Breviar de Calcul Model

28
 1 Breviar de calcul Parchet de pe lângă judecătoria Hârlău Date ale amplasamentu lui clădirii : • Localitatea: Harlau;  • Clasa de importanta si de expunere III, γ I=1.0 • Conditii seismice: o ag - acceleratia terenulu i  0.20g o TB = 0.07 s o TC = 0.7 s o Clasa de ductilitate H (determinata de conditiile seismice) • Zona de zapada: C, s 0,k = 2.5 KN/m 2 ; 1.  Evaluarea înc ă rc ă rilor  1.2  Î ncărcări  permanente (P)   încărcări  la nivelul grinzilor de peste mansarda - tabla+astereala+căpriori: 0.5 KN/m 2  - vata minerala: 0.1 KN/m 2  - popi, pane, tălpi: 0.3 KN/m 2  Total q n = 0.9 KN/m 2  q c = 1.35x0.9 = 1.215 KN/m 2    încărcări la nivelul grinz ilor perimetrale din închideri (GA2, GA3, GA4, GA7) - peste parter: 2 / 19 ) 21 20 . 3 3 . 0 01 . 0 15 20 . 3 3 . 0 ( 3 . 1  m  KN   - peste etaj: 2 / 65 . 16 ) 21 80 . 2 3 . 0 01 . 0 15 80 . 2 3 . 0 ( 3 . 1  m  KN   *excepție GA7: 2 / 40 . 26 ) 21 45 . 4 3 . 0 01 . 0 15 45 . 4 3 . 0 ( 3 . 1  m  KN     încărcări la nivelul grinz ilor interioare curente (GA 1, GA5, GA6) din închideri - peste parter: 2 / 85 . 15 ) 21 20 . 3 25 . 0 01 . 0 15 20 . 3 25 . 0 ( 3 . 1  m  KN   - peste etaj: 2 / 85 . 13 ) 21 80 . 2 25 . 0 01 . 0 15 80 . 2 25 . 0 ( 3 . 1  m  KN     încărcări  la nivelul planșeelor curente (peste parter, etaj 1) - tencuiala la tavan 2cm grosime: 0.4 KN/m 2  - pardoseală+șapă: 1.5 KN/m 2  Total q = 1.9 KN/m 2

description

model breviar de calcul inginerie civila

Transcript of Breviar de Calcul Model

  • 1

    Breviar de calcul Parchet de pe lng judectoria Hrlu

    Date ale amplasamentului cldirii:

    Localitatea: Harlau;

    Clasa de importanta si de expunere III, I=1.0

    Conditii seismice:

    o ag - acceleratia terenului 0.20g

    o TB = 0.07 s

    o TC = 0.7 s

    o Clasa de ductilitate H (determinata de conditiile seismice)

    Zona de zapada: C, s0,k = 2.5 KN/m2;

    1. Evaluarea ncrcrilor

    1.2 ncrcri permanente (P)

    ncrcri la nivelul grinzilor de peste mansarda

    - tabla+astereala+cpriori: 0.5 KN/m2

    - vata minerala: 0.1 KN/m2

    - popi, pane, tlpi: 0.3 KN/m2

    Total qn = 0.9 KN/m2 qc = 1.35x0.9 = 1.215 KN/m2

    ncrcri la nivelul grinzilor perimetrale din nchideri (GA2, GA3, GA4, GA7)

    - peste parter: 2/19)2120.33.001.01520.33.0(3.1 mKN

    - peste etaj: 2/65.16)2180.23.001.01580.23.0(3.1 mKN

    *excepie GA7: 2/40.26)2145.43.001.01545.43.0(3.1 mKN

    ncrcri la nivelul grinzilor interioare curente (GA1, GA5, GA6) din nchideri

    - peste parter: 2/85.15)2120.325.001.01520.325.0(3.1 mKN

    - peste etaj: 2/85.13)2180.225.001.01580.225.0(3.1 mKN

    ncrcri la nivelul planeelor curente (peste parter, etaj 1)

