Casa Familiala Dp+p+e

LUCRAREA DE DIPLOMĂ

Casă familială Dp+P+E

BORDEROU

PIESE SCRISE:

Foaie de capăt

Declaratie de autenticitate a lucrarii de finalizare a studiilor

Tema proiectului

Borderou

Memoriu de rezistență

Breviar de calcul

1.Calculul sarpantei de lemn

2.Calculul planseului de beton armat de peste parter

3.Calculul grinzilor

4.Calculul scarii

5.Calculul zidariei

6.Calculul fundatiilor

7.Calcul higrotermic

8.Elemente de calcul economic

9.Program de control al calității executiei lucrarilor

10.Tehnologie si organizare

11.Standarde si normative folosite

12.Bibliografie

PIESE DESENATE:

• ARHITECTURĂ

A1. Plan demisol

A2. Plan parter

A3. Plan etaj

A4. Plan invelitoare

A5. Sectiunea A-A

A6. Sectiunea B-B

A7. Fatada NE

A8. Fatada NV

A9. Fatada SE

A10. Fatada SV

• REZISTENȚĂ

R1. Plan fundații

R2. Detalii fundații

R3. Plan cofraj planșeu peste demisol

R4. Plan armare planșeu peste demisol

R5. Detalii centuri planșeu peste demisol

R6. Plan cofraj planșeu peste parter

R7. Plan armare planșeu peste parter

R8. Detalii centuri planșeu peste parter

R9. Armare grinzi planșeu peste parter

R10. Plan cofraj planșeu peste etaj

R11. Plan armare planșeu peste etaj

R12. Detalii centuri planșeu peste etaj

R13. Armare scări

R14. Armare stâlpi și stâlpișori

R15. Plan șarpantă peste parter și peste etaj; Secțiunea A-A

• TEHNOLOGIE

1. Plan organizare de șantier

MEMORIU TEHNIC JUSTIFICATIV DE REZISTENTA

Prezentul proiect cuprinde documentatia tehnica pentru pentru structura de rezistenta la lucrarea

„ Casa familiala Dp+P+E” ce urmeaza a se construi la adresa: ORADEA, STR. CONSTRUCTORILOR, NR.6.

Pe verticala, constructia este structurata pe trei niveluri: demisol partial, parter si etaj.

Structura de rezistenta este realizata din pereti portanti de zidarie din corpuri ceramice cu goluri verticale cu grosime de 30 cm la exterior si 25 cm la interior, intarita cu stalpisori si centuri de beton armat.

Intreaga constructie se va imbraca in polistiren cu grosime de minim 10cm.

Fundatia constructiei este o fundatie continua sub peretii de zidarie respectiv sub elevatiile demisolului. Fundarea se va executa conform studiului geotehnic nr. 96/2010 intocmit de S.C. GEOTEHNICUM SRL. ORADEA. Conform acestui studiu fundarea se va face pe stratul de praf cafeniu galbui, plastic vartos. Pentru acest teren valoarea de baza a presiunii conventionale s-a luat in calcul Pconv=300KPa.

Elevatiile exterioare ale demisolului se vor executa din beton simplu clasa C16/20 iar peretii de la interior ai demisolului se vor realiza tot din zidarie din corpuri ceramice cu goluri verticale, cu grosime de 25 cm

La partea superioara a elevatiei, la partea superioara a blocului de fundare s-au prevazut centuri din beton armat.

Pentru prevenirea degradarii fundatiilor se recomanda urmtoarele: se vor lua toate masurile necesare pentru scurgerea si îndepartarea apei din vecinatatea cladirii, prin nivelarea terenului, executarea de rigole etc.; apele meteorice trebuie evacuate cât mai departe de constructie, prin rigole speciale prevazute în acest scop; se recomanda utilizarea burlanelor care conduc apa în conditii mai bune; trotuarul din jurul constructiei va avea o panta de 5% spre exterior; acesta se aseaza pe un strat de 20 cm de pamânt stabilizat si se prevede la margine cu un pinten de 20×40 cm.

Masurile speciale ce trebuiesc luate în timpul executiei: executarea constructiei sa se faca pe cât posibil într-un anotimp în care nu sunt de asteptat variatii mari ale umiditatii pamântului si anume primavara sau toamna; locul ales pentru constructie sa fie bine curatat si nivelat înainte de începerea sapaturilor astfel ca sa nu se permita stagnarea apelor meteorice; turnarea fundatiilor sa se faca imediat dupa terminarea sapaturilor pentru a nu se modifica umiditatea terenului de fundare.

Inaintea turnarii betonului in fundatii se vor chema la fata locului proiectantul si geotehnicianul pentru atestarea cotei si naturii terenului de fundare.

Planseele de peste demisol, de peste parter și peste etaj se vor realiza din beton armat (clasa C16/20 si armatura PC52).

Sarpanta se va realiza din lemn ecarisat de brad. Imbinarile la sarpanta se vor realiza prin chertare cu cuie si scoabe. Ancorarea sarpantei de structura se va face ajutorul buloanelor M12 inglobate in centura de beton armat. Inainte de punerea in opera a materialului lemnos acesta se va trata ignifug si antiseptic cu materiale si de catre persoane atestate in domeniu. Pentru realizarea elementelor structurale ale sarpantei se va utiliza lemn de brad avand: clasa II de calitate pentru elementele incovoiate (grinzi si capriori); clasa II de calitate pentru elementele comprimate (popi, talpi, contrafise); clasa I de exploatare din punct de vedere al conditiilor de umiditate.

Toate materialele utilizate la realizarea constructiei vor fi insotite de certificate de conformitate, se vor efectua toate masurile si probele asupra calitatii lor, se va tine evidenta lor prin procese verbale ce vor insoti cartea tehnica a constructiei.

Beneficiarul are obligatia de a-l anunta pe proiectant asupra necesitatii vizitarii santierului ,cu minim doua zile inainte de efectuarea urmatoarelor lucrari. Vor fi aduse la cunostinta proiectantului toate neregulile semnalate si, impreuna cu acesta, se vor lua masurile optime pentru remedierea respectivelor abateri.

Pe timpul executiei lucrarilor se vor respecta toate normele de protectia muncii aflate in vigoare.

Din punct de vedere al Normativului P100-2013 constructia se gaseste in zona caracterizata de termeni de varf a acceleratiei terenului ag=0.15g si Tc=0.7 sec. Categoria de importanta este categoria D, iar clasa de importanta este clasa IV.

Orice modificare adusa prezentului proiect se va face doar cu acordul proiectantului pe baza de note sau dispozitii de santier elaborate de proiectant si insusite de executant si beneficiar pe baza unor procese verbale.

BREVIAR DE CALCUL

Breviarul de calcul cuprinde calculul static si de dimensionare a urmatoarelor elemente:

Sarpanta de lemn

Planseul de beton armat de peste subsol

Scara de acces de la parter la etaj

Peretii de zidarie

Fundatii

Calculul elementelor se efectuează prin metoda stărilor limită (starea limita ultima SLU si starea limita de exploatare normala SLEN). Se va adopta un procedeu de calcul simplificat, parcurgându-se, în general, următoarele etape:

– predimensionarea elementelor;

– evaluarea încãrcãrilor;

– calculul static al elementelor;

– calculul de dimensionare al elementelor:

– calculul armãturii de rezistențã (unde este cazul),

– calculul sectiunilor necesare (unde este cazul)

– verificarea prin comparatie cu rezistentele/deplasarile admisibile;

– detalierea elementelor.

In paralel, la unele elemente, se executa o verificare a calculului cu ajutorul programului Axis VM11.

CALCULUL SARPANTEI DE LEMN

1.1 Evaluarea incarcarilor

1.1.1. Evaluarea incarcarilor permanente

1.1.1.1. Greutate proprie acoperiș

1.1.1.2. Greutate proprie planșeu peste etaj:

1.1.2. Evaluarea incarcarilor variabile

1.1.2.1. Incarcarea din zapada

Evaluarea încărcării din zăpadă s-a făcut conform „Cod de proiectare. Evaluarea acțiunii zăpezii asupra construcțiilor”, indicativul CR1 – 1 – 3 -2005

Încărcarea din zăpadă este considerată ca acționând vertical pe proiecția orizontală a suprafeței acoperișului.

Valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe acoperiș Sk se determină cu relația:

Sk = μi x Ce x Ct x S0,k, unde:

μi = coeficientul de formă pentru încărcarea din zăpadă pe acoperiș; Valoarea coeficientului de formă pentru încărcarea din zăpadă μi se ia în funcție de panta α 23°) a acoperișului. Acoperișul clădirii este cu două pante, panta acoperișului se încadrează la 30°≤α ≤60°; astfel:

S0,k = valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe sol [kN / m2], în amplasament; S0,k se ia în funcție de zona geografică.

S0,k = 150 daN / m2

Ce = coeficientul de expunere al amplasamentului construcției; coeficientul de expunere Ce al amplasamentului construcției este funcție de condițiile de expunere ale construcției.

Tipul expunerii este Parțială – Ce = 1. În cazul expunerii parțiale, topografia terenului și prezența altor constrcuții sau a copacilor nu permito spulberare semnificativă a zăpezii de către vânt.

Ct = coeficientul termic.

Pentru acoperișuri cu termoizolații uzuale coeficientul termic Ct = 1.

Valoarea normată a încărcării din zăpadă: Zk = Sk = 0,8 x 1 x 1 x 150 = 120daN / m2

Valoarea de calcul a încărcării din zăpadă:

Cand zapada este actiunea variabila principala yZk= 100 x 1,5 = 150 daN / m2

Cand zapada este actiune variabila secundara ψo yZk = 0.7×1.5×100 = 105 daN / m2

1.1.2.2. Incarcarea din vant

Evaluarea încărcării din vânt s-a făcut conform „Cod de proiectare. Bazele proiectării și acțiuni asupra construcțiilor. Acțiunea vântului”, indicativ NP-082-04.

Presiunea vântului la înălțimea z deasupra terenului, pe suprafețele rigide exterioare sau interioare ale structurii se determină cu relația:

W(z) = qref x Ce(z) x Cp

unde:

qref = presiunea de referință a vântului;

Ce(z) = factorul deexpunere la înălțimea z deasupra terenului;

Cp = coeficient aerodinamic de presiune.

Presiunea de referință qref este presiunea vântului calculată din viteza de referință. Valoarea caracteristică a presiunii de referință a vantului, mediată pe 10min, având 50 ani interval mediu de recurență, pentru zona Oradea este: qref = 0,50kN / m2.

Factorul de expunere Ce(z) este produsul dintre factorul de rafală și factorul de rugozitate.

Valoarea coeficientului aerodinamic de presiune: Cp este data in tabelele de mai jos

wk(z) = qref·ce(z)·cp

qref = 0,4 KPa

ce(z) = cg(z)·cr(z) = 2,75·0,685 = 1,88

cg(z) = 1+g·2·I(z) = 1+3,5·2·0,25 = 2,75

g = 3,5

I(z)== = 0,25

= 2,35

z = 0,3 m

z = 12,9 m

cr(z) =

kr(z) = 0,22

wk(z)F = 0,4·1,88·0,5 = 0,376 KPa

wk(z)F = 0,4·1,88·(-1,5) = -1,128 KPa

wk(z)G = 0,4·1,88·0,7 = 0,526 KPa

wk(z)G = 0,4·1,88·(-1,5) = -1,128 KPa

wk(z)H = 0,4·1,88·0,4 = 0,300 KPa

wk(z)H = 0,4·1,88·(-0,2) = -0,150 KPa

wk(z)I = 0,4·1,88·(-0,4) = -0,300 KPa

wk(z)J = 0,4·1,88·(-1,2) = -0,900 KPa

wk(z)K = 0,4·1,88·(-0,5) = -0,376 KPa

wk(z)L = 0,4·1,88·(-2,0) = -1,500 KPa

wk(z)M = 0,4·1,88·(-1,2) = -0,900 KPa

wk(z)N = 0,4·1,88·(-0,2) = -0,150 Kpa

1.1.2.3. Incarcarea utila

Se considera incarcarea utila data de greutatea unui om concentrata pe acoperis

Uk = 100 daN

1.2 Caracteristici generale

Pentru executarea șarpantei se folosesc elemente din lemn ecarisat de rășinoase cu urmatoarele caracteristici:

– clasa de rezistență C 35

– clasa II de exploatare

Rezistențele caracteristice pentru lemnul masiv de rășinoase sunt:

– rezistența la încovoiere fm,k = 35 N/mm

– rezistența la întindere paralelă cu fibrele ft,0,k = 21 N/mm

– rezistența la întindere perpendiculară pe fibre ft,90,k = 0,4 N/mm

– rezistența la compresiune paralelă cu fibrele fc,0,k = 25 N/mm

– rezistența la compresiune perpendiculară pe fibre fc,90,k = 6 N/mm

– rezistența la forfecare fv,k = 3,4 N/mm²

Valorile modulului de elasticitate pentru lemnul de rășinoase sunt:

– modulul de elasticitate mediu paralel cu fibrele E0,med = 13000 N/mm

– modulul de elasticitate longitudinal caracteristic E0,05 = 8700 N/mm

1.3 Calculul sipcilor

1.3.1. Caracteristici generale

Dimensiunile secțiunii transversale ale șipcilor sunt:

b = 58 mm

h = 38 mm

Distanța dintre șipci este ds = 0,34 m

Deschiderea de calcul este dc = 0,75 m

Schema statică pentru calculul șipcilor se consideră o grindă simplu rezemată pe căpriori.

1.3.2. Determinarea caracteristicilor secțiunii transversale

Wy = = = 13,96 cm

Wz = = = 21,3 cm

Iy = = = 26,52 cm

Iz = = = 61,78 cm

A = 5,8·3,8 = 22,04 cm²

1.3.3. Determinarea acțiunilor

1.incarcarea utila data de greutatea unui om concentrata pe acoperis

Uk = 100 daN

1.2 Caracteristici generale

Pentru executarea șarpantei se folosesc elemente din lemn ecarisat de rășinoase cu urmatoarele caracteristici:

– clasa de rezistență C 35

– clasa II de exploatare

Rezistențele caracteristice pentru lemnul masiv de rășinoase sunt:

– rezistența la încovoiere fm,k = 35 N/mm

– rezistența la întindere paralelă cu fibrele ft,0,k = 21 N/mm

– rezistența la întindere perpendiculară pe fibre ft,90,k = 0,4 N/mm

– rezistența la compresiune paralelă cu fibrele fc,0,k = 25 N/mm

– rezistența la compresiune perpendiculară pe fibre fc,90,k = 6 N/mm

– rezistența la forfecare fv,k = 3,4 N/mm²

Valorile modulului de elasticitate pentru lemnul de rășinoase sunt:

– modulul de elasticitate mediu paralel cu fibrele E0,med = 13000 N/mm

– modulul de elasticitate longitudinal caracteristic E0,05 = 8700 N/mm

1.3 Calculul sipcilor

1.3.1. Caracteristici generale

Dimensiunile secțiunii transversale ale șipcilor sunt:

b = 58 mm

h = 38 mm

Distanța dintre șipci este ds = 0,34 m

Deschiderea de calcul este dc = 0,75 m

Schema statică pentru calculul șipcilor se consideră o grindă simplu rezemată pe căpriori.

