18.4 0.175 L7 4.55 3.85 4.66 29.3 0.159 T8 9.1 7.19 8.45 60.8 0.139 L8 5.70 4.82 6.03 39.9 0.151 T9 0.76 0.54 0.67 3.2 0.208 L9 0.65 0.54 0.67 3.2 0.208 281.2 tm 286.9 tm Valorile din tabelul E 8.4.8 vor fi folosite pentru verificarea siguran /g288ei. 564 E 8.4.5.2. Metoda consolelor legate la toate nivelurile prin plan/g250eu (leg/g259turi articulate) Modelul de calcu l /g288ine seama de leg/g259turile între console care sunt realizate la fiecare nivel, prin plan/g250eele rigide în planul lor. În acest caz distribu/g288ia for/g288ei t/g259ietoare între pere/g288ii structurali rezult/g259 din condi/g288ia de compatibilitate a deplas/g259rilor laterale ale pere/g288ilor la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu. Pere/g288ii au fost modela/g288i ca bare elastice cu sec/g288iune dreptunghiular/g259 (cu valorile respective ale ariei, ale ariei de forfecare /g250i ale momentului de iner/g288ie) încastrate la cota ± 0.00. Leg/g259turile între pere/g288i au fost modelate ca biele comprimate, articulate la ambele extremit/g259/g288i. Cu acest model (figura E 8.4.4), din condi/g288ia de egalitate a deplas/g259rilor de transla/g288ie, s- au calculat eforturile sec/g288ionale (for/g288/g259 t/g259ietoare /g250i moment încovoietor) în fiecare perete folosind un program de calcul pentru cadre plane. Deoarece componentele deplas/g259rilor totale care provin din r/g259sucirea de ansamblu depind numai de geometria structurii /g250i de propriet/g259/g288ile geometrice ale pere/g288ilor, valorile acestora au fost considerate propor/g288ionale cu cele ob/g288inute prin metoda consolelor independente. I. Se determ in/g259 reac/g288iunile plan/g250eelor pe fiecare linie de pere/g288i conform CR 6, art.6.6.2.1.P entru fiecare zon/g259 de pere/g288i (Z1÷Z9 din figura E 8.4.6) se calcu leaz/g259 for/g288a axial/g259 dat/g259 de plan/g250eu prin înmul/g288irea reac/g288iunii pe unitatea de lungim e (p) cu lungimea zonei aferente(care include câte 1/2 din l/g259/g288imea fiec/g259rui gol). Figura E 8.4.5 Înc/g259rc/g259ri pe pere/g288i date de plan/g250ee II. Se determ in/g259 ariile verticale de zid/g259rie (pe în/g259l/g288imea etajului) aferente fiec/g259rei zone (Z1 ÷ Z9). Ariile respective in clud plinul de zid/g259rie (care este continuu pe toat/g259 în/g259l/g288im ea etajului), zid/g259ria parapetului /g250i buiandrugului (pentru golurile de la fa/g288ad e) /g250i zid/g259ria buiandrugului (pentru golurile interioare). Pentru fiecare grosim e de perete aria vertical/g259 de zid/g259rie astfel determinat/g259 se înmul/g288e/g250te cu greutatea peretelui tencuit stabilit/g259 în func/g288ie de categoria elementelor pentru zid/g259rie. Folo sind greutatea zid/g259riei pe unitatea de suprafa/g288/g259 de perete se ob/g288ine o evaluare m ai exact/g259 a influen/g288ei greut/g259/g288ii tencuielii (ca factor constant) asupra greut/g259/g288ii totale a peretelui. CG- centrul de greutate al etajului (plan/g250eulu i) CR - centrul de rigiditate al structurii Figura E 8.4.6 Caracteristicile geometrice ale structurii E 8.4.6. Calculul rezisten/g1802elor pere/g1802ilor structurali E 8.4.6.1. Determinarea for/g288ei axiale de compresiune pe pere/g288i în sec/g288iunea de la baza a pere/g288ilor Succesiunea opera/g288iilor este urm/g259toarea: 565 Rezultatele finale sunt prezenta te sintetic în tabelul E 8.4.9. Tabelul E 8.4.9 Zona Aria Z Gplan/g250euGzid/g259rie For/g288a axial/g259 Efort unitar (m2) (tone) (tone) (tone) (daN/cm 2) Z1 1.768 6.50 5.60 12.10 0.68 Z2 1.455 8.40 4.90 13.30 0.91 Z3 1.2425 4.90 4.15 9.05 0.73 Z4 1.130 5.30 3.95 9.25 0.82 Z5 2.610 19.0 8.00 27.00 1.03 Z6 1.605 7.50 5.20 12.70 0.79 Z7 1.2425 3.50 4.15 7.65 0.62 Z8 1.630 6.50 5.35 11.85 0.73 Z9 0.717 2.50 2.60 5.10 0.71 III. Cu valorile for/g288ei ax iale se calculeaz/g259 efortul unitar de compresiune în zid/g259rie pe un nivel al cl/g259dirii pentru aria sec/g288iun ii orizontale a plinului de zid/g259rie cu continuitate pe vertical/g259 (aria zonei Z) . Valorile for/g288ei axiale de compresiune /g250i ale efortului unitar corespunz/g259tor pentru nivelul curent /g250i la baza cl/g259dirii (la parter) s e calculeaz/g259, pentru fiecare element, cu aria sec/g288iunii transversale (lw × t ) /g250i efortul /g3050 al zonei în care se afl/g259 elementul. Valorile ob/g288inute sunt date în tabelele E 8.4.10a /g250i E 8.4.10b. /g159 Pere/g288i transversali Tabelul E 8.4.10a Etaj curent Parter Elem. Zona lw (cm) t (cm) /g305 0 (daN/cm2) Aria (m 2) For/g288a axial/g259 (tone) /g305 0 (daN/cm2) For/g288a axial/g259 (tone) T1 Z1 170 35 0.68 0.595 4.1 2.04 12.3 T2 Z2 300 35 0.91 1.050 9.6 2.73 28.8 T3 Z3 120 35 0.73 0.420 3.1 2.19 9.3 T4 Z4 120 30 0.82 0.360 3.0 2.46 9.0 T5 Z5 450 30 1.03 1.350 13.9 3.09 41.7 T6 Z6 220 30 0.79 0.660 5.2 2.37 15.6 T7 Z7 220 35 0.62 0.770 4.8 1.68 14.4 T8 Z8 350 35 0.73 1.225 8.9 2.19 26.7 T9 Z9 120 35 0.71 0.420 3.0 2.13 9.0 /g54 AT = 6.850 566 /g159 Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.4.10b Etaj curent Parter Elem. Zona lw (cm) t (cm) /g3050 (daN/cm2) Aria (m2) For/g288a axial/g259 (tone) /g305 0 (daN/cm2) For/g288a axial/g259 (tone) L1 Z1 370 35 0.68 1.295 8.8 2.04 26.4 L2 Z4 250 35 0.82 0.875 7.2 2.46 21.6 L3 Z7 170 35 0.62 0.595 3.7 1.86 11.1 L4 Z2 170 30 0.91 0.510 4.6 2.73 13.8 L5 Z5 450 30 1.03 1.350 13.9 3.09 41.7 L6 Z8 170 30 0.73 0.510 3.7 2.19 11.1 L7 Z3 270 35 0.73 0.945 6.6 2.19 19.8 L8 Z6 300 35 0.79 1.050 8.3 2.37 24.9 L9 Z9 120 35 0.71 0.420 3.0 2.13 9.0 /g54AL = 7.550 m2 E 8.4.6.2. Momente încovoietoare capabile E 8.4.6.2.1. Momente capabile pentru zid/g259ria nearmat/g259 - MRd (ZNA) Momentele capabile ale pere/g288ilor structurali din zid/g259rie nearmat/g259 (ZNA) s-au calculat cu rela/g288iile: /g120 /g1876/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2868/g484/g2876/g2873/g3033/g3279/g3047/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887 /g3097/g3279 /g3033/g3279 /g1864/g3050/g3404 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g1864/g3050 (6.19a) din CR 6 /g120 /g1839/g3019/g3031/g3404 /g3015/g3254/g3279 /g2870/g4666/g1864/g3050/g3398/g1876/g3019/g3031/g4667/g3404 /g3015/g3254/g3279/g3039/g3298 /g2870/g4666/g883/g484/g882 /g3398 /g883/g484/g883/g889/g887/g1871/g3031/g4667 (6.20a) din CR 6 Materialele au fost alese pentru a satisface cerin/g288ele minime din tabelul 8.2 din Cod - rezisten/g288a la compresiune a zid/g259riei trebuie s/g259 fie cel pu/g288in fk = 2.5 N/mm 2 (tabelul 8.2); - s-a considerat zid/g259rie cu elemente BCA cu f b = 5.0 N/mm 2 /g250i mortar de utilizare general/g259 (G) cu rezisten/g288a M5; zid/g259ria nu are rost longitudinal (figura 4.1a din Codul CR 6) ; pentru zid/g259rie cu elemente BCA cu mortar M5 avem, conform CR 6 tabelul 4.5, rezisten/g288a unitar/g259 la lunecare în rost orizontal fvk0 = 0.150 N/mm2 valoare care satisface cerin/g288a din tabelul 8.4 din P 100-1 - din Codul CR 6, tabelul 4.2c rezisten/g288a caracteristic/g259 la compresiune a zid/g259riei este f k = 2.75 N/mm 2 iar rezisten/g288a de proiectare, pentru coeficientul de siguran/g288/g259 /g534M = 1.90, este fd = 1.45 N/mm2. Calculul for/g288ei axiale (NEd) pe sec/g288iunea activ/g259 a peretelui: /g120 NEd = /g860EA (E 8.4.8) unde efortul unitar de compresiune se ia din Tabelul E 8.4.9 pentru grupul de pere/g288i (Z) c/g259ruia îi apar/g288ine fiecare perete T sau L. Au rezultat valorile din tabelele E 8.4.11a /g250i E 8.4.11b. 567 Transversal Tabelul E 8.4.11a Perete t l w A /g305 0E s d NEd xRd/g321 lc MRd m m m2 N/mm 2 --- tone m tm T1 0.35 1.70 0.595 0.204 0.141 12.3 0.282 8.72 T2 0.35 3.00 1.050 0.273 0.188 28.8 0.663 33.67 T3 0.35 1.20 0.420 0.219 0.151 9.3 0.213 4.59 T4 0.30 1.20 0.360 0.246 0.170 9.0 0.240 4.32 T5 0.30 4.50 1.350 0.309 0.213 41.7 1.126 70.35 T6 0.30 2.20 0.660 0.237 0.164 15.6 0.424 13.85 T7 0.35 2.20 0.770 0.168 0.116 14.4 0.300 13.68 T8 0.35 3.50 1.225 0.219 0.151 26.7 0.621 38.45 T9 0.35 1.20 0.420 0.213 0.147 9.0 0.207 4.47 Longitudinal Tabelul E 8.4.11b Perete t l w A /g305 0 s d NEd x Rd M Rd m m m 2 N/mm 2 --- tone m tm L1 0.35 3.70 1.295 0.204 0.141 26.4 0.613 40.74 L2 0.35 2.50 0.875 0.246 0.170 21.6 0.499 21.61 L3 0.35 1.70 0.595 0.186 0.128 11.1 0.256 8.01 L4 0.30 1.70 0.510 0.273 0.188 13.8 0.376 9.13 L5 0.30 4.50 1.350 0.309 0.213 41.7 1.126 70.35 L6 0.30 1.70 0.510 0.219 0.151 11.1 0.302 7.76 L7 0.35 2.70 0.945 0.219 0.151 19.8 0.479 22.00 L8 0.35 3.00 1.050 0.237 0.164 24.9 0.578 30.15 L9 0.35 1.20 0.420 0.213 0.147 9.0 0.207 4.47 E 8.4.6.2.2. Momente capabile pentru zid/g259ria confinat/g259 - MRd (ZC) Momentele capabile date de arm/g259turile din stâlpi/g250ori s-au calculat cu rela/g288ia /g1839/g3019/g3031/g4666/g1827/g3046/g4667/g3404/g1864/g3046/g1827/g3046/g1858/g3052/g3031 (E 8.4.9) Amplasarea stâlpi/g250orilor din beton armat este dat/g259 în figura E 8.4.7. iar detalierea pozi/g288iilor acestora este dat/g259 în figurile E 8.4.8a /g250i E 8.4.8b. Arm/g259tura longitudinal/g259 a stâlpi/g250orilor s-a luat 4/g30114 mm (A s = 616 mm2) cu fyd = 300 N/mm2 /g250i etrieri /g3018/10/20 cm din o/g288el cu fyd = 210 N/mm 2. Distan/g288ele între axele stâlpi/g250orilor pentru fiecare element de zid/g259rie confinat/g259 sunt ar/g259tate în figurile E 8.4.8a /g250i E 8.4.8b. 568 Figura E 8.4.7 Amplasarea stâlpi/g250orilor pentru zid/g259ria confinat/g259 Figura E 8.4.8a. Detalierea pozi/g288iei stâlpi/g250orilor (transversal) Figura E 8.4.8b. Detalierea pozi/g288iei stâlpi/g250orilor (longitudinal) 569 Mom entele capabile totale s-au calculat cu rela/g288ia MRd (ZC) = MRd (ZNA) + MRd(As) (E 8.4.10) Valorile m omentelor capabile rezultate sunt date în tabelele E 8.4.12a /g250i E 8.4.12b. Pentru calculul valorii VEdu(ZC) s-au calculat /g250i valorile M* Rd (ZC) = MRd (ZNA) + 1.25 ×MRd(As) (E 8.4.11a) /g250i /g1848/g3006/g3031/g3048/g4666/g1852/g1829/g4667/g3404 /g3023/g3254/g3277 /g3014/g3254/g3277 /g4670/g1839/g3019/g3031/g4666/g1852/g1840/g1827/g4667/g3397/g883 /g484 /g884 /g887/g3400/g1839/g3019/g3031/g4666/g1827/g3046/g4667/g4671 (E 8.4.11b /g159 Pere/g288i transversali Tabelul E 8.4.12a Elem. lw t N Ed