    - tencuiala la tavan 2cm grosime: 0.4 KN/m2

    - pardoseal+ap: 1.5 KN/m2

    Total q = 1.9 KN/m2

  • 2

    Fig.1 ncrcri permanente

    1.3 ncrcri variabile

    ncrcri la nivelul planeelor curente (peste parter, etaj 1)

    - utila: qk = 2.0 KN/m2 , corespunztor categoriei B cldiri pentru birouri (conform SR-EN

    1991-1-1, tabele NA. 6.1 si NA. 6.2)

    qc = 1.4x2.0 = 2.8 KN/m2

    ncrcri la nivelul scrilor exterioare (peste parter, etaj 1)

    - utila: a fost aplicata o for concentrat de 1,5KN in poziia cea mai defavorabil

    ncrcri la nivelul grinzilor de peste mansarda

    - zpada: 2

    , /6.15.218.08.0 mKNsccs koteck

    (conform CR 1-1-3-2005)

    2/64.06.14.0 mKNss kk

    c

    - utila: 2/75.0 mKNqk

    (conform SR-EN 1991-1-1, tabel NA.6.10)

    In calcule se introduce valoarea maxima, respectiv cea din zapada.

  • 3

    Fig.2 ncrcri din zpada

    2. Calculul structurii la actiunea seismica in domeniul elastic. Metoda

    calcului modal cu spectre de rspuns.

    Cldirea analizat nu satisface pe deplin condiiile de regularitate n plan i pe vertical datorit

    formei sale n plan si a variaiei pe nlime. Ca urmare, calculul la aciunea seismic se va efectua pe un

    model spaial.

    Calculul structurii la actiunea fortelor laterale si verticale a fost efectuat folosind programul

    ETABS. Modelul de calcul al supratructurii este cel spatial considerat incastrat la baza primului nivel

    (parter) diferenta de rigiditate intre infrastructura (cu pereti de beton armat pe contur) si suprastructura

    permitand adoptarea acestei ipoteze simplificatoare. Planseul de beton armat are rigididate si rezistenta

    substantiala pentru a prelua eforturile produse de fortele laterale, iar datorita regularitatii si

    omogenitatii structurii poate fi considerat indeformabil in planul sau.

    Elementele structurale ale suprastructurii, stalpi si grinzi, au fost modelate folosind elemente

    finite de tip bara. Nodurile dintre stalpi si grinzi au fost considerate indeformabile.

  • 4

    Fig.3 Modelul spaial cu elemente finite al suprastructurii cldirii (P+1+M)

    Modelul (Fig.3) consider planeele infinit rigide n planul lor i neglijeaz aportul plcii, prin

    zona activ aferent, la definirea rigiditii grinzilor. Masele calculate din ncrcrile gravitaionale

    stabilite anterior se consider distribuite uniform la nivelul planeelor cldirii. La acestea se adaug

    masele aferente stlpilor, grinzilor i pereilor de la fiecare nivel. Masele concentrate i coordonatele

    centrului maselor au fost calculate automat, cu programe de calcul specializate. n modelul spaial, n

    centrul maselor de nivel s-au considerat trei grade de libertate dinamic, i anume translaii pe dou

    direcii perpendiculare din planul orizontal, Ox i Oy , i rotirea n jurul axei verticale Oz .

    Analiza modal pe un model spaial va urmri determinarea urmtoarelor elemente:

    - poziia centrului maselor i a centrului de rigiditate de la fiecare nivel;

    - vectorii i valorile proprii;

    - caracterul oscilaiilor corespunztor fiecrui mod propriu de vibraie;

    - conformarea de ansamblu, pentru eliminarea oscilaiilor de torsiune din primele dou moduri proprii

    de vibraie;

    - coeficienii de echivalen modal (factorii de participare a maselor modale efective);

    - determinarea direciilor principale de oscilaie;

    - calculul forelor seismice modale;

    - compunerea rspunsurilor modale obinute prin considerarea aciunii seismice independent, dup

    fiecare direcie principal de oscilaie;

    - compunerea rspunsurilor asociate celor dou direcii principale de oscilaie;

    - evidenierea efectului torsiunii generale provenite din distribuia neuniform a maselor de nivel i din

    variaia spaial a micrii seismice a terenului.

