Cap2.breviar De Calcul [625311]

Nume student: [anonimizat]: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
13CAPITOLUL 2 –BREVIAR DE CALCUL
2.1.DATE GENERALE
În acest capitol este prezentat calculul rezisten ței construcției alese. Imobilul are destinația de
complex turistic pensiune D+P+3E și restaurant cu regim de înălțime P, amplasat in comuna
Rășinari,județul Sibiu, pe structură de zidărie portantă, cu acope riș tip șarpantă.
Structura de rezisten ță este alcătuită din :
-Infrastructură realizată din grinzi continue din beton armat, sub pere ții structurali ai demisolului ;
-Suprastructură realizată din zidărie portantă confinată și armată în rosturile orizontale
S-a optat pentru această solu ție a suprastructurii deoarce clădirea are un regim de înălțime
considerabil și armăturile din rosturile orizontale este necesară deoarece au o rezistență semnificativă
la întindere.
În conformitate cu prevederile ,,Codului de pr oiectare seismică” P100 -1/2013, ,,Prevederi de
proiectare pentru clădiri”, construc ția se include în zona cu a g= 0.20g având perioada de colț
caracteristică amplasamentului construcției: T C= 0.70s, T B= 0.14s, T D= 3.00s.
Clădirea se încadrează în clasa de expunere XC4 pentru mediu alternativ umed și uscat, conform
tabelului 4.1. din SR EN 1992 -1-1/2004.
2.2.MATERIALE UTILIZATE
Rezistențele de proiectare ale betonului :
Conform SR EN 1992 -1-1-2004 (“Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1 -1:
Reguli generale și reguli pentru cl ădiri”)
−Rezistența de proiectare la compresiune, f cd=αccfck/γC= 16.67N/mm2
γC–coeficient par țial referitor la beton șiare valoarea 1,5 pentru situa ția de proiectare permanent ă
sau tranzitorie și 1,2 pentru situa ția de proiectare accidental ă;
αcc–coeficient ce ține seama de efectele de lung ădurat ăasupra rezisten ței lacompresiune și de
efecteledefavorabile ce rezult ădin modul de aplicare al înc ărcării. Valoarea recomandat ăeste 1,0;
fck–este valoarea caracteristic ăa rezisten ței la compresiune a betonului, determinat ăpe epruvete
cilindrice la 28 de zile.
Conform tabelului 3.1 , SR EN 1992 -1-1-2004, valoarea caracteristic ăa rezisten ței la compresiune
pentru betonul de clas ăC25/30estefck= 25 N/mm2.
−Rezistența de proiectare la întindere: fctd=αccfctk,0,05/γC= 12 N/mm2
fctk–rezistența caracteristic ăla întindere direct ăa betonului.
Conform tabelului 3.1 , SR EN 1992 -1-1-2004,valoareacaracteristic ăa rezistenței la întindere pentru
betonul de clas ăC25/30estefctk= 18 N/mm2.
-Rezistențeade proiectare a oțelului:
Conform SR EN 1992 -1-1-2004, rezisten ța de calcul la întindere a oțelului se define ște, conform
figurii 3.8 ,fyd= fyk/γs= 435 N/mm2
fyk–limita de elasticitate caracteristic ăa arm ăturilor pentru beton armat . Limita de curgere pentru
oțelul BST 500S are valoarea: f yk= 500 N/mm2.

Nume student: [anonimizat]: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
14
2.3.EVALUAREA AC ȚIUNILOR
Acțiunile sunt evaluate conform CR0 -2012, capitolul 6 –“Proiectarea prin metoda coeficien ților
parțiali de siguranță ”. Se consider ă grupările :
-Gruparea fundamentală determinată cu rela ția:
(1)
γG,j–coeficient par țial de siguranț ăpentru acțiunea permanent ăj;
Gk,j–valoarea caracteristic ăa acțiunii permanente j ;
γP–coeficient par țial de siguranț ăpentru acțiuni de precomprimare;
P–valoarea reprezentativ ăa acțiunii precomprim ării;
γQ,1–coeficient par țial de siguranț ăpentru principala ac țiune variabil ă, 1;
Qk,1–valoarea caracteristic ăa principalei ac țiuni variabile, 1;
γQ,j–coeficient par țial de siguranț ăpentru acțiunea variabil ăi;
ψ0,i–factor pentru valoarea de grupare a unei ac țiuni variabile;
Qk,i–valoarea caracteristic ăa unei acțiuni variabile asociate, i.
-Gruparea seismică determinată cu rela ția:
(2)
Gk,j–valoarea caracteristic ăa acțiunii permanente j;
P–valoarea reprezentativ ăa acțiunii precomprim ării;
AEd–valoarea de proiectare a ac țiunii seismice;
Ψ2,i–factor pentru valoarea cvasipermanent ăa unei acțiuni variabile;
Qk,i-valoarea caracteristic ăa unei acțiuni variabile asociate, i.
2.3.1.CALCULUL PRESIUNII VÂNTULUI
Viteza vântului se măsoară cu anemometrele de obicei, în regim plan extravilan, în zone lipsite de
obstacole la o înăl țime de m.
Pentru construc ții cu character special ( clădiri înalte, turnuri, stâlpi de electricitate, etc.) se
recomandă efectu area de înregistrări chiar pe amplasamentul construc ției respective.
Acțiunea vîntului se manifestă prin forte exterioare distribuiete orientate în mod permanent normal
pe suprafa ța expusă, dar având și component tangențiale importante.
Presiunea vântului pe suprafe ța exterioară unui acoperoș de tip șarpantă se calculează conform
codului de proiectare CR 1 -1-4/2012și se determină cu relația:
(3)
γIw= factorul de importan ță–expunere;
qp(ze) = valoarea de vârf a presiunii dinamice a vântului evaluată la cota ze;
cpe= coeficientul aerodinamic de presiune/suc țiune pentru suprafețe exterioare;

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
15ze= înălțimea de referință pentru presiunea exterioară;
γIw= 1,15 pentru construc țiile încadrate în clasele de importanță I, II ;
1 pentru construc țiile încadrate în clasele de importan ță III, IV;
(4)
cpq= factorul de rafală pentru presiunea dinamică medie a vântului;
(5)
Tabelul 1 –Lungimea de rugozitate z 0, în metri, pentru diverse tipuri de teren
Tabelul 2 –Valori ale lui în funcție de categoria de teren
(6)
qm(z)–valoarea medie a presiunii dinamice a vântului ;
cr(z)–factorul de rugozitate ;
qb–valoarea de referin ță a presiunii dinamice;
(7)
Tabelul 3 –Factorii k r(z0) si kr2(z0) pentru diferite categorii de teren
(8)

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
16Toate formulele urmatoare au fost preluate din normativul CR 1 -1-4/2012
We(ze)=γIw*qp(ze)*Cpe=0.812 kN/m2
– γIw=factor de importan ță-expunere = 1,00 pentru construc ții din clasa de expunere III;
-qp(ze)=valoarea de vârf a presiunii dinamice a vântului evaluată la cota ze (15.69) = C pq(ze)*qm(ze)
= 0.38;
-Cpq(ze)=factorul de rafală pentru presiunea dinamica medie a vântului = 1+7*I v(ze)= 4.85;
-Iv(ze)=√
,∗()= 0.55,√= 2.35 pentru categoria III: zone acoperite cu vegeta ție sau clădiri
sau obstacole izolate cu separa ții de cel mult 20 de ori înălțimea obstacolului (z 0=0.3m, z min= 5m);
-qm(ze)= valoarea medie a presiunii dinamice a vântului = c r2*qb= 0.08;
-cr2= factor de rugozitate = K r2*[ln()]2= 0.13 , K r= 0.214 pentru categoria III;
-qb=0.6 pentru zona amplasamentului ( Ră șinari);
-Cpe= coeficient aerodinamic de presiune/suc țiune pentru suprafețe exterioare, α = 30°;
WeF=1*1.16*0.7 = 0.271 kN/m2
WeG=1*1.16*0 .7 = 0.271 kN/m2
WeH=1*1.16*0.4 = 0.015 kN/m2
WeI=1*1.16*0 = 0 kN/m2
WeI=1*1.16*0 = 0 kN/m2

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
172.3.2. CALCULUL AC ȚIUNII ZĂPEZII
În general zăpada se dispune în strat uniform pe suprafe țe înclinate de până la 50 ᵒ, pentru pante între
50-70ᵒzăpada rămâne aderentă într -un stat sub țire, iar peste 70 ᵒalunecă. Imediat după depunere
zăpada începe să se indese sub propria sa greutate, fenomen ce produce cre șterea greutății zăpezii.
Acțiunea vântului poate avea un dublu efect asupra zăpezii: de compactare sau antrenare. La
proiectarea acoperi șurilor se utilizează două distribuții ale încărcărilor din zăpadă:
-încărcare din zăpadă neagl omerată (neacumulată)
-încărcare din zăpadă aglomerată (acumulată)
Încarcarea din zăpadă se consideră ac ționând vertical pe proiecția orizontală a acoperișului.
Zăpada neacumulată reprezintă încărcarea uniform distribuită data de zăpada de pe acoperi ș
determinate doar de forma acoperi șului fără a fi influențată de acțiunea vântului.
Zăpada acumulată este rezultată din redistribuirea încărcării prin deplasarea zăpezii dintr -un loc în
altul sub ac țiunea vântului.
Încărcarea din zăpadă se calculează conform C R 1-1-3/2012 și este egală cu:
(9)
γIw= factorul de importan ță–expunere
γIw= 1,1, pentru construc țiile încadrate în clasele de importanță I, II
1 pentru construc țiile încadrate în clasele de importanță III, IV
μi= coefficient de formă ce ține cont de unghiul acoperi șului
Tabel 4 –Valorile ceficien ților de formă pentru încărcarea din zăpadăpentru acoperișuri cu o singură
pantă, cu două pante și pe acoperișuricu mai multe deschideri
cT= coeficient termic care este egal cu 1, se folose ștepentru reducerea încărcării din zăpadă pentru
acoperișurile cu transmitanță termică ridicată
ce= coefficient de expunere
ce= 0,8 pentru expunere completă
1,0 pentu expunere normală
1,2 pentru expunere redusă
Sk= valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe sol (din harta zonală pentru altitudini sub
1000m, pentru altutudini 1000 ≤A≤15000 s k= 2+0,00691(A -1000) pentru s kdin hartă de 2kN/m2sau
sk= 1,5+0,00752(A -1000) pentru s k= 1,5 kN/m2din hartă).
S= γIS* µi*Ce* Ct* Sk= 0.96kN/m2
-Factor de importan ță-expunere pentru ac țiunea zăpezii ( γIS) = 1.00 pentru categoria III de clădiri
-Coeficient de expunere al construc ției în amplasament (C e) = 0.80 pentru expunere completă,
zăpada poate fi spulberată în toate direc țiile dinjurul construc ției, pe zone de teren plat, lipsit de
adăpostire sau cu adăpostire redusă datorită terenului, copacilor sau construc țiilor mai înalte;
-Coeficient termic (C t) = 1.00 ce se folose ște pentru reducerea încărcărilor din zăpadă, pentru
acoperi șurile cu transmitan ță termică ridicată;

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
18- Valoarea caracteristică a încărcărilor din zăpadă pe sol, în amplasament (S k) = 1.50 kN/m2,
Rășinari cu o amplitudine maximă de 220 m;
– Coeficient de formă al încărcării din zăpadă pe acoperi ș (µi) = 0.80 pentru α=30°.
2.3.3. CALCULUL AC ȚIUNII SEISMICE
Evaluarea se realizează conform P100/1 -2013-“Cod de proiectare seismică”.
Forța tăietoare de bază se calculează cu relația :
Fb=ϒI,e*Sd(T1)*m*λ(10)
Sd(T1)–ordonata spectrului de răspuns de proiectare corespunzătoare perioadei fundamentale T 1;
T1-perioada proprie fundamentală de vibra ție a clădirii în planul care conține direcția orizontală
considerată;
m-masa totală a clădirii calculată ca suma maselor de nivel m iconform nota țiilor din Anexa C a
P100-1/2013;
ϒI,e-1,00–factor de importan ță-expunere
λ–factor de corec ție care ține seama de contribuția modului propriu fundamental
λ=0,85 pentru T 1≤Tcși clădirea are mai mult de două niveluri;
λ=1,00 pe ntru restul situa țiilor.
T1=Ct*(H)3/4= 0,39 s (11)
Ct-coeficient care ține cont de tipul structurii;
Ct=0.05, conform anexa B2 din P100 -1/2013;
H = înălțimea clădirii în metri = 15,29 m
TC= 0.70s, T B= 0.14s, T D= 3.00s
T1>TB→ Sd(T1)= ag*()(12)
Pentru T B<T1<TC→β(T1)=β0
ag–accelerația la vârf a terenului pentru proiectare = 0,20g (Sibiu, Ră șinari)
β0-factorul de amplificare dinamică maximă a accelera ției orizonatale = 2,5
Conform Tabel 8.10din P100-1/2013,q=2.5*αu/ α1
αu/ α1=1.25,pentru clădiri cu mai multe niveluri
q=2,45
Sd(T1)= 0,2*9,81*,
,= 2,01
Fb=1,00*2,01*m*0,85=1,74mg=1,74G

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
192.3.4. EVALUAREA ÎNCĂRCĂRILOR STRUCTURII
Tabel 5-Zid
Denumire
stratGrosime
(m)Greutate
specifică
(KN/mc)Incărcări
din
suprafațăCoeficient de grupare Valoare de proiectare
Starea Limită Ultimă Starea Limită Ultimă
Grupare
FundamentalăGrupare
SeismicăGrupare
FundamentalăGrupare
Seismică
Tencuială
exterioară0,025 17 0,4251,35 1 0,57375 0,425
Zidărie
cărămidă0,25 7,55 2,1251,35 1 2,548125 1,8875
Polistiren
celular0,1 0,2 0,021,35 1 0,027 0,02
Tencuială
interioară0,025 17 0,4251,35 1 0,57375 0,425
∑ 3,722625 2,7575
Coeficient de grupare Valoare de proiectare
Starea Limită Ultimă Starea Limită Ultimă
Grupare
CaracteristicăGrupare
FrecventăGrupare
CvasipermanentăGrupare
CaracteristicăGrupare
FrecventăGrupare
Cvasipermanentă
1 1 1 0,425 0,425 0,425
1 1 1 1,8875 1,8875 1,8875
1 1 1 0,02 0,02 0,02
1 1 1 0,425 0,425 0,425
2,7575 2,7575 2,7575
Tabel 6-Încărcări plan șeu peste subsol
Denumire
stratGrosime
(m)Greutate
specifică
(KN/mc)Incărcări
din
suprafațăCoeficient de grupare Valoare de proiectare
Starea Limită Ultimă Starea Limită Ultimă
Grupare
FundamentalăGrupare
SeismicăGrupare
FundamentalăGrupare
Seismică
Pardoseală
caldă0,022 8 0,1761,35 1 0,2376 0,176
Șapă de
egalizare0,03 21 0,631,35 1 0,8505 0,63
Planșeu din
beton armat0,1 25 2,51,35 1 3,375 2,5
Termoizola ție
vată minerală0,08 1,6 0,1281,35 1 0,1728 0,128
Tencuială 0,01 17 0,17 1,35 1 0,2295 0,17
Încarcare
utilă1,51,5 0,3 2,25 0,45
∑ 5,104 7,1154 4,054