xRd MRd (ZNA) ls MRd (As) MRd (ZC) M* Rd (ZC) (cm) (cm) (tone) (cm) (tm) (cm) (tm) (tm) tm T1 170 35 12.3 28.5 8.72 135 24.9 33.6 38.6 T2 300 35 28.8 66.8 33.67 275 50.8 84.4 97.2 T3 120 35 9.3 21.6 4.59 85 15.7 20.3 24.2 T4 120 30 9.0 24.3 4.32 85 15.7 20.0 23.9 T5 450 30 41.7 112.8 70.35 425 78.5 148.8 168.5 T6 220 30 15.6 42.2 13.85 185 34.2 48.1 56.6 T7 220 35 14.4 33.4 13.68 185 34.2 47.6 56.4 T8 350 35 26.7 61.9 38.45 325 60.1 98.6 113.6 T9 120 35 9.0 20.9 4.47 85 15.7 20.2 24.1 Total 517.4 tm /g159 Pere/g288i longitudinali Tabelul E 8.4.12b Elem. lw (cm) t (cm) N (tone) x Rd (cm) MRd (ZNA) ls MRd (As) MRd (ZC) M* Rd (ZC) (cm) (cm) (tone) (cm) (tm) (cm) (tm) (tm) tm L1 370 35 26.4 61.2 40.74 335 61.9 102.6 118.1 L2 250 35 24.0 55.6 21.61 215 39.7 61.3 71.2 L3 170 35 12.9 29.9 8.01 135 24.9 32.9 39.1 L4 170 30 12.6 34.1 9.13 135 24.9 34.0 40.3 L5 450 30 41.7 112.8 70.35 425 78.5 148.9 168.5 L6 170 30 12.0 32.5 7.76 135 24.9 32.7 38.9 L7 270 35 17.7 41.0 22.00 235 43.4 65.4 76.3 L8 300 35 23.1 53.5 30.15 275 50.8 81.0 93.7 L9 120 35 9.0 20.9 4.47 85 15.7 20.2 24.1 Total 579.0 tm 570 E 8.4.7. Verificarea siguran/g1802ei structurii la compresiune+încovoiere Condi/g288ia de siguran/g288/g259 la com presiune + încovoiere, pentru toate elementele este MRd /g149 MEb (E 8.4.12) Com para/g288ia valorilor respective este dat/g259 în tabelul E 8.4.13. Tabelul.E 8.4.13 Elem. MRd (ZC) M* Rd (ZC) MEb VE/ME VEdu (ZC) Elem. MRd (ZC) M* Rd (ZC) MEb VE/ME VEdu (ZC) (tm) (tm) ( m -1) (tone) (tm) (tm) ( m -1) (tone) T1 33.6 38.6 11.5 0.191 7.37 L1 102.6 118.1 74.1 0.135 15.94 T2 84.4 97.2 56.5 0.151 14.68 L2 61.3 71.2 26.8 0.164 11.68 T3 20.3 24.2 5.2 0.207 5.01 L3 32.9 39.1 7.2 0.249 9.74 T4 20.0 23.9 3.1 0.212 5.07 L4 34.0 40.3 7.1 0.193 7.78 T5 148.8 168.5 106.0 0.120 20.22 L5 148.9 168.5 92.2 0.120 20.22 T6 48.1 56.6 16.5 0.176 9.96 L6 32.7 38.9 7.1 0.193 7.51 T7 47.6 56.4 18.4 0.175 9.87 L7 65.4 76.3 29.3 0.159 12.13 T8 98.6 113.6 60.8 0.139 15.79 L8 81.0 93.7 39.9 0.150 14.06 T9 20.2 24.1 3.2 0.208 5.01 L9 20.2 24.1 3.2 0.212 5.11 /g54 517.4 281.2 579.0 286.9 Concluz ie: Siguran/g288a la compresiune + încovoiere este satisf/g259cut/g259, pe ambele direc/g288ii principale, pentru ansamblul cl/g259dirii. E 8.4.8 For/g1802a t/g259ietoa re capabil/g259 E 8.4.8.1. Mecanismul de cedare prin lunecare în rost orizontal Rezisten/g288a de proiectare la lunecare în rost orizontal a pere/g288ilor din zid/g259rie confinat/g259, V Rd, se calculeaz/g259 prin însumarea: /g120 rezisten/g288ei de proiectare la lunecare în rost orizontal a panoului din zid/g259rie simpl/g259 corectat/g259 pentru a /g288ine seama de efectul elementelor de confinare (V Rd1 *), /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare corespunz/g259toare arm/g259turii din stâlpi/g250orul de la extremitatea comprimat/g259 a peretelui (VRd2) /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare a stâlpi/g250orului comprimat (VRsc). VRd = VRd1 * + VRd2 + VRsc (E 8.4.13) Calculul rezisten/g288ei corectate VRdl * se face cu rela/g288ia /g1848/g3019/g3031/g481/g3036 /g1499/g3404 /g2869 /g3082/g3262 /g1858/g3049/g3038/g2868/g1872/g1864/g3028/g3031/g3397/g882 /g484 /g886/g1840/g3006/g3031 /g1499 (E 8.4.14) în care for/g288a axial/g259 corectat/g259 NEd * se calculeaz/g259 cu rela/g288ia (6.34d) /g1840/g3006/g3031 /g1499/g3404/g1840/g3006/g3031/g3397/g882 /g484 /g890 /g1848/g3006/g3031 /g3035/g3291 /g3039/g3291 (Ex.2-15) 571 /g120 Absc - aria betonului din stâlpi/g250orul de la extremitatea comprimat/g259 /g120 fcvd rezisten/g288a unitar/g259 de proiectare a betonului din stâlpi/g250orul comprimat (CR6) Prin urmare rezisten/g288a la forfecare a stâlpi/g250orului comprimat (arm/g259tura+beton) este V Rstc = VRd2 + Vbsc = 3.7 + 0.85 = 5.45 tone Calculele sunt dezvoltate în tabelele E 8.4.14a /g250i E 8.4.14b Transversal Tabelul E 8.4.14a Elem. VEd NEd NEd * lw l ad V(/g541) Vad VRdl * (ZNA) VRstc VRd,l (ZC) tone tone tone m m tone tone tone tone tone T1 2.45 12.3 15.8 1.70 0.00 6.32 0.00 6.32 5.45 11.77 T2 9.48 28.8 36.4 3.00 0.00 14.56 0.00 14.56 20.01 T3 1.20 9.3 11.7 1.20 0.00 4.68 0.00 4.68 10.13 T4 0.72 9.0 10.4 1.20 0.00 4.16 0.00 4.16 9.61 T5 14.18 41.7 49.3 4.50 0.00 19.72 0.00 19.72 25.17 T6 3.22 15.6 19.1 2.20 0.00 7.64 0.00 7.64 13.09 T7 3.56 14.4 18.3 2.20 0.00 7.32 0.00 7.32 12.77 T8 9.39 26.7 33.1 3.50 0.00 13.24 0.00 13.24 18.69 T9 0.75 9.0 10.5 1.20 0.00 4.20 0.00 4.20 10.47 Total 130.72 tone Longitudinal Tabel E 8.4.14b Elem. VEd NEd NEd * lw l ad V(/g541)Vad VRd,l (ZNA) VRstc VRd,l (ZC) tone tone tone m m tone tone tone tone tone L1 11.10 26.4 33.6 3.70 0.00 13.44 0.00 13.44 5.45 18.89 L2 4.89 24.0 28.7 2.50 0.00 11.48 0.00 11.48 16.93 L3 2.02 12.9 15.8 1.70 0.00 6.32 0.00 6.32 11.77 L4 1.51 12.6 14.7 1.70 0.00 5.88 0.00 5.88 11.33 L5 12.33 41.7 48.3 4.50 0.00 19.32 0.00 19.32 24.77 L6 1.51 12.0 14.1 1.70 0.00 5.64 0.00 5.64 11.09 L7 5.17 17.7 22.3 2.70 0.00 8.92 0.00 8.92 14.37 L8 6.67 23.1 28.4 3.00 0.00 11.36 0.00 11.36 16.81 L9 0.75 9.0 10.5 1.20 0.00 4.20 0.00 4.20 9.65 Total 139.38 tone 572 Rezisten/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare a arm/g259turii din stâlpi/g250orul comprimat s-a calculat conform CR 6 în care pentru arm/g259tura longitudinal/g259 din bare /g301 14 cu fyd = 300 N/mm2 /g250i etrieri /g3018 cu fyd = 210 N/mm2 s-a luat /g540c = 0.25. A rezultat VRd2 = 0.25 Ascfyd = 0.25 × 6.16 × 3000 = 4620 kg /g35 4.6 tone Rezisten/g288a de proiectare la forfecare a betonului din stâlpi/g250orul comprimat s-a calculat cu rela/g288ia VRsc = Absc × fcvd = 0.25 × 0.25 × 13.5 = 0.85 tone unde nota/g288iile sunt urm/g259toarele /g120 rezisten/g288ei de proiectare la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 a panoului din zid/g259rie simpl/g259 corectat/g259 pentru a /g288ine seama de efectul interac/g288iunii cu elementele de confinare (VRdi *), /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare corespunz/g259toare arm/g259turii din stâlpi/g250orul de la extremitatea comprimat/g259 a peretelui (V Rd2) /g120 rezisten/g288ei de proiectare la forfecare a stâlpi/g250orului comprimat (VRsc). VRdi = VRdi * + VRd2 + VRsc (E 8.4.16) Valorile VRd2 /g250i VRsc sunt identice cu cele determinate pentru mecanismul de cedare prin lunecare în rostul orizontal. Valorile V Rdi * /g250i valorile rezisten/g288elor pere/g288ilor de zid/g259rie confinat/g259 la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 sunt date în tabelele E 8.4.15a /g250i E 8.4.15b. Transversal Tabelul E 8.4.15a Elem. Aria VEd NEd NEd * /g305d * fvd,i * b V Rd,i * VRstc VRd,i (ZC) (m2) t tone tone N/mm 2 N/mm 2 tone tone tone T1 0.595 2.45 12.3 15.8 0.266 0.072 1.5 2.86 5.45 8.31 T2 1.050 9.48 28.8 36.4 0.347 0.081 5.67 11.12 T3 0.420 1.20 9.3 11.7 0.279 0.070 1.96 7.41 T4 0.360 0.72 9.0 10.4 0.289 0.075 1.80 7.25 T5 1.350 14.18 41.7 49.3 0.365 0.083 7.47 12.92 T6 0.660 3.22 15.6 19.1 0.289 0.075 3.30 8.75 T7 0.770 3.56 14.4 18.3 0.238 0.068 3.49 8.94 T8 1.225 9.39 26.7 33.1 0.270 0.072 5.88 11.33 T9 0.420 0.75 9.0 10.5 0.250 0.070 1.96 7.41 Total 83.44 tone Longitudinal Tabelul E 8.4.15b Elem. Aria VEd NEd NEd * /g305d * fvd,i * b VRd,i * VRstc VRd,i (ZC) (m2) t tone tone N/mm 2 N/mm 2 tone tone tone L1 1.295 11.10 26.4 33.6 0.259 0.071 1.5 6.13 5.45 11.58 L2 0.875 4.89 24.0 28.7 0.328 0.079 4.61 10.06 L3 0.595 2.02 12.9 15.8 0.266 0.072 2.86 8.31 L4 0.510 1.51 12.6 14.7 0.288 0.074 2.52 7.97 L5 1.350 12.33 41.7 48.3 0.358 0.082 7.38 12.83 L6 0.510 1.51 12.0 14.1 0.276 0.073 2.48 7.93 L7 0.945 5.17 17.7 22.3 0.236 0.068 4.28 9.73 L8 1.050 6.67 23.1 28.4 0.270 0.072 5.04 10.49 L9 0.420 0.75 9.0 10.5 0.250 0.070 1.96 7.41 Total 86.31tone E 8.4.8.2. Mecanismul de cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 Rezisten/g288a de proiectare la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 a pere/g288ilor din zid/g259rie confinat/g259, VRdi, se calculeaz/g259 prin însumarea: 573 Tabelul E 8.4.16 Elem. VRd,l (ZC) VRd,i (ZC) VEdu (ZC) 1.25× VEdu Elem VRd,l (ZC) VRd,i (ZC) VEdu (ZC) 1.25× V Edu tone tone (tone) (tone) tone tone (tone) (tone) T1 11.77 8.31 7.37 9.22 L1 18.89 11.58 15.94 19.93 T2 20.01 11.12 14.68 18.35 L2 16.93 10.06 11.68 14.60 T3 10.13 7.41 5.01 6.26 L3 11.77 8.31 9.74 12.18 T4 9.61 7.25 5.07 6.34 L4 11.33 7.97 7.78 9.73 T5 25.17 12.92 20.22 25.28 L5 24.77 12.83 20.22 25.28 T6 13.09 8.75 9.96 12.45 L6 11.09 7.93 7.51 9.39 T7 12.77 8.94 9.87 12.34 L7 14.37 9.73 12.13 15.16 T8 18.69 11.33 15.79 19.74 L8 16.81 10.49 14.06 17.58 T9 10.47 7.41 5.01 6.26 L9 9.65 7.41 5.11 6.39 /g520 72.32 116.24 86.31 130.24 E 8.4.8.3. For/g288a t/g259ietoare preluat/g259 de arm/g259turile din rosturi For/g288a t/g259ietoare preluat/g259 de arm/g259turile din rosturile orizontale se calculeaz/g259 cu rela/g288ia: yd sw w3 Rd fs Al 8 . 0 V/g32 (E 8.4.17) S-a considerat armarea minim/g259 /g120 2/g3016 mm fyd = 300 N/mm2 la s = 400 mm (pentru zid/g259rii cu blocuri cu h = 200 mm) /g159 VRd3 = 3.4 × lw (m) În cazul zid/g259riilor cu blocuri cu h = 250 mm armarea va fi 2/g3016 mm fyd = 300 N/mm 2 (Asw = 56.5 mm 2) la s = 250 mm < 400 mm (distan/g288a maxim/g259 admis/g259 pe vertical/g259 între bare) /g159 VRd3 (tone) = 5.4 × lw (m) 574 Valoarea rezisten/g288ei la forfecare a zid/g259riei nearmate s-a luat cea mai mic/g259 dintre rezisten/g288a la lunecare în rost orizontal (V Rd,l) /g250i rezisten/g288a la cedare pe sec/g288iune înclinat/g259 (VRd,i). Valoarea total/g259 a rezisten/g288ei la forfecare a zid/g259riei confinate Vtot(ZC) este dat/g259 în tabelul E 8.4.16. E 8.4.9. Verificarea siguran/g1802ei la for/g1802/g259 t/g259ietoa re Rezultatele calculului de verificare sunt date în tabelele E 8.4.17a /g250i E 8.4.17b. Transversal Tabelul E 8.4.17a Elem. VRd lw 2/g3016/400VRd (ZC+AR) 1.25VEduVRd3 tone m tone tone tone T1 8.31 1.70 5.8 14.19 9.22 T2 11.12 3.00 10.2 21.32 18.35 T3 7.41 1.20 4.1 11.51 6.26 T4 7.25 1.20 4.1 11.35 6.34 T5 12.92 4.50 15.3 28.22 25.28 T6 8.75 2.20 7.5 16.25 12.45 T7 8.94 2.20 7.5 16.44 12.34 T8 11.33 3.50 11.9 23.23 19.74 T9 7.41 1.20 4.1 11.51 6.26 /g54 154.02 116.24 Longitudinal Tabelul E 8.4.17b Elem. VRd lw 2/g3016/400 VRd (ZC+AR ) 1.25VEduVRd3 tone m tone tone (tone) L1 11.58 3.70 12.6 24.18 19.93 L2 10.06 2.50 8.5 18.56 14.60 L3 8.31 1.70 5.8 14.11 12.18 L4 7.97 1.70 5.8 13.77 9.73 L5 12.83 4.50 15.3 28.13 25.28 L6 7.93 1.70 5.8 13.73 9.39 L7 9.73 2.70 9.2 18.93 15.16 L8 10.49 3.00 10.2 20.69 17.58 L9 7.41 1.20 4.1 11.51 6.39 /g520 163.61 130.24 CONCLUZIE FINAL /g258: 1. În zona seismic/g259 ag = 020 g siguran/g288a la for/g288/g259 t/g259ietoare este asigurat/g259 , pe ambele direc/g288ii principale, pentru ansamblul cl/g259dirii prin armarea rosturilor orizontale cu 2/g3016/400 mm o/g288el cu fyd = 300 N/mm2. 