    Mase

    n tabelul 1 se prezint distribuia maselor din ncrcrile gravitaionale i coordonatele

    centrelor maselor (CM), pe niveluri. Poziia centrelor de mas, raportat la sistemul de axe n care este

    descris structura, se calculeaz cu relaiile:

    Tabel 1.

    Story Diaphragm MassX MassY XCM YCM

    STORY2 D1-rigid 33.4874 33.4874 18.121 5.921

    STORY1 D1-rigid 35.6093 35.6093 18.114 5.934

    Vectori i valori proprii

    Ipoteza planeului infinit rigid n planul su implic trei grade de libertate dinamic (GLD) pe

    nivel dou translaii n planului planeului i o rotire n jurul axei normale pe planeu. Gradele de

    libertate dinamic de nivel sunt raportate la centrul maselor. Formele proprii de vibraie se obin prin

    rezolvarea sistemului de ecuaii algebrice, liniare i omogene:

  • 5

    Condiia de compatibilitate pentru sistemul de ecuaii furnizeaz ecuaia algebric:

    ale crei soluii sunt ptratele pulsaiilor proprii 2k cu 1 < 2

  • 6

    Fig.4 Modul 1 de vibraie T=0.587s (deplasare de-a lungul axei Ox)

    Fig.5 Modul 2 de vibraie T=0.5104s (deplasare de-a lungul axei Oy)

  • 7

    Fig.6 Modul 3 de vibraie T=0.5029s (oscilaie generala de rsucire)

    Calculul forelor tietoare de baz maxime modale

    Forele tietoare de baz modale maxime se calculeaz (conform P100 2006, cap. 4) folosind

    relaia de mai jos:

    unde:

    Sd(T) - ordonata spectrului de rspuns de proiectare corespunztoare perioadei fundamentale T1

    T1 - perioada proprie fundamental de vibraie a cldirii n planul ce conine direcia orizontal

    considerat

    m- masa total a cldirii calculata ca suma a maselor de nivel i

    I - factorul de importanta al constructiei

    - factor de corecie care ine seama de contribuia modului propriu fundamental prin masa modal

    efectiv asociat acestuia, ale crui valori sunt

    = 0,85 dac T1 TC i cldirea are mai mult de dou niveluri

    = 1,0 n celelalte situaii.

  • 8

    Pentru zona Hrlu perioadele de colt ale spectrului de rspuns sunt: TB = 0.07s, TC = 0.7s, TD =

    0.07s, iar acceleraia pentru proiectare la cutremure avnd intervalul mediu de recurent IMR = 100 ani

    ag=0.20g.

    Spectrul de proiectare pentru acceleraii Sd(T), exprimat in m/s2, este un spectru de rspuns

    inelastic care se obine cu relaiile 3.17 i 3.18 din P100-2006, capitolul 3.2.

    In cazul de fata vom aplica formula 3.18, si anume:

    unde:

    ag - este valoarea de vrf a acceleraiei orizontale a terenului i corespunde pentru verificri la starea

    limit ultim de rezisten;

    ag = 0.20g = 1.962 m/s2

    (T) - este factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei terenului ca urmare a micrii de

    oscilaie a structurii;

    pentru TB < T < TC , (T) = 0 = 2,75 , pentru fractiunea din amortizarea critica =0.05

    q - este factorul de comportare al structurii;

    conform tabelului 5.1(P100-2006), q = 5u/1 pentru o structur dual avnd clasa H de

    ductilitate. Aceast valoare este valabil numai dac la proiectare se va asigura structurii de beton armat

    o capacitate de disipare a energiei induse de micarea seismic prin deformaii plastice corespunztoare

    clasei H. Factorul de suprarezisten u/1 se consider 1,35 structura fiind alctuit preponderent din

    cadre, cu mai multe niveluri i deschideri. Factorul de comportare q se va reduce cu 20%, conform cap.