1.3.2. Determinarea caracteristicilor secțiunii transversale

Wy = = = 13,96 cm

Wz = = = 21,3 cm

Iy = = = 26,52 cm

Iz = = = 61,78 cm

A = 5,8·3,8 = 22,04 cm²

1.3.3. Determinarea acțiunilor

1.3.3.1 Acțiunea permanentă

gk,s = gk·ds+gk,pr. = 0,5·0,34+0,011 = 0,181 KN/m

gk,pr. = ·b·h = 5·0,058·0,038 = 0,011 KN /m

gk,s,y = gk,s·sinα = 0,181·sin23º = 0,07 KN/m

gk,s,z = gk,s·cosα = 0,181·cos23º = 0,167 KN/m

Mgk,s,y = = = 4922 Nmm

Mgk,s,z = = = 11743Nmm

1.3.3.2 Acțiunea din zăpadă

sk,s,y = sk·ds·sinα·cosα = 2,4·0,34·sin23°·cos23º = 0,29 KN/m

sk,s,z = sk·ds·cosα = 2,4·0,34·cos23º = 0,75 KN/m

Msk,s,y = = = 20390.625 Nmm

Msk,s,z = = = 52734.375 Nmm

1.3.3.3. Acțiunea din vânt

wk,s,y = 0

wk,s,z = wk·ds = 1,5·0,34 = 0,510 KN/m

Mwk,s,y = 0

Mwk,s,z = = = 35859 Nmm

1.3.4. Calculul eforturilor in combinația fundamentală cu efectul cel mai defavorabil (permanenta + zapada )

Md,y = 1,35·Mg,k,s,y+1,5·Ms,k,s,y = 1,35·4922+1,5·20390 = 37229.7 Nmm

Md,z = 1,35·Mg,k,s,z+1,5·Ms,k,s,z = 1,35·11743+1,5·52734 = 94954.05 Nmm

1.3.5. Calculul la starea limită de rezistență. Verificarea la incovoiere

km·+ 1,0

+ km· 1,0

fm,d = kmod·

kmod =

kmod =

fm,d N/mm

km = 1

N/mm

N/mm

1.3.6. Calculul la starea limită de deformație. Verificarea la sageata

1.3.6.1 În faza inițială

mm

mm

mm

mm

1.3.6.2 În faza finală

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

mm

1.4 Calculul capriorilor

1.4.1. Caracteristici generale

Dimensiunile secțiunii transversale ale capriorilor sunt:

b = 7,50 mm

h = 15 mm

Distanța dintre capriori este d = 0,75 m

Deschiderea de calcul este dc = 2,15 m

Schema statică pentru calculul capriorilor se consideră o grindă simplu rezemată pe pane.

1.4.2. Determinarea caracteristicilor secțiunii transversale

Wy = = = 281.25cm

Wz = = = 140.625 cm

Iy = = = 2109.375cm

Iz = = = 527.34375cm

A = 7,5·15 = 112,50 cm²

1.4.3. Determinarea acțiunilor

1.4.3.1 Acțiunea permanentă

KN/m

Mgk,c = = = 0,21 kNm

Vgk,c = = = 0,39 kN

1.4.3.2 Acțiunea din zăpadă

KN/m

Msk,c = = = 0.69 KNm

Vsk,c = = = 1.28 KN

1.4.3.3. Acțiunea din vânt

KN/m

Mwk,c = = = 0.65 KNm

Vwk,c = = = 1,21 KN

1.4.3.4. Acțiunea utila

KN

KN

KNm

1.4.4. Calculul eforturilor in combinația fundamentală cu efectul cel mai defavorabil (permanenta + zapada )

Md = 1,35·Mg,k,c+1,5·Ms,k,c = 1,35·0,18+1,5·0.69=1.278KNm

Vd = 1,35·Vg,k,c+1,5·Vs,k,c = 1,35·0,34 +1,5·1.28 = 2.379KN

1.4.5. Calculul la starea limită de rezistență. Verificarea la incovoiere

N/mm

k=

N/mm

m = 0,88

pentru coeficientul k=1

fm,d = kmod·

kmod =

kmod =

fm,d N/mm

1.4.6. Calculul la starea limită de rezistență. Verificarea la forfecare

mm

N/mm

N/mm

1.4.7. Calculul la starea limită de deformație. Verificarea la sageata

1.4.7.1 În faza inițială

mm

mm

1.4.7.2 În faza finală

mm

mm

mm

1.5 Calculul panelor

1.5.1. Caracteristici generale

Dimensiunile secțiunii transversale ale panelor sunt:

b = 15 mm

h = 15 mm

Distanța dintre pane este d = 2,15 m

Deschiderea de calcul este dc = 1.15 m

Schema statică pentru calculul panelor se consideră o grindă simplu rezemată pe popi, respectiv continua in zona de rigidizare prin contrafise

1.5.2. Determinarea caracteristicilor secțiunii transversale

W = = = 562.5 cm

I = = = 4218.75 cm

A = 15·15 = 225 cm²

1.5.3. Determinarea acțiunilor

1.5.3.1 Acțiunea permanentă

KN/m

KN/m

Mgk,p = = = 0.32 KNm

Vgk,p = = = 1,04 KN

1.5.3.2 Acțiunea din zăpadă

KN/m

Msk,p = = = 1,05 KNm

Vsk,p = = = 3,38 KN

1.5.3.3. Acțiunea din vânt

KN/m

KN/m

Mwk,p,z = = = 0.62 KNm

Vwk,p,z = = = 1,97 KN

Mwk,p,y = = = 0.26 KNm

Vwk,p,y = = = 0.825KN

1.5.3.4. Acțiunea utila

KN

KN

KNm

1.5.4. Calculul eforturilor in combinația fundamentală cu efectul cel mai defavorabil (permanenta + zapada )

Md = 1,35·Mg,k,p+1,5·Ms,k,p = 1,35·0.32 +1,5·1.05 = 2,08 KNm

Vd = 1,35·Vg,k,p+1,5·Vs,k,p = 1,35·1.04 +1,5·3,38 = 6,47 KN

1.5.5. Calculul la starea limită de rezistență. Verificarea la incovoiere

N/mm

k=

N/mm

m = 0,88

pentru coeficientul k=1

fm,d = kmod·

=0,954 și 1,3

fm,d N/mm

1.5.6. Calculul la starea limită de rezistență. Verificarea la forfecare

mm

N/mm

N/mm

1.5.7. Calculul la starea limită de deformație. Verificarea la sageata

1.5.7.1 În faza inițială

mm

mm

1.5.7.2 În faza finală

mm

mm

mm

1.6 Calculul popilor

1.6.1. Caracteristici generale

Dimensiunile secțiunii transversale ale popilor sunt:

b = 15 mm

h = 15 mm

Suprafața de pe care preia încarcarea un pop este de 4.35 mp

1.6.2. Determinarea caracteristicilor secțiunii transversale

Wy = = = 562,5 cm

Iy = = = 4218,75 cm

A = 15·15 = 225 cm

1.6.3. Determinarea actiunilor

1.6.3.1 Acțiunea permanentă

1.6.3.2 Acțiunea din zăpadă

1.6.4. Calculul la starea limită de rezistență. Verificarea la compresiune

lf = H= 1.80m = 180 cm

intervine flambajul

=1,92N/mm

A= 15·15 = 225 cm=22500 mm

kmod =

kmod =

CALCULUL PLANSEULUI DE BETON ARMAT

În cadrul proiectului, planșeul s-a considerat din beton armat monolit de clasã C 16/20, cu o grosime adoptată de 13 cm.

Calculul planșeului se efectuează prin metoda stărilor limită ultime. Se adoptã un procedeu de calcul simplificat, parcurgându-se, în general, următoarele etape:

– predimensionarea plãcii

– alegerea modului de armare,

– evaluarea încãrcãrilor, calculul static al planșeului,

– calculul armãturii de rezistențã,

– armarea planșeului.

In paralel, se executa o verificare a calculului cu ajutorul programului Axis VM11.

2.1.Predimensionarea

Grosimea plăcii de beton armat se adoptă pe baza condițiilor:

de rigiditate hp = l/35 = 4.50/35 = 12.87 cm

tehnologice hp> 50 mm

=> alegem grosimea placii de 13 cm.

2.2.Alegerea modului de armare

– dacă >2 – armarea se face numai pe o direcție,paralel cu latura scurtã ;

– dacă ≤ 2 – armarea se face după ambele direcții ale plãcii.

– in cazul consolelor se realizeaza o armare la moment negativ (pe reazem).

2.3. Evaluarea încărcărilor

2.3.1. Evaluarea încărcărilor permanente ale plăcii planșeului curent:

2.3.2. Evaluarea încărcării utile

2.4. Calculul static al planseului peste parter

2.4.1 Raportul laturilor ochiurilor planșeului

2.4.2 Calculul momentelor încovoietoare minime și maxime

Calculul static al placilor, la incarcarile evaluate, s-a realizat cu programul Axis VM 11.

In continuare sunt prezentate valorile maxime si minime ale momentelor incovoietoare (în daN*m), precum si diagramele rezultate in urma calculului static.