575 E 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC/g1801IILOR DE LEMN Proiectarea unei structuri de tip hal/g259 din lemn E 9.1. Precizarea datelor de proiectare În prezentul exemplu se efectueaz/g259 calculul /g1800i dimensionarea unei cl/g259diri tip hal/g259 parter, cu structura din lemn lamelat încleiat. Cl/g259direa are func/g1802iunea de depozit /g1800i este amplasat/g259 în municipiul Bucure/g1800ti. În cele ce urmeaz/g259 se face o scurt/g259 prezentare a principalelor caracteristici ale cl/g259dirii. Caracteristici cl/g259dire: /g120 Func/g1802iunea: depozit; /g120 Regim de în/g259l/g1802ime: parter; /g120 Acoperi/g1800 în dou/g259 pante, cu structura tip /g1800arpant/g259. Date generale de conformare a cl/g259dirii: • Structura de rezisten/g1802/g259: - suprastructura: cadre din lemn lamelat încleiat cu stâlpi /g1800i ferme amplasate transversal; • Închideri /g1802i compartiment/g259ri: - pere/g1802i exteriori din panouri sandwich de 12 cm grosime. Date ale amplasamentului cl/g259dirii: • Localitatea: Bucure/g1800ti; • Clasa de importan/g1802/g259 /g1800i de expunere III, /g534 I=1.0 • Condi/g1802ii seismice: - a g = 0.30g - TB = 0.32s - TC = 1.60s - Clasa de ductilitate M (determinat/g259 de condi/g1802iile seismice) • Zona de z/g259pad/g259: s k = 2.0 kN/m2; • Zona de vânt: qb = 0.5 kN/m2. Dimensiuni cl/g259dire: • 1 deschidere de 18.00 m • 4 travei de 3.29 m; 576 •În/g259l/g1802im ea de nivel: h = 3.00 m (liber/g259); •Gabarit cl/g259dire: 13.30 m x 18.40 m. Caracteristicile de rez isten/g1802/g259 ale materialelor: •lem n lamelat încleiat clasificat în clasa de rezisten/g1802/g259 - GL 20 - Rezisten/g1802/g259 la încovoiere: fm,k = 20 N/mm2 - Rezisten /g1802/g259 la întindere paralel/g259 cu fibrele: ft,0,k = 15 N/mm2 - Rezisten /g1802/g259 la compresiune paralel/g259 cu fibrele: ft,0,k = 21 N/mm2 - Modul de elasticitate : E0,05,k = 8.000 N/mm2 •o/g1802el (buloane): fyd = 300 N/mm2 E 9.2. Evaluarea înc/g259rc/g259rilor Înc/g259rc/g259ri permanente: - Greutatea elementelor de acoperi/g1800 (panouri sandwich) = 30 daN/m2 - Spa/g1802iu tehnic = 75 daN/m2 Total = 105 daN/m2 Înc/g259rcarea dat/g259 de z/g259pad/g259: - Valoarea normat/g259 a înc/g259rc/g259rii din z/g259pad/g259: k t e i Is ks C C S/g80 /g74/g32 unde s k = 2.00 kN/m2 valoarea caracteristic/g259 a înc/g259rc/g259rii din z/g259pad/g259 pe sol [kN/m2], în amplasament; c e = 1.0 coeficientul de expunere al construc/g1802iei în amplasament; ct = 1.0 coeficient de transfer termic; /g80i = 0.8 coeficientul de form/g259 al înc/g259rc/g259rii din z/g259pad/g259 pe acoperi/g1800; Is/g74= 1.0 factorul de importan/g1802/g259-expunere pentru ac/g1802iunea z/g259pezii. 1kS 2kS 1kS k t e Is ks C CS 11 /g80 /g74/g32 = 160 daN/m2 k t e Is ks C CS 11 /g80 /g74/g32 = 160 daN/m2 k t e Isk s C CS 12 5 , 0/g80 /g74/g32 = 80 daN/m2 577 /g3 Figura E 9.1. Sec/g1802iune transversal/g259 /g1800i plan structur/g259 de rezisten/g1802/g259 din lemn lamelat încleiat pentru hala tip depozit 578 Înc/g259rcarea dat/g259 de vânt: Presiunea vântului la în/g259l/g288imea z deasupra terenului, w(z) = Iw/g74qp(ze) cp Iw/g74= 1.0 factorul de importan/g1802/g259-expunere. qp(ze) valoarea de vârf a presiunii dinamice a vântului evaluat/g259 la cota ze; cp = cpe - cpi coeficientul aerodinamic de presiune ( cpe pentru suprafe/g288e exterioare /g250i cpi pentru suprafe/g288e interioare). qp(ze) = ce(z) qb ce(z) = 1.31 factor de expunere la în/g259l/g288imea z deasupra terenului; se consider/g259 teren categoria III; qb = 0.5 kN/m2 valoarea de referin/g1802/g259 a presiunii dinamice a vântului /g120 Coeficien/g288ii de presiune exterioar/g259, cpe,10 sunt da/g288i în tabele; /g120 Pentru coeficien/g288ii de presiune interioar/g259, cpi, pentru cl/g259dirile închise cu parti/g288ion/g259ri interioare /g250i goluri prev/g259zute cu ferestre se pot utiliza valorile extreme: c pi = 0.2 sau cpi = - 0.3 E 9.3. Gruparea efectelor structurale ale ac/g1802iunilor SLU f/g259r/g259 considerarea ac/g1802iunii seismice: 1,35 P + 1,5 Sk1 1,35 P + 1,5 Sk2 (Sk1) + 1.05 w(z) 1,35 P + 1,5 w(z) + 1.05 Sk2 (Sk1) SLU cu considerarea ac/g1802iunii seismice: 1,35 P + 0.4 Sk1 + Seism SLS: 1.0 P + 1.0 Sk2 (Sk1) + 1.0 w(z) 1.0 P + 0.4 Sk1 + Seism E 9.4. Evaluarea înc/g259rc/g259rilor seismice Ac/g1802iunea seismic/g259 a fost modelat/g259 folosind metoda for/g1802elor seismice statice echivalente. Ac/g1802iunea for/g1802elor laterale a fost considerat/g259 separat pe direc/g1802iile principale de rezisten/g1802/g259 ale cl/g259dirii. 579 Nr. b h Nr Nef (mm) (mm) (tf) (tf) M1 central 120 100 10.18 2.60 M2 intern 120 100 10.18 2.10 D3 marginal 120 100 10.18 4.23 TI 120 160 12.22 11.60 Tabelul E 9.5.2 Elemente supuse la compresiune. Dimensionare din condi/g1802ia de capacitate de rezisten/g1802/g259 a barelor. Element b h l C r Cef (mm) (mm) (m) (tf) (tf) TS 120 180 2.35 13.00 12.24 D1 central 120 140 2.90 7.20 6.65 D2 intern 120 100 2.60 6.40 4.28 Contrafi/g1800/g259 120 160 2.8 8.70 7. 96 Stâlp 120 260 3.20 10.80 8.95 Not/g259 : Dimensiunile barelor au fost stabilite luând în considerare sortimentul de grinzi, care au l/g259/g1072imea minim/g259 de 100 mm. Dimensiunile finale ale barelor au rezultat în urma efectu/g259rii calculului de deplas/g259ri laterale /g250i de îmbin/g259ri (tabelul E 9.5.3 /g250i tabelul E 9.5.4). Au fost considerate îmbin/g259ri cu tije (buloane cu diametrul /g30712 /g250i /g30716) /g250i pl/g259cu/g1802e metalice de 5 mm grosime. 580 Fb = /g534l x Sd(T1) x m x /g540 = 1.0 x 0.30 x 2.50 / 2.5 x 1.00 = 0.30 x mg Factorul de comportare q = 2.5 în conformitate cu P 100-1, tabelul 9.2. E 9.5. Verificarea elementelor structurale Eforturile maxime care vor co nduce la dimensio narea elementelor structu rale au rezultat din combina/g1802ia: 1,35 P + 1,5 Sk2 (Sk1) + 1.05 w(z) În continuare, sun t p rezentate succint calculele de dimensio nare ale elementelor conform normativului NP005/2003 (tabelul E 9.5.1 /g250i tabelul E 9.5.2). Tabelul E 9.5.1 Elemente supuse la întindere. Dimensionare din condi/g1802ia de capacitate de rezisten/g1802/g259 a barelor. Tabelul E 9.5.3 Elemente supuse la întindere paralel/g259 cu fibrele. Verificarea barelor, dup/g259 dispunerea tijelor în îmbin/g259ri. Element b h Tr Nef (mm) (mm) (tf) (tf) M1 central 120 120 12.22 2.60 M2 intern 120 120 12.22 2.10 D3 marginal 120 160 16.30 4.23 TI 120 240 24.44 11.60 Tabelul E 9.5.4 Elemente supuse la compresiune p aralel/g259 cu fibrele. Verificarea barelor, dup/g259 dispunerea tijelor în îmbin/g259ri Element b h Lungi me l C r Cef (mm) (mm) (m) (tf) (tf) TS 120 240 2.35 17.30 12.24 D1 central 120 140 2.90 7.10 6.65 D2 intern 120 120 2.60 7.50 4.28 Contrafi/g1800/g259 120 240 2.8 13.00 7.96 Stâlp 120 400 3.20 16.60 8.95 Tabel E 9.5.5 Elemente supuse la compresiune paralel/g259 cu fibrele. Element b h d bul on n tije N Efectiv/g259 (mm) (mm) (tf) M1 central 120 120 12 5 2.6 M2 intern 120 120 12 4 2.1 TI marginal 120 240 16 11 11.61 Diag. D3 120 160 16 4 4.23 TS central 120 240 16 5 5.04 TS marginal 120 240 16 11 11.16 D1 central 120 120 12 12 6.65 D2 intern 120 120 12 7 4.28 Contrafi/g1800/g259 120 240 16 8 7. 96 Stâlp baz/g259 120 400 16 9 8.95 581 dr ULS = c q dre /g148 dr,a ULS dr ULS= 2.0 x 2.5 x 0.0144 = 0.072m < dr,a ULS = 0.025 h = 0.075m E 9.7. Concluzii Din analiza prin calcul a structurii de rezisten/g1802/g259 din lemn lamelat încleiat, de tip cadre cu stâlpi /g250i ferme cu z/g259brele dispuse transversal, efectuat/g259 conform prevederilor din prescrip/g1802iile tehnice în vigoare, s-a constat c/g259: - structura de rezisten/g1802/g259 propus/g259 spre analiza face parte din gama curent/g259 a construc/g1802iilor tip hal/g259 cu deschideri medii, f/g259r/g259 stâlpi interiori, utilizate pentru produc/g1802ie, depozitare, s/g259li de sport pentru agrement /g1800i de întruniri publice; - ac/g1802iunile luate în considerare corespund prescrip/g1802iilor tehnice în vigoare; - s-au considerat pentru calcul ac/g1802iunile climatice /g1800i seismice corespunz/g259toare zonei Bucure/g1800ti care sunt peste media înc/g259rc/g259rilor curente; 582 Precum rezult/g259 din analiza tabelelor E 9.5.1, E 9.5.2, E 9.5.3 /g250i E 9.5.4, capacit/g259/g288ile de rezisten/g1802/g259 ale elementelor structurale sunt mai mari decât eforturile efective – dimensiunile elementelor sunt mai mari decât cele necesare din calculul barelor. Din cauza distan/g1802elor minime obligatorii între tije, a fost necesar/g259 m/g259rirea dimensiunii elementelor, ceea ce a condus la dimensiunile finale prezentate în tabelele E 9.5.3 /g250i E 9.5.4. În tabelul E 9.5.5 se prezint/g259 diametrele buloanelor /g1800i num/g259rul de tije necesare pentru îmbinarea z/g259brelelor de elementele de talp/g259, a contrafi/g1800ei de stâlp, precum /g1800i a stâlpului la baz/g259. E 9.6. Verificarea deplas/g259rilor laterale Deplas/g259rile laterale se determin/g259 din urm/g259toarea combina/g1802ie de înc/g259rc/g259ri : 1.00 P + 0.4 Sk1 + Seism Verificarea deplas/g259rilor se face în conformitate cu Anexa E din P 100-1: Verificarea la SLS: dr SLS = /g542 q dre/g148 dr,a SLS Deplasarea lateral/g259 maxim/g259 determinat/g259 – dcalcul structural = 0.0144m dr SLS = 0.5 x 2.5 x 0.0144 = 0.018m < dr,a SLS = 0.0075 h = 0.0225m unde /g542=0.5 pentru clasa III de importan/g1802/g259. Verificarea la ULS: - dimensiunile elementelor de construc/g1802ie calculate din condi/g1802ia de rezisten/g1802/g259 a barelor tensionate, respectiv comprimate, sunt mult mai reduse decât dimensiunile elementelor stabilite din condi/g1802ia de respectare a distan/g1802elor de amplasare a tijelor în îmbin/g259ri; - elementele structurale de rezisten/g1802a ale fermei (talpa superioar/g259, talpa inferioar/g259, montan/g1802i, /g250i diagonale, precum /g1800i stâlpii) au rezultat cu sec/g1802iuni impuse din condi/g1802ia de dispunere a tijelor în îmbin/g259ri. 583 E 10. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUC/g287IILOR (CNS) E 10.1 Verificarea unui perete desp/g259r/g1802itor de z id/g259rie cu elemente ceramice E 10.1.1. Perete desp/g259r/g1802itor plin A - perete plin B - perete cu gol de u/g250/g259 E 10.1.1.1. Date generale Perete desp/g259r/g288itor plin (f/g259r/g259 gol de u/g250/g259/fereastr/g259) cu dimensiunile 11.5 x 300 x 500 cm (rezemat pe plan/g250eu, fixat lateral /g250i sub grinda structurii, la partea superioar/g259 /g159 rezemare simpl/g259 pe contur): /g120 Cl/g259dire P+3E (nniv= 4). Perete amplasat la etajul 3 (nivelul 4). /g120 În/g259l/g288imea parterului : Hparter = 4.20 m /g120 În/g259l/g288imile etajelor Hetaj = 3.60 m /g120 Cota plan/g250eului de reazem z3 = 4.20 + 2 x 3.60 = 11.40 m /g120 Cota plan/g250eului superior z4 = 15.00 m (acoperi/g250) /g120 Destina/g288ia cl/g259dirii: spital /g120 Amplasament : Bucure/g250ti (ag = 0.30g) E 10.1.1.2. Materiale /g250i rezisten/g288e de calcul /g120 C/g259r/g259mid/g259 plin/g259 (fb = 10 N/mm2), mortar M5 /g120 Greutatea volumetric/g259 a zid/g259riei 1800 daN/m3, greutatea volumetric/g259 a mortarului 2000 daN/m3 /g120 Rezisten/g288ele caracteristice la încovoiere perpendicular pe plan (Cod CR 6 tabelul 4.6) - rupere paralel cu rostul orizontal fxk1 = 0.240 N/mm2 - rupere perpendicular pe rostul orizontal fxk2 = 0.480 N/mm2 /g120 Rezisten /g288ele de proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui pentru ULS ( /g74zid = 1.50 - pentru pere/g288i nestructurali în interiorul cl/g259dirii -a se vedea P 100-1 Cap.10): - rupere paralel cu rostul orizontal fxd1 = 0.240/1.50 = 0.160 N/mm2 - rupere perpendicular pe rostul orizontal fxd2 = 0.320 N/mm2 E 10.1.1.3. Calculul for/g288ei seismice conven/g288io nale /g120 Greutatea proprie a peretelui g = 0.115 x 1800 + 2 x 0.02 x 2000 /g35 290 daN/m2 584 /g120 Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag = 0.30 g /g120 Factorul de importan/g288/g259 al peretelui /g74perete = /g74cl/g259dire = 1.4 (spital /g159 clasa de importan/g288/g259 I) /g120 Factorul de amplificare dinamic/g259 al peretelui /g69perete = 1.00 /g120 Factorul de comportare (reducerea efectului ac/g288iunii seismice) qperete = 2.50 /g120 Coeficientul mediu de amplificare a accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii la etajul 3 (nivelul 4) - /g11 /g12 52 . 200 . 15 40 . 112 1 z Kinf /g32 /g14 /g32 - /g11/g1200 . 3 z Ksup /g32 - K (4) = 0.5 x (2.52 + 3.00) = 2.76 /g120 For/g288a seism ic/g259 de proiectare, uniform distribuit/g259 normal pe suprafa/g288a peretelui: - pentru ULS : 2ULS pereteEd m / daN 135g 290x50 . 2 2.76 x 1.0 x 0.30g x 4 . 1F ) ULS ( V /g32/g32 /g32 /g120 Mom ente încovoietoare în perete sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor seismice - raportul laturilor /g79 =hw/lw = 300 / 500 = 0.60 - raportu l rezisten/g288elor /g541 = fxk1/fxk2 = 0.5 - din Codul CR 6 Cap.6, avem, prin interpolare, /g302 =0.0344 /g13 MEx1 =/g541/g302WEd lw 2 /g13 MEx2 = /g302WEdlw 2 /g120 Mom ente încovoietoare produse de înc/g259rcarea seismic/g259 pentru ULS: - MExd1 = 0.5 × 0.0344 × 0.135 × 5.02 /g35 0.058 tm - MExd2 = 0.0344 × 0.135 × 5.02 /g35 0.116 tm E 10.1.1.4. Caracteristicile de rez isten/g288/g259 ale peretelui /g120 Modulul de rezisten/g288/g259 elastic 3 2 el cm 2205 6 x11.5 100W /g32/g32 /m E 10.1.1.5. Verificarea rezisten/g288ei peretelui /g120 Efortul unitar în zid/g259rie din greutatea proprie a peretelui la mijlocul în/g259l/g288imii /g2026/g3031/g3404 /g3283/g3289/g3284/g3297 /g3118/g3008/g3301/g3284/g3279 /g3002/g3301/g3284/g3279 /g3404 /g2869/g484/g2873/g2868/g3400/g2870/g2877/g2868 /g2869/g2869/g484/g2873/g3400/g2869/g2868/g2868/g3404 /g882/g484/g885/g889/g890/g1863/g1859/g512/g1855/g1865/g2870 /g120 Momentul încovoietor capabil /g1839/g3030/g3028/g3043/g3404/g3/g4666/g2026/g3031/g3397/g1858/g3051/g3031/g2869/g4667/g1849/g3032/g3039/g3404/g4666/g882/g484/g885/g889/g890 /g3397 /g883/g484/g888/g882/g4667/g3400 /g884/g884/g882/g887 /g3404 /g886/g885/g888/g882/g1863/g1859/g1855/g1865 /g3404 /g882/g484/g882/g886/g885/g888/g3/g1872/g1865 < MExd1 = 0.058 tm Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 pentru cutremurul cu ag = 0.30g nu este satisf/g259cut/g259. E 10.1.1.6. Posibilitate de corectare Propunere 1: Executarea peretelui din elemente cu goluri verticale (45%) cu grosimea de 120 mm, cu mortar M10. /g120 Greutatea peretelui tencuit pe unitatea de suprafa/g288/g259, /g288inând seama /g250i de greutatea mortarului din rost (a se vedea P 100-1, exemplul E 8.2) devine g = 215 daN/m2 585 /g120 For/g288a seism ic/g259 de proiectare, uniform distribuit/g259 normal pe suprafa/g288a peretelui: 2ULS pereteEd m / daN 0 . 100g 215x50 . 2 2.76 x 1.0 x 0.30g x 4 . 1F ) ULS ( V /g35/g32 /g32 /g120 Mom ente încovoietoare produse de înc/g259rcarea seismic/g259 pentru ULS: M Exd1 = 0.5 × 0.0344 × 0.100 × 5.02 /g35 0.042 tm M Exd2 = 0.0344 × 0.100 × 5.02 /g35 0.084 tm /g120 Modulul de rezisten/g288/g259 elastic 3 2 el cm 2400 6 x12.0 100W /g32/g32 /m /g120 Efortul unitar de compresiune în zid/g259rie din greutatea proprie a peretelui /g2026/g3031/g3404 /g3283/g3289/g3284/g3297 /g3118/g3008/g3301/g3284/g3279 /g3002/g3301/g3284/g3279 /g3404 /g2869/g484/g2873/g2868/g3400/g2870/g2869/g2873 /g2869/g2870/g484/g2868/g3400/g2869/g2868/g2868/g3404 /g882/g484/g884/g888/g890/g1863/g1859/g512/g1855/g1865/g2870 /g120 Momentul încovoietor capabil /g1839/g3030/g3028/g3043/g3404/g3/g4666/g2026/g3031/g3397/g1858/g3051/g3031/g2869/g4667/g1849/g3050/g3404/g4666/g882/g484/g884/g888/g890 /g3397 /g883/g484/g888/g882/g4667/g3400 /g884/g886/g882/g882 /g3404 /g886/g886/g890/g882/g1863/g1859/g1855/g1865 /g3404 /g882/g484/g882/g886/g886/g890/g3/g1872/g1865/g3 < MExd1= 0.058 tm Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 pentru cutremurul de proiectare nu este satisf/g259cut/g259 ! Propunere 2: Executarea peretelui din elemente cu goluri verticale (45%) cu grosimea de 140 mm, cu mortar M10. /g120 Greutatea peretelui tencuit pe unitatea de suprafa/g288/g259, /g288inând seama /g250i de greutatea mortarului din rost - elemente LD (a se vedea P 100-1, exemplul E 8.2) devine g /g35 240 daN/m2 /g120 For/g288a seismic/g259 de proiectare, uniform distribuit/g259 normal pe suprafa/g288a peretelui: 2ULS pereteEd m / daN 0 . 111g 240x50 . 2 2.76 x 1.0 x 0.30g x 4 . 1F ) ULS ( V /g35/g32 /g32 /g120 Mom ente încovoietoare produse de înc/g259rcarea seismic/g259 pentru ULS: M Exd1 = 0.5 × 0.0344 × 0.111 × 5.02 /g35 0.047 tm M Exd2 = 0.0344 × 0.111 × 5.02 /g35 0.094 tm /g120 Modulul de rezisten/g288/g259 elastic /g1849/g3032/g3039/g3404 /g2869/g2868/g2868/g3400/g2869/g2872/g484/g2868/g3118 /g2874/g3404 /g885/g884/g888/g889/g1855/g1865/g2871/g512/g1865 /g120 Efortul unitar de compresiune în zid/g259rie din greutatea proprie a peretelui /g2026/g3031/g3404 /g3283/g3289/g3284/g3297 /g3118/g3008/g3301/g3284/g3279 /g3002/g3301/g3284/g3279 /g3404 /g2869/g484/g2873/g2868/g3400/g2870/g2872/g2868 /g2869/g2872/g484/g2868/g3400/g2869/g2868/g2868/g3404 /g882/g484/g884/g887/g889/g1863/g1859/g512/g1855/g1865/g2870 /g120 Momentul încovoietor capabil /g1839/g3030/g3028/g3043/g3404/g3/g4666/g2026/g3031/g3397/g1858/g3051/g3031/g2869/g4667/g1849/g3050/g3404/g4666/g882/g484/g884/g887/g889 /g3397 /g883/g484/g888/g882/g4667/g3400 /g885/g884/g888/g889 /g3404 /g888/g882/g888/g889/g1863/g1859/g1855/g1865 /g3404 /g882/g484/g882/g888/g882/g889/g3/g1872/g1865 > MExd1=0.058 tm Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 pentru cutremurul de proiectare este satisf/g259cut/g259 ! E 10.1.2. Perete desp/g259r/g288itor cu gol de u/g250/g259 E 10.1.2.1 Date generale Se verific/g259 peretele din exemplul E 10.1 cu modificarea de la E 10.1.1.5 (propunerea 2) considerând c/g259 are un gol de u/g250/g259 cu l/g259/g288imea de 1.0 m în pozi/g288ia din figur/g259 (panoul are rezemare pe trei laturi). 586 E 10.1.2.2 Materiale /g250i rezisten/g288e de calcul /g159 Idem E 10.1.1.2 E 10.1.2.3 Calculul for/g288ei seismice static echivalente /g159 Idem E 10.1.1.3 E 10.1.2.4 Calculul momentelor încovoietoare în perete /g120 Raportul laturilor /g79 =h w/lw = 300 /300 = 1.00 /g120 Coeficientul /g302 = 0.113 (din CR 6 - schema C) pentru /g541 = 0.5 M Ex1 =/g541/g302WEdlw 2 = 0.5 × 0.113 × 102.0 × 3.02 /g35 51.9 daNm/m [5190 kgcm/m] E 10.1.2.5 Verificarea condi/g288iei de rezisten/g288/g259 /g120 Momentul capabil al peretelui Mcap= 6067 kgcm/m /g314 idem 1.A.5. /g120 Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 este satisf/g259cut/g259 587 - deschidere interax l0 = 500 cm - în/g259l/g288im e de nivel het = 320 cm - stâlpi 45 x 45 cm (toate nivelurile) - grinzi 25 x 50 cm (toate nivelurile) - beton C16/20 E 10.2.1.2 Panoul de z id/g259rie: - panou de zid/g259rie din c/g259r/g259mid/g259 plin/g259, t = 25 cm - dim ensiunile panoului (500-45) × (320-50) = 455 × 270 cm - materiale pentru zid/g259rie: * c/g259r/g259m id/g259 fb = 7.5 N/mm2 /g250i fbh = 2.0 N/mm2 * mortar M5 E 10.2.1.3. Caracteristicile mecanice de rez isten/g288/g259 /g250i deformabilitate ale materialelor: - beton: /g374 Eb = 27000 N/mm2 - zid/g259rie rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 la compresiune fk = 2.9 N/mm2 coeficientul de siguran/g288/g259 pentru zid/g259rie /g74M = 1.9 rezisten/g288a unitar/g259 de proiectare la compresiune: 2 M k d mm / 53 . 19 . 1 9 . 2ff /g32 /g32 /g32/g74 rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 la compresiune paralel cu rosturile orizontale (/g314CR 6- tab.4.4 pentru fbh = 2.0 N/mm2 /g250i M5) fkh = 1.44 N/mm2 rezisten/g288a unitar/g259 de proiectare la compresiune paralel cu rosturile orizontale (/g314CR 6- tab4.4 pentru f bh = 2.0 N/mm2 /g250i M5) 2 M kh dh mm / N 76 . 