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
20Coeficient de grupare Valoare de proiectare
Starea Limită Ultimă Starea Limită Ultimă
Grupare
Caracteristic
ăGrupare
Frecvent
ăGrupare
Cvasipermanent
ăGrupare
Caracteristic
ăGrupare
Frecvent
ăGrupare
Cvasipermanent
ă
1 1 10,176 0,176 0,176
1 1 10,63 0,63 0,63
1 1 12,5 2,5 2,5
1 1 10,128 0,128 0,128
1 1 1 0,17 0,17 0,17
1 0,5 0,3 1,5 0,75 0,45
5,104 4,354 4,054
Tabel 7-Încărcări plan șeu nivel curent
Denumire stratGrosime
(m)Greutate
specifică
(kN/m3)Valori
caracteristice
(daN/mp)Coeficient de grupare Valoare de proiectare
Starea Limită Ultimă Starea Limită Ultimă
Grupare
FundamentalăGrupare
SeismicăGrupare
FundamentalăGrupare
Seismică
Parchet 0,014 5,88 8,232 1,35 1 11,1132 8,232
Pereți de
compartimentare0,15 7,55 42,119888 1,35 1 56,86184871 42,11988793
Podină de
rezistență0,048 5,88 28,224 1,35 1 38,1024 28,224
Grinzi de
rezistență0,15 5,88 88,2 1,35 1 119,07 88,2
Vată minerală 10 1,35 1 13,5 10
Podină de plafon 0,022 5,88 12,936 1,35 1 17,4636 12,936
Șipci de
susținere0,036 5,88 21,168 1,35 1 28,5768 21,168
Plafon fals 4 1,35 1 5,4 4
Sarcină utilă
uniform-
distribuită- 150 1,5 0,3 225 45
Sarcină utilă
concentrată- 200 1,5 0,3 300 60
Σ 564,87989 815,0878487 319,8798879

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
21Coeficient de grupare Valoare de proiectare
Starea Limită Ultimă Starea Limită Ultimă
Grupare
CaracteristicăGrupare
FrecventăGrupare
CvasipermanentăGrupare
CaracteristicăGrupare
FrecventăGrupare
Cvasipermanentă
8,232 8,232 8,232 1 1 1
42,11988793 42,119888 42,11988793 1 1 1
28,224 28,224 28,224 1 1 1
88,2 88,2 88,2 1 1 1
10 10 10 1 1 1
12,936 12,936 12,936 1 1 1
21,168 21,168 21,168 1 1 1
4 4 4 1 1 1
150 75 45 1 0,5 0,3
200 100 60 1 0,5 0,3
564,8798879 389,87989 319,8798879
La planșeul de la ultimul nivel, sunt eliminați pereții de compartimentare și parchetul, iar încărcarea
utilăuniform-distribuită se reduce cu 100 daN/m2, deoarece podul este necirculabil.
Astfel, valorile însumate ale valorilor de proiectare vor fi urmat oarele:
SLUGF597,1128
daN/m2GS239,528
SLSGC414,528
GFv289,528
GCv 239,528
Tabel 8-Încărcări plan șeu peste ultimul nivel

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
222.4.CALCULUL ELEMENTELOR STRUCTURALE
2.4.1.CALCULUL PLAN ȘEULUI DIN LEMN CU PARDOSEAL Ă CALDĂ
2.4.1.1. DATE GENERALE
Planșeul din lemn este alcătuit din următoarele elemente:
-Parchet laminat
-Podina de reziten ță
-Grinzi de rezisten ță
-Vată minerală
-Podina de plafon
-Șipci de sus ținere
-Plafon fals
Elementele plan șeului prezintă următoarele caracteristic i:
-Brad, clasa a II -a de calitate, pentru podina de rezisten ță
-Brad, clasa I de calitate, pentru grinzile de rezisten ță
-Brad, clasa I de exploatare din punctul de vedere al condi țiilor de umiditate
Tabelul de încărcări permanente:
Caracteristici plan șeu:
Grinzile sunt dispuse după o singura direc ție, paralele cu latura scurtă a încăperii și reazemă pe
zidurile longitudinale. Între fa ța peretelui paralel cu grinzile si fața laterală a acestora există un spațiu
de 5 cm ce asigură pri nderea elementelor și ferește grinzile de umezeală. Grinzile care sunt
perpendiculare pe latura lungă a peretelui sunt a șezate pe acesta pe o dimensiune de 25 cm. Secțiunea
grinzilor este de 150×250 mm, iar podina de rezisten ță are dimensiunile 250×48 mm.
Toate formulele urmatoare au fost preluate din EUROCOD 2, NP 005 –2003 –Nromativ pentru
proiectarea construc țiilor din lemn

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
23SIMBOLURI
Vp= valoarea de proiectare
d = distan ța interax
mdi= coeficient al condi țiilor de lucru
mui= coeficient ce ține decondițiile de umiditate
Ri, Rf= rezisten ța caracteristică a diferitelor specii de lemn
γi,γf= coefficient partial de siguran ță definit în funcție de tipul solicitării
W = modulul de rezisten ță pentru secțiunea cea mai solicitată a elementului
mTinc= coeficient de tratare a lemnului la încovoiere statică
mL= coeficient de stabilitate laterală
I = moment de iner ție axial brut
S = moment static al zonei în care lunecă în raport cu axa neutră
fpinst,fuinst= săgețile fenomenului d e fluaj, care se stabilesc pe baza încărcarilor normate, neafectate
de coeficien ții de încărcare, pentru secțiunea brută a lemnului, luând în considerare modulul de
elasticitate
Eii= modul de elasticitate
kdef= coeficient care ține cont de durata de acțiune a încărcărilor și de clasa de exploatare a
construcției
fi= săgeata datorată deforma ției îmbnărilor
fc= contrasăgeata ini țială a grinzii neîncărcate
lcg= lungimea de calcul a grinzilor
l0= lumina, dista nța dintre două ziduri
b = lătimea sec țiunii
h = grosimea sec țiunii

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
242.4.1.2. CALCULUL ȘI VERIFICAREA PODINII DE REZISTENȚĂ
2.4.1.2.1. STABILIREA IPOTEZELOR DE CALCUL ȘI DETERMINAREA
EFORTURILOR
Ipoteza 1 (încărcări permanente + încărcări utile uniform -distribuite)
Ip=Vp parchet+ Vp podina= 49,215 daN/m2
qp=(Ip+Iuu)*lpodină=68,554 daN/m
M1=qp*d2/8=5,484 daNm
lpodină=0,25 m
d=0,80 m
h=0,048 m
Vp = Valoare de proiectare
Ipoteza 2 (încărcări permanente + încărcări utile -concentrate)
Ip=49,215 daN/m2
qp=Ip*lpodină=12,304 daN/m
M2=qp*d2/8+Iuc*d/4=60,984 daN*m
2.4.1.2.2. VERIFICAREA LA STAREA LIMITĂ DE REZISTEN ȚĂ, CAPACITATEA
PORTANTĂ
mui=1
qp=12,3daN/m
Ri=16,8N/mm2
γi=1,1
mTinc=0,9
mL=1
Mef= max(M1,M2)= 60.984312 daN*m
Mr= Rinc*W*m Tinc*mL= 130.06996 daN*m
Rinc= mui*mdi*Ri/γi= 15.054394 N/mm2
quc= Iuc/d= 375 daN/m
mdi= (0.55*q p+1*quc)/(qp+quc)=0.9857044
W= b*(h^2)/6= 96000 mm2
Verificare: Mef<= Mr (se verifică)

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
252.4.1.2.3. VERIFICAREA REZISTEN ȚEI LA LUNECARE
b= 250mm
h= 48mm
mT=0.9
muf=1
Rf=2.7N/mm2
γf=1.25
Ipoteza 1 (încărcări permanente + încărcări utile uniform -distribuite)
Lp1= (Ip+Iuu)*lpodina*d/2=274.2156 N
Ipoteza 2 (încărcări permanente + încărcări utile -concentrate)
Lp2= (Ip*lpodină*d+Iuc)/2= 1504.9216 N
Lr= Rfii*b*l*m T/s= 10855.011 N
I= b*(h^3)/12= 2304000 mm4
Rfii= muf*mdf*Rf/γf= 2.0101872 N/mm2
mdi= (0.55*q p+1*quc)/(qp+quc)=0.9306422
s= b*(h^2)/16= 96000 mm3
Lef= max(L p1,Lp2)= 1504.9216 N
Verificare: Lef<= Lr severifică
2.4.1.2.4.VERIFICAREA LA STAREA LIMITĂ DE DEFORMA ȚIE, SĂGEATA
l=800mm
Eii=11300 N/mm2
fadmisibil=l/250=3,20 mm
I=b*h3/12=2304000 mm4
Ipoteza 1 (încărcări permanente + încărcări utile uniform -distribuite)
kdef p=0,5
kdef u=0,25

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
26fp= fpinst*(1+k def)= 0.0309022 mm
fu= fuinst*(1+k def)= 0.0960238 mm
fpinst=(5*Ip*lpodină*(d^4)/(348*E*I))/1.35= 0.0206015 mm
fuinst=(5*Iuu*lpodină*(d^4)/(384*E*I))/1.5= 0.0768191 mm
f1= fp+fu= 0.1269261 mm
Ipoteza 2 (încărcări permanente + încărcări utile -concentrate)
kdef p=0,5
kdef u=0,00
fi=2,00 mm
fc=0,00 mm
fp= f pinst*(1+kdef)= 0.0309022 mm
fu= f uinst*(1+kdef)= 0.8194035 mm
fpinst=(5*Ip*lpodină*(d^4)/(348*E*I))/1.35= 0.0206015 mm
fuinst=(Iuc*(d^3)/(48*E*I))/1.5= 0.8194035 mm
f2= fp+fu= 0.8503057 mm
fmax,final=max(f 1,f2)+fi-fc= 2.8503057 mm
Verificare: fmax, final<= fadmis (se verifică)
2.4.1.3. CALCULUL ȘI VERIFICAREA GRINZILOR DE REZISTENȚĂ
2.4.1.3.1. STABILIREA IPOTEZELOR DE CALCUL ȘI DETERMINAREA
EFORTURILOR
Ipoteza 1 (încărcări permanente + încărcări utile uniform -distribuite)
lpodină=0,15 m
d=0,80 m
h=0,25 m
lcg=5,25 m

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
27Igrindă=480*0.15*0.1*1.35= 9.72 daN/m
Ișipcă=480*0.036*0.036*2*1.35= 1.679616 daN/m
Ip= Vp parchet+ V p podină+ V vată+ V podină plafon+ Vplafon= 85.5792 daN/m2
qp=(Ip+ Iuu)*d+I grindă+Ișipcă= 259.86298 daN/m
M1= qp*(lcg^2)/8= 895.30916 daN*m
Ipoteza 2 (încărcări permanente + încărcări utile -concentrate)
Ip= 85.5792 daN/mp
qp= Ip*d+I grindă+Ișipci= 79.862976 daN/m
M2= (qp*(lcg^2)/8)+(I uc*lcg/4)= 668.90291 daN*m
2.4.1.3.2. VERIFICAREA LA STAREA LIMITĂ DE REZISTEN ȚĂ, CAPACITATEA
PORTANTĂ
mui= 1
qp= 259.863 daN/m
Ri= 24 N/mm2
γi= 1.1
mTinc=0.9
mL= 1
Mef= max(M1,M2)= 895,30916 daN*m
Mr= Rinc*W*m Tinc*mL=1290,9194 daN*m
Rinc= mui*mdi*Ri/γi=13,769806 N/mm2
quc= Iuc/lcg=57,142857 daN/m
mdi= (0.55*q p+1*quc)/(qp+quc)=0,6311161
W= b*(h^2)/6= 1041666,7 mm2
Verificare: Mef<= Mr (se verifică)
2.4.1.3.3. VERIFICAREA REZISTEN ȚEI LA LUNECARE
Ipoteza 1 (încărcări permanente + încărcări utile uniform -distribuite)
b=100 mm
h=150 mm
mT=0,9
Lpl=qp*lcg/2=682,140 N

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
28Ipoteza 2 (încărcări permanente + încărcări utile -concentrate)
Lp2=(qp*lcg+Iuc)/2=832,1402 N
muf=1
Rf=3 N/mm2
γf=1,25
Lr= Rfii*b*l*m T/s= 12916.063 N
I= b*(h^3)/12= 28125000 mm4
Rfii= muf*mdf*Rf/γf= 1.9134907 N/mm2
mdi= (0.55*L p1+1*Lp2)/(Lp1+Lp2)=0.7972878
s= b*(h^2)/16= 375000 mm3
Lef= max(L p1,Lp2)= 832.14031 N
Verificare: Lef<= Lr (se verifică)
2.4.1.3.4.VERIFICAREA LA STAREA LIMITĂ DE DEFORMA ȚIE, SĂGEATA
l=5250mm
Eii=11300 N/mm2
fadmisibil=l/250=21 mm
I=b*h3/12=195312500 mm4
Ipoteza 1 (încărcări permanente + încărcări utile uniform -distribuite)
kdef p=0,5
kdef u=0,25
fp= fpinst*(1+k def)=3,9771365 mm
fu= fuinst*(1+k def)=6,7229328 mm
fpinst=(5*(Ip*d+I grindă+Ișipci)*(lcg^4)/(384*E*I))/1.35= 2,6514243 mm
fuinst= (5*Iuu*d*(lcg^4)/(384*E*I))/1.5= 5,3783462 mm
f1= fp+fu=10,700069 mm