    5.2.2.2, aliniatul (2), ca urmare a neregularitilor pe vertical ale cldirii:

    q = 51.35 0.8 = 5.4

    n tabelul 3 se prezint forele tietoare de baz modale maxime, pentru aciunea seismic

    definit printr-un spectru de proiectare corespunztor unei micri de translaie independente pe una

    din direciile principale 0x sau 0y, pentru primele ase moduri de vibraie, respectiv sumate dup regulile

    de suprapunere modala CQC.

    Tabel 3.

    Spectrum Mode Dir. F1 [KN] F2 [KN] M1 [KNm] M2 [KNm] M3 [KNm]

    EX 1 U1 861.5 96.31 -599.403 5201.15 -5285.1

    EX 2 U1 4.8 31.48 -189.249 28.771 676.796

    EX 3 U1 25.31 -128.56 792.795 151.394 -1015.55

    EX 4 U1 73.05 6.42 2.973 -143.831 -439.178

    EX 5 U1 0.17 1.55 1.669 -0.386 38.527

    EX All All 964.83 7.2 8.785 5237.098 -6024.5

    EY 1 U2 96.31 10.77 -67.012 581.479 -590.864

    EY 2 U2 31.48 206.38 -1240.77 188.633 4437.271

    EY 3 U2 -128.56 653.08 -4027.49 -769.099 5159.081

  • 9

    EY 4 U2 6.42 0.56 0.261 -12.63 -38.566

    EY 5 U2 1.55 14.01 15.134 -3.498 349.316

    EY All All 7.2 884.8 -5319.88 -15.115 9316.238

    3. Verificarea deplasarilor laterale

    Combinatiile de incarcari folosite (conform CR0-2005 ) sunt urmatoarele:

    Grupari fundamentale:

    UPSLS

    ZUPSLU

    :

    05.15.135.1:

    Grupari speciale:

    EyUPEySLS

    EyUPEySLS

    ExUPExSLS

    ExUPExSLS

    EyUPEySLU

    EyUPEySLU

    ExUPExSLU

    ExUPExSLU

    6.04.0:

    6.04.0:

    6.04.0:

    6.04.0:

    4.0:

    4.0:

    4.0:

    4.0:

    3.1. Verificarea la starea limita de serviciu

    Verificarea la starea limita de serviciu are drept scop mentinerea functiunii principale a cladirii in urma

    unor cutremure, ce pot aparea de mai multe ori in viata constructiei, prin controlul degradarilor

    elementelor nestructurale si al componentelor instalatiilor aferente constructiei. Cutremurul asociat

    acestei stari limita este un cutremur moderat ca intensitate, avand o probabilitate de aparitie mai mare

    decat cel asociat starii limita ultime (perioada medie de revenire 30 ani). Verificarea la deplasare se face

    pe baza expresiei: SLS

    arr

    SLS

    r ddqd , dr

    SLS - deplasarea relativa de nivel sub actiunea seismica asociata SLS;

    - factor de reducere care tine seama de perioada de revenire mai mica a cutremurului

    = 0.5 pentru cladirile ncadrate in clasele III si IV de importanta.

    q - factorul de comportare specific tipului de structura

    dr - deplasarea relativa a aceluiasi nivel, determinata prin calcul static elastic sub ncarcari seismice de

    proiectare

    dr,aSLS - valoarea admisibila a deplasarii relative de nivel

  • 10

    Valorile admisibile ale deplasarii relative de nivel pentru cazul in care elementele nestructurale

    (cu cedare fragila) sunt atasate structurii: 0,005h (h inaltimea etajului).

    In tabelul 4. (tabelul de mai jos) sunt prezentate deplasarile relative de nivel, in cazul incarcarilor

    asociate SLS, obtinute prin rularea programului ETABS.