09 . 1 44 . 1ff /g32 /g32 /g32/g74 rezisten/g288a unitar/g259 caracteristic/g259 la forfecare sub efort de compresiune zero : fvk0 = 0.20 N/mm2 (/g111 CR 6, 4.1.1.2.1, tab.4.3) rezisten/g288a unitar/g259 de proiectare la forfecare sub efort de compresiune zero : 2 M 0 vk 0 vd mm / N 105 . 09 . 1 20 . 0ff /g32 /g32 /g32/g74 modulul de elasticitate longitudinal al zid/g259riei Ez = 1000 f k = 2900 N/mm2 588 E 10.2 Verificarea unui panou de zid/g259rie înr/g259mat/g259 într-un cadru de beton armat pentru ac/g1802iunea seismic/g259 în planul peretelui E 10.2.1. Date de tem/g259 E 10.2.1.1 Cadru din beton armat P+3E (4 niveluri) E 10.2.1.4. Caracteristicile geometrice /g250i mecanice ale panoului de z id/g259rie: - lungimea panoului : lp = 500 - 45 = 455 cm - în/g259l/g288im ea panoului : hp = 320 - 50 = 270 cm - aria s ec/g288iunii orizontale a panoului Ap = tp × lp = 25 × 455 = 11375 cm2 - factorul de f orm/g259 al panoului 60 . 0455 270 l h p p p /g35 /g32 /g32/g79 - lungimea diagonalei panoului: cm 530 270 455 h l D222 p 2 p p /g35 /g14 /g32 /g14 /g32 - l/g259/g288imea diagonalei echivalente cm 5310 530 10 Dd p p /g32 /g32 /g32(/g111P 100-1) 737 . 0 cos 858 . 0530 455 D lcos 2 p p /g32 /g159 /g32 /g32 /g32/g84/g84 - aria diagonalei echivalente pentru panoul plin: A dp = dp x t = 53 x 25 = 1325 cm2 E 10.2.1.5 Caracteristicile geometrice ale cad rului: - momentul de iner/g288ie al stâlpului 4 4 4 s cm 10 x 2 . 3412 45I /g32 /g32 - l/g259/g288im ea echivalent/g259 a stâlpului p/g259trat cm 0 . 45 10 2 . 34 2 6 I 2 6 b4 44 sech , st /g32 /g117 /g117 /g117 /g32 /g117 /g32 E 10.2.1.6. For/g288e laterale din cutremur (determinate din calculul structurii) - Plan/g250eu peste nivel 4 /g159 100 kN - Plan/g250eu peste nivel 3 /g159 75 kN - Plan/g250eu peste nivel 2 /g159 50 kN - Plan/g250eu peste nivel 1 /g159 25 kN E 10.2.2. Eforturi în diagonalele echivalente Valori rezultate din calculul de cadru plan cu diagonale din zid/g259rie articulate la capete. * D1 (nivel 1) = 112 kN * D2 = 148 kN - valoarea maxim/g259 * D3 = 117 kN * D4 = 71 kN E 10.2.3. Rezisten/g1802ele de proiectare ale panourilor de zid/g259rie E 10.2.3.1 Valorile coeficien/g288ilor de calcul Au fost ob/g288inute prin interpolare în tabelele 10.3 /g250i 10.4 din P 100-1 urm/g259toarele: - k 1,pan = 1.30 - k 2,pan = 2.00 - k 3,pan = 0.59 - k 4,pan = 0.117 - k 5,pan = 1.70 589 E 10.2.3.2 Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259tor mecanismului de rupere prin lunecare din for/g288/g259 t/g259ietoare în rosturile orizontale (FRd1) FRd1(zic) = fvd0×Apan×k1,pan = 1.05 × 11375 × 1.30 = 15530 kg /g35 15.5 tone E 10.2.3.3 Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat/g259 F Rd2 (zic) = fvd0×Apan×k2,pan = 1.05 × 11375 × 2.00 = 23900 kg= 23.9 tone E 10.2.3.4 Rezisten/g288a de proiectare corespunz/g259toare mecanismului de cedare prin strivirea diagonalei comprimate: F Rd31 = fd × bst,ech × tp × k3,pan × k5,pan = 15.3 × 45.0 ×25.0 × 0.59 × 1.70 = 17260 kg /g35 17.3 tone FRd32 = fdh × Apan × k4,pan = 7.6 × 11375 × 0.117 = 10115 kg /g35 10.1 tone FRd3 = min (FRd31,FRd32) = 10.1 tone = 101 kN Condi/g288ia de siguran/g288/g259 nu este îndeplinit/g259. E 10.2.4. Posibilitate de corectare /g159 Se aleg elemente pentru zid/g259rie cu fbh = 4.0 N/mm 2 /g250i mortar M10 pentru care fkh = 2.37 N/mm2 /g314 fdh = 1.25 N/mm2 Rezult/g259 FRd32 = 12.5 × 11375 × 0.117 = 16.6 tone > Dniv,2 OK! 590 E 10.3 Verificarea unui perete de fa/g1802ad/g259 din z id/g259rie de BCA înr/g259mat în cadru de beton pentru ac/g1802iunea seismic/g259 perpendicular/g259 pe planul peretelui E 10.3.1.Date generale E 10.3.1.1 Perete de fa/g288ad/g259 înr/g259mat (f/g259r/g259 gol de u/g250/g259/fereastr/g259) cu dimensiunile 30 x 240 x 500 cm (rezemat pe plan/g250eu, fixat lateral /g250i sub grinda structurii, la partea superioar/g259 /g159 rezemare simpl/g259 pe contur)- /g120 Cl/g259dire P+8E (nniv= 9). Perete amplasat la etajul 8 (nivelul 9). /g120 În/g259l/g288imile etajelor (inclusiv parterul) Hetaj = 3.00 m /g120 Cota plan/g250eului de reazem z1nf = 8 x 3.00 = 24.00 m /g120 Cota plan/g250eului superior zsup = 9 x 3.00 = 27.0 m (acoperi/g250) /g120 Destina/g288ia cl/g259dirii: locuin/g288e /g120 Amplasament : Bucure/g250ti (ag = 0.30g) E 10.3.1.2.Materiale /g250i rezisten/g288e de calcul /g120 Elemente pline (fb = 5.0 N/mm2), mortar M5 /g120 Densitatea de proiectare a elementelor (care /g288ine seama de umiditatea medie în exploatare) /g545( kg / m3 ) = 85( f + 2 ) = 600kg / m /g120 Greutatea volumetric/g259 a mortarului 2000 daN/m3 /g120 Greutatea peretelui tencuit pe 1 m2 g /g35 210 kg/m2 /g120 Rezisten/g288ele caracteristice ale zid/g259riei la încovoiere perpendicular pe planul peretelui : - rupere paralel cu rostul orizontal fxk1 =0.10 N/mm2 - rupere perpendicular pe rostul orizontal fxk2 = 0.20 N/mm2 /g120 Rezisten/g288ele de proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui pentru ULS (/g74zid = 1.90 - pentru pere/g288i înr/g259ma/g288i de fa/g288ad/g259 - a se vedea P 100-1, Cap.10) - rupere paralel cu rostul orizontal fxd1 = 0.100/1.90 = 0.052 N/mm2 - rupere perpendicular pe rostul orizontal fxd2 = 0.104 N/mm2 E 10.3.2.Calculul for/g1802ei seismice conven/g1802ionale /g120 Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag = 0.30 g /g120 Factorul de importan/g288/g259 al peretelui /g74perete = /g74cl/g259dire = 1.0 (birouri, clasa de importan/g288/g259 III) /g120 Factorul de amplificare dinamic/g259 al peretelui /g69perete = 1.00 /g120 Factorul de comportare (reducerea efectului ac/g288iunii seismice) qperete = 1.50 591 /g120 Coeficientul mediu de amplificare a accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii la etajul 3 (nivelul 4) - /g11 /g12 78 . 20 . 27 0 . 242 1 z Kinf /g32 /g14 /g32/g11/g1200 . 3 z Ksup /g32 - K (4) = 0.5 x (2.78 + 3.00) = 2.89 /g120 For/g288a seismic/g259 de proiectare, uniform distribuit/g259 normal pe suprafa/g288a peretelui: 2ULS pereteEd m / daN 4 . 121g 210x50 . 1 2.89 x 1.0 x 0.30g x 0 . 1F ) ULS ( V /g32/g32 /g32 /g120 Momente încovoietoare în perete sub ac/g288iunea înc/g259rc/g259rilor seismice - raportul laturilor /g79 =hw/lw = 240 / 500 = 0.48 - raportu l rezisten/g288elor /g541 = fxk1/fxk2 = 0.5 - din Codul CR 6 Cap.6, avem, prin interpolare, /g302 =0.041 /g13 MEx1 =/g541/g302WEd lw 2 MEx2 = /g302WEdlw 2 /g120 Momente încovoietoare produse de înc/g259rcarea seismic/g259 pentru ULS: - MExd1 = 0.5 × 0.041 × 0.1214 × 5.02 /g35 0.062 tm - MExd2 = 0.041 × 0.135 × 5.02 /g35 0.124 tm E 10.3.3. Caracteristicile de rez isten/g1802/g259 ale peretelui Modulul de rezisten/g288/g259 elastic 3 2 el cm 15000 6 x30.0 100W /g32/g32 /m E 10.3.4. Verificarea rezisten/g1802ei peretelui /g120 Efortul unitar în zid/g259rie din greutatea proprie a peretelui la mijlocul în/g259l/g288imii /g2026/g3031/g3404 /g3283/g3289/g3284/g3297 /g3118/g3008/g3301/g3284/g3279 /g3002/g3301/g3284/g3279 /g3404 /g2869/g484/g2870/g2868/g3400/g2870/g2869/g2868 /g2871/g2868/g484/g2868/g3400/g2869/g2868/g2868/g3404 /g882/g484/g882/g890/g886/g1863/g1859/g512/g1855/g1865/g2870 /g120 Momentul încovoietor capabil este /g1839/g3030/g3028/g3043/g3404/g3/g4666/g2026/g3031/g3397/g1858/g3051/g3031/g2869/g4667/g1849/g3032/g3039/g3404/g4666/g882/g484/g882/g890/g886/g3397 /g882/g484/g887/g884/g4667/g3400 /g883/g887/g882/g882/g882 /g3404 /g891/g882/g888/g882/g3/g1863/g1859/g1855/g1865 /g3404 /g882/g484/g882/g891/g882/g3/g1872/g1865 Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 pentru cutremurul cu ag =0.30g este satisf/g259cut/g259. 592 E 10.4 Verificarea unui perete de fa/g1802ad/g259 cu goluri de ferestre rea lizat din zid/g259rie cu elemente ceramice E 10.4.1.Date generale /g120 Perete de fa/g288ad/g259 (înr/g259mat în cadru) 30 x 300 x 720 cm /g159 rezemare simpl/g259 pe contur) - cu goluri de ferestre ca în figur/g259. /g120 Cl/g259dire P+1E (nniv= 2). Perete amplasat la etajul 1 (nivelul 2). /g120 În/g259l/g288imile etajelor Hetaj = 3.60 m /g120 Cota plan/g250eului de reazem z1 = 3.60 m /g120 Cota plan/g250eului superior z2 = 7.20 m (acoperi/g250) /g120 Destina/g288ia cl/g259dirii: /g250coal/g259 general/g259 cu 8 clase /g120 Amplasament: Câmpulung (ag = 0.30g) E 10.4.2.Materiale /g1800i rezisten/g1802e de calcul /g120 C/g259r/g259mid/g259 cu goluri 45 % goluri fb = 10 N/mm2 mortar M10 /g120 Greutatea volumetric/g259 a zid/g259riei 0.55 x 1800 daN/m3 = 990 kg/m3 /g120 Greutatea volumetric/g259 a tencuielii 2000 daN/m3 /g314 2 × 0.02 × 2000 = 80 kg/m2 /g120 Greutatea peretelui tencuit 0.30 × 990 + 80 = 380 kg/m2 /g120 Rezisten/g288ele de proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui pentru ULS la pere/g288i de fa/g288ad/g259 (/g74zid = 1.9) - rupere paralel cu rostul orizontal fxd1 = 0.126 N/mm2 [1.26 kg/cm2] - rupere perpendicular pe rostul orizontal fxd2 = 0.252 N/mm2 [2.52 kg/cm2] E 10.4.3.Calculul for/g1802ei seismice statice echivalente /g120 Accelera/g288ia terenului pentru proiectare ag = 0.30 g /g120 Coeficientul de importan/g288/g259 al peretelui /g74perete = /g74cl/g259dire = 1.2 (/g250coal/g259 cu peste 250 persoane /g159 clasa de importan/g288/g259 II) /g120 Coeficientul de amplificare dinamic/g259 al peretelui /g69perete = 1.00 /g120 Coeficientul de reducere a efectului ac/g288iunii seismice qperete = 1.50 /g120 Coeficientul mediu de amplificare a accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea cl/g259dirii la etajul 1 (nivelul 2) /g11/g12 00 . 220 . 7 60 . 32 1 z K1 /g32 /g14 /g32 /g11/g1200 . 3 z K2 /g32 Kz (2) = 0.5 x (2.00 + 3.00) = 2.50 /g120 For/g288a seismic/g259 de proiectare, uniform distribuit/g259 normal pe suprafa/g288a peretelui: 2 Ed m / daN 0 . 248g 380x50 . 1 2.50 x 1.0 x 0.30g x 2 . 