Mai jos sunt prezentate diagramele de momente incovoietoare rezultate din calculul static efectuat cu programul Axis VM11:

Mx – momente incovoietoare maxime pe directia x

My – momente incovoietoare maxime pe directia y

2.5. Calculul ariilor de armătură

2.5.1. Armarea la momente pozitive in camp

2.5.1.1. Ochiul I

Direcția x

0.041

Unde:

= 671.20 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.042

Aria minima de armatura minima necesara:

0.47 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

0.067

Unde:

= 1099.30 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.003

Aria minima de armatura minima necesara:

3.35 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/15 cu

2.5.1.2. Ochiul II

Direcția x

0.04

Unde:

= 712.60 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.01 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

0.03

Unde:

= 570.90 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.001

Aria minima de armatura minima necesara:

1.11 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.1.3. Ochiul III

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

Direcția y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

2.5.1.4. Ochiul IV

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

Direcția y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

2.5.1.5. Ochiul V

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

Direcția y

0.03

Unde:

= 523.00 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.001

Aria minima de armatura minima necesara:

1.11 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.1.6. Ochiul VI

Direcția x

0.03

Unde:

= 577.30 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.001

Aria minima de armatura minima necesara:

1.11 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

0.03

Unde:

= 604.30 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.001

Aria minima de armatura minima necesara:

1.11 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.1.7. Ochiul VII

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

Direcția y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

2.5.1.8. Ochiul VIII

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

Direcția y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

2.5.1.9. Ochiul IX

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

Direcția y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø6/20)

2.5.1.10. Ochiul X

Direcția x

0.04

Unde:

= 663.50 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.47 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

0.035

Unde:

= 669.10 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

1.79 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.1.11. Ochiul XI

Direcția x

0.04

Unde:

= 611.80 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.47 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

0.035

Unde:

= 584.70 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

1.79 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.2. Armarea la momente negative pe reazem

2.5.2.1. Ochiul I

Direcția x

0.08

Unde:

= 1368.20 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.004

Aria minima de armatura minima necesara:

4.12 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/15 cu

Direcția y

0.077

Unde:

= 1269.60 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0035

Aria minima de armatura minima necesara:

3.89 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/17.5 cu

2.5.2.2. Ochiul II

Direcția x

0.08

Unde:

= 1368.20 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.004

Aria minima de armatura minima necesara:

4.12 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/15 cu

Direcția y

0.06

Unde:

= 1020.50 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0028

Aria minima de armatura minima necesara:

3.16 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/20 cu

2.5.2.3. Ochiul III

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15)

Direcția y

0.045

Unde:

= 736.40 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.27 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.2.4. Ochiul IV

Direcția x,y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15)

2.5.2.5. Ochiul V

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15)

Direcția y

0.06

Unde:

= 1020.50 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0028

Aria minima de armatura minima necesara:

3.16 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/20 cu

2.5.2.6. Ochiul VI

Direcția x

0.041

Unde:

= 677.40 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.07 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

0.045

Unde:

= 736.40 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.27 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.2.7. Ochiul VII

Direcția x

0.041

Unde:

= 677.40 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.002

Aria minima de armatura minima necesara:

2.07 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

Direcția y

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15)

2.5.2.8. Ochiul VIII

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15)

Direcția y

0.049

Unde:

= 805.00 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0022

Aria minima de armatura minima necesara:

2.47 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.2.9. Ochiul IX

Direcția x

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15)

Direcția y

0.05

Unde:

= 851.50 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0023

Aria minima de armatura minima necesara:

2.49 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.2.10. Ochiul X

Direcția x

0.072

Unde:

= 1177.60 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0033

Aria minima de armatura minima necesara:

3.67 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/20 cu

Direcția y

0.049

Unde:

= 805.00 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0022

Aria minima de armatura minima necesara:

2.47 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

2.5.2.11. Ochiul XI

Direcția x

0.072

Unde:

= 1177.60 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0033

Aria minima de armatura minima necesara:

3.67 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/20 cu

Direcția y

0.05

Unde:

= 851.50 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.4 = 11.1 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0023

Aria minima de armatura minima necesara:

2.49 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

CALCULUL GRINZILOR DE BETON ARMAT

Calculul grinzilor se efectuează prin metoda stărilor limită ultime. Se adoptã un procedeu de calcul simplificat, parcurgându-se, în general, următoarele etape:

– predimensionarea grinzilor

– calculul static ,

– calculul in sectiuni normale si dimensionarea la momente incovoietoare pozitive si negative,

– calculul in sectiuni inclinate si dimensionarea (verificarea) la forte taietoare.

– armarea grinzii

In paralel, se executa o verificare a calculului cu ajutorul programului Axis VM11.

3.1. Predimensionarea

Dimensiunile sectiunii transversale ale grinzii principale trebuie sa satisfaca:

conditia de rigiditate hg > L/12=3975/12…15(15) = 331.50 mm => aleg 350 mm

conditii tehnologice hg > multiplu de 50 mm,

hg> hn +100mm = 450 mm la intersectia celor doua grinzi bg > 200 mm

– conditia de rezistenta la foc b>120 mm

Pentru grinda luata in calcul se adopta dimensiunile :

hg=35 cm

bg =25 cm

3.2. Evaluarea încărcărilor

3.2.1. Evaluarea încărcărilor permanente ale plăcii planșeului curent:

3.2.2. Evaluarea încărcărilor permanente pe unitatea de lungime [daN/m]

Greutate tehnică pentru blocuri ceramice (porotherm) cu goluri verticale = 1300daN / m3

Greutatea tehnică pentru mortar de zidărie pe bază de ciment – var (întărit) = 1900daN / m3

Tencuială 2 x 0,02m x 2100daN/m3 = 84daN / m2

Încărcare liniară din pereți cu grosime de 30cm

1300daN / m3 x 0,9 = 1170 daN / m3

1900daN / m3 x 0,1 = 190 daN / m3

(1170 + 190 ) daN / m3 x 0,30m + 84daN / m2 = 492 daN / m2

492 daN / m2 x 2.7m = 1328.4 daN/m

1328.4 x 1.35 = 1793.34 daN/m

3.2.3. Evaluarea încărcării utile

3.3. Calculul static al grinzilor

Calculul static al cadrelor grinzilor s-a efectuatu cu ajutorul programului Axis VM11.

Mai jos sunt prezentate diagramele de momente incovoietoare minime si maxime in vederea efectuarii calculului in sectiuni normale, precum si diagramele de forta taietoare in vederea efectuarii calculului in sectiuni inclinate. Este exemplificat un calcul curent, pentru o grinda secundara si o grinda principala de la planseul peste parter.

Grinda G6

– Diagrama infasuratoare de momente incovietoare si de forta taietoare

Armarea grinzii G6 cu ajutorul programului AXIS VM11 :

3.4. Calculul in sectiuni normale

3.4.1. Calculul la momente negative pe reazeme

3.4.1.1. Grinda G6

– Reazemul 1 = reazemul 2

6482.10 daNm

0.196

Unde:

= 250 mm

= – – /2 =35 – 2.5 – 1 = 31.5 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.009

Aria minima de armatura minima necesara:

7.708cmp

Armatura aleasa:

2Ø18+2Ø14cu

3.4.2. Calculul la momente pozitive in campuri

3.4.2.1 Grinda G6

– Campul 1

3241.10 daNm

0.098

Unde:

= 250 mm

= – – /2 =35 – 2.5 – 1 = 31.5 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.005

Aria minima de armatura minima necesara:

3.62 cmp

Armatura aleasa:

3Ø14 cu

3.5. Calculul in sectiuni inclinate

3.5.1. Grinda G6

3.5.1.1. Reazemul 2

9151.20 daN

Forta taietoare capabila a elementului fara armatura transversala specifica

= 37576.73 daN

Unde:

0.18/1.5= 0.12 (pentru betonul greu)

0.1

= 0.010

=13.33 N/mmp

0.15

2.666

=854.75daN

Se aleg etrieri Ø8/10 cu 1.005cmp

s = 10 cm

z = 0.9*d=28.35 cm

=1

+=38431.48> =9151.20daNm

Pentru preluarea fortei taietoare se vor indesi etrierii pe o lungime de 2xhg=2×35=70 cm, astfel in zona de indesire avem o arie de armatura de Ø8/10 cu

4.CALCULUL SCARII

În cadrul proiectului, rampele si podestul scarii s-au considerat din beton armat monolit de clasã C 16/20, cu o grosime adoptată de 13 cm.