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
29Ipoteza 2 (încărcări permanente + încărcări utile -concentrate)
kdef p=0,5
kdef u=0,00
fi=2,00 mm
fc=0,00 mm
fp= fpinst*(1+k def)=3,9771365 mm
fu= fuinst*(1+k def)=2,7318584 mm
fpinst=(5*(Ip*d+I grindă+Ișipci)*(lcg^4)/(384*E*I))/1.35= 2,6514243 mm
fuinst= (Iuu*(lcg^4)/(48*E*I))/1.5= 2,7318584 mm
f2= fp+fu=6,7089949 mm
fmax, final= max(f 1,f2)+fi-fc=12,700069 mm
Verificare: fmax, final<= fadmisibil (se verifică)
2.4.1.4.CONCLUZII
Prezentul calcul a fost realizat pentru cea mai defavorabilă deschidere a plan șeului. Toate verificările
s-au realizat cu succes. Prin urmare, se pot folosi acelea și specificații ale planșeului și în restul cazurilor.
Grinzile sunt dispuse după o singură direc ție, paralele cu latura scurtă a încăperii și reazemă pe zidurile
longitudinale. Între fa ța peretelui paralel cu grinzile si fața laterală a acestora există un spațiu de 5 cm
ce asigură prinderea elementelor și ferește grinzile de umezeală. Grinzile care sunt perpendiculare pe
latura lungă a peretelui sunt a șezate pe acesta pe o dimensiune de 25 cm. Secțiunea grinzilor este de
150×250 mm, iar podina de rezisten ță are dimensiunile 250×48 mm.
Pentru ancorarea scării din lemn se vor folosi grinz i masive, paralele cu aceasta, ce vor ajuta la preluarea
încărcarilor date de restul grinzilor de lemn ce vin perpendicular pe scară. Scara va fi rezemată de o
centură la partea superioară.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
302.4.2. CALCULUL ȘI DIMENSIONAREA ELEMENTELOR UNUI ACOPERI Ș DE TIP
ȘARPANTĂ
Acoperi șurile sunt de două tipuri: terasă, șarpantă
Ipoteze de încărcare
În calculul șarpantei se ia în considerare posibilitatea de acționare simultană a mai multor tipuri de
încărcare grupate în func ție de posibilitatea de apariâ ie concomitentă urmărind a se stabili cea mai
defavorabilă ipoteză pentru elemental respectiv. Toate elementele folosite sunt realizate din lemn de
brad, γ lemn= 600 daN/m3
Ipoteze:
1.Încărcări permanente + încărcări din zăpadă
2.Încărcări permanente + încărcă ri din vânt
3.Încărcări din zăpadă
2.4.2.1. CALCULUL ȘIPCILOR
Se utilizează șipci pe 2 rânduri cu lățimea b = 48mm și grosimea h = 48mm la o distanță (dintre șipcile
orizontale) notată cu c = 40cm ( de la producator BILKA –țiglă ceramică)
Distanța dintre și pcile verticale este egală cu distan ța dintre căpriori și se notează cu d = 0,5 m.
Încărcarea permanent aferentă unei șipci:
qpșipcă =Qînvelitoare*c/100 + q șipcă
Qînvelitoare= 4 daN/m2
qșipcă=(b/1000)*(h/1000)* γbrad=1,38 daN/m
qpșipcă =(4*0,4 + 1,38)*1,35 = 4,03 daN/m
qpxșipcă= qpșipcă* sin α = 4,03 * sin 30ᵒ= 2,01 daN/m
qpyșipcă= qpșipcă* cos α = 4,03 * cos 30ᵒ= 3,49 daN/m
Încărcarea din vânt aferentă unei șipci:
qwșipcă =w*1,05*c = 0,271*1,05*40*100/100 = 11,38 daN/m
qwxșipcă= 0
qwyșipcă= qwșipcă= 11,38 daN/m
Încărcarea din zăpadă aferentă unei șipci:
qsșipcă =s*1,5*c*cos α =0,96*1,5*40*cos 30 ᵒ*100/100 = 49,88 daN/m
qsxșipcă= qsșipcă* sin α = 49,88 * sin 30ᵒ= 24,94 daN/m
qsyșipcă= qsșipcă* cos α = 49,88 * cos 30ᵒ= 43,2 daN/m
Încărcarea utilă aferentă unei șipci:
Iu= 100 daN
Qușipcă =Iu*1,05 = 100*1,05= 105 daN
Quxșipcă= Iușipcă* sin α = 105 * sin 30ᵒ= 52,5 daN
Quyșipcă= IUșipcă* cos α = 105 * cos 30ᵒ= 90,93 daN
Ipoteze de încărcare:
Ipoteza 1:
q1x= qpxșipcă+ qsxșipcă= 2,01+24,94 = 26,95 daN/m
q1y= qpyșipcă+ qsyșipcă= 3,49+43,2 = 46,69 daN/m

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
31Ipoteza 2:
q2x= qpxșipcă+ qwxșipcă+qsxșipcă= 2,01+0+0,5*24,94 = 14,48 daN/m
q2y= qpyșipcă+ qwyșipcă+qsyșipcă= 3,49+11,38+0,5*43,2 = 36,47 daN/m
Ipoteza 3:
q3x= qpxșipcă= 2,01 daN/m
q3y= qpyșipcă= 3,49 daN/m
Q3xșipcă= Quxșipcă= 52,5 daN
Q3yșipcă= Quyșipcă=90,93 daN
Calculul eforturilor în șipci se va realiza doar în primele două ipoteze deoarece în a treia ipoteză se
consideră că se vor monta podini din lemn pentru repara ția acoperișului.
Ipoteza 1 :
M1x=∗= 0,84 daN*m
M1y=∗= 1,45 daN*m
Ipoteza 2 :
M2x=∗= 0,45 daN*m
M2y=∗= 1,14 daN*m
VERIFICAREA LA CAPACITATE PORTANTĂ:
+ ≤1
Mef x, Mef ysunt componentele momentului încovoietor efectiv (de calcul) și se vor lua în funcție de
următoarele perechi:
Perechea 1:
Mxmax= 0,84 daN*m
Mycoresp= 1,45 daN*m
Perechea 2:
Mxcoresp= 0,45daN*m
Mymax= 1,14 daN*m
Mefx = M 1x= 0,84 daN*m
Mefy = M 1y= 1,45 daN*m
MRx, MRysunt capacită țile portnte ale elementului după cele doua axe central principale.
MRx= Rcîncov*Wx*mTîncov*mL= 161,67 *103N*mm = 16,17 daN*m
MRY= Rcîncov*WY*mTîncov*mL= 161,67 *103N*mm = 16,17 daN*m
Rcîncov= mui*mdi*Ri/γi= 9,75 N/mm2
mui= coeficientul condi țiilor de lucru ce ține de umiditatea masei materialului

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
32mui= 1
mdi= coeficient ce tine cont de durata de ac țiune a încărcărilor,
mdi=0,55 pentru încărcări permanente
0,65 încărcări de lungă durată
1 încărcări de scurtă durată
mdi= (0,55*q 1x+0,65*I u/d)/ q1x+ Iu/d) = 0,64
Ri= rezisten ța caracteristică a speciilor de lemn și pentru clasa a II -a de calitate, pentru ră șinoase
Ri= 16,8 N/mm2
γi= coefficient partial de siguran ță = 1,1
Wx, Wy= module de rezisten ță
Wx=== 18432 mm3
Wy== 18432 mm3
mT încov= coeficient ce tine cont de tratarea lemnului
1 pentru lemn netratat sau tratat pe suprafa ță
0,9 pentru lemn tratat în masă
mT încov= 0,9
mL= coefficient de stabilitate laterală
mL= 1
+ ≤10,14≤ 1 (se verifică)
VERIFICAREA LA INCOVOIERE STATICĂ:
Fmax final ≤Fadm
Fadm== 0,33 m
Săgeata din încărcare permanentă:
fpx= fpx instantanee(1+kdefp) = 0,06*(1+0,8) = 4,95 mm
fpy= fyx instantanee(1+kdefp) = 0,17*(1+0,8) = 8,59 mm
fpxinstantanee=/1,35 = 2,75 mm
fpy instantanee =/1,35 = 4,77 mm
fp instantanee = săgeata luată cu încărcările normate
kdef= coeficient de deformabilitate ce tine cont de durata ac țiuni, iar pentru încărcări permanente = 0,8
E = modulul de eleasticitate mediu = 11000N/mm2
I = moment de iner ție = == 442368 mm4
SĂGEATĂ DIN VÂNT AFERENTĂ UNEI ȘIPCI:
kdef= 0
fwx= fwx instantanee (1+kdef) = 0,0mm
fwy= fwx instantanee (1+kdef) =20 mm
fwx instantanee =/1,05 = 0,0 mm
fwy instantanee =/1,05 = 20 mm

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
33Săgeata din încărcare din zăpadă:
kdef= 0,45
fsx= fsx instantanee(1+kdef) = 44,49 mm
fsy= fsx instantanee(1+kdef) = 77,06 mm
fsx instantanee=/1,5 = 30,69 mm
fsy instantanee=/1,5 = 53,15 mm
Săgeata din încărcare utilă:
kdef= 0
fsx= fsx instantanee(1+kdef) = 2,68 mm
fsy= fsx instantanee(1+kdef) = 4,63 mm
fsx instantanee=/1,05 = 2,68 mm
fsy instantanee=/1,05 = 4,63 mm
Verificarea săge ților prin ipoteze de încărcare:
Ipoteza 1:
f1x= fpx+fsx= 49,45 mm
f1y= fpy+ fsy= 85,64 mm
f1 = += 98,89 mm
Ipoteza 2:
f1x= fpx+ fwx+0,5fsx= 27,20 mm
f1y= fpy+ fwy+ 0,5 f sy= 67,11 mm
f2=+=0,2+0,64= 72,42 mm
Ipoteza 3:
f1x= fpx+fux= 7,63 mm
f1y= fpy+ fuy= 13,21 mm
f1 = += 15,26 mm
Fmax final= max (f1, f2, f3) = 98,89 mm
Fmax final ≤Fadm98,89 ≤ 333 (se verifică)
2.4.2.2. CALCULUL CĂPRIORILOR
Căpriorii sunt grinzi de lemn a șezate după panta acoperișului. Se consideră grinzi simplu rezemate pe
pane. Se a șează perpendicular pe coamă, la distanțe inter -ax constant, iar deschiderea recomandată este
între 3,5 și 5(lungimea de ca lcul). Se vor alege căpriori din grinzi de lemn cu sec țiunea de 120×150 mm,
cu o lungime de calcul 4,62 m. Distanta d1 este de 0,60 m. Se recomandă executarea căpriorilor dintr –
o singură bucată, iar dacă se realizează din doua elemente imbinarea acestora s e va face prin chertare
în jumătatea sec țiunii în dreptul panelor, sau prin petreceri.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
34Încărcarea permanentă aferentă unui căprior
qp căprior= 1,35*I p perm*d1*cosα+q căprior*1,35*d 1= 37,99 daN/m
Qînvelitoare= 4 daN/m2
Ip scândură= h scândură *γlemn=0,025*600 = 15 daN/m2
Ip perm=Ipinv+Ipscand+Iphidroiz+Iptermoiz+Ipfinisaje= 4+15+2,7+10+9 = 40,7 daN/m2
qcăprior= Vsecțiunii* γlemn= 10,8 daN/m
Încărcarea din vânt aferentă unui căprior:
qw căprior= W*d1*1,05 = 27,1*0,6*1,05 = 17,07 daN/m
Încărcarea di n zăpadă aferentă unui căprior:
qs căprior= S*d*1,5*cos α =96*0,6*1,5*cos30 ᵒ= 64,8 daN/m
Iu= 100 daN
Qu= Iu*1,05*cos30ᵒ=90,93daN
Calculul pe ipoteze de încărcare:
Ipoteza 1:
q1= q p căprior+ q s căprior=102,10 daN/m
Ipoteza 2:
q2= qpcăprior+ q w căprior+0,5* q s căprior= 132,12 daN/m
Ipoteza 3:
q3= q p căprior= 37,30 daN/m
Q3= Qu= 90,93 daN
CALCULUL EFORTURILOR ÎN CĂPRIORI:
Ipoteza 1 :
M1=∗= 272,26 daN*m
Ipoteza 2 :
M2=∗= 352,35 daN*m
Ipoteza 3 :
M3=∗= 214,93daN*m
VERIFICAREA LA CAPACITATE PORTANTĂ:
≤1
Mefeste componenta momentului încovoietor efectiv (de calcul)
Mef= M2= 352,35 daN*m
MReste capacitatea portantă a elementului.
MR= Rcîncov*W*m Tîncov*mL= 680,4 daN*m
Rc încov= mui*mdi*Ri/γi= 9,75 N/mm2
mui= coeficientul condi țiilor de lucru ce ține de umiditatea masei materialului
mui= 1
mdi= coeficient ce tine cont de durata de ac țiune a încărcărilor,
mdi= 0,55 pentru încărcări permanente
0,65 încărcări de lungă durată
1 încărcări de scurtă durată
mdi= (0,55*q 1x+0,65*I u/d)/ q1x+ Iu/d) = 0,64

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
35Ri= rezisten ța caracteristică a speciilor de lemn și pentru clasa a II -a de calitate, pentru r ășinoase
Ri= 16,8 N/mm2
γi= coefficient partial de siguran ță = 1,1
W = modul de rezisten ță
W == 0,00045 m3
mT încov= coeficient ce tine cont de tratarea lemnului
1 pentru lemn netratat sau tratat pe suprafa ță
0,9 pentru lemn tratat în masă
mL= coefficient de stabilitate laterală
≤10.52≤1 (se verifică)
VERIFICAREA LA ÎNCOVOIERE STATICĂ:
Fmax final ≤Fadm
Fadmpentru asterială =.∗= 23,09mm
Săgeata din încărcare permanentă:
fp= fp instantanee(1+kdef) = 7,94 mm
fp instantanee=/1,35 = 4,41 mm
fp instantanee = săgeata luată cu încărcările normate
kdef= coeficient de deformabilitate ce tine cont de durata ac țiuni, iar pentru încărcări permanente = 0,8
E = modulul de eleasticitate mediu = 11000N/mm2
I = moment de iner ție = =∗= 33750000 mm4
SĂGEATĂ DIN VÂNT AFERENTĂ UNEI ȘIPCI:
Calculul este identic pe cele două axe.
kdef= 0
fw= fwx instantanee (1+kdef) = 2,60 mm
fw instantanee=/1,05 = 2,06 mm
Săgeata din încărcare din zăpadă:
kdef= 0,45
fs= fsx instantanee(1+kdef) = 9,99 mm
fs instantanee=/1,5 = 6,90 mm
Verificarea săge ților prin ipoteze de încărcare:
Ipoteza 1:
f1x= fpx+fsx= 17,94 mm
Ipoteza 2:
f1x= fpx+ fwx+0,5fsx= 15,53 mm
fmax final= max (f 1x, f2x) = 17,94 mm
Fmax final ≤Fadm;0,05 ≤23,33 mm (se verifică)

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
362.4.2.3. CALCULUL PANELO R
Sunt grinzi de lemn dispuse în lungul clădirii. Sunt încărcate cu reac țiunile din căpriori, încărcare
considerate uniform distribuită. Panele se consideră simplu rezemate pe popi.
Îmbinările de prelingire a panelor se fac cap la cap în dreptul rezemelor sau prin chertare și buloane tot
în dreptul reazemelor.
Distanțele între popi se notează cu t și se recomandă între 3 -5 m. a = distanta pe verticală a contrafi șelor
Secțiunea panei de 200×200
Se va folosi o contrafi șă cu a = 85 cm. Distanța între p opi, t = 3,1 25 m
d1= 0,5 m
d2= 4,61 m
α = 30°
lc pană= 2,30 m
Încărcarea permanentă aferentă unei pane:
qp pană= q pană*1,35 + q copriori*t/d1*cosα = 303,73 daN/m
qpană= b*h*γ =24 daN/m
qcăpriori= (q p căprior *nr bucăți pe dist t * l c căprior)/(t sau t-a) = 95,11*4*3,5/3,3 = 403,5 daN/m
Încărcarea din zăpadă aferentă unei pane:
qs pană= S*1,5* d 2*cosα= 96*1,5*4,61*cos30° = 574,90 daN/m
Încărcarea din vânt aferentă unei pane:
qw pană= W*1,05*d2= 27,1*1,05*4,61 = 131,18 daN/m
Ipoteza 1:
q1= q p pană+ q s pană= 878,63 daN/m
Ipoteza 2:
q2= q p pană+ q w pană+0,5* q s pană= 644,96+90,04+0,5*630 = 722,36 daN/m
CALCULUL EFORTURILOR ÎN PANA DE COAMĂ:
Ipoteza 1 :
M1=∗= 581 daN*m
Ipoteza 2 :
M2=∗= 477,66 daN*m
VERIFICARE LA CAPACITATEA PORTANTĂ:
≤1
Mefeste componenta momentului încovoietor efectiv (de calcul)
Mef= M1= 581 daN*m
MReste capacitatea portantă a elementului.
MR= Rcîncov*W*m Tîncov*mL= 1230,70 daN*m
Rc încov= mui*mdi*Ri/γi= 10,26 N/mm2
mui= coeficientul condi țiilor de lucru ce ține de umiditatea masei materialului
mui= 1