1F W /g32/g32 /g123 593 E 10.4.4 Calculul momentului încovoietor în montantul central /g120 Montantul este fixat numai sus /g250i jos (liber pe laturile verticale) /g120 Momentul încovoietor se calculeaz/g259 ca pentru o grind/g259 cu deschiderea de 300 cm /g120 Înc/g259rcarea de calcul se calculeaz/g259 înmul/g288ind valoarea WEd cu l/g259/g288imea zonelor aferente de zid/g259rie /g120 Momentul maxim este MEd1 = 686 kgm [68600 kgcm] /g120 Efortul unitar în sec/g288iunea de la mijlocul în/g259l/g288imii montantului /g2026/g3031/g3404/g1833/g3053/g3036/g3031 /g1827/g3053/g3036/g3031 /g3404/g4666/g882/g484/g888/g882 /g3400 /g885/g484/g888 /g3397 /g882/g484/g889/g887 /g3400 /g883/g484/g890/g882/g4667/g3400 /g882/g484/g885/g890/g882 /g885/g882 /g3400 /g883/g882/g882/g3404 /g882/g484/g886/g886/g885/g3/g1863/g1859/g512/g1855/g1865/g2870 /g120 Modulul de rezisten/g288/g259 al montantului /g120 /g1849/g3404 /g2869/g2876/g2868/g3400/g2871/g2868/g3118 /g2874/g3404 /g884/g889/g882/g882/g882/g3/g1855/g1865/g2871 /g120 Momentul capabil maxim /g1839/g3030/g3028/g3043/g3404/g4666/g882/g484/g886/g886/g885 /g3397 /g883/g484/g884/g888/g4667/g3400 /g884/g889/g882/g882/g882 /g3404 /g887/g883/g883/g484/g883/g1863/g1859/g1865< MEd1 = 686 kgm /g120 Condi/g288ia de rezisten/g288/g259 nu este satisf/g259cut/g259 E 10.4.5. Posibilitate de corectare Propunere 1 Introducerea unui stâlpi/g250or de beton armat în axul montantului central Propunere 2 Bordarea golurilor cu stâlpi/g250ori din beton armat 594 E 10.5 Determinarea cerin/g1802elor de deplasare pentru un panou publicitar E 10.5.1. Date generale /g120 Panou de reclam/g259 luminoas/g259 cu dimensiunile 9.00 x 3.50 m /g120 Condi/g288ii de fixare: în câte dou/g259 puncte la nivelul plan/g250eelor peste etajele 7 /g250i 8 ale unei cl/g259diri de birouri cu P+8 etaje; toate etajele au în/g259l/g288imea de 3.50 m. /g120 Cota de prindere la etajul inferior het,inf = 28.0 m /g120 Cota de prindere la etajul superior het,sup = 31.5 m /g120 Structura cl/g259dirii este din beton armat, de tip dual cu pere/g288i preponderen/g288i /g250i se încadreaz/g259 în clasa de ductilitate H. /g120 Reclama prins/g259 în mai multe puncte pe anvelopa cl/g259dirii este o CNS sensibil/g259 la efectul indirect al ac/g288iunii seismice -deplas/g259rile relative ale punctelor de prindere E 10.5.2. Calculul deplas/g259rilor relative între punctele de prindere E 10.5.2.1. Cazul I. Sunt cunoscute deplas/g259rile sistemului structural în punctele de prindere determinate prin calcul static elastic sub înc/g259rc/g259rile seismice de proiectare: /g13 de(+28.00 m) = 52 mm de(+31.50 m) = 60 mm /g120 Calculul deplas/g259rii elastice pentru SLS se face cu rela/g288ia ds = /g81qde unde - /g81 = 0.7 pentru elementele ata/g250ate anvelopei amplasate pe fa/g288adele c/g259tre spa/g288iile publice ; - q = 5/g68u//g681 - /g68u//g681 = 1.25 pentru structuri dual cu pere/g288i preponderen/g288i . /g120 Deplasarea relativ/g259 pentru SLS, între cotele +28.00 /g121 +31.50 /g39ds = 0.7 x 5.0 x 1.25 x (60.0 - 52.0) = 35.0 mm E 10.5.2.2.Cazul II. Nu sunt cunoscute deplas/g259rile elastice de . /g120 Se presupune c/g259 au fost respectate condi/g288iile de limitare a deplas/g259rilor relative de nivel impuse de codul în vigoare la data proiect/g259rii cl/g259dirii. /g120 Presupunem condi/g288ia de limitare a deplas/g259rilor /g71a = /g85het, cu /g85 = 0.005 . /g120 Deplasarea relativ/g259 pentru calculul prinderilor la SLS trebuie s/g259 aib/g259 ca limit/g259 superioar/g259 valoarea /g39 /g100 /g81q(het,sup - het,inf)/g85 Ceea ce revine la /g39 /g1000.7x 5 x 1.25 x (31500-28000) x 0.005 = 76.5 mm adic/g259 mai mare cu 118% decât valoarea corespunz/g259toare situa/g288iei în care deplas/g259rile calculate sunt cunoscute. În aceast/g259 situa/g288ie se recomand/g259 ca structura reclamei /g250i prinderile acesteia s/g259 poat/g259 prelua valoarea limit/g259 determinat/g259 ca în cazul II. 595 E 10.6 Calculul prinderilor cu buloane pentru un echipament (prinderi fixe) E 10.6.1. Date generale /g120 Echipament fixat rigid cu buloane pe plan/g250eul peste ultimul nivel al unui spital din Bucure/g250ti (ag = 0.30g) /g120 Spitalul este o cl/g259dire cu P+5 E având în/g259l/g288imea parterului de 4.50 m /g250i în/g259l/g288imile etajelor curente 3.60 m. /g120 Echipamentul este esen/g288ial pentru continuarea în siguran/g288/g259 a activit/g259/g288ii spitalului. /g120 Echipamentul cânt/g259re/g250te, în exploatare, G =120 kN cu centrul de greutate situat la în/g259l/g288imea hG =1.80 m fa/g288/g259 de suprafa/g288a plan/g250eului. /g120 Prinderea se realizeaz/g259 cu patru buloane dispuse la interax de l 0=1.10m pe fiecare direc/g288ie (în col/g288urile pl/g259cii de baz/g259). E 10.6.2. Calculul for/g1802ei seismice E 10.6.2.1. Parametri de calcul /g120 Factorul de importan/g288/g259 pentru echipament /g74CNS = 1.4 - echipament amplasat într-un spital ; /g120 Factorul de amplificare dinamic/g259 al echipamentului neizolat împotriva vibra/g288iilor /g69CNS = 1.0 /g120 Factorul de comportare al echipamentului qCNS = 2.5 ; /g120 Coeficientul de amplificare a accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea construc/g288iei Kz = 3 (cota de prindere "z" este egal/g259 cu în/g259l/g288imea cl/g259dirii "H") E 10.6.2.2. Calculul for/g288ei seismice de proiectare /g120 For/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 -: kN 5 . 60g 120 5 . 2 0 . 3 x 0 . 1 gx 30 . 0 x 4 . 1mq K a) H ( F CNS CNS z CNS g CNS CNS /g35/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32/g32 /g69 /g74 /g120 Verificarea condi/g288iilor de limitare a for/g288ei seismice: FCNS = 48.4 kN < kN 3 . 201g 120g 30 . 0 x 4 . 1 x 4 m a 4CNS g CNS /g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32/g74 - F CNS = 60.5 kN > 0.75 /g74CNSagmCNS = kN 8 . 37g 120g 30 . 0 x 4 . 1 x 75 . 0/g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 E 10.6.3.Eforturi de proiectare în buloane /g120 Ancorajele se proiecteaz/g259 pentru for/g288a seismic/g259 static/g259 echivalent/g259 (FCNS) majorat/g259 cu 30% - : F d = 1.3 x 60.5 = 78.7 kN /g120 For/g288a t/g259ietoare de proiectare într-un bulon T bulon = ¼ Fd = 0.25x 78.7 /g35 19.7 kN /g120 Momentul de r/g259sturnare dat de for/g288a seismic/g259 în raport cu sec/g288iunea de prindere: M r = FCNShg = 60.5 x 1.80 = 108.9 kNm /g120 For/g288a de întindere într-un bulon: kN 5 . 491 . 1 x 2 9 . 108 l 2 MN 0 r b /g32 /g32 /g32 596 /g120 Efectul favorabil al greut/g259/g288ii proprii se reduce cu 15% - kN 5 . 254 12085 . 04 G85 . 0 Ng /g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g32 /g120 Valoarea de proiectare a for/g288ei axiale de întindere într-un bulon : N d = Nb - Ng = 49.5 - 25.5 = 24.0 kN 597 E 10.7 Calculul prinderilor pen tru un echipament montat pe izolatori de vibra/g1802ii E 10.7.1. Date generale /g120 Echipamentul din prezentul exemplu este un generator electric de rezerv/g259 pentru spital (necesar pentru continuarea func/g288ion/g259rii în siguran/g288/g259). /g120 Generatorul este montat pe plan/g250eul etajului 3 /g250i este izolat împotriva vibra/g288iilor. E 10.7.2. Calculul for/g1802ei seismice E 10.7.2.1. Parametri de calcul /g120 Accelera/g288ia terenului pentru proiectare (componenta orizontal/g259) ag = 0.30g; /g120 Factorul de importan/g288/g259 pentru echipament /g74CNS = 1.8 (valoare apreciat/g259 > 1.5)- echipament amplasat într-un spital esen/g288ial pentru continuarea activit/g259/g288ii în siguran/g288/g259 ; /g120 Factorul de amplificare dinamic/g259 al echipamentului izolat împotriva vibra/g288iilor /g69CNS=2.5 ; /g120 Factorul de comportare al echipamentului qCNS = 2.5 ; /g120 Coeficientul de amplificare a accelera/g288iei terenului pe în/g259l/g288imea construc/g288iei - cota de prindere z = 4.50 + 2 x 3.60 = 11.70 m - în/g259l/g288imea cl/g259dirii H = 4.50 + 5 x 3.60 = 22.50 m - 04 . 250 . 22 70 . 112 1 Kz /g32 /g14 /g32 E 10.7.2.2. Calculul for/g288ei seismice de proiectare /g120 For/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 kN 3 . 132g 120 5 . 2 04 . 2 x 5 . 2 gx 30 . 0 x 8 . 1mq K a) H ( F CNS CNS z CNS g CNS CNS /g35/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32/g32 /g69 /g74 /g120 Verificarea condi/g288iilor de limitare a for/g288ei seismice: F CNS = 105.8 kN < kN 3 . 259g 120g 30 . 0 x 8 . 1 x 4 m a 4CNS g CNS /g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32/g74 F CNS = 105.8 kN > 0.75 /g74CNSagmCNS = kN 6 . 48g 120g 30 . 0 x 8 . 1 x 75 . 0/g32/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167 E 10.7.3.Eforturi de proiectare în buloane /g120 Ancorajele se proiecteaz/g259 pentru for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 (FCNS) majorat/g259 cu 30% : F d = 1.3 x 132.3 = 172.0 kN /g120 For/g288a t/g259ietoare de proiectare într-un bulon T bulon = ¼ Fd = 0.25x 172.0 /g35 43.0 kN /g120 Momentul de r/g259sturnare dat de for/g288a seismic/g259 în raport cu sec/g288iunea de prindere: M r = FCNShg = 172.0 x 1.80 = 309.6 kNm /g120 For/g288a de întindere într-un bulon: kN 7 . 1401 . 1 x 2 6 . 309 l 2 MN 0 r b /g32 /g32 /g32 598 /g120 Efectul favorabil al greut/g259/g288ii proprii se reduce cu 15% kN 5 . 254 12085 . 04 G85 . 0 Ng /g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g32/g184 /g185 /g183/g168 /g169 /g167/g32 /g120 Valoarea de proiectare a for/g288ei axiale de întindere într-un bulon : N d = Nb - Ng = 140.7 - 25.5 = 115.2 kN 599 E 10.8 Calculul unei conducte de ap/g259 fierbinte E 10.8.1. Date generale /g120 Conduct/g259 de ap/g259 la temperatur/g259 ridicat/g259 care serve/g250te un spital din Ploie/g250ti. /g120 Conducta este plasat/g259 la tavanul centralei termice (construc/g288ie cu un nivel). /g120 Instala/g288ie esen/g288ial/g259 pentru continuarea activit/g259/g288ii spitalului. /g120 Dimensiunea conductei Dext= 300 mm, Dint = 292 mm, t = 4 mm E 10.8.2. Materiale /g1800i rezisten/g1802e de calcul /g120 O/g288el cu Ra = 2100 daN/cm2 /g250i E = 2100000 daN/cm2 /g120 Momentul de iner/g288ie al conductei I /g35 4070 cm4 /g120 Modulul de rezisten/g288/g259 al conductei W /g35 270 cm3 /g120 Greutatea proprie a conductei /g35 30.0 daN/m /g120 Greutatea apei din conduct/g259 /g35 67.0 daN/m /g120 Greutatea total/g259 g /g35 100 daN/m E 10.8.3. Determinarea distan/g1802ei între prinderi pentru realizarea condi/g1802iei T0/g1000.06s /g120 Se consider/g259 conducta articulat/g259 la capete pe ambele direc/g288ii (pentru simplificarea expunerii). /g120 Perioada proprie a modului fundamental de vibra/g288ie pentru o bar/g259 dreapt/g259 de lungime l 0 dublu articulat/g259 EI g l 2T 2 0 /g83/g32 /g120 Din condi/g288ia ca perioada proprie a conductei T /g100 0.06 sec (pentru ca /g69CNS = 1.0), cu datele de la 8.2, rezult/g259 l0 /g100 522 cm. Aleg l0 = 500 cm. E 10.8.4. Calculul for/g1802ei seismice de proiectare E 10.8.4.1. Parametri de calcul /g120 Accelera/g288ia seismic/g259 de proiectare ag = 0.35g /g120 Factorul de importan/g288/g259 stabilit de investitor /g74CNS = 1.8 /g120 Factorul de amplificare /g69 CNS = 1.0 (pentru T0 < 0.06 s) /g120 Prindere ductil/g259, coeficient de comportare qCNS = 2.5 /g120 Coeficientul Kz = 3 (z /g123 H) E 10.8.4.2. For/g288a seismic/g259 orizontal/g259 m / daN 6 . 