Calculul scarii se efectuează prin metoda stărilor limită ultime. Se adoptã un procedeu de calcul simplificat, parcurgându-se, în general, următoarele etape:

– evaluarea încãrcãrilor

– calculul static al scarii,

– calculul armãturii de rezistențã,

– armarea scarii.

4.1. Evaluarea încărcărilor

4.1.1. Evaluarea încărcărilor permanente:

4.1.2. Evaluarea încărcării utile

4.2. Calculul static al scarii

Calculul static al scarii, la incarcarile evaluate, s-a realizat cu programul Axis VM 11, urmand o schema statica ce are urmatorii parametri: -Prima rampa incastrata in fundatie

Prima rampa rezemata, prin intermediul podestului, pe centura intermediara de la cota podestului

A doua rampa rezemata, prin intermediul podestului, pe centura intermediara de la cota podestului

A doua rampa rezemata la nivelul planseului

Mai jos sunt prezentate diagramele de momente incovoietoare rezultate din calculul static efectuat cu programul Axis VM11:

Diagrama my:

Diagrama mx:

In continuare sunt prezentate valorile maxime ale momentelor incovoietoare, precum si diagramele rezultate in urma calculului static.

4.3. Calculul ariilor de armătură

4.3.1. Sectiunea I

0.061

Unde:

= 983.90 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.5 = 11 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.003

Aria minima de armatura minima necesara:

3.08 cmp

Armatura aleasa:

Ø10/15 cu

4.3.2. Sectiunea II

0.032

Unde:

= 508.20 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.5 = 11 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.001

Aria minima de armatura minima necesara:

1.10 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/20 cu

4.3.3. Sectiunea III

0.053

Unde:

= 861.00 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.5 = 11 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Procent de armare:

= = = 0.0024

Aria minima de armatura minima necesara:

2.68 cmp

Armatura aleasa:

Ø8/15 cu

4.3.4. Sectiunea IV

0.008

Unde:

= 114.50 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =13 – 1.5 – 0.5 = 11 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15).

4.3.5. Sectiunea V

0.0009

Unde:

= 15.20 daNm

= 1.00 m

= – – /2 =15 – 1.5 – 0.5 = 13 cm

= * = 1 * = 13.33 N/mmp

= = = 300 N/m

Datorita momentelor incovoietoare mici, nu este necesara armatura de rezistenta cu aria efectiva mai mare decat armatura constructiva (Ø8/15).

5.CALCULUL ZIDARIEI

În cadrul proiectului s-a ales caramida pentru zidarie in functie de conditiile de rezistenta si stabilitate, de gradul de protectie antiseismica si de gradul de protectie termica :

Grosimea peretilor exteriori de rezistenta – 30 cm

Grosimea peretilor exteriori de rezistenta – 25 cm

Blocuri ceramice de tip Porotherm cu rezistenta de calcul la compresiune = 13.6 N/mmp

Mortar tip M10 conform SR EN 998-2 – mortar de ciment cu rezistenta de calcul la intindere = 3.5 N/mmp

Se va efectua atat calculul la sarcini gravitationale, cat si calculul seismic in doua sectiuni cu lunigime unitara, noatate de-aici inainte cu I (sectiune de perete interior) si E (sectiune de perete exterior), conform schemei de mai jos :

5.1. Evaluarea încărcărilor

5.1.1. Evaluarea încărcărilor permanente:

5.1.1.1 Incarcarea din plansee se va considera cea evaluata la calculul planseului.

5.1.1.2. Incarcarea din sarpanta se va considera cea evaluata la calculul sarpantei.

5.1.1.3. Incarcarea din planseul peste etaj se va considera cea evaluata la calculul sarpantei.

5.1.1.4. Incarcarea din greutatea proprie a peretilor:

5.1.1.4.a Incarcarea din greutatea proprie a peretilor exteriori cu grosimea de 30 cm

Greutate tehnică pentru blocuri ceramice cu goluri verticale = 1300daN / m3

Greutatea tehnică pentru mortar de zidărie = 1900daN / m3

Tencuială 2 x 0,02m x 2100daN/m3 = 84daN / m2

Încărcare liniară din pereți cu grosime de 30cm:

1300daN / m3 x 0,9 = 1170 daN / m3

1900daN / m3 x 0,1 = 190 daN / m3

(1170 + 190 ) daN / m3 x 0,30m + 84daN / m2 = 492 daN / m2

492 x 1.35 = 664.2 daN/m

5.1.1.4.b Incarcarea din greutatea proprie a peretilor exteriori cu grosimea de 25 cm

Greutate tehnică pentru blocuri ceramice cu goluri verticale = 1300daN / m3

Greutatea tehnică pentru mortar de zidărie = 1900daN / m3

Tencuială 2 x 0,02m x 2100daN/m3 = 84daN / m2

Încărcare liniară din pereți cu grosime de 25cm:

1300daN / m3 x 0,9 = 1170 daN / m3

1900daN / m3 x 0,1 = 190 daN / m3

(1170 + 190 ) daN / m3 x 0,25m + 84daN / m2 = 424 daN / m2

424 x 1.35 = 572.4 daN/m

5.1.1.5.a Incarcarea din greutatea proprie a centurilor cu grosimea de 30 cm

0.30×0.25×2500 = 187.5 daN/ml

187.5×1.35=253.13 daN/ml

5.1.1.5.b Incarcarea din greutatea proprie a centurilor cu grosimea de 25 cm

0.25×0.25×2500 = 156.25 daN/ml

156.25×1.35=210.94 daN/ml

5.1.2. Evaluarea încărcărilor variabile:

5.1.2.1 Incarcarea din zapada se va considera cea evaluata la calculul sarpantei.

5.1.2.2. Incarcarea din vant se va considera cea evaluata la calculul sarpantei.

5.1.2.3. Incarcarea utila se va considera cea evaluata la calculul planseului.

5.1.3.Evaluarea incarcarilor accidentale

Acțiunea seismică a fost modelată pe baza spectrului de răspuns elastic pentru accelerații pentru componentele orizontale ale mișcării terenului, în zona caracterizată de ag=0.15g si Tc=0.7s

5.2. Calculul la sarcini gravitationale

In schemele de mai jos sunt reprezentate suprafetele aferente celor doua sectiuni de zidarie considerate pentru calcul :

Planseul peste subsol :

Planseul peste parter :

Planseul peste etaj :

Cele doua sectiuni de zidarie calculate sunt :

Verificarea peretilor se face in sectiuni notate I1, I2, I3,… pentru peretele interior, respectiv E1, E2, E3,… pentru peretele exterior. Sectiunile sunt alese imediat sub centura de nivel unde momentele incovoietoare sunt maxime dar coeficientul de flambaj se consiedra egal cu unitatea, la o treime din inaltimea de nivel unde momentele se considera la doua treimi din valoarea maxima, dar coeficientul de flambaj are valoarea minima, respectiv la baza montantului unde forta axiala este maxima, coeficientul de flambaj este unitar, dar momentele incovoietoare sunt nule.

5.2.1. Verificarea fasiei I (prin peretele interior) la sarcini gravitationale

5.2.1.1 Determinarea coeficientului de flambaj pentru peretele interior :

Lungimea de flambaj se determina cu relatia

unde :

K = coeficient in functie de legaturile pe contur ale peretelui ; rezulta in functie de inaltimea libera a peretelui, de lungimea peretelui si de fixarea laturilor verticale

din curba b (perete cu o latura verticala libera) K=1

= 2.70 m

din curba c (perete cu ambele laturi verticale fixate) K=1

= 2.89 m

din curba c (perete cu ambele laturi verticale fixate) K=1

= 2.55 m

Gradul de zveltete β va fi

0.822

0.943

0.846

Unde t=25(30) cm (grosimea peretelui)

φ = coeficient de flambaj

La calculul coeficientilor de flambaj s-a considerat caracteristica de elasticitate α=1000.