    Story Item Load X Y Z DriftX DriftY

    STORY3-1 Max Drift X GF-SLS 18 5,1 9,72 0,000022

    STORY3-1 Max Drift Y GF-SLS 14,7 7,2 9,72 0,000039

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLS-EY-NEG 18 5,1 9,72 0,000036

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLS-EY-NEG 1,92 7,2 9,72 0,000175

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLS-EY-POZ 18 5,1 9,72 0,000036

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLS-EY-POZ 1,92 7,2 9,72 0,000175

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLS-EX-POZ 2,76 5,1 9,72 0,00017

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLS-EX-POZ 1,92 7,2 9,72 0,00011

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLS-EX-NEG 2,76 5,1 9,72 0,00017

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLS-EX-NEG 1,92 7,2 9,72 0,00011

    STORY3 Max Drift X GF-SLS 18 5,1 9,08 0,000015

    STORY3 Max Drift Y GF-SLS 0 12 9,08 0,000029

    STORY3 Max Drift X GS-SLS-EY-NEG 18 5,1 9,08 0,000047

    STORY3 Max Drift Y GS-SLS-EY-NEG 11,4 12 9,08 0,000328

    STORY3 Max Drift X GS-SLS-EY-POZ 18 5,1 9,08 0,000047

    STORY3 Max Drift Y GS-SLS-EY-POZ 11,4 12 9,08 0,000328

    STORY3 Max Drift X GS-SLS-EX-POZ 11,4 7,2 9,08 0,000308

    STORY3 Max Drift Y GS-SLS-EX-POZ 2,76 5,1 9,08 0,000142

    STORY3 Max Drift X GS-SLS-EX-NEG 11,4 7,2 9,08 0,000308

    STORY3 Max Drift Y GS-SLS-EX-NEG 2,76 5,1 9,08 0,000142

    STORY2 Max Drift X GF-SLS 18 12 6,4 0,000018

    STORY2 Max Drift Y GF-SLS 0 12 6,4 0,000023

    STORY2 Max Drift X GS-SLS-EY-NEG 18 12 6,4 0,000122

    STORY2 Max Drift Y GS-SLS-EY-NEG 19,425 2,4 6,4 0,000692

    STORY2 Max Drift X GS-SLS-EY-POZ 18 12 6,4 0,000122

    STORY2 Max Drift Y GS-SLS-EY-POZ 19,425 2,4 6,4 0,000692

    STORY2 Max Drift X GS-SLS-EX-POZ 12,225 12 6,4 0,000918

    STORY2 Max Drift Y GS-SLS-EX-POZ 0 12 6,4 0,000334

    STORY2 Max Drift X GS-SLS-EX-NEG 12,225 12 6,4 0,000918

    STORY2 Max Drift Y GS-SLS-EX-NEG 0 12 6,4 0,000334

    STORY1 Max Drift X GF-SLS 0 12 3,2 0,00001

    STORY1 Max Drift Y GF-SLS 18 12 3,2 0,000009

    STORY1 Max Drift X GS-SLS-EY-NEG 0 12 3,2 0,00014

  • 11

    STORY1 Max Drift Y GS-SLS-EY-NEG 18 12 3,2 0,000699

    STORY1 Max Drift X GS-SLS-EY-POZ 0 12 3,2 0,00014

    STORY1 Max Drift Y GS-SLS-EY-POZ 18 12 3,2 0,000699

    STORY1 Max Drift X GS-SLS-EX-POZ 0 12 3,2 0,001067

    STORY1 Max Drift Y GS-SLS-EX-POZ 0 12 3,2 0,00032

    STORY1 Max Drift X GS-SLS-EX-NEG 0 12 3,2 0,001067

    STORY1 Max Drift Y GS-SLS-EX-NEG 0 12 3,2 0,00032

    mdd SLSarSLS

    r 0256.02.3008.0, (se verifica)

    3.1. Verificarea la starea limita ultima

    Verificarea de deplasare la starea limita ultima are drept scop principal prevenirea prabusirii

    inchiderilor si compartimentarilor, limitarea degradarilor structurale si a efectelor de ordinul II.

    Cutremurul asociat acestei stari limita este cutremurul considerat pentru calculul rezistentei la forte

    laterale a structurii.