75g 100 5 . 2 0 . 3 x 0 . 1 gx 35 . 0 x 8 . 1mq K a) H ( F CNS CNS z CNS g CNS CNS /g35/g184/g184 /g185 /g183 /g168/g168 /g169 /g167/g32/g32 /g69 /g74 E 10.8.4.3. For/g288a seismic/g259 vertical/g259 /g120 Accelera/g288ia seismic/g259 vertical/g259 avg = 0.7 ag /g159 0.7 x 0.35 g = 0.245 g /g35 0.25 g /g120 For/g288a seismic/g259 vertical/g259: FCNS(V) = 0.7 FCNS(H) /g159 0.7 x 75.6 = 52.9 daN/m 600 E 10.8.4.4. Combinarea for/g288elor seismice pe cele dou/g259 direc/g288ii /g120 Pentru verificarea rezisten/g288ei conductei, înc/g259rc/g259rile de pe cele dou/g259 direc/g288ii se determin/g259 dup/g259 cum urmeaz/g259 : Ipoteza 1: - F CNS(V1) = g + FCNS(V) = 100.0 + 52.9 = 152.9 daN/m - F CNS(H1) = 0.3 FCNS(H) = 0.3 x 75.6 = 22.7 daN/m - 2 . 154 7 . 22 5 . 152 ) H ( F ) V ( F ) 1 ( F22 1 2 CNS1 2 CNSCNS /g32 /g14 /g32/g14/g32 daN/m Ipoteza 2: - F CNS(V2) = g +0.3 FCNS(V) = 100.0 + 0.3 x 52.9 /g35 115.9 daN/m - F CNS(H2) = FCNS(H) = 75.6 daN/m - 4 . 138 6 . 75 9 . 115 ) H ( F ) V ( F ) 2 ( F22 2 2 CNS2 2 CNSCNS /g32 /g14 /g32/g14/g32 daN/m < FCNS(1) /g120 Înc/g259rcarea total/g259 de calcul este cea mai mare dintre cele dou/g259 valori F CNS = 154.2 daN/m E 10.8.5. Verificarea rezisten/g1802ei conductei /g120 Momentul încovoietor daNcm481808 500 x 542 . 1M 2 /g32/g32 /g120 Efortul unitar în o/g288el este 2cm / daN 4 . 178270 48180 W M /g35 /g32 /g32/g86 < Ra E 10.8.6. Eforturi de proiectare pentru prinderi /g120 Reac/g288iunea vertical/g259 - aferent/g259 unei deschideri RV = 5.0 x [g + 1.3FCNS(V)] = 5.0 x (100 +1.3 x 52.9) /g35 845 daN /g120 Reac/g288iunea orizontal/g259 RH = 5.0 x 1.3 x FCNS(H) = 5.0 x 1.3 x 75.6 /g35 490 daN 601 ANEXA J. RECOMAND/g258RI DE PROIECTARE J.1. Alc/g259tuirea de ansamblu a construc/g288iilor Alc/g259tuirea de ansamblu a construc/g1802iei trebuie s/g259 urm/g259reasc/g259 realizarea urm/g259toarelor caracteristici structurale: - simplitate: trebuie realizat un sistem structural continuu /g250i suficient de puternic care s/g259 asigure un traseu clar, cât mai direct /g250i neîntrerupt al for/g288elor seismice, indiferent de direc/g288ia acestora, pân/g259 la terenul de fundare. For/g288ele seismice care iau na/g250tere în toate elementele cl/g259dirii sunt preluate de plan/g250ee - diafragme orizontale - /g250i transmise structurii verticale, iar de la aceasta sunt transferate la funda/g288ii /g250i teren. Proiectarea trebuie s/g259 asigure c/g259 nu exist/g259 discontinuit/g259/g288i în acest drum de transmitere a for/g288elor seismice. - redundan/g1802/g259: ruperea unui singur element sau a unei singure leg/g259turi structurale nu trebuie s/g259 expun/g259 structura la pierderea stabilit/g259/g288ii; trebuie realizat un un mecanism de plastificare cu suficiente zone plastice, care s/g259 permit/g259 exploatarea rezervelor de rezisten/g288/g259 ale structurii /g250i o disipare avantajoas/g259 a energiei seismice. - regularitate: structura trebuie s/g259 fie cât mai regulat/g259, cu elemente structurale distribuite cât mai uniform în plan, permi/g288ând o transmitere direct/g259 /g250i pe un drum scurt a for/g288elor de iner/g288ie aferente maselor distribuite în cl/g259dire. Structura trebuie s/g259 prezinte, pe cât posibil, /g250i uniformitate pe verticala construc/g288iei, urm/g259rindu-se s/g259 se elimine apari/g288ia unor zone sensibile, în care concentrarea unor eforturi sau deforma/g288ii plastice excesive ar putea produce ruperi premature. Prin alegerea unei forme avantajoase a construc/g288iei, printr- o distribu/g288ie adecvat/g259 a maselor, a rigidit/g259/g288ii /g250i a capacit/g259/g288ii de rezisten/g288/g259 laterale a structurii se va urm/g259ri reducerea în cât mai mare m/g259sur/g259 a excentricit/g259/g288ilor care pot favoriza torsiunea de ansamblu. - rigiditate /g1800i rezisten/g288/g259 la ac/g1802iuni laterale, în orice direc/g288ie: elementele structurale vor fi dispuse în plan într-un sistem ortogonal, în m/g259sur/g259 s/g259 ofere caracteristici de rezisten/g288/g259 /g250i de rigiditate suficiente în dou/g259 direc/g288ii. Rigiditatea lateral/g259 va fi suficient/g259 pentru limitarea deplas/g259rilor orizontale, astfel încât efectele de ordinul 2 /g250i degrad/g259rile construc/g288iei s/g259 poat/g259 fi controlate. - rigiditate /g1800i rezistent/g259 la torsiune: structura trebuie s/g259 fie înzestrat/g259 cu suficient/g259 rigiditate /g250i rezisten/g288/g259 la torsiune pentru a limita manifestarea unor mi/g250c/g259ri de r/g259sucire în ansamblu a construc/g288iei, care ar putea spori periculos eforturile /g250i deplas/g259rile orizontale ale cl/g259dirii. Solu/g288ia cea mai eficient/g259 pentru aceasta este dispunerea adecvat/g259 a unor elemente suficient de rigide /g250i rezistente la ac/g1802iuni laterale pe perimetrul construc/g288iei (cel pu/g288in dou/g259 în fiecare direc/g288ie principal/g259). - plan/g1800eele - diafragme orizontale: plan/g250eele de la fiecare nivel trebuie realizate ca diafragme practic infinit rigide /g250i rezistente pentru for/g288e aplicate în planul lor. - funda/g288ii adecvate - alc/g259tuirea funda/g288iilor construc/g288iei /g250i a leg/g259turii acesteia cu suprastructura trebuie s/g259 asigure condi/g288ia ca întreaga cl/g259dire s/g259 fie supus/g259 602 unei excita/g288ii seism ice cât mai uniform e. La proiectarea funda/g288iilor, for/g288ele transmise de suprastructur/g259 sunt cele care trebuie s/g259 corespund/g259 mecanismului structural de disipare de energie, dac/g259 proiectarea construc/g288iei se bazeaz/g259 conceptual pe r/g259spunsul structural în domeniul neliniar. - Distribu/g1802ia regulat/g259 în plan /g1800i în eleva/g1802ie a maselor: se va urm /g259ri dispunerea cât m ai uniform/g259 a înc/g259rc/g259rilor gravita/g288ionale pe plan/g250ee, atât în plan, cât /g250i pe vertical/g259, în vederea reducerii efectelor nefavorabile datorate pozi/g288ion/g259rii neregulate a înc/g259rc/g259rilor m asice; la realizarea componentelor nestructurale se vor utiliza cu prioritate m ateriale u/g250oare; se vor reduce grosimile tencuielilor /g250i ale /g250apelo r de egalizare, ale straturilor pentru realizarea pantelor /g250i se va m ic/g1800ora greutatea elementelor ornamentale la cl/g259dirile la care acestea sunt necesare; se vor utiliza betoane cu rezisten /g1802e ridicate pentru a reduce masa structurii. Realizarea unei structu ri simple, compacte pe cât posibil, simetrice, reprezint/g259 obiectivul cel mai important al proiect/g259rii, deoarece modelarea, calculul, dimensionarea, detalierea /g250i execu/g288ia structurilor simple sunt supuse la incertitudini mult mai mici /g250i, ca urmare, se poate impune construc/g288iei, cu un grad înalt de încredere, comportarea seismic/g259 dorit/g259. J.2. Calculul structural Metoda de referin /g288/g259 pentru determinarea efectelor seismice este calculul modal cu spectre de r/g259spuns. În aceasta metod/g259 de calcul comportarea structurii este reprezentat/g259 printr-un model liniar-elastic, iar ac/g288iunea seismic/g259 este descris/g259 prin spectre de r/g259spuns de proiectare. La construc/g288iile care pot fi calculate prin considerarea a dou/g259 modele plane pe direc/g288ii ortogonale /g250i al c/g259ror r/g259spuns seismic total nu este influen/g288at semnificativ de modurile proprii superioare de vibra/g288ie se poate folosi metoda for/g1802elor laterale statice echivalente. Metoda poate fi aplicat/g259 dac/g259 perioadele fundamentale corespunz/g259toare direc/g288iilor orizontale principale sunt mai mici decât 1,5 /g1800i dac/g259 sunt respectate criteriile privind regularitatea structural/g259 pe vertical/g259. În metoda for/g1802elor laterale statice echivalente, for/g288a t/g259ietoare de baz/g259 corespunz/g259toare modului propriu fundamental, pentru fiecare direc/g288ie orizontal/g259 principal/g259 considerat/g259 în calculul cl/g259dirii, se determin/g259 cu rela/g1802ia /g11/g12/g79/g74 m T S Fd e I b1 ,/g32 (J.1) unde /g11/g121T Sd ordonata spectrului de r/g259spuns de proiectare corespunz/g259toare perioadei fundamentale T1 : T1 perioada proprie fundamental/g259 de vibra/g288ie a cl/g259dirii în planul care con/g288ine direc/g288ia orizontal/g259 considerat/g259. În cazul structurilor de beton armat sau zid/g259rie aceast/g259 valoare a perioadei trebuie s/g259 corespund/g259 rigidit/g259/g1802ilor reduse ale elementelor structurale astfel încât s/g259 se /g1802in/g259 cont de efectul fisur/g259rii. m masa total/g259 a cl/g259dirii calculat/g259 ca suma a maselor de nivel im . Masa poate fi considerat/g259 ca raportul dintre greutatea cl/g259dirii corespunz/g259toare ac/g1802iunilor 603 gravita/g1802ionale din com bina/g1802ia de ac/g1802iuni care cuprinde /g1800i ac/g1802iunea seismic/g259 /g1800i accelera/g1802ia gravita/g1802ional/g259, g. /g74I,e factorul de importan/g288/g259-expunere al construc/g288iei. /g79 factor de corec/g288ie care /g288ine seama de contribu/g288ia modului propriu fundamental prin masa modal/g259 efectiv/g259 asociat/g259 acestuia. /g79 poate fi luat egal cu 0,85 dac/g259 T1 /g100 TC /g250i cl/g259direa are mai mult de dou/g259 niveluri /g250i egal cu 1,0 în celelalte situa/g1802ii. Efectele ac/g288iunii seismice se determin/g259 prin aplicarea for/g288elor seismice orizontale asociate nivelurilor cu