5.2.1.2 Calculul in sectiunea I-1

Incarcarea din sarpanta si planseu peste etaj

1 x 1.69 x (124.09+1200+150) = 1474.09daN/ ml

Incarcarea din centura

1.35×0.30×0.25×2500 = 253.13 daN/ml

Incarcarea totala este de 1474.09+253.13 = 1727.22 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

1727.22 daN < 0.842 x 13.6 x 2500 = 27948 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.822

= 13.6 daN/cmp

A = 25 x 100 = 2500 cmp

5.2.1.3 Calculul in sectiunea I-2

Incarcarea din sectiunea I-2 creste fata de cea din sectiunea I-1cu incarcarile din greutatea peretelui avand inaltimea de o treime din inaltimea totala a nivelului.

Greutatea peretelui :

424 daN/mp x 381.6 daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.70/3 x 1900 = 69.26 daN/ml

Incarcarea totala este de 1727.22 + 381.60 + 69.26 = 2178.08 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

2178.08 daN < 0.822 x 13.6 x 2500 = 27948 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.822

= 13.6 daN/cmp

A = 25 x 100 = 2500 cmp

5.2.1.4 Calculul in sectiunea I-3

Incarcarea din sectiunea I-3 creste fata de cea din sectiunea I-1cu incarcarile din greutatea peretelui etajului si cu incarcarile aduse de planseul peste parter.

Greutatea peretelui :

424 daN/mp x 1225.36daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.89 x 1900 = 222.39 daN/ml

Incarcarile din planseu :

3.51 x 1060.65/3.20 = 1163.40daN/ml

– Incarcarea din centura

1.35×0.25×0.25×2500 = 210.94 daN/ml

Incarcarea totala este de 2178.08 + 1225.36+222.39+1163.40 = 4789.23daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

4789.23daN < 0.833 x 13.6 x 2500 = 32062 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.943

= 13.6 daN/cmp

A = 25 x 100 = 2500 cmp

5.2.1.5 Calculul in sectiunea I-4

Incarcarea din sectiunea I-4 creste fata de cea din sectiunea I-3cu incarcarile din greutatea peretelui avand inaltimea de o treime din inaltimea totala a nivelului.

Greutatea peretelui :

424 daN/mp x 408.45 daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.89/3 x 1900 = 74.13 daN/ml

Incarcarea totala este de 4789.23+408.45+74.13=4903.81 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

4903.81 daN < 0.943 x 13.6 x 2500 = 32062 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.943

= 13.6 daN/cmp

A = 25 x 100 = 2500 cmp

5.2.1.6 Calculul in sectiunea I-5

Incarcarea din sectiunea I-5 creste fata de cea din sectiunea I-3 cu incarcarile din greutatea peretelui parterului si cu incarcarile aduse de planseul peste demisol.

Greutatea peretelui :

424 daN/mp x2.55 = 1081.2daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.55 x 1900 = 196.23 daN/ml

Incarcarile din planseu :

1.50 x 1060.65 = 1590.75 daN/ml

– Incarcarea din centura

1.35×0.25×0.25×2500 = 210.94 daN/ml

Incarcarea totala este de 4903.81+1081.20+196.23+1590.75+210.94=7982.93 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

7982.93 daN < 0.846 x 13.6 x 2500 = 28764 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.846

= 13.6 daN/cmp

A = 25 x 100 = 2500 cmp

5.2.1.7 Calculul in sectiunea I-6

Incarcarea din sectiunea I-6 creste fata de cea din sectiunea I-5 cu incarcarile din greutatea peretelui demisolului.

Greutatea peretelui :

424 daN/mp x2.55 = 1081.2daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.55 x 1900 = 196.23 daN/ml

Incarcarea totala este de 7982.93 + 1081.20+196.23 = 9260.36 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

9260.36 daN < 0.846 x 13.6 x 2500 = 28764 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.846

= 13.6 daN/cmp

A = 25 x 100 = 2500 cmp

5.2.2. Verificarea fasiei II (prin peretele exterior) la sarcini gravitationale

5.2.2.1 Determinarea coeficientului de flambaj pentru peretele interior :

Lungimea de flambaj se determina cu relatia

unde :

K = coeficient in functie de legaturile pe contur ale peretelui ; rezulta in functie de inaltimea libera a peretelui, de lungimea peretelui si de fixarea laturilor verticale

din curba b (perete cu o latura verticala libera) K=1

= 2.70 m

din curba c (perete cu ambele laturi verticale fixate) K=1

= 2.89 m

Gradul de zveltete β va fi

0. 822

0.857

Unde t=30 cm (grosimea peretelui)

φ = coeficient de flambaj

La calculul coeficientilor de flambaj s-a considerat caracteristica de elasticitate α=1000.

5.2.2.2 Calculul in sectiunea E-1

Incarcarea din sarpanta si planseu peste etaj

0.78 x (124.09+1060.50) = 923.98 daN/ ml

Incarcarea din centura

1.35×0.30×0.25×2500 = 253.13 daN/ml

Incarcarea totala este de 923.98 + 253.13 = 1177.11 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

1177.11 daN < 0.822 x 13.6 x 3000 = 33537.60 daN – relatia este indeplinita

Unde :

φ = 0.822

= 13.6 daN/cmp

A = 30 x 100 = 3000 cmp

5.2.2.3 Calculul in sectiunea E-2

Incarcarea din sectiunea E-2 creste fata de cea din sectiunea E-1cu incarcarile din greutatea peretelui avand inaltimea de o treime din inaltimea totala a nivelului.

Greutatea peretelui :

664.2 daN/mp x 597.78 daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.70/3 x 1900 = 69.26 daN/ml

Incarcarea totala este de 1177.11 + 597.78+69.26 = 1844.15 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

1844.15 daN < 0.822 x 13.6 x 3000 = 33537.60 daN – relatia este indeplinita

Unde :

φ = 0.822

= 13.6 daN/cmp

A = 30 x 100 = 3000 cmp

5.2.2.4 Calculul in sectiunea E-3

Incarcarea din sectiunea E-3 creste fata de cea din sectiunea E-1cu incarcarile din greutatea peretelui etaj si cu incarcarile aduse de planseul peste parter.

Greutatea peretelui :

664.2 daN/mp x 597.78 daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.70/3 x 1900 = 69.26 daN/ml

Incarcarile din planseu :

0.78 x 1060.65 = 827.31 daN/ml

– Incarcarea din centura

1.35×0.30×0.25×2500 = 253.13 daN/ml

Incarcarea totala este de 1844.15+597.78+69.26+827.31+253.13= 3591.63 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

3591.63 daN < 0.857 x 13.6 x 3000 = 34965.6 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.857

= 13.6 daN/cmp

A = 30 x 100 = 3000 cmp

5.2.2.5 Calculul in sectiunea E-4

Incarcarea din sectiunea E-4 creste fata de cea din sectiunea E-3cu incarcarile din greutatea peretelui avand inaltimea de o treime din inaltimea totala a nivelului.

Greutatea peretelui :

664.2 daN/mp x 639.85 daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.89/3 x 1900 = 74.13 daN/ml

Incarcarea totala este de 3591.63 + 639.85+74.13 = 4305.61 daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

4305.61 daN < 0.857 x 13.6 x 3000 = 34965.6 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.857

= 13.6 daN/cmp

A = 30 x 100 = 3000 cmp

5.2.1.6 Calculul in sectiunea E-5

Incarcarea din sectiunea E-5 creste fata de cea din sectiunea E-3 cu incarcarile din greutatea peretelui parterului si cu incarcarile aduse de planseul peste demisol.