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
37mdi= coeficient ce tine cont de durata de acțiune a încărcărilor,
mdi= 0,55 pentru încărcări permanente
0,65 încărcări de lungă durată
1 încărcări de scurtă durată
mdi= (0,55*q p pană+qw pană+0,5*0,65*q s pană)/( q p pană+qw pană+0,5*q s pană) = 0,67
Ri= rezisten ța caracteris tică a speciilor de lemn și pentru clasa a II -a de calitate, pentru ră șinoase
Ri= 16,8 N/mm2
γi= coefficient partial de siguran ță = 1,1
W = modul de rezisten ță
W == 1333333,33 mm3
mT încov= coeficient ce tine cont de tratarea lemnului
1 pentru lemn netratat sau tratat pe suprafa ță
0,9 pentru lemn tratat în masa
mT încov= 0,9
mL= coefficient de stabilitate lateral = 1
≤10,47 ≤1 (se verifică)
VERIFICAREA LA ÎNCOVOIERE:
Fmax final ≤Fadm
Fadm== 11,5 mm
Săgeata din încărcare permanentă:
fp= fp instantanee(1+kdef) = 0,005 mm
fp instantanee=/1,35 = 0,003 mm
fp instantanee = săgeata luată cu încărcările normate
kdef= coeficient de deformabilitate ce tine cont de dura ta acțiuni, iar pentru încărcări permanente = 0,8
E = modulul de eleasticitate mediu = 11000N/mm2
I = moment de iner ție = = 2,67*1010mm4
Săgeată din vânt aferentă unei șipci:
kdef= 0
fw= fwx instantanee (1+kdef) = 0,002 mm
fw instantanee=/1,35 = 0,002 mm
Săgeata din încărcare din zăpadă:
kdef= 0,45
fs= fsx instantanee(1+kdef) = 0,007 mm
fs instantanee=/1,35 = 0,005 mm
Calculul săge ții totale pe ipoteze de încărcări:
Ipoteza 1:
f1x= fpx+fsx= 0.012 mm
Ipoteza 2:
f1x= fpx+ fwx+0,5fsx= 0.01 mm
fmax final= max (f 1x, f2x) = 0.012 mm
Fmax final ≤Fadm0,012 ≤11,5 mm (se verifică)

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
382.4.2.4. CALCULUL POPILOR
Popii sunt piese realizare de obicei din lemn rotund, mai rar din lemn ecarisat, a șezați vertical s au
înclinat. Popii preiau încărcările de la pane și le transmit de regulă zidurilor portante sau planșeului de
la ultimul nivel al clădirii. În acest caz, rezemarea lor se face prin intermediul unor grinzi de lemn
denumite tălpi, care au rolul de a reparti za încărcările concentrate. Se recomandă o distan ță între popi
de 3-5 m, iar la popii înclina ți unghiul optim e de 30 -60 grade. se vor alege popi din lemn ecarisat cu
secțiunea de 20×20 cm. Calculul a fost realizat pentru cel mai defavorabil pop.
t=3,125 m
Hpop=3,58m
Încărcarea permanentă aferentă unui pop
Nppop= q p pană*t + qpop= 1062,70 daN
qpop= 0,2*0,2*h pop*lemn*1,35 = 105,95 daN
Încărcarea din vânt
Nw pop= q w pană*t = 413,21 daN
Încărcarea din zăpadă
Ns pop= q s pană*t = 1810,94 daN
Calculul pe ipoteze de încărcare:
Ipoteza 1:
N1 pop= Np pop+ Ns pop= 2873,64 daN
Ipoteza 2:
N2 pop= Np pop+ Nw pop+ 0,5*N s pop= 2381,38 daN
N = max( N 1pop, N2 pop) = 2873,64 daN
VERIFICAREA LA COMPRESIUNE CU FLAMBAJ:
lflambaj= hpop
Nmax pop ≤ CR
CR-capacitatea portantă a unei pane simple din lemn supusă la compresiune cu flambaj
CR= Rccp||* Apop*mTC*Փ= 17265,11 daN
Rccp||= rezisten ța de calcul la capacitate portantă paralelă
Rccp||= mucmdc*Rc/γc= 6,45 N/mm2
muc= 1
mdc= 0,67
Rc= 12 N/mm2
γc= 1,25
mTC= coeficient de tratare a lemnului
mTC= 0,9
Փ= coeficient de flambaj
Փ= 3100/ λ2, (λ ≥75)
Փ=1-0,8*(λ /100)2, (λ ≤ 75) = 1 -0,8*(56,57/100)2= 0,74
λ= lflambaj/i = 56,57
i = raza de gira ție
i = 0,25*D
D = diametru popului rotund

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
39i=0,289*B = 0,289*0,2 = 0,0578 m
B = latura maximă a popului
Nmax pop ≤ CR2873,64 daN ≤ 17265,11 daN (se verifică)
2.4.2.5. CALCULUL TĂLPILOR POPILOR
Se alege talpa popilor de 20x20x15
Nmax pop ≤ QR
QR=capacitatea portanta la compresiune perpendiculară pe direc ția fibrelor
QR= Rccp┴* Apop* mTC*mR= 9282,98 daN
Rccp┴= mucmdc*Rc/γc= 1,61 N/mm2
muc= 1
mdc= 0,67
Rc= 3 N/mm2
γc= 1,25
mTC= coeficient de tratare a lemnul ui
mTC= 0,9
mR= coeficient de reazem
mR= 1,6
Nmax pop ≤ QR
2873,64 daN ≤ 9282,98 daN (se verifică)

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
402.4.3. CALCULUL ZID ĂRIEI PORTANTE
2.4.3.1. DATE GENERALE
Conform CR6/2013, structurile construc țiilor din zidărie, se împart în:
-structuri cu pere ți structurali deși (sistem fagure)
unde:
-înălțimea de nivel ≤ 3,20 m;
-distantele maxime între pere ți, pe cele două direcții principale ≤ 5,00 m;
-aria celulei form ată de pere ții de pe cele două direcții principale ≤ 25,0 m.
-structuri cu pere ți structurali rari (sistem celular)
unde:
-înălțimea de nivel ≤ 4,00m;
-distantele maxime între pere ți, pe cele două direcții principale ≤ 9,00 m;
-aria celulei formată de pere ții de pe cele două direc ții principale ≤ 75,0 m.
-structuri mixte (dual) la care pere ții structurali conlucrează cu cadre din beton armat pentru
preluarea for țelor seismice.
Din condi țiile de mai sus rezulta ca imobilul prezentat in acest exemplu este de tip -sistem celular.
Zidăria confinată (ZC+AR) este prevăzută cu elemente pentru confinare dispuse vertical (stâlpi șori),
orizontali (centuri), pe toate cele 4 laturi ale p anoului, turnate după executarea zidăriei și este armată
în rosturile orizontale pentru cre șterea rezistenței la forță tăietoare.
In funcție de caracteristicile cărămizilor, s -a ales următorul tip de cărămidă:
-Porotherm 25/30 Light Plus (30 cm grosime)
-categoria 1: probabilitatea de a nu atinge rezisten ța medie caracteristica la compresiune ≤ 5%
-element LD: element de argilă arsă cu densitatea aparentă în stare uscată < 1000 kg/m3
-grupa 2: cărămizi ceramice pline cu goluri dreptunghiulare de uscare, cărămiz i si blocuri ceramice
cu goluri verticale, blocuri din beton u șor cu volumul golurilor intre 25 -50% și blocuri din beton
obișnuit cu volumul golurilor intre 25 -30%
Mortarul ales este Porotherm TM, mortar termoizolant destinat realizării elementelor din zid ărie cu
performante termice sporite.
Imobilul prezentat în acest exemplu respectă criteriile de regularitate geometrică și structurală, în
planși în elevație, deoarece este aproximativ simetric în raport cu cele două direcții ortogonale, este
compact, cu contur regulat și cu un număr redus de colturi intrânde.
2.4.3.2. ALEGEREA ȘI CARACTERISTICILE ELEMENTULUI DE ZIDĂRIE
În funcție de producătorul din zonă, din considerente economice și structurale s -a ales cărămidă de
la Porotherm 25/30 Light Plus (30 cm grosime).

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
41

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
42In funcție de densitatea aparentă, elementele pentru zidărie produse în mod curent în România se
încadrează după cum urmează:
-elemente HD: elemente de argilă arsă cu densitate aparentă, în stare uscată, mai mare >1000
Kg/m3, utilizate pentru zidării neprotejate și protejate.
-elemente LD: elemente de argilă arsă cu densitate aparentă, în stare uscată, mai mica <1000 Kg/m3,
utilizate pentru zidării neprotejate și protejate.
În funcție de densitatea declarată de producător a cărămizii alese, o densitate de 770kg/m3, elementul
de zidărie ales se încadrează la elemente LD.
În funcție de caracteristicile geometrice, elementele pentru zidărie se încadrează în grupe, după cum
urmează:
Grupa 1
-cărămizi ceramice pline, SR EN 771 -1;
-cărămizi ceramice cu goluri rotunde de uscare, SR EN 771 -1;
-blocuri cu goluri din beton u șor cu volumul golurilor ≤ 25% , SR EN 771 -4.
-blocuri pline din beton celular autoclavizat, SR EN 771 -4.
Grupa 2
-cărămizi ceramice pline cu goluri dreptunghiulare de u scare, SR EN 771 -1;
-cărămizi și blocuri ceramice cu goluri verticale, SR EN 771 -1;
-blocuri cu goluri din beton u șor cu volumul golurilor cuprins între 25%÷50% , SR EN 771 -4;
-blocuri cu goluri din beton obi șnuit cu volumul golurilor cuprins între 25%÷50% , SR EN 771 –
3.
În funcție de caracteristicile geometrice declarate de producător, elementul de zidărie ales se
încadrează la Grupa 2 -cărămizi și blocuri ceramice cu goluri verticale.
În funcție de caracteristicile rezistentelor la compresiune declarate de producător, elementele de
zidărie se încadrează in următoarele categorii conform CR6/2013:
-Element pentru zidărie categoria I; element pentru zidărie pentru care probabilitatea de a nu atinge
rezistența medie / caracteristică la compresiune declarată este < 5%.
-Element pentru zidărie categoria II: element pentru zidărie care nu îndepline ște nivelul de încredere
al clementelor pentru zidărie categoria I.
În funcție de caracteristicile declarate de producător, elementul de zidărie ales se încadrează l a
elemente pentru zidărie categoria I.
-Rezistența caracteristică la compresiune a elementului se transformă în rezistența medie
echivalentă, utilizând un factor de conversie bazat pe coeficientul de varia ție al rezistențelor declarat
si este corespunză toare fractilului de 5% al distribu ției statistice a rezistenței la compresiune. Aceasta
rezistenta nu a fost declarata de către producător fiind data direct rezistenta medie la compresiune.
-Rezistența medie la compresiune a elementului este media aritm etică a rezistentelor la
compresiune ale elementelor si este declarata de către producător ca: rezisten ța la compresiune
medie perpendicular pe fa ța de așezare 20N/mm2și rezistența la compresiune medie paralel pe fața
de așezare 5N/mm2.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
432.4.3.3. ALEGEREA ȘI CARACTERISTICILE MORTARULUI
Elementul de zidărie ales se va pune in operă împreuna cu mortar de utilizare generală sau cu mortare
preparate de marcă minim M2.5.
Conform CR6/2013, mortarele pentru zidărie cu compozi ție prescrisă vor fi descrise, adăugând lângă
notația inițială și proporția componenților prescriși.
Mortarul ales este Porotherm TM, mortar termoizolant destinat realizării elementelor din zidărie cu
performante termice sporite.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
442.4.3.4. CONFORMAREA STRUCTURALĂ ÎN PL AN A STRUCTURII
2.4.3.4.1. DISPUNEREA STÂLPI ȘORILOR DIN BETON ARMAT
Conform P100 -1/2013 zidăria confinata se amplasează in următoarele pozi ții:
1.La toate colturile exterioare și intrânde de pe conturul imobilului
2.La capetele libere ale fiecărui perete
3.De am bele părți ale oricărui gol cu suprafața > 2.5 m2in zone seismice cu a g> 0.20g
4.In lungul peretelui astfel încât distanta dintre axele stâlpului sa nu depă șească 4m in cazul structurilor
cu pereți rari (sistem celular) si 5m in cazul structurilor cu pere ți deși (sistem fagure)
5.La intersec țiile pereților, daca cel mai apropiat stâlp amplasat conform regulilor de mai sus se afla
la o distan ță > 3t ; t = grosimea zidăriei
6.In toți montanții care nu au lungimea minimă rezultată din calcule
Stâlpii sunt executa ți pe toata înălțimea construcției iar secțiunea transversală trebuie sa fie ≥ 625
cm2cu latura minimă mai mare de 25 cm
Armarea se va stabili prin calcul cu următoarele condi ții minime:
-Procentul de armare longitudinală ≥ 0.8%
-Diametrul barelor longitudinale ≥ 12 mm
-Armatură transversală cu etrieri închi și cu D ≥ 6mm
-In zidăria barelor longitudinale se va face prin suprapunere pe o lungime > 50d
2.4.3.4.2. DISPUNEREA CENTURILOR DIN BETON ARMAT
Centurile vor fi continue pe toata lungim ea peretelui, vor alcătui contururi închise și nu vor fi
întrerupte de goluri de u și si ferestre cu secțiunea transversală > 500 cm2, cu lățimea > 25 m si > 2/3
din grosimea peretelui, cu h > (15 cm; grosimea plăcii) si > 30cm pentru pere ții de pe conturul
clădirii și de la casa scării.
Armarea centurilor se face ca la sâmburi. In plus, sec țiuni de înnădire a barelor vor fi decalate cu cel
puțin 1 m si se vor înnădi cel mult 50% din barele centurii iar suprapunerea barelor se va face pe o
lungime > 60d
2.4.3.4.3. STABILIREA LUNGIMII MINIME A MONTAN ȚILOR
Lungimea minimă (L min) a montan ților adiacenți golurilor de uși si ferestre se limitează în funcție de
cea mai mare înăl țime a golurilor adiacente (h gol)
-Șpaleți (1 montant) de capăt la pereții de fațadă si interior. L min≥ 0.5 h gol(minim 1 m), h gol=h celui
mai mare gol adiacent
-Șpaleți intermediari la pereții de fațadă si interior L min≥ 0.4h gol(minim 0.8 m)
În cazulșpaleților in care nu s -a putut respecta condi ția de lungime minima datorita proiectului d e
arhitectură, se vor introduce stâlpi șori din beton armat pentru sporirea rezistenței.
Stabilirea grosimii pere ților structurali:
Gminim= 240 mm (t)
Raportul intre h etaj/t≤ 152,60/0.3 = 8,7 ≤ 15
hetaj= înălțimea libera a parterului
Perețiitrebuie să satisfacă condi ția de robustețe, pentru a se evita ruperea fragilă sub efectul acțiunii
seismice. Verificarea se face conform tabelului 8.1. din P100 -1/2013.
Aria golurilor trebuie s ă die mai mică sau cel mult egală cu valoarea de 1200 mm2.Condițiile
geometrice minime de lungime trebuie să fie îndeplinite conform P100 -1/2013.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
452.4.3.4.4. STABILIREA LUNGIMII MONTAN ȚILOR
S-au stabilit lungimile montan ților și s-a propus grosimea de 30 de cm.
DirectieDenumire
montantLungime
(m)Grosime
(m)
LONGITUDINALML1 1,5 0,3
ML2 1,6 0,3
ML3 1,5 0,3
ML4 1,6 0,3
ML5 1,5 0,3
ML6 1,6 0,3
ML7 3,3 0,3
ML8 4,4 0,3
ML9 4,4 0,3
ML10 4,4 0,3
ML11 4,3 0,3
ML12 4,3 0,3
ML13 6,4 0,3
ML14 7,5 0,3
ML15 3,6 0,3
ML16 5,5 0,3
ML17 3,6 0,3
ML18 3,6 0,3
TRANSVERSALMT1 6,7 0,3
MT2 6,4 0,3
MT3 6,4 0,3
MT4 6,4 0,3
MT5 2,1 0,3
MT6 1,5 0,3
MT7 5,8 0,3
MT8 5,6 0,3
MT9 2,8 0,3
MT10 4,3 0,3
MT11 4,2 0,3