    ULS

    ar

    ULS

    r dd , dr

    ULS- deplasarea relativa de nivel sub actiunea seismica asociata ULS

    draULS -valoarea admisibila a deplasarii relative de nivel, egala cu 2.5% din inaltimea etajului.

    In tabelul 5 sunt prezentate deplasarile relative de nivel, in cazul incarcarilor asociate ULS,

    obtinute prin rularea programului ETABS.

    Tabel5. Deplasarile relative de nivel pentru incarcarile aferente ULS

    Story Item Load X Y Z DriftX DriftY

    STORY3-1 Max Drift X GF-SLU 14,7 7,2 9,72 0,000031

    STORY3-1 Max Drift Y GF-SLU 4,8 5,1 9,72 0,00008

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLU-EX-POZ 2,76 5,1 9,72 0,000277

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLU-EX-POZ 1,92 7,2 9,72 0,00016

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLU-EX-NEG 2,76 5,1 9,72 0,000277

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLU-EX-NEG 1,92 7,2 9,72 0,00016

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLU-EY-POZ 18 5,1 9,72 0,000047

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLU-EY-POZ 1,92 7,2 9,72 0,000269

    STORY3-1 Max Drift X GS-SLU-EY-NEG 18 5,1 9,72 0,000047

    STORY3-1 Max Drift Y GS-SLU-EY-NEG 1,92 7,2 9,72 0,000269

    STORY3 Max Drift X GF-SLU 18 12 9,08 0,000021

    STORY3 Max Drift Y GF-SLU 0 12 9,08 0,000053

    STORY3 Max Drift X GS-SLU-EX-POZ 11,4 7,2 9,08 0,000507

    STORY3 Max Drift Y GS-SLU-EX-POZ 2,76 5,1 9,08 0,000221

  • 12

    STORY3 Max Drift X GS-SLU-EX-NEG 11,4 7,2 9,08 0,000507

    STORY3 Max Drift Y GS-SLU-EX-NEG 2,76 5,1 9,08 0,000221

    STORY3 Max Drift X GS-SLU-EY-POZ 18 5,1 9,08 0,000069

    STORY3 Max Drift Y GS-SLU-EY-POZ 11,4 12 9,08 0,000536

    STORY3 Max Drift X GS-SLU-EY-NEG 18 5,1 9,08 0,000069

    STORY3 Max Drift Y GS-SLU-EY-NEG 11,4 12 9,08 0,000536

    STORY2 Max Drift X GF-SLU 18 12 6,4 0,000025

    STORY2 Max Drift Y GF-SLU 0 12 6,4 0,00003

    STORY2 Max Drift X GS-SLU-EX-POZ 5,625 12 6,4 0,001519

    STORY2 Max Drift Y GS-SLU-EX-POZ 0 12 6,4 0,000542

    STORY2 Max Drift X GS-SLU-EX-NEG 5,625 12 6,4 0,001519

    STORY2 Max Drift Y GS-SLU-EX-NEG 0 12 6,4 0,000542

    STORY2 Max Drift X GS-SLU-EY-POZ 9,75 12 6,4 0,000193

    STORY2 Max Drift Y GS-SLU-EY-POZ 19,425 2,4 6,4 0,001148

    STORY2 Max Drift X GS-SLU-EY-NEG 9,75 12 6,4 0,000193

    STORY2 Max Drift Y GS-SLU-EY-NEG 19,425 2,4 6,4 0,001148

    STORY1 Max Drift X GF-SLU 0 12 3,2 0,000015

    STORY1 Max Drift Y GF-SLU 18 12 3,2 0,000012

    STORY1 Max Drift X GS-SLU-EX-POZ 8,1 12 3,2 0,001772

    STORY1 Max Drift Y GS-SLU-EX-POZ 0 12 3,2 0,000532

    STORY1 Max Drift X GS-SLU-EX-NEG 8,1 12 3,2 0,001772

    STORY1 Max Drift Y GS-SLU-EX-NEG 0 12 3,2 0,000532

    STORY1 Max Drift X GS-SLU-EY-POZ 0 12 3,2 0,000226

    STORY1 Max Drift Y GS-SLU-EY-POZ 18 12 3,2 0,00116

    STORY1 Max Drift X GS-SLU-EY-NEG 0 12 3,2 0,000226

    STORY1 Max Drift Y GS-SLU-EY-NEG 18 12 3,2 0,00116

    mdd ULSarULS

    r 08.020.3025.0, (se verifica)