Greutatea peretelui :

664.2 daN/mp x2.89 = 1919.54 daN/ml

Greutatea tencuielii :

1.35 x 2 x 0.015 x 2.89 x 1900 = 222.39 daN/ml

Incarcarile din planseu :

0.78 x 1060.65 = 827.31 daN/ml

– Incarcarea din centura

1.35×0.30×0.25×2500 = 253.13 daN/ml

Incarcarea totala este de 4305.61 +1919.54+222.39+827.31+253.13 = 7527.98daN/ml

Relatia de verificare este N < φ A

7527.98 daN <0.857 x 13.6 x 3000 = 34965.6 daN – relatia este indeplinita,

Unde :

φ = 0.857

= 13.6 daN/cmp

A = 30 x 100 = 3000 cmp

5.3. Calculul zidariei la seism

Calculul zidariei la seism s-a realizat cu ajutorul programului CAZINDS-1. Mai jos este detaliat listingul rezultat in urma acestui calcul :

5.3.1. Date generale

Regim de inaltime : Dp+P+E

Blocuri ceramice folosite: Poroton 2S (30 cm)

5.3.2. Evaluare incarcari

-Greutate zidarie pe nivel:

-Greutate planseu:

-Incarcarea din exploatare:

-Incarcarea totala:

-Greutatea totala planseu/nivel:

-Greutate cladire pe nivel:

-Greutate totala cladire:

5.3.3. Calculul montantilor/spaletilor:

5.3.3.1. Directie transversala:

1)Ax 1: – montant 1 – sectiune D

2) Ax 1 – montant 2 – sectiune T:

3)Ax 1 – montant 3 – sectiune D:

4)Ax 2 – montant 4 – sectiune D:

5) Ax 2 – montant 5 – sectiune T:

6) Ax 3 – montant 6 – sectiune T:

7) Ax 3 – montant 7 – sectiune D:

8) Ax 4 – montant 8 – sectiune I:

9) Ax 4’ – montant 9 – sectiune T:

10) Ax 5 – montant 10 – sectiune I:

11) Ax 6 – montant 11 – sectiune I:

12) Ax 7 – montant 12 – sectiune I:

13) Ax 7’ – montant 13 – sectiune I:

5.3.3.2. Directie longitudinala:

1) Ax A – montant 1 – sectiune T:

2) Ax B – montant 2 – sectiune D:

3) Ax C – montant 3 – sectiune I:

4) Ax D – montant 4 – sectiune I:

5) Ax E – montant 5 – sectiune I:

5.3.4. Date de intrare:

Pe directie transversala:

m (tip t)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

R2 [kgf/cmp] = 1.18

RC [kgf/cmp] = 12.41

N [kgf] = 11710.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 588.10

–––––––––––––

HI [cm] = 195.20

BI [cm] = 30.30

HT [cm] = 130.20

BT [cm] = 30.40

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

PSIV element = .61

PSIU element = .52

SIGMA [kgf/cmp] = 1.33

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .53

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .30

QRV [tf] = 1.76

TRU [kgf/cmp] = .54

QRU [tf] = 3.14

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TCFV – F[kgf/cmp] = 1.13

QCFV – F[tf] = 6.60

TAFV – F [kgf/cmp] = .15

QAFV – F [tf] = .87

TCFU – F[kgf/cmp] = 1.04

QCFU – F[tf] = 6.08

TAFU – F [kgf/cmp] = .27

QAFU – F [tf] = 1.56

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TCCV – C [kgf/cmp] = .14

QCCV – C [tf] = .81

TACV – C [kgf/cmp] = .33

QACV – C [tf] = 1.93

TCCU – C [kgf/cmp] = .60

QCCU – C [tf] = 3.53

TACU – C [kgf/cmp] = .53

QACU – C [tf] = 3.12

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TCUV – U [kgf/cmp] = .07

QCUV – U [tf] = .41

TAUV – U [kgf/cmp] = .33

QAUV – U [tf] = 1.96

TCUU – U [kgf/cmp] = .30

QCUU – U [tf] = 1.76

TAUU – U [kgf/cmp] = .55

QAUU – U [tf] = 3.24

=======================================

m (tip t)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

R2 [kgf/cmp] = 1.08

RC [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 15093.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 400.0

BI [cm] = 25.0

HT [cm] = 125.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

PSIV element = .67

PSIU element = .67

SIGMA [kgf/cmp] = 1.16

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .91

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .46

QRV [tf] = 4.64

TRU [kgf/cmp] = .67

QRU [tf] = 6.69

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TCFV – F[kgf/cmp] = 1.12

QCFV – F[tf] = 11.23

TAFV – F [kgf/cmp] = .26

QAFV – F [tf] = 2.59

TCFU – F[kgf/cmp] = 1.08

QCFU – F[tf] = 10.80

TAFU – F [kgf/cmp] = .40

QAFU – F [tf] = 4.00

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TCCV – C [kgf/cmp] = .09

QCCV – C [tf] = .91

TACV – C [kgf/cmp] = .58

QACV – C [tf] = 5.81

TCCU – C [kgf/cmp] = .46

QCCU – C [tf] = 4.55

TACU – C [kgf/cmp] = .81

QACU – C [tf] = 8.09

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TCUV – U [kgf/cmp] = .05

QCUV – U [tf] = .45

TAUV – U [kgf/cmp] = .59

QAUV – U [tf] = 5.85

TCUU – U [kgf/cmp] = .23

QCUU – U [tf] = 2.27

TAUU – U [kgf/cmp] = .83

QAUU – U [tf] = 8.33

=======================================

m (tip i)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

R2 [kgf/cmp] = 1.08

RC [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 24950.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 550.0

BI [cm] = 25.0

HT1[cm] = 190.0

BT1[cm] = 25.0

HT2[cm] = 140.0

BT2[cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

PSIV element = .74

PSIU element = .73

SIGMA [kgf/cmp] = 1.17

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = 1.38

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .88

QRV [tf] = 12.08

TRU [kgf/cmp] = .85

QRU [tf] = 11.63

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TCFV – F[kgf/cmp] = 1.23

QCFV – F[tf] = 16.90

TAFV – F [kgf/cmp] = .70

QAFV – F [tf] = 9.67

TCFU – F[kgf/cmp] = 1.25

QCFU – F[tf] = 17.20

TAFU – F [kgf/cmp] = .66

QAFU – F [tf] = 9.08

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TCCV – C [kgf/cmp] = .10

QCCV – C [tf] = 1.34

TACV – C [kgf/cmp] = 1.27

QACV – C [tf] = 17.45

TCCU – C [kgf/cmp] = .07

QCCU – C [tf] = .99

TACU – C [kgf/cmp] = 1.20

QACU – C [tf] = 16.50

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TCUV – U [kgf/cmp] = .05

QCUV – U [tf] = .67

TAUV – U [kgf/cmp] = 1.28

QAUV – U [tf] = 17.56

TCUU – U [kgf/cmp] = .04

QCUU – U [tf] = .49

TAUU – U [kgf/cmp] = 1.21

QAUU – U [tf] = 16.58

=======================================

m (tip t)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

R2 [kgf/cmp] = 1.08

RC [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 18252.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 100.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 75.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMM :

Rupere ductila in stadiul ultim,

fara fisurare in sectiune inclinata.

=======================================

PSIV element = .61

PSIU element = .32

SIGMA [kgf/cmp] = 4.30

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .27

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .34

QRV [tf] = 1.03

TRU [kgf/cmp] = .53

QRU [tf] = 1.60

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TCFV – F[kgf/cmp] = 1.61

QCFV – F[tf] = 4.82

TAFV – F [kgf/cmp] = .24

QAFV – F [tf] = .66

TCFU – F[kgf/cmp] = 1.39

QCFU – F[tf] = 4.17

TAFU – F [kgf/cmp] = .34

QAFU – F [tf] = 1.02

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TCCV – C [kgf/cmp] = .31

QCCV – C [tf] = .93

TACV – C [kgf/cmp] = .35

QACV – C [tf] = 1.04

TCCU – C [kgf/cmp] = 1.83

QCCU – C [tf] = 5.50

TACU – C [kgf/cmp] = .44

QACU – C [tf] = 1.31

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TCUV – U [kgf/cmp] = .37

QCUV – U [tf] = 1.10

TAUV – U [kgf/cmp] = .44

QAUV – U [tf] = 1.33

TCUU – U [kgf/cmp] = .92

QCUU – U [tf] = 2.75

TAUU – U [kgf/cmp] = .53

QAUU – U [tf] = 1.60

=======================================

m (tip t)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

R2 [kgf/cmp] = 1.08

RC [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 12285.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 100.0

BI [cm] = 3.0

HT [cm] = 75.0

BT [cm] = 25.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMM :

Rupere ductila in stadiul ultim,

fara fisurare in sectiune inclinata.