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
462.4.3.4.5. STABILIREA GROSIMII PERE ȚILOR STRUCTURALI ȘI NECESARULUI
ARIILOR NETE DE ZIDĂRIE
Pereții structurali de la parter de continuă la etaje cu o grosime constantă de 30 cm. S -au analizat
doar pere ții structurali de la parter care trebuie să reziste forțelor verticale și orizontale care
acționează în planu l acestora.
Necesarul ariilor nete de zidărie se determină pe ambele direc ții și trebuie să fie îndeplinite
următoarele cerin țe, conform tabelului 8.9. din P100 -1/2013:
-Pe direcția transversală P% = 100 * A zidarie T/Aplanseu
-Pe direcția longitudinală P% = 100 * A zidarie L/Aplanseu
Se determină suma ariilor longitudinale și transversal ale zidăriei și se raportează, individual, la aria
totală a plan șeului. Rezultatul obținut este scris în procente. Densitatea pereților structu rali reprezintă
acest procent.
Se va calcula diferen ța dintre rigiditatea de pe cele două direcții, care nu trebuie să depășească 25%.
100–(ΣAzidarie L-ΣAzidarie T)/100 = 100 -(19,38 –15,66)/100 = 19,195 ≤ 25%
Se verifică valorile astfel optinute, cu condițiile din tabelul 8.1.
Pentru cazul de fa ță, caracteristicile necesare ale structurii sunt:
-accelerația gravitațională, ag=0,15g
-Elemente de zidărie din argilă arsă, grupa 2
-Regim de înăl țime D+P+3E
Astfel, procentele determinate din raportul sumelo r pe direcțiile longitudinală și transversală trebuie
să depă șească valoarea de 5%.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
47DirectieDenumire
montantLungime
(m)Grosime
(m)Arie
zidărie
(m2)Arie
plan șeu
(m2)P (%)P(%)
TABEL
LONGITUDINALML1 1,5 0,3 0,450
290,250 6,677
≥5,0ML2 1,6 0,3 0,480
ML3 1,5 0,3 0,450
ML4 1,6 0,3 0,480
ML5 1,5 0,3 0,450
ML6 1,6 0,3 0,480
ML7 3,3 0,3 0,990
ML8 4,4 0,3 1,320
ML9 4,4 0,3 1,320
ML10 4,4 0,3 1,320
ML11 4,3 0,3 1,290
ML12 4,3 0,3 1,290
ML13 6,4 0,3 1,920
ML14 7,5 0,3 2,250
ML15 3,6 0,3 1,080
ML16 5,5 0,3 1,650
ML17 3,6 0,3 1,080
ML18 3,6 0,3 1,080
TRANSVERSALMT1 6,7 0,3 2,010
290,250 5,395MT2 6,4 0,3 1,920
MT3 6,4 0,3 1,920
MT4 6,4 0,3 1,920
MT5 2,1 0,3 0,630
MT6 1,5 0,3 0,450
MT7 5,8 0,3 1,740
MT8 5,6 0,3 1,680
MT9 2,8 0,3 0,840
MT10 4,3 0,3 1,290
MT11 4,2 0,3 1,260
2.4.3.4.6. DISPUNEREA ÎN PLAN A MONTAN ȚILOR, STÂLPIȘORILOR ȘI A
ARIILOR AFERENTE CE DESCARCĂ PE PERE ȚII STRUCTURALI

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
482.4.3.4.7. DISPUNEREA ARMĂTURII ÎN ROSTURILE ORIZONTALE
Conform P100 -1/2013, pentru clădirile din zonele cu ag ≥ 0,5g, rosturile orizontale vor fi armate
indifferent de rezultatul calculelor la:
-șpalețiidintre ferestre/u și cu raportul înălțime/lățime ≥ 2,50, dacă nu sunt situa ți între sâmburi
-parapeții de sub ferestre
Distanța între rosturile orizontale armate va fi de 2 asize în cazul elementelor cu înălțime între 188
÷ 240 mm iar aria armăturilor dispu se într-un rost orizontal va fi egala cu 1,0 cm² (2Ø8 mm).
Acoperirea laterală cu mortar a barelor din rosturi va asigura protec ția anticorozivă a barelor.
Armăturile din rosturile orizontale vor fi ancorate în stâlpi șori sau prelungite în zidărie, dincol o de
marginea opusă a stâlpi șorului, pentru a se realiza o lungime totală de ancoraj de cel puțin 60 Ø.
Barele se vor fasona fără cârlige.
Înnădirile barelor din rosturi se vor face prin suprapunere, fără cârlige, pe o lungime de =60Ø.
Secțiunile de înnădir e ale barelor vor fi decalate cu cel pu țin 1.00m. Într -o secțiune se vor înnădi cel
mult 1/3 din barele peretelui.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
492.4.3.5. EVALUAREA ȘI CALCULUL GREUTĂ ȚILOR STRUCTURII
GREUTATEA ZIDĂRIEI NETENCUITĂ
Grosimea medie a rosturilor verticale și orizontale are valoare de t rost= 12 mm iar densitatea medie
a mortarului are valoare de γ m= 2000 kg/m3. Desitatea elementelor pentru zidărie este dată de
producător și are valoarea de γel= 770 kg/m3.
Densitatea g olurilor se determin ăcu relația:
ρ(kg/m3) = 1800*(1 -Vgol)
Vgol(m3) = b*h*l
Volumul elementelor zidite cu mortar se va calcula cu rela ția:
Vel, zid(m3) = l*(h+t)*(b -t)
Volumul de mortar este calculat cu formula:
Vmortar(m3) = Vel, zid-Vel
Greutatea mortarului și elementelor de zidărie se determin ăcu relațiile:
Gmortat(kg) = V mortar*γm
Gel,zid(kg) = G el+Gmortar
Densitatea zidăriei s -a calculat cu rela ția:
γzidărie(kg/m3)= Gel,zid/Vel,zid
Greutatea zidăriei netencuite s -a calculat folosind urmatoarea ecua ție:
Gzid(kg/m2) = γ zidărie*l
Goluri b (m) h (m) l (m) A (m2)
Ferestre 1,5 1,2 0,3 1,8
Usi 2,1 1 0,3 2,1
ρ
(kg/m3)Vel,zid
(m3)Vmortar
(m3)G mortar
(kg)G el (kg)Gel, zid
(kg)γ
zidarie
(kg/m3)G zid
(kg/m2)
828 0,550 0,010 19,526 423,318 442,844 805,518 241,655
666 0,641 0,011 22,406 493,726 516,133 804,944 241,483
GREUTATEA ZIDĂRIEI PE AMBELE FE ȚE DE ZIDĂRIE
Grosimea stratului de mortar : 2,5 cm
Densitatea tencuielii: 2000 kg/m3
Greutate tencuial ă: Gtencuial ă= γ tencuială*ltencuială= 100 kg/m2
GREUTATEA TERMOIZOLA ȚIEI EXTERIOARE
S-a optat pentru folosirea unei termoizola ții de dimensiuni Lxlxh (mm) = 1000x500x100 cu
densitatea de 16 kg/m3.
Gtermoiz = = γtermoiz*ltermoiz=5,6 kg/m2

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
50GREUTATEA CENTURILOR DE BETON ARMAT
b = 0,3 m
h = 0,3 m
γbeton= 2500 kg/m3
Gcentură = b*h*γ beton= 225 kg/m
GREUTATEA STÂLPI ȘORILOR DE BETON ARMAT
b = 0,3 m
h = 0,3 m
γbeton= 2500 kg/m3
Gsb= b*h*γ beton= 225 kg/m
GREUTATEA PLAN ȘEULUI DE PESTE PARTER
Valoarea a fost preluată din tabelul de încărcări detaliat la începutul capitolului, G pl,P= 510,4 daN/m2
GREUTATEA PLAN ȘEULUI DE PESTE ETAJ
Valoarea a fost preluată din tabelul de încărcări detaliat la începutul capitolului, G pl,E= 564,88
daN/m2
GREUTATEA PERE ȚILOR NESTRUCTURALI, DESPĂRȚITORI
S-au ales pere ți despărțitori din cărămidă, γm= 2000 kg/m3, cu o grosime de 10 cm.
Gpereți= γm*l+G tencuială= 300 kg/m2
GREUTATEA ACOPERI ȘULUI ȘI A ZĂPEZII
Gacoperi ș= 75 daN/m2
Gzăpadă= 96 daN/m2
INCĂRCAREA UTIL ĂDIN POD ȘI DE LA ETAJ
Gutilă= 150 daN/m2
CALCULUL GREUTĂ ȚII PENTRU ULTIMUL ETAJ
Hetaj= 2,60 m
Adef= 297,29 m2
Apl= 269,61 m2
Apl, denturi= 241,17 m2
Hzidărie= Hetaj–hcentură= 2,35 m

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
51nr sâmburi = 45 bucăți
Lsâmburi= hst*nr sb = 11,25 m
L g Buc L total H H-gGol usa Ltotal*(H -g)
2,5 0,15 1 2,5 2,6 2,45
12,396,125
2,15 0,15 1 2,15 2,6 2,45 5,2675
2,3 0,15 4 9,2 2,6 2,45 22,54
2,35 0,15 4 9,4 2,6 2,45 23,03
A total = 44,5725
Ariapereților despărțitori : Adesp= 44.57 m2
Lpereți struct= suma lungimilor tuturor montan ților = 116,8 m
Element b h A bucA*buc
Ferestre1,5 1,2 1,8 916,2
0,7 0,5 0,35 72,45
1,2 1,2 1,44 22,88
Uși0,9 2,1 1,89 1324,57
A total 46,1
Ariagolurilor din pere ții structurali : Agol= 46,10 m2
Lgol= 32,50 m
Aplan= Lpereți struct*b–Agol= 25,29 m2
Încărcări pe nivel :
Încărcarea din zăpadă :Gzăpadă=Adesf*G zăpadă= 28539,84 daN
Încărcarea utilă pentru pod necirculabil: G utilă=Apl,E*G uilă= 40441,50 daN
Greutatea acoperi șului:Gacopersi ș=Adesf*Gacoperi ș= 22296,75 daN
Greutatea zidăriei :Gzidărie= (Lperețistruct* H zidărie-Agoluri-Lst* Hzidarie)*G zidărie= 155495,725 daN
Greutatea pereților nestructurali :Gpereți=Apereți desp*Gpereți= 13371,75 daN
Greutatea tencuielii :Gtencuială= (Lperețistruct* Hetaj-Agoluri)*G tencuială= 25758 daN
Greutatea termoizola ției:Gtermoiz=(Lpereți struct*Hetaj-Agoluri)* Gtermoiz= 1442,448 daN
Greutatea centurilor: G centură=Lst* G centură= 18250 daN
Greutatea stâlpi șorilor: G sb= H zidărie* Gst* nr sb = 16523,438 daN
Greutatea plan șeului: G pl,E= Apl,E* Gpl,E= 136232,086 daN
Greutatea totală a etajului în gruparea fundamentală :
Gtotal, GF= 1,5*G zăpadă+1,05*G utilă+1,35*(G acoperi ș+G zidărie+Gpereți+G tencuială+Gtermoiz+ G centură+ Gsb+ Gpl,E)
Gtotal, GF= 610923,10 daN
Greutatea totală a etajului în gruparea seismică :
Gtotal, GS= 0,4*G zăpadă+0,3*G utilă+1*(G acoperi ș+Gzidărie+Gpereți+G tencuială+Gtermoiz+ G centură+ Gsb+ Gpl,E)
Gtotal, GS= 412918,58 daN

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
52CALCULUL GREUTĂ ȚII PARTERULUI
Hetaj= 2,60 m
Apl= 269,61 m2
Apl, denturi= 241,17 m2
Hzidărie= Hetaj–hcentură= 2,35 m
nr sâmburi = 45 bucă ți
Lsâmburi= hst*nr sb= 11,25 m
L g Buc L total H H-gGol u șăLtotal*(H -g)
2,5 0,15 1 2,5 2,6 2,45
12,396,125
2,15 0,15 1 2,15 2,6 2,45 5,2675
2,3 0,15 4 9,2 2,6 2,45 22,54
2,35 0,15 4 9,4 2,6 2,45 23,03
2,2 0,1 1 2,2 2,6 2,5 5,5
1,5 0,1 1 1,5 2,6 2,5 3,75
Atotal = 53,8225
Aria pereților despărțitori : Adesp= 53,82 m2
Lpereți struct= suma lungimilor tuturor montan ților = 116,8 m
Element b h A bucA*buc
Ferestre1,5 1,2 1,8 916,2
0,7 0,5 0,35 72,45
Uși1 2,1 2,1 2 4,2
0,9 2,1 1,89 1324,57
0,7 2,1 1,47 22,94
A total 50,36
Aria golurilor din pere ții structurali : Agol= 50,36 m2
Lgol= 26,95 m
Aplan= Lpereți struct*b–Agol= 26,96 m2
Încărcări pe nivel :
Încărcarea utilă pentru pod necirculabil: G utilă=Apl,E*G uilă= 40441,50 daN
Greutatea zidăriei :Gzidărie= (Lperețistruct* H zidărie-Agoluri-Lst* Hzidarie)*G zidărie= 152215,5 daN
Greutatea pere ților nestructurali :Gpereți=Apereți desp*Gpereți= 16146,75 daN
Greutatea tencuielii :Gtencuială= (Lperețistruct* Hetaj-Agoluri)*G tencuială= 25332 daN
Greutatea termoizola ției:Gtermoiz=(Lpereți struct*Hetaj-Agoluri)* Gtermoiz= 1418,59 daN
Greutatea centurilor: G centură=Lst* G centură= 18250 daN
Greutatea stâlpi șorilor: G sb= H zidărie* Gst* nr sb = 16523,438 daN
Greutatea plan șeului: G pl,E= Apl,E* Gpl,E= 137608,9 daN