    4. Calculul eforturilor in elementele structurale

    4.1 Forte axiale in stalpi

    Dupa analizarea rezultatelor obtinute pentru efortul axial in stalpi s-a constatat ca acestea sunt

    maxime in cazul combinatiei GF-SLU, diagramele aferente sunt prezentate in figurile de mai jos.

    Nmax = 551,2 KN. (pentru stalpul C26)

  • 13

    Fig. 7. Diagrama forta axiala cadru longitudinal 1

    Fig. 8. Diagrama forta axiala cadru longitudinal 2

  • 14

    Fig. 9. Diagrama forta axiala cadru longitudinal 3

    Fig. 10. Diagrama forta axiala cadru longitudinal 4

  • 15

    Fig. 11. Diagrama forta axiala cadru transversal 1

    Fig. 12. Diagrama forta axiala cadru transversal 2

  • 16

    Fig. 13. Diagrama forta axiala cadru transversal 3

    Fig. 14. Diagrama forta axiala cadru transversal 4

  • 17

    Fig. 15. Diagrama forta axiala cadru transversal 5

    Fig. 16. Diagrama forta axiala cadru transversal 6

  • 18

    4.2 Forte taietoare in grinzi

    Dupa analizarea rezultatelor obtinute pentru fortele taietoare in grinzii s-a constatat ca acestea

    sunt maxime in cazul combinatiei GF SLU, diagramele aferente sunt prezentate in figurile de mai jos.

    Vmax = 104,73 KN. (pentru grinda B29)

    Fig. 17. Diagrama forta taietoare cadru longitudinal 1

  • 19

    Fig. 18. Diagrama forta taietoare cadru longitudinal 2

    Fig. 19. Diagrama forta taietoare cadru longitudinal 3

  • 20

    Fig. 20. Diagrama forta taietoare cadru longitudinal 4

    Fig. 21. Diagrama forta taietoare cadru transversal 1

  • 21

    Fig. 22. Diagrama forta taietoare cadru transversal 2

    Fig. 23. Diagrama forta taietoare cadru transversal 3

  • 22

    Fig. 24. Diagrama forta taietoare cadru transversal 4

    Fig. 25. Diagrama forta taietoare cadru transversal 5

  • 23

    4.3 Momente de incovoiere in grinzi

    Dupa analizarea rezultatelor obtinute pentru momentului incovoietor in grinzi s-a constatat ca

    acestea sunt maxime in cazul combinaiei GF-SLU, diagramele aferente sunt prezentate in figurile de mai

    jos.

    Mmax = -74.625 KNm. (pentru grinda B29)

    Fig. 26. Diagrama de moment incovoietor cadru longitudinal 1

  • 24

    Fig. 27. Diagrama de moment ncovoietor cadru longitudinal 2

    Fig. 28. Diagrama de moment ncovoietor cadru longitudinal 3

  • 25

    Fig. 29. Diagrama de moment ncovoietor cadru longitudinal 4

    Fig. 30. Diagrama de moment ncovoietor cadru transversal 1

  • 26

    Fig. 31. Diagrama de moment ncovoietor cadru transversal 2

    Fig. 32. Diagrama de moment ncovoietor cadru transversal 3

  • 27

    Fig. 33. Diagrama de moment ncovoietor cadru transversal 4

    Fig. 34. Diagrama de moment ncovoietor cadru transversal 5

  • 28

    Principalele reglementari tehnice avute in vedere sunt:

    [1] Cod de proiectare seismica P100/2006;

    [2] STAS 10107/0-90 Calculul si alcatuirea elementelor structurale din beton, beton armat si

    beton precomprimat;

    [3] CR0-2005 Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor in constructii.

    Intocmit,

    Ing. Airinei Constantin