=======================================

PSIV element = .62

PSIU element = .30

SIGMA [kgf/cmp] = 2.98

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .27

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .24

QRV [tf] = .73

TRU [kgf/cmp] = .44

QRU [tf] = 1.33

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TCFV – F[kgf/cmp] = 1.43

QCFV – F[tf] = 4.28

TAFV – F [kgf/cmp] = .16

QAFV – F [tf] = .47

TCFU – F[kgf/cmp] = 1.27

QCFU – F[tf] = 3.82

TAFU – F [kgf/cmp] = .21

QAFU – F [tf] = .71

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TCCV – C [kgf/cmp] = .12

QCCV – C [tf] = .37

TACV – C [kgf/cmp] = .25

QACV – C [tf] = .74

TCCU – C [kgf/cmp] = 1.23

QCCU – C [tf] = 3.72

TACU – C [kgf/cmp] = .40

QACU – C [tf] = 1.20

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TCUV – U [kgf/cmp] = .25

QCUV – U [tf] = .74

TAUV – U [kgf/cmp] = .34

QAUV – U [tf] = 1.02

TCUU – U [kgf/cmp] = .62

QCUU – U [tf] = 1.85

TAUU – U [kgf/cmp] = .44

QAUU – U [tf] = 1.33

=======================================

m (tip t)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

R2 [kgf/cmp] = 1.08

RC [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 18837.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 190.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 150.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

PSIV element = .64

PSIU element = .48

SIGMA [kgf/cmp] = 2.03

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .52

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .43

QRV [tf] = 2.54

TRU [kgf/cmp] = .80

QRU [tf] = 4.55

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TCFV – F[kgf/cmp] = 1.28

QCFV – F[tf] = 7.28

TAFV – F [kgf/cmp] = .23

QAFV – F [tf] = 1.23

TCFU – F[kgf/cmp] = 1.11

QCFU – F[tf] = 6.35

TAFU – F [kgf/cmp] = .45

QAFU – F [tf] = 2.55

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TCCV – C [kgf/cmp] = .20

QCCV – C [tf] = 1.14

TACV – C [kgf/cmp] = .48

QACV – C [tf] = 2.75

TCCU – C [kgf/cmp] = 1.00

QCCU – C [tf] = 5.68

TACU – C [kgf/cmp] = .78

QACU – C [tf] = 4.43

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TCUV – U [kgf/cmp] = .10

QCUV – U [tf] = .57

TAUV – U [kgf/cmp] = .49

QAUV – U [tf] = 2.81

TCUU – U [kgf/cmp] = .50

QCUU – U [tf] = 2.84

TAUU – U [kgf/cmp] = .83

QAUU – U [tf] = 4.74

=======================================

Pe directie transversala:

M (tip T)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 8654.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 147.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 100.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

1/qv element = .61

1/qu element = .40

SIGMA [kgf/cmp] = 1.33

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .40

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .24

VRdV [tf] = 1.56

TRU [kgf/cmp] = .39

VRdU [tf] = 1.74

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV – F[kgf/cmp] = 1.11

VRdQFV – F[tf] = 4.90

TAUQFU – F [kgf/cmp] = .11

VRdQFU – F [tf] = .48

TAUMFV – F[kgf/cmp] = 1.04

VRdMFV – F[tf] = 4.57

TAUMFU – F [kgf/cmp] = .18

VRdMFU – F [tf] = .80

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .18

VRdQCV – C [tf] = .78

TAUQCU – C [kgf/cmp] = .25

VRdQCU – C [tf] = 1.10

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .59

VRdMCV – C [tf] = 2.61

TAUMCU – C [kgf/cmp] = .38

VRdMCU – C [tf] = 1.70

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .09

VRdQUV – U [tf] = .69

TAUQUU – U [kgf/cmp] = .25

VRdQUU – U [tf] = 1.12

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .30

VRdMUV – U [tf] = 1.30

TAUMUU – U [kgf/cmp] = .40

VRdMUU – U [tf] = 1.76

=======================================

M (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 4914.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 140.0

B [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .19

VRdRv [tf] = .79

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.04

VRdQFv -F[tf] = 4.37

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .07

VRdMFv -F [tf] = .29

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .35

VRdQCV – C [tf] = 1.48

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .18

VRdMCV – C [tf] = .77

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .18

VRdQUV – U [tf] = .74

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .19

VRdMUV – U [tf] = .79

=======================================

M (tip T)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.18

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 12213.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 130.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 100.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

1/qv element = .61

1/qu element = .33

SIGMA [kgf/cmp] = 2.04

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .35

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .32

VRdV [tf] = 1.25

TRU [kgf/cmp] = .51

VRdU [tf] = 2.00

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV – F[kgf/cmp] = 1.25

VRdQFV – F[tf] = 4.88

TAUQFU – F [kgf/cmp] = .15

VRdQFU – F [tf] = .57

TAUMFV – F[kgf/cmp] = 1.12

VRdMFV – F[tf] = 4.37

TAUMFU – F [kgf/cmp] = .25

VRdMFU – F [tf] = .99

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .28

VRdQCV – C [tf] = 1.11

TAUQCU – C [kgf/cmp] = .33

VRdQCU – C [tf] = 1.28

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .94

VRdMCV – C [tf] = 3.68

TAUMCU – C [kgf/cmp] = .48

VRdMCU – C [tf] = 1.89

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .14

VRdQUV – U [tf] = .55

TAUQUU – U [kgf/cmp] = .34

VRdQUU – U [tf] = 1.31

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .47

VRdMUV – U [tf] = 1.84

TAUMUU – U [kgf/cmp] = .52

VRdMUU – U [tf] = 2.02

=======================================

M (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 6637.01

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 150.0

B [cm] = 25.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .29

VRdRv [tf] = 1.07

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.17

VRdQFv -F[tf] = 4.39

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .12

VRdMFv -F [tf] = .42

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .53

VRdQCV – C [tf] = 2.00

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .27

VRdMCV – C [tf] = 1.03

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .27

VRdQUV – U [tf] = 1.00

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .29

VRdMUV – U [tf] = 1.07

=======================================

M (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.22

N [kgf] = 11062.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 205.0

B [cm] = 25.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .45

VRdRv [tf] = 2.30

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.25

VRdQFv -F[tf] = 6.39

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .19

VRdMFv -F [tf] = .96

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .65

VRdQCV – C [tf] = 3.34

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .43

VRdMCV – C [tf] = 2.22

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .32

VRdQUV – U [tf] = 1.67

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .46

VRdMUV – U [tf] = 2.35

=======================================

M (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 23629.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 445.0

B [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .69

VRdRv [tf] = 9.26

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.17

VRdQFv -F[tf] = 15.61

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .33

VRdMFv -F [tf] = 4.47

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .53

VRdQCV – C [tf] = 7.12

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .81

VRdMCV – C [tf] = 10.86

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .27

VRdQUV – U [tf] = 3.16

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .85

VRdMUV – U [tf] = 11.34

=======================================

M (tip T)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 10885.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 105.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 100.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MMM :

Rupere ductila in stadiul ultim,

fara fisurare in sectiune inclinata.

=======================================

1/qv element = .52

1/qu element = .30

SIGMA [kgf/cmp] = 2.07

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .29

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .28

VRdV [tf] = .88

TRU [kgf/cmp] = .46

VRdU [tf] = 1.43

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV – F[kgf/cmp] = 1.24

VRdQFV – F[tf] = 3.91

TAUQFU – F [kgf/cmp] = .12

VRdQFU – F [tf] = .38

TAUMFV – F[kgf/cmp] = 1.10

VRdMFV – F[tf] = 3.47

TAUMFU – F [kgf/cmp] = .22

VRdMFU – F [tf] = .68

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .31

VRdQCV – C [tf] = .98

TAUQCU – C [kgf/cmp] = .18

VRdQCU – C [tf] = .88

TAUMCV – C [kgf/cmp] = 1.04

VRdMCV – C [tf] = 3.28

TAUMCU – C [kgf/cmp] = .42

VRdMCU – C [tf] = 1.33

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .16

VRdQUV – U [tf] = .49

TAUQUU – U [kgf/cmp] = .29

VRdQUU – U [tf] = .91

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .52

VRdMUV – U [tf] = 1.64

TAUMUU – U [kgf/cmp] = .46

VRdMUU – U [tf] = 1.43

=======================================

M (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.45

N [kgf] = 10354.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 195.0

B [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa curgere ,inainte

de stadiul ultim.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .37

VRdRv [tf] = 2.14

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