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
53Greutatea totală a etajului în gruparea fundamentală :
Gtotal, GF= 1,5*G utilă+1,35*(G zidărie+Gpereți+G tencuială+Gtermoiz+ G centură+ Gsb+ Gpl,E)
Gtotal, GF= 556780,8 daN
Greutatea totală a etajulu i în gruparea seismică :
Gtotal, GS= 0,3*G utilă+1*(G zidărie+Gpereți+G tencuială+Gtermoiz+ G centură+ Gsb+ Gpl,E)
Gtotal, GS= 379627,7 daN
CALCULUL GREUTĂ ȚII ETAJELOR INTERMEDIARE
Analog parterului și ultimului etaj, se vor calcula greutățile pentru celelalte 2 nivele intermediare.
Hetaj= 2,60 m
Apl= 269,61 m2
Apl, denturi= 241,17 m2
Hzidărie= Hetaj–hcentură= 2,35 m
nr sâmburi = 45 bucă ți
Lsâmburi= hst*nr sb = 11,25 m
Aria pereților despărțitori : Adesp= 44.57 m2
Lpereți struct= suma lungimil or tuturor montan ților = 116,8 m
Aria golurilor din pere ții structurali : Agol= 46,10 m2
Lgol= 32,50 m
Aplan= Lpereți struct*b–Agol= 25,29 m2
Încărcări pe nivel :
Încărcarea utilă pentru pod necirculabil: G utilă=2*Apl,E*G uilă= 80883 daN
Greutatea zidăriei :Gzidărie= 2*(L perețistruct* H zidărie-Agoluri-Lst* Hzidarie)*G zidărie= 310991,5 daN
Greutatea pere ților nestructurali :Gpereți=2*Apereți desp*Gpereți= 26743,5 daN
Greutatea tencuielii :Gtencuială= 2*(L perețistruct* Hetaj-Agoluri)*G tencuială= 51516 daN
Greutatea termoizola ției:Gtermoiz=2*(L pereți struct*Hetaj-Agoluri)* Gtermoiz= 2884,90 daN
Greutatea centurilor: G centură=2*Lst* G centură= 36500 daN
Greutatea stâlpi șorilor: G sb= 2*H zidărie* Gst* nr sb = 33046,88 daN
Greutatea plan șeului: G pl,E= 2*A pl,E* Gpl,E= 272464,20 daN
Greutatea totală a etajului în gruparea fundamentală :
Gtotal, GF= 1,5*G utilă+1,35*(G zidărie+Gpereți+G tencuială+Gtermoiz+ G centură+ Gsb+ Gpl,E)
Gtotal, GF= 1112423 daN
Greutatea totală a etajului în gruparea seismică :
Gtotal, GS= 0,3*G utilă+1*(G zidărie+Gpereți+G tencuială+Gtermoiz+ G centură+ Gsb+ Gpl,E)
Gtotal, GS= 758411,80 daN

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
54CALCULUL EFORTULUI MEDIU UNITAR DE COMPRESIUNE
σ0–efortul unitar de compresiune mediu pe toată suprafa ța peretelui
σ0= N/A z
N–forța de compresiune minimă din combinația de încărcări
Az-b*lz–aria secțiunii orizontale
σ0d–valoarea de proiectare a efortului unitar de compresiune mediu perpendicular pe direc ția
efortului unitar de forfecare
σd–valoarea efortului unitar normal de compresiune
σdp–valoarea de proiectare a efortului unitar de compresiune la mijlocul înăl țimii peretelui
Calculul efortului unitar de compresiune pentru toate etajele :
σ0d,E, GF= (Gtotal, GF,E3+ Gtotal, GF,E1,E2 )/Aplan= 46150,04 daN/mm2= 0,46 N/mm2
σ0d,E, GS= (Gtotal, GS,E3+ Gtotal, GS,E1,E2 )/Aplan= 31321,65 daN/mm2= 0,31 N/mm2
Calculul efortului unitar de compresiune pentru toate etajele :
σ0d,P,GF= Gtotal, GF,P/Aplan= 66805,99 daN/mm2= 0,67 N/mm2
σ0d,P,GS= Gtotal, GS,P/Aplan= 45405,41 daN/mm2= 0,45 N/mm2
2.4.3.6. CALCULUL FOR ȚEI AXIALE ȘI A EFORTULUI UNITAR DE
COMPRESIUNE PE FIECARE MONTANT
Pentru simplificarea calculelor s-a optat pentru ipoteza în care pe lungimea de 1m se descarca 2,5m2
din suprafa ța desfășurată a acoperișului.
Greutatea totală a peretelui :Gperete= G zidărie+G tencuială+Gtermoiz= 875,6 daN/m2
Greutatea elementelor de confinare :Gconf= Gel+G tencuială*b+Gtermoiz*b = 151,4 daN/m
Greutatea acoperi șului pe 1m de perete :Gacoperi ș= Gacoperi ș*2,5 = 187,5 daN/m
Greutatea zăpezii pe 1m de perete :Gzăpadă= G zăpadă*2,5 = 240 daN/m
Tip încărcare ValoareUnitate de
măsură
Greutate plan șeu peste etaj 565 daN/m2
Greutate pere ți structurali 876 daN/m2
Încărcare utilă 150 daN/m2
Greutate acoperi ș 188 daN/m
Greutate zăpadă 240 daN/m
Greutate elemente de confinare 151 daN/m
Exemplu de calcul pentru un montant de la etaj :
Hetaj=2,60m,Hzidarie=Hetaj-hcentura=2,60-0,3=2,30m
Lungimea montantului =1, 5m
Aria montantului =1, 5*0,3=0,45m2
Aria de zid ărie in planul peretelui = 2,30*(1,5 -0,3+1,5/2+1) -1,5/2=6,035 m2

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
55Aria aferent ădinplanșeu=4,8m2
Lungime elemente de confinare = 4,8m,Lungime centura = 1,5m
Încărcarea dinzidărie=876*6,035=5284,25daN
Încărcarea dinplanșeu=565*4,8=2711,42daN
Încărcarea utila =150*4,8=720daN
Încărcarea din elemente de confinare = 151*4,8=726,72daN
Încărcarea dinacoperi ș=188*1,5=281,25daN
Încărcarea dinzăpad ă=240*1,5=3606daN
Încărcarea în GF = 1,35*( 5284,25+2711,42+726,72+281,25)+720*1,05+360*1,5=13450,91 daN
Încărcarea în GS = 1*(5284,25 +2711,42+726,72+281,25)+720*0,3+360*0,4=9363,64 daN
Efortul în GF = 13450,91/0,45/100000=0,299 N/mm2
Efortul în GS = 9363,64 /0,45/100000=0,208 N/mm2
Analog, se va calcula pentru parter :
Tip încărcare ValoareUnitate de
măsură
Greutate plan șeupeste etaj 510 daN/m2
Greutate pere ți structurali 876 daN/m2
Greutate pere ți despărțitori 300 daN/m2
Încărcare utilă 150 daN/m
Greutate elemente de confinare 151 daN/m
H etaj = 2,6 m
H centură = 0,3 m
H zidărie = 2,3 m
Lungime montant = 1,5 m
Arie montant = 0,450 m2
Arie de zidărie = 6,035 m2
Aria aferentă = 4,800 m2
L element confinare = 3,8 m2
L centură = 1,5 m
Încarcare zidărie = 5284,246 daN
Încărcare plan șeu = 2449,92 daN
Încărcare utilă = 720 daN
Încărcare elem conf = 726,72 daN
Încărcare pere ți desp = 450 daN
Forța axială în GF = 13109,696 daN
Forța axială în GS = 9126,886 daN
Efortul în GF = 0,291 daN/mm2
Efortul în GS = 0,203 daN/mm2

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
56

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
57

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
582.4.3.7. CALCULUL VALORILOR CARACTERISTICE ALE PROPRIETĂ ȚILOR DE
REZISTEN ȚĂ ALE ZIDĂRIEI
2.4.3.7.1. REZISTEN ȚA UNITARĂ CARACTERISTICĂ LA COMPRESIUNE
Rezistența unitară caracteristică la compresiune conform CR6 2012 f ka zidăriei cu elemente din
argilă arsă executată cu mortar pentru utilizare generală G va fi calculată în func ție de rezistența
unitară la compresiune a elementelor de zidărie și a mortarului. (perpendicular pe rosturile
orizontale).
fk= K*fb0.7*fm0.3
k–constantă ce ține de tipul elementului pentru zidărie
k = 0.55 pentru elementele ce ramice pline
= 0.45 pentru elementele ceramice cu goluri verticale
= 0.55 pentru BCA
fb= rezisten ța la compresiune standardizată a cărămizii in N/mm2
fm= rezisten ța medie la compresiune a mortarului in N/mm2
Această formulă se aplică numai dacă f b<75N/mm2
Dacă f m< 20 N/mm2
fm≤ 2*fb
În cazul folosirii mortarului de ciment fara adaos de var f kse reduce cu 15%
Se calculează și rezistența la compresiune standardizată a elementelor pentru zidărie paralel pe
direcția rosturilor orizontale
fkh=K*0.5*f bh0.7*fm0.3
fbh–încărcarea cărămizii

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
59Conform datelor anterioare, calculul a rezultat astfel:
fk= 6,35N/mm2
K = 0,45(elemente ceramice cu goluri verticale, grupa 2)
fb= 22N/mm2
fm= 5N/mm2
Condiții:
fb<75 N/mm2(se verifică )
fm<20 N/mm2(se verifică )
fm<2*fb (se verifică )
Se va folosi mortar de ciment fara adaos de var, rezultand:
fk'=fk-15%= 6,20N/mm2
Rezistența unitară caracteristică la compresiune a zidăriei paralelă cu
rosturile de a șezare:
fbh= 6,3N/mm2
K = 0,225 (pentru elementele din zidărie din grupa 2)
fkh= 1,32N/mm2
fkh' = 1,17N/mm2
Verificări :
D+P+3E
ag = 0,2
fk min= 2,5
fkh min= 0,625

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
60fk'>fk min (se verifică )
fkh'>fkh min (se verifică )
2.4.3.7.2. REZISTEN ȚA UNITARĂ CARACTERISTICĂ LA FORFECARE
În funcție de direcția de acțiune a forțelor exterioare și de alcătuirea peretelui, eforturile de forfecare
în zidărie se pot dezvolta în plan orizontal sau vertical. Rezisten ța zidăriei la forfecare se va
determina pentru doua mecanisme de cercetare: cedare prin lunecare în rost orizontal (f Vkl)și cedare
pe secțiuneînclinat ădin eforturi principale de întindere în lungime diagonale comprimate (f Vki).
Rezistența caracteristic la lunecare în rost orizontal, f Vkl, pentru zidărie cu mortar de utilizare
general ăcu toate rosturile verticale umplute f Vkl= fVko+0.4σD;fVko= 0.27 (N/mm2) >0.2.
σD–valoarea efortului unitar mediu de compresiune perpendicular pe direc ția forței tăietoare la
nivelul parterului în gruparea fundamental ăși seismic ă;σCD=σD(in acest caz )
fVkl≤ 0.065*f b
Rezistența unitar ăcaracteristic ăla cedare (la rupere) pe sec țiuniînclinate:
fVki= 0.22*f bt*√(1+5(σCD/fbt))
fbt–rezistența caracteristic ăla întindere în funcție de rezisten ța standardizat ăa elementului la
compresiune
fbt= 0.035*f b

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
61

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
62

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
63Rezistența unitară caracter istică la cedare pe sec țiuni înclinate :

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
642.4.3.7.3. REZISTEN ȚA UNITARĂ CARACTERISTICĂ LA ÎNCOVOIERE
PERPENDICULAR PE PLANUL ZIDĂRIEI
Vor fi luate in considerare rezisten țele corespunzătoare următoarelor moduri de rupere:
-Rezistența la încovoiere după un plan de rupere paralel cu rosturile orizontale (f x1)
-Rezistența la încovoiere după un plan de rupere perpendicular pe rosturile orizontale (f x2)
Pentru zidărie cu mortar de utilizare general ărezistentele se vor nota cu f xk1, fxk2in N/mm2iarîn
cazulîncare nu sunt declarate de către producător pentru zidărie din argil ăarsăcu goluri verticale
și mortar de la M 5-> M16, fxk1= 0.24 N/mm2iar fxk2= 0.48 N/mm2
P100-1/2013:
CR6/2013:
Conform P100 -1/2013
fxk1≥ 0,15N/mm2
fxk2 ≥ 0,3N/mm2
Conform CR6/2013
fxk1≥ 0,18N/mm2
fxk2 ≥ 0,36N/mm2
fxk1 = 0,24N/mm2 (se verifică )
fxk2 = 0,48N/mm2 (se verifică )

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
652.4.3.7.4. REZISTEN ȚA UNITARĂ CARACTERISTICĂ DE ANCORARE A
ARMĂTURILOR ÎN BETONUL ELEMENTELOR DE CONFINARE
Conform tabelului extras din CR6/2013, rezisten ța caracteristică de ancorare prin aderență a
armăturii înglobate în beton în cazul acestei structuri are valoarea de f bok= 3 N/mm2.
2.4.3.8.CALCULUL VALORILOR DE PROIECTARE ALE PROPRIETĂ ȚILOR DE
REZISTEN ȚĂALE ZIDĂRIEI
Valorile se ob țin prin împărțirea valorilor caracteristice la γM, coeficient supraunitar par țial de
siguranță. Acest coeficient se alege in funcție de gruparea de încărcări fundamentale sau seismice,
în funcție de starea limita ultim ăsau deserviciu,în funcție de calitatea elementului pentru zidărie și
a mortarului, controlul execu ției.
SLS
γM= 1,5cls de imp I si II
γM= 1cls de imp III si IV
Pentru mortar categoria I, pentru uz
general, in GF:
SLU γM= 2,2
SLS γM= 1
Pentru mortar categoria I, pentru uz
general, in GF:
SLU γM= 1,9

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
662.4.3.8.1. REZISTEN ȚA UNITARĂ DE PROIECTARE LA COMPRESIUNE
Perpendicular pe planul rosturilor orizontale
fd=fk'/γM
GFSLU 2,82N/mm2
SLS 6,20N/mm2
GS SLU 3,26N/mm2
Pe direcție paralelă cu rosturile orizontale
fdh=fkh'/γM
GFSLU 0,53N/mm2
SLS 1,17N/mm2
GS SLU 0,62N/mm2
2.4.3.8.2. REZISTEN ȚA UNITARĂ DE PROIECTARE LA FORFECARE
Rezistența unitară de proiectare la lunecare in rost orizontal:
fvdl=fvk0/γM+0,4*σ D
GFSLU fvdl=(fvk0/γM+0,4*σ D)-25% γM=2,2
SLS fvdl=(fvk0/γM+0,4*σ D)-25% γM=1
GS SLU fvdl=(fvk0/γM+0,4*σ D)-25% γM=1,9
Rezistența unitară de proiectare la cedare pe secțiuni înclinate :
fvdi=fvki/γM
GFSLU fvdi=fvki/γM-25% γM=2,2
SLS fvdi=fvki/γM-25% γM=1
GS SLU fvdi=fvki/γM-25% γM=1,9

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
672.4.3.8.3. REZISTEN ȚA UNITARĂ DE PROIECTARE LA ÎNCOVOIERE,
PERPENDICULAR PE PLANUL ZIDĂRIEI
fxd1=fxk1/γM
GFSLU fxd1=fxk1/γM-25% 0,082 N/mm2
SLS fxd1=fxk1/γM-25% 0,180 N/mm2
GS SLU fxd1=fxk1/γM-25% 0,095 N/mm2
fxd2=fxk2/γM
GFSLU fxd2=fxk2/γM-25% 0,164 N/mm2
SLS fxd2=fxk2/γM-25% 0,360 N/mm2
GS SLU fxd2=fxk2/γM-25% 0,189 N/mm2
2.4.3. 9. CALCULUL VALORILOR PROPRIETĂ ȚILOR FIZICE ȘI DE
DEFORMABILITATE ALE ZIDĂRIEI
2.4.3.9.1. MODULUL DE ELASTICITATE AL ZIDĂRIEI
-Longitudinal: E z= 1000*f k(pentru zidărie simpla)
-Longitudinal: E zc= (Ez*Iz+ EB*IB)/( Iz+ IB)(pentru zidărie confinata)
E = modul de elasticitate
I = moment de iner ție = (L perete-bperete)*t3/12 mm4
Eb= 29000N*mm, conform EC 2, tabel 3.1.
-Longitudinal de lunga durata: E zc ld= Ezc/2
-Transversal: G zc= 0.4*E zc
Φinfinit= (0,5÷1,5 ) = 1 , conform CR6/2013, tabelul 4.9.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
68

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
692.4.3.9.2.RELAȚIA EFORT UNITAR -DEFORMA ȚIE SPECIFICĂ
Conform CR6/2013, pentru calculul rezisten ței si al rigidității tuturor elementelor de construcție din
zidărie, pentru toate situa țiile de proiectare, se folosesc următoarele tipuri de relații "efort unitar –
deformație specific ăσ-ε" care schematizeaz ăcomportarea real ăa zidăriei (valori caracteristice -fk
si valori de proiectare -fd):
a. liniar ă
b. liniar-dreptunghiular ă
c. parabolic –dreptunghiular ă
Deoarece aceste informa ții nu sunt date de către producător și nu sunt cunoscute încercările de pe
zidărie, se vor considera următoarele :
-schema va fi de tip liniar
-sunt alese valorilemodulilor de elasticitate reduse cu 25%
-deformația specifică ultimă εmu= 1,60 ‰, la elemente din argilă arsă cu goluri verticale, grupa 2
fk= 6,20 N/mm2
fd=2,82 N/mm2SLUGF6,20 N/mm2SLS
3,26 N/mm2SLU GS
εmu= 1,6 ‰
Graficul "efort unitar -deformație specifică σ-ε" pentru zid ăria solicitată la compresiune axiala,
comportare liniară εmu=εm1 :
2.4.3.9.3.FACTORUL DE COMPORTARE
Conform Tabel 8.10 din P100 -1/2013, q=2.5*α u/ α1
αu/ α1=1.25, pentru clădiri cu mai multe niveluri
q=2,45 –factor de comportare

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
702.4.3.10. CALC ULUL PEREȚILOR DIN ZIDĂRIE LA ÎNCĂRCĂRI
PERPENDICULARE PE PLAN
Categoriile de încărcări perpendiculare pe planul pere ților sunt date in CR6/2013:
-acțiunea cutremurului, pentru toți pereții;
-presiunea vântului, pentru pere ții exteriori din suprastructur ă;
-împingerea pământului, pentru pere ții de contur de la subsol;
-forțele laterale (împingeri) transmise de alte parți de structur ă(bolți, arce, sau șarpante);
-încărcările de ex ploatare (mobilier sau echipamente / instala ții suspendate pe console);
-împingerea oamenilor în spa ții aglomerate, etc.).
Conform CR6/2013, clădirile cu regularitate structural ă, Tip 1, se vor calcula cu dou ămodele
plane constituite, fiecare, din totali tatea pere țilorstructurali de pe una din direc țiile principale.
Fiecare model plan constituie un sistem elastic cu un grad de liberate dinamic ăla fiecare nivel
(deplasare de transla ție în planul pereților). Calculul cu modele plane poate fi folosit și pentru
clădirilecuperețistructurali din zidăriecare nu satisfac criteriile de regularitate în plan dar care
satisfaccondițiilesuplimentare din P 100 -1/2013, iar daca nu au regularitate structural ănici în
plan nici în elevație,clădirilevor fi modelat e ca sisteme elastice cu trei grade de libertate dinamic ă
(douatranslațiiorizontale si o rotire în jurul axei verticale) pentru fiecare nivel.
2.4.3.10.1. CALCULUL FOR ȚELOR SEISMICE ORIZONTALE PRIN METODA
FORȚELOR SEISMICE STATICE ECHIVELENTE
Calculul s eismic se va face cu metode de calcul static liniar, conform tabelului 4.1. din P100 -1/2013.
Distribuția forței tăietoare de bază pe înălțimea clădirii și efectele torsiunii de ansamblu vor fi
calculate conform capitolului 4 din P 100 -1/2013.
Forța tăietoa re de bază se calculează cu rela ția:
, unde:
β0=2,50 –ordonata maximă a spectrului de raspuns pentru perioada de colt T c= 0,7s
λ=0,85 –factor de corec ție pentru clădiri ≥P+2E
η=0,88 –factor de reducere corespunzător frac țiunii din amortizarea critică ζ = 8%
γic=1,00 –factor de importan ță pentru construcții situate in clasa a III -a de importan ță
q = 2,45 –factor de comportare
Fb= 11593,10 daN
Rigiditatea relativă de nivel a pere ților strucutrali se calculeaza cu relația:
1. Perete în consol ă
Ri= Ezc*t /[λ*(3+4*λ2)]
2. Spalet dublu încastrat
Ri= Ezc*t /[λ*(3+λ2)]
t=0,30m–grosimea zidăriei
λ=Hmontant(spalet)/l s
ls= lungimea montantului

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
71Factorul de distribu ție se determină cu relația :
ρvi=Ri/ΣRi
DirectieDenumire
montantLungime
(m)Grosime
(mm)Ezc
(N/mm2)Ri(N/mm) λ ρvi
LONGITUDINALML1 1,5 300 8068,471 232572,077 1,7330,008
ML2 1,6 300 7854,697 257081,070 1,6250,009
ML3 1,5 300 8068,471 232572,077 1,7330,008
ML4 1,6 300 7854,697 257081,070 1,6250,009
ML5 1,5 300 8068,471 232572,077 1,7330,008
ML6 1,6 300 7854,697 257081,070 1,6250,009
ML7 3,3 300 7757,527 815804,785 0,7880,029
ML8 4,4 300 6980,167 1058105,012 0,5910,038
ML9 4,4 300 6980,167 1058105,012 0,5910,038
ML10 4,4 300 6980,167 1058105,012 0,5910,038
ML11 4,3 300 7034,402 1037004,513 0,6050,037
ML12 4,3 300 7034,402 1037004,513 0,6050,037
ML13 6,4 300 7053,045 1645604,461 0,4060,059
ML14 7,5 300 6700,318 1858340,301 0,3470,066
ML15 3,6 300 7498,407 884461,216 0,7220,032
ML16 5,5 300 6513,752 1282383,784 0,4730,046
ML17 3,6 300 7498,407 884461,216 0,7220,032
ML18 3,6 300 7498,407 884461,216 0,7220,032
TRANSVERSALMT1 6,7 300 6945,360 1704219,594 0,3880,061
MT2 6,4 300 7053,045 1645604,461 0,4060,059
MT3 6,4 300 7053,045 1645604,461 0,4060,059
MT4 6,4 300 7053,045 1645604,461 0,4060,059
MT5 2,1 300 7091,219 379065,172 1,2380,014
MT6 1,5 300 8068,471 232572,077 1,7330,008
MT7 5,8 300 7301,833 1526612,332 0,4480,055
MT8 5,6 300 7396,610 1486318,478 0,4640,053
MT9 2,8 300 8312,784 695364,671 0,9290,025
MT10 4,3 300 7034,402 1037004,513 0,6050,037
MT11 4,2 300 7091,219 1015752,385 0,6190,036
∑ 27986523,089
Calculul pozi ției centrului de greutate:
xG= (Acorp 1*x1+ Acorp 2*x2+ … + A corp n*xn)/(A1+ … + A n)= 10,85 m
yG= (Acorp 1*y1+ Acorp 2*y2+ … + A corp n*yn)/(A1+ … + A n)= 6,85 m
Clădirease împarte în forme geometrice simple.
A = suprafa ța construită
Se alegsistemele de axe
Centrele de greutate sunt la intersec ții de diagonale
Peretele despăr țitor se ia o singura data, pentru un singur corp.

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
72Calculul pozi ției centrului de rigiditate:
xR=∑xi*Ri/∑Rx= 6,69 m
yR=∑yi*Ri/∑Ry= 3,20 m

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
732.4.3.10.2. CALCULUL MOMENTULUI DE INER ȚIE DE TORSIUNE
Calculul momentului de iner țiede torsiune se calculează cu rela ția:
Ic=∑[Rx(xR-xi)2] +∑[ Ry(yR-yi)2]= 2299847668077,17 N*mm
Denumire
montantRi (N/mm) x (m)y (m) xR yR Ri*(xR-x)^2 Ri*(yR-y)^2
ML1 232572,08 3,05
6686,56 3200,335255659,74
ML2 257081,07 5,3 1133375276,42
ML3 232572,08 8,35 6167611409,40
ML4 257081,07 10,6 14076518085,63
ML5 232572,08 13,65 25395866466,98
ML6 257081,07 15,9 41462475401,97
ML7 815804,79 19,85 226150579128,47
ML8 1058105,01 3,5 95022437,35
ML9 1058105,01 8,8 33178306923,57
ML10 1058105,01 14,1 125705930971,18
ML11 1037004,51 30,35 764380988317,21
ML12 1037004,51 2,15 1144008071,79
ML13 1645604,46 18,3 375198059381,59
ML14 1858340,30 10,35 94994332285,69
ML15 884461,22 4,1 715894273,86
ML16 1282383,78 9,35 48497814695,82
ML17 884461,22 14,6 114938000640,51
ML18 884461,22 19,7 240785043824,05
MT1 1704219,59 10,15 20442879084,15
MT2 1645604,46 10,3 21486628346,57
MT3 1645604,46 10,3 21486628346,57
MT4 1645604,46 10,3 21486628346,57
MT5 379065,17 10,85 6570818591,42
MT6 232572,08 7,55 173391015,01
MT7 1526612,33 2,9 21888569649,17
MT8 1486318,48 2,8 22451304940,65
MT9 695364,67 1,4 19433820510,72
MT10 1037004,51 2,15 21341899600,01
MT11 1015752,39 3,7 9060016395,11
∑27986523,09 185822584825,93 2114025083251,24

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
742.4.3.10.3. CALCULUL EXCENTRICITĂ ȚILOR STRUCTURALE ȘI ACCIDENTALE
Se calculează excentricitatea structural ăsi excentricitatea accidental ă:
-Excentricitatea structural ăse notează cu „e o” => e oxeoy
eox= | xR-xG|= 4,16 m
eoy= | yR-yG|= 3,65 m
-Excentricitatea accidental ăse notează cu „e a” => e axeay
eox= ± 0.005*L i= 0,685 m
eoy= ± 0.005*L i= 1,085 m
Li= dimensiunea plan șeului perpendicular pe direcția acțiunii seismice
-Excentricitatea din alc ătuireastructural ăse notează cu e ic
Eic= (N1*d1+ N2*d2)/(N1+N2) = 0
Mty,max= Fb*ey,max
Mty,max= Fb*ey,max
Mtx,max= Fb*ex,max
Mtx,max= Fb*ex,max
Excentricitatea totală Momente de torsiune
ex,max= 4,85mMtx,max = 56208,5083 daN*m
ex,min= 3,48mMtx,min = 40325,9601 daN*m
ey,max= 4,73mMty,max = 54889,5507 daN*m
ey,min= 2,56mMty,min = 29732,5216 daN*m
2.4.3.10.4.REPARTI ȚIA FORȚEI TĂIETOARE
∆FiT= (XR–Xi)× Ri*ζ–valorile componentelor din mis șcarea de translație
ζmax=M t(val max)/J
ζmin=M t(val min)/J
Fi= ρvi*Fb
MEb=Fb*mp*zp2/[mp*zp+me*(zp+ze)]+Fb*me*(zp+ze)2/[mp*(zp+ze)+me*(zp+ze)]= 40550,90 daN*m
zp=ze=2,6 m
me= 396062,24 daN
mp= 379416,80 daN
Med1=fxk1/fxk2*W* μ*lw2
Med1= fxk1/fxk2*W*lw2

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
75

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
76Excentricită țile din forțele tăietoare orizontale perpendiculare pe plan :
Excentricitatea provenit ădin momentul încovoietor maxim M hm(i)dat deforțeleorizontale
perpendiculare pe plan.
ehm(i)= Mhm(i)/(N1+ ΣN2), unde:
N1-încărcarea transmis ăde peretele de la etajul superior;
N2-sumareacțiunilorplanșeelorcare reazemăpe peretele care se verific ă.
ehi= Med1/( N1+ΣN2)
ei= ehi+ei0+ea≥ 0,05*t –excentricitatea de calcul în report cu planul median al peretelui
emt= 2*ei0/3+ehm+ea)
Φi= 1-2*ei/t–constanta de reducere a rezisten ței însecțiunile de la extremită ți
Nrd= Φi*t*fd
Φm–constanta de reducere a rezisten ței în secțiunea de la mijlocul peretelui, valoare preluată din
P100-1/2013, în func ție de articolul 8.5.2.
Nrd’= Φm*t*fd

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
772.4.3.10.5.REZISTEN ȚA LA COMPRESIUNE ȘI ÎNCOVOIERE A PEREȚILOR
Rezistențade proiectare la încovoiere (M Rd), asociat ăforțeiaxiale de proiectare (N Ed), pentru un
perete din zidărieconfinat ăde form ăoarecare, va fi calculat ăprinînsumarea rezistențeide proiectare
la încovoiere a secțiuniiideale din zidărienearmat ăMRd(zna,i) cu rezistențade proiectare la
încovoiere corespunzătoare armăturilor din stâlpi șoriide la extremită țiMRd(AS)calculat ăconform
CR6/2013.
MRd= MRd(zna,i) + M Rd(AS)
Momentul încovoietor de proiectare al secțiuniiidealedinzidărienearmat ăse va calcula cu relația:
MRd(zna,i) = N Ed*yzci,unde:
yzci-distanțade la centrul de greutate al peretelui pânăla centrul de greutate al zonei comprimate a
secțiuniiideale din zidărie.
yzci=lw/2-NEd/0.75*fd*2*t
Aria comprimat ăasecțiuniiideale din zidăriese vacalcula cu relația:
Azc=NEd/0.75fd
Rezistențade proiectare la încovoiere dat ădearmăturilestâlpi șorilorMRd(AS) se va calcula cu
relația:
MRd(AS)=l S*AS*f yd
lS-distanțaîntre centrele de greutate ale celor doi stâlpi șoride la extremită ți;
AS-cea mai mic ădintre ariile de armare ale celor doi stâlpi șori;
As=4Ø14=616mm2
fyd-rezistenta de proiectare a arm ăturii dinstâlpi șori.
fyd=300N/mm2(PC52)
S-aucalculat valorile for țeităietoare asociat ăcedăriiprin compresiune excentric ă(VEdu)folosind
relația
VEdu=MRd/ME*VE
ME/VE= 0,18 m-1

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
78Denumire
montantAzc (mm2)Yzc
(mm)Mrd
zna,i
(kN*m)Mrd AS
(kN*m)Mrd
(kN*m)Vedu
(daN)
ML1 38275,765 743,621 69,630 221,760 291,390 5327,056
ML2 28991,579 795,168 56,396 240,240 296,636 5422,969
ML3 38275,765 743,621 69,630 221,760 291,390 5327,056
ML4 28991,579 795,168 56,396 240,240 296,636 5422,969
ML5 38275,765 743,621 69,630 221,760 291,390 5327,056
ML6 28991,579 795,168 56,396 240,240 296,636 5422,969
ML7 61452,190 1639,758 246,512 554,400 800,912 14641,900
ML8 88624,970 2185,229 473,777 757,680 1231,457 22512,923
ML9 88687,207 2185,219 474,107 757,680 1231,787 22518,965
ML10 88687,207 2185,219 474,107 757,680 1231,787 22518,965
ML11 84652,525 2135,891 442,323 739,200 1181,523 21600,061
ML12 84652,525 2135,891 442,323 739,200 1181,523 21600,061
ML13 120679,849 3179,887 938,787 1127,280 2066,067 37770,883
ML14 181460,988 3719,757 1651,272 1330,560 2981,832 54512,466
ML15 64967,434 1789,172 284,360 609,840 894,200 16347,351
ML16 82905,123 2736,182 554,942 960,960 1515,902 27713,008
ML17 55133,877 1790,811 241,540 609,840 851,380 15564,534
ML18 68857,290 1788,524 301,277 609,840 911,117 16656,611
MT1 110938,462 3331,510 904,158 1182,720 2086,878 38151,326
MT2 132100,467 3177,983 1027,015 1127,280 2154,295 39383,820
MT3 132100,467 3177,983 1027,015 1127,280 2154,295 39383,820
MT4 132100,467 3177,983 1027,015 1127,280 2154,295 39383,820
MT5 50409,744 1041,598 128,450 332,640 461,090 8429,441
MT6 28566,684 745,239 52,081 221,760 273,841 5006,227
MT7 93935,570 2884,344 662,824 1016,400 1679,224 30698,785
MT8 113328,591 2781,112 771,043 979,440 1750,483 32001,522
MT9 46102,201 1392,316 157,029 462,000 619,029 11316,804
MT10 84808,119 2135,865 443,131 739,200 1182,331 21614,826
MT11 73787,255 2087,702 376,852 720,720 1097,572 20065,299
2.4.3.10.6.REZISTEN ȚA DE PROIECTARE LA FORȚĂ TĂIETOARE A PEREȚILOR
Rezistența de proiectare la forță tăietoare (V rd) este egală cu minimul dintre urmatoarele valori :
-cedarea prin lunecare în rost orizontal (V rdl)
-cedarea pe sec țiune înclinată din eforturi principale de întindere în lungul diagonalei comprimate
(Vrdi)
VRdl= VRd1+ VRd2+ VRsc
VRd1–rezistența de proiectare la lunecare în rost orizontal a panoului din zidărie simplă corectată
VRd2–rezistența de proiectare la forfecare corespunzatoare armaturii din stâlpișorul de la
extremitatea comprimată a peretelui
VRsc–rezistența de proiectare la forfecare a stâlpi șorului comprimat

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
79Vrd1= fvdl*t*lc
VRd2=λc*Aasc*fyd
VRdl* =1/γM*fvko*t*lad+0.4*N Ed
NEd*= NEd+0,8*V Ed*hpan/lpan
Aasc-aria arm ăturii dinstâlpi șorulde la extremitatea comprimat ă;
fyd-rezistențade proiectare a arm ăturii dinstâlpi șorulcomprimat ;
λc-factorul de participare al arm ăturii prin efectul de dorn luate din normativ.
Pentru arm ătura longitudinal ădin bare Ø14 f yd=300 N/mm2și etrieri Ø8 f yd=210 N/mm2s-a luat
λc= 0,35, conform CR6/2013, tabelul 6.3
Pentru 4Ø14 -As=612mm2;
VRd2= 0.35*612*300 = 6426 daN
VRsc=Absc*fcvd,unde:
Absc-aria betonului din stâlpi șorul de la extremitatea comprimat ă=0,30*0,30=0,09m2
fcvd–rezitențaunitară de proiectare la forfecare a betonului din stâlpi șorul comprimate =13,5 daN/m2

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
80Rezistența de cedare pe secțiune inclinată :
Se va calcula prin însumarea rezisten ței de proiectare la cedare pe secțiune înclinată a panoului din
zidărie (V rdi*), rezistența de proiectare la forfecare corespunzătoare armăturii din stâlpișorul de la
extremitatea comprimată a peretelui (V rd2)și rezistența de proiectare la forfecare a betonului din
stâlpi șorul comprimat (V rsc).Vrdi* = Aw/b*fvdi
b-coeficient de corecțiecareține seama de raportul dimensiunilor panoului din zidăriecu valorile:
-b= 1,0 pentru h/l w< 1.0
-b = h/l wpentru 1,0 < h/l w< 1,5;pentru valori diferite ale raportului h/l w, b=1,5
Înălțimeapanoului din zidăriese va lua:
-h = htotpentruperețiicare lucreazăîn consol ă
-h = hsppentru șpaleții care pot fi considera țidubluîncastrațilaextremită ți
Denumire
montantLungime
(m)bfvdi in GS
(N/mm2)Vrdi*
(daN)Vrdi (daN)
ML1 1,5
1,50,103 0,207 18576,207
ML2 1,6 0,094 0,189 18576,189
ML3 1,5 0,103 0,207 18576,207
ML4 1,6 0,094 0,189 18576,189
ML5 1,5 0,103 0,207 18576,207
ML6 1,6 0,094 0,189 18576,189
ML7 3,3 0,095 0,190 18576,190
ML8 4,4 0,097 0,193 18576,193
ML9 4,4 0,097 0,193 18576,193
ML10 4,4 0,097 0,193 18576,193
ML11 4,3 0,096 0,192 18576,192
ML12 4,3 0,096 0,192 18576,192
ML13 6,4 0,095 0,190 18576,190
ML14 7,5 0,101 0,203 18576,203
ML15 3,6 0,094 0,188 18576,188
ML16 5,5 0,090 0,180 18576,180
ML17 3,6 0,091 0,181 18576,181
ML18 3,6 0,095 0,191 18576,191
MT1 6,7 0,092 0,184 18576,184
MT2 6,4 0,097 0,194 18576,194
MT3 6,4 0,097 0,194 18576,194
MT4 6,4 0,097 0,194 18576,194
MT5 2,1 0,101 0,203 18576,203
MT6 1,5 0,096 0,191 18576,191
MT7 5,8 0,092 0,183 18576,183
MT8 5,6 0,097 0,193 18576,193
MT9 2,8 0,092 0,184 18576,184
MT10 4,3 0,096 0,192 18576,192
MT11 4,2 0,093 0,187 18576,187

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
81Rezistența la forța de lunecare verticală asociată încovoierii peretelui :
VLhd=het*tL*fvk0/γM, unde:
het-înălțimeaetajului;
tL-grosimea peretelui în secțiuneaîn care se calculează rezistențaperetelui;
fvko-rezistențacaracteristic ăla forfecare a zidărieisub efort de compresiune egal cu zero;
γM-coeficientul de siguranțăpentru material stabilit conform grupăriideîncărcări.
Rezistența de proiectare a pereților supuși la încovoiere perpendicular pe planul median:
MRxd1=Ww*(fxd1+d)
MRxd2=Ww*fxd2
Ww= 1000*t2/6–modulul de rezisten ță al peretelui
Denumire
montantVlhd (daN)Mrxd1
(kN*m)Mrxd2
(kN*m)
ML1 13260,000 4,620
2,842ML2 13260,000 3,712
ML3 13260,000 4,620
ML4 13260,000 3,712
ML5 13260,000 4,620
ML6 13260,000 3,712
ML7 13260,000 3,752
ML8 13260,000 3,933
ML9 13260,000 3,935
ML10 13260,000 3,935
ML11 13260,000 3,877
ML12 13260,000 3,877
ML13 13260,000 3,771
ML14 13260,000 4,422
ML15 13260,000 3,680
ML16 13260,000 3,310
ML17 13260,000 3,346
ML18 13260,000 3,812
MT1 13260,000 3,489
MT2 13260,000 3,989
MT3 13260,000 3,989
MT4 13260,000 3,989
MT5 13260,000 4,422
MT6 13260,000 3,828
MT7 13260,000 3,446
MT8 13260,000 3,941
MT9 13260,000 3,492
MT10 13260,000 3,882
MT11 13260,000 3,619

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
822.4.3.11.VERIFICAREA PERE ȚILOR DE ZIDĂRIE CONFINATĂ SOLICITA ȚI LA
DIFERITE TIPURI DE ÎNCĂRCĂRI
Denumire
montantNrd>=Ned Mrd>=Meb Vrd>=Ved Vrd>=1,25*Vedu
ML1 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML2 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML3 se verifică se verifică severifică se verifică
ML4 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML5 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML6 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML7 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML8 severifică se verifică se verifică se verifică
ML9 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML10 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML11 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML12 se verifică se verifică se verifică severifică
ML13 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML14 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML15 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML16 se verifică se verifică se verifică se verifică
ML17 se verifică severifică se verifică se verifică
ML18 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT1 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT2 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT3 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT4 severifică se verifică se verifică se verifică
MT5 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT6 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT7 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT8 se verifică se verifică se verifică severifică
MT9 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT10 se verifică se verifică se verifică se verifică
MT11 se verifică se verifică se verifică se verifică

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
832.4.4. CALCULUL ȘI DIMENSIONAREA FUNDAȚIEI
Calculul predimensionării este adaptat conform cerin țelor din NP 112 -2014 –“Normativ pentru
proiectarea funda țiilor de suprafață ”.
Determinarea lă țimii fundației :
Se va determina lă țimea fiecărei fundații continue de beton, calculul reducându -se la suprafa ța de
contact cu terenul și la capacitatea portantă a acestuia.
Fundațiile vor urmări linia axelor pe care sunt așezați montanții. Astfel, va exista un sistem uniform de
fundații dispus ortogonal sub stâlpișori și pereții din zidărie de cărămidă.
Lățimea va fi cal culată cu rela ția:
b = csig*(qplacă*nplăci+qzăpadă)*Afm/Pconv(cm)
csig–coeficient de siguran ță ce ține cont de greutatea proprie a fundației și de neuniformitățile de
încărcare pe grinda de fundare
csig= 1,3
Afm–aria medie de placă aferentă unui metr u liniar de grindă
Afm= Aff/Lgr
Aff–Aria aferentă funda ției calculate, specifică fiecărui ax
Lgr–lungimea totală a grinzii de fundare
nplăci–numarul de plăci de peste funda ție
Pconv–presiunea conven țională
Pconv= 350 kPa
Conform studiului geotehnic, Pconv.s-a calculat în func ție de cerințele din STAS 3300/2/85 și este
valabilă pentru Df = 2.7 m și B talpă= 1.0 m. Pentru alte lățimi ale tălpii fundației sau alte adâncimi de
fundare Pconv se calculează conform STAS 3300/2/85 pct. B2 .Conform hăr ților geologice, construcția
este amplasată intr -o zonă cu componente de pietri ș și nisip provenite de la râurile din apropiere.
Componentele sunt acoperite de un sol coeziv. Adâncimea de îngheț, dată de studiul geotehnic, conform
STAS 6054/77 , este de0,90 mde la CTN.
AxB (cm) csigAfm(m)Aff(m2)Lgr(m)qpl
(daN/m2)qs
(daN/m2)Pconv
(kPa)
Ax A 15,42 1,30 1,02 13,47 13,20 3972,00 96,00 350
Ax B 30,84 1,30 2,04 26,94 13,20 3972,00 96,00 350
Ax C 30,84 1,30 2,04 26,94 13,20 3972,00 96,00 350
Ax D 30,84 1,30 2,04 26,94 13,20 3972,00 96,00 350
Ax E 15,42 1,30 1,02 13,47 13,20 3972,00 96,00 350
Ax 1 20,01 1,30 1,32 28,08 21,20 3972,00 96,00 350
Ax 2 31,30 1,30 2,07 43,92 21,20 3972,00 96,00 350
Ax 3 28,28 1,30 1,87 39,68 21,20 3972,00 96,00 350
Ax 4 31,42 1,30 2,08 44,08 21,20 3972,00 96,00 350
Ax 5 16,99 1,30 1,12 23,84 21,20 3972,00 96,00 350
bmin= 45 cm, conform NP 112 -2004 => b = 0,45 m

Nume student: Popa Andreea -Ramona
Nume proiect: Construire complex turistic pensiune D+P+3E
84Sub grinda de fundare se va turna un beton de egalizare de clasă minimă C 4/5, astfel încât montarea
armăturilor să nu se facă direct pe pământ.
Determinarea înăl țimii totale a grinzii :
Hc=1
3÷1
6*L0=1
3÷1
6*4 = 1,00 m
Hc–înălțimea fundației
L0–distanța maximă între stâlpișori
Determinarea tălpii de fundare :
Ht=1
2÷1
3*Hc=1
3÷1
6*4 = 0,4 m
Hb= Hc-Ht= 0.6 m
Ht-înălțimea tălpii de fundare
Hb-înălțimea grinzii de fundare
Verificare :
ΣN–suma tuturor eforturilor axiale din montanți = 1661,57 kN/m
Gfundație–încărcarea din greutatea proprie a funda ției
Gpământ –încărcarea din greutatea pământului de pe consola tălpii funda ției
γbeton= 25 kN/m3
γpământ= 18 kN/m3
L = 21,7 m, B = 1,60 m
Gfundație=[Ht*B+(H c-Ht)*b]*L* γbeton*1.35 = 666,46 kN
Gpământ=(Hc-Ht)*(B-b)*L* γbeton*1.35 = 363,84 kN
Ntotal=ΣN+Gfundație+Gpământ= 2691,87 kN
Pef= Ntotal/(L*B) = 77,53 ≤ Pconv(se verifică)