masele mi. Forma proprie fundamental/g259 poate fi aproximat/g259 printr-o varia/g288ie liniar/g259 cresc/g259toare pe în/g259l/g288ime. În acest caz for/g288ele orizontale de nivel pot fi calculate cu rela/g1802ia: /g166 /g32 /g32 n j j j i i b i z m z mF F 1 (J.2) unde zi /g250i zj reprezint/g259 în/g259l/g288imea pân/g259 la nivelul i /g250i, respectiv, j m/g259surat/g259 fa/g288/g259 de baza construc/g288iei considerat/g259 în model, iar n este num/g259rul total de niveluri. La cl/g259diri multietajate, for/g288ele seismice orizontale se aplic/g259 sistemelor structurale ca for/g288e laterale la nivelul fiec/g259rui plan/g250eu considerat indeformabil în planul s/g259u. Dac/g259 pentru ob/g288inerea r/g259spunsului seismic se utilizeaz/g259 un model spa/g288ial, efectul de torsiune produs de o excentricitate accidental/g259 se poate considera prin introducerea la fiecare nivel a unui moment de torsiune. ai i aie F M/g32 (J.3) în care aiM moment de torsiune aplicat la nivelul i în jurul axei sale verticale aie excentricitate accidental/g259 a masei de la nivelul i iF for/g288a seismic/g259 static echivalent/g259 orizontal/g259 aplicat/g259 la nivelul i. Momentul de torsiune se va calcula pentru toate direc/g288iile /g250i sensurile considerate în calcul. Efectele ac/g288iunii datorate combina/g288iei componentelor orizontale ale ac/g288iunii seismice se pot calcula simplificat folosind urm/g259toarele combina/g288ii: EdxE ”+”0,30 EdyE (J.4) 0,30 EdxE ”+” EdyE (J.5) unde “+” înseamn/g259 “a se combina cu”, EdxE reprezint/g259 efectele ac/g288iunii datorate aplic/g259rii m i/g250c/g259rii seismice pe direc/g288ia axei orizontale x alese pentru structur/g259, 604 EdyE reprezint/g259 efectele ac/g288iunii datorate aplic/g259rii m i/g250c/g259rii seismice pe direc/g288ia axei orizontale y , perpendicular/g259 pe axa x a structurii. La cl/g259dirile care satisfac criteriile de regularitate în plan /g250i la care pere/g288ii sau sistemele independente de contravântuire vertical/g259 în plane asociate celor dou/g259 direc/g288ii orizontale principale sunt singurele elemente care preiau efectele mi/g250c/g259rii seismice, se poate considera ac/g288iunea separat/g259 a cutremurului în cele dou/g259 direc/g288ii orizontale principale f/g259r/g259 a se face combina/g288iile indicate anterior. J.3. Verificarea deforma/g288iilor Calculul deplas/g259rilo r laterale pentru SLS se face cu rela/g288ia es d q d/g88/g32 (J.6) unde, ds deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al ac/g288iunii seismice corespunz/g259toare SLS de deplasarea aceluia/g250i punct din sistemul structural, determinat/g259 prin calcul static elastic sub ac/g288iunea seismic/g259 de proiectare, conform spectrelor de proiectare din capitolul 3, /g288inând seama /g250i de efectul torsiunii accidentale q factorul de comportare specific tipului de structur/g259 (vezi capitolele 5-9) utilizat la calculul valorii de proiectare a for/g288ei seismice /g88 factor de reducere care /g288ine seama de intervalul de recuren/g288/g259 al ac/g288iunii seismice asociat verific/g259rilor pentru SLS (vezi 2.1 /g250i 2.2); valorile /g88 sunt date în Anexa E. Calculul deplas/g259rilor laterale pentru ULS se face cu rela/g288ia es d q c d/g32 (J.7) unde, ds deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al ac/g288iunii seismice corespunz/g259toare ULS c factor supraunitar care /g288ine seama de faptul c/g259 în r/g259spunsul seismic inelastic deplas/g259rile sunt superioare celor din r/g259spunsul elastic în cazul structurilor cu perioada de oscila/g288ie mai mic/g259 decât Tc; valoarea factorului c este dat/g259 în Anexa E q, de semnifica/g288ie similar/g259 cu cea de la (J.6). Valorile de proiectare ale rigidit/g259/g288ii elementelor de beton armat se determin/g259 pe baza prevederilor de la 4.5.2(9) /g250i din Anexa E. Pentru verificare, valorile deplas/g259rilor relative de nivel calculate pentru SLS /g1800i ULS se compar/g259 cu valorile admise indicate în Anexa E a codului. Rela/g1802ia de verificare la SLS este: SLS a , r re SLS r d d q d/g100 /g32/g81 (J.8) 605 unde SLS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 SLS dre deplasarea relativ/g259 de nivel, determinat/g259 prin calcul static elastic sub înc/g259rc/g259ri seismice de proiectare (vezi capitolul 4) . Se ia în considerare numai componenta deforma/g288iei care produce degradarea pere/g288ilor înr/g259ma/g288i, extr/g259gând partea datorat/g259 deforma/g288iei axiale a elementelor verticale în cazul în care aceasta are o contribu/g288ie semnificativ/g259 la valoarea deforma/g288iei totale. Pentru elementele structurale de beton armat, rigiditatea la încovoiere utilizat/g259 pentru calculul valorii dre se va determina conform tabelului E.1. Pentru structuri realizate din alte materiale, prevederi referitoare la valorile de proiectare ale rigidit/g259/g288ii elementelor structurale sunt date în capitolele relevante ale Codului. /g587 factorul de reducere care /g288ine seama de intervalul de recuren/g288/g259 mai redus al ac/g288iunii seismice asociat verific/g259rilor pentru SLS Valoarea factorului este: /g587 = 0,5 q factorul de comportare specific tipului de structur/g259 (vezi capitolele 5..9) utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare SLS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismic/g259 asociat/g259 SLS SLS a , rd valoarea admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel. În lipsa unor valori specifice componentelor nestructurale utilizate, determinate experimental, se recomand/g259 utilizarea valorilor date în tabelul E.2. Rela/g1802ia de verificare la ULS este: ULS a r re ULS r d d q c d,/g100 /g32 (J.9) ULS rd deplasarea relativ/g259 de nivel sub ac/g288iunea seismica asociat/g259 ULS q factorul de comportare specific tipului de structur/g259 (vezi capitolele 5..9) dre definit în cadrul paragrafului E.1. În lipsa datelor care s/g259 permit/g259 o evaluare mai precis/g259, rigiditatea la încovoiere a elementelor structurale de beton armat, utilizat/g259 pentru calculul valorii dre, se consider/g259 egal/g259 cu jum/g259tate din valoarea corespunz/g259toare sec/g288iunilor nefisurate, adic/g259 0,5EcIg, cu excep/g288ia elementelor structurilor cu pere/g288i, pentru care rigidit/g259/g288ile de proiectare se vor lua conform CR 2-1-1.1, par.6.6. Pentru structuri realizate din alte materiale, prevederi referitoare la valorile de proiectare ale rigidit/g259/g288ii elementelor structurale sunt date în capitolele relevante ale Codului ULS a , rd valoare admisibil/g259 a deplas/g259rii relative de nivel. În lipsa unor valori specifice componentelor nestructurale /g250i modului de prindere pe structur/g259 utilizat, determinate experimental, se recomanda utilizarea valorii de 0,025 h (unde h este în/g259l/g288imea de nivel) c factorul de amplificare a deplas/g259rilor. 606 J.4. Verificarea rezisten/g1802elor Pentru toate elementele structurale /g250i nestructurale trebuie respectat/g259 rela/g288ia: Ed /g100 Rd (J.10) exprimat/g259 în termeni de rezisten/g288/g259, unde: Ed valoarea de proiectare a efortului sec /g288ional rezultat din calculul strutural în combina/g288ia seismic/g259 de proiectare, tinând seama /g250i de efectele de ordinul 2, atunci când acestea sunt semnificative Rd valoarea corespunz/g259toare a efortului capabil, calculat/g259 cu valorile de proiectare ale rezisten/g288elor materialelor, pe baza modelelor mecanice specifice tipului de element structural, conform capitolelor 5 - 9 /g250i codurilor specifice diferitelor materiale. În cazul proiect/g259rii structurii pentru r/g259spuns în domeniul neliniar, eforturile de proiectare cu care se face verificarea rezisten/g1802elor trebuie s/g259 corespund/g259 situa/g1802iei mobiliz/g259rii mecanismului de plastificare în suprastructur/g259. J.5. Asigurarea ductilit/g259/g1802ii locale /g1800i de ansamblu Structura în ansamblu /g250i elementele structurale implicate în mecanismul structural de disipare al energiei seismice, asociat tipului de structur/g259 /g250i factorului de comportare specific, trebuie s/g259 prezinte ductilitate adecvat/g259. În acest scop se vor respecta condi/g288iile date în capitolele 5-9, specifice diferitelor materiale structurale, privind impunerea unor mecanisme favorabile de disipare a energiei /g250i înzestrarea zonelor disipative cu suficient/g259 capacitate de deforma/g288ie în domeniul postelastic Prin dimensionarea adecvat/g259 a rezisten/g288ei elementelor structurale la cl/g259dirile multietajate se va evita manifestarea unor mecanisme de disipare de energie de tip nivel slab, la care s/g259 se concentreze cerin/g288e excesive de ductilitate Impunerea mecanismului de plastificare dorit se realizeaz/g259 practic prin dimensionarea capacit/g259/g288ilor de rezisten/g288/g259 în zonele selectate pentru a avea un r/g259spuns seismic elastic la valori de momente suficient de mari. Modul în care se stabilesc valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare se prezint/g259 la capitolele 5–9, func/g288ie de tipul de structur/g259 /g250i natura materialului din care este alc/g259tuit/g259 structura cl/g259dirii Verificarea capacit/g259/g1802ii de deformare (ductilit/g259/g1802ii) elementelor structurale /g1800i a structurii în ansamblu se efectueaz/g259 în termeni de deplas/g259ri pe baza unei rela/g1802ii similare cu rela/g1802ia (4.21), comparând cerin/g1802ele de deformare cu capacitatea. Verificarea se poate face conform prevederilor Anexei E. Leg/g259turile între elementele structurale, de exemplu nodurile structurilor tip cadru, conectorii dintre elementele realizate din materiale diferite sau din betoane cu vârste diferite, /g250i plan/g250eele vor fi proiectate la eforturi de calcul suficient de mari, astfel încât s/g259 se asigure c/g259 r/g259spunsul seismic al acestor elemente nu dep/g259/g250e/g250te limitele stadiului elastic. Pentru a satisface condi/g288iile de la (5), plan/g250eele vor fi proiectate la for/g288ele care le revin în condi/g288iile instal/g259rii mecanismului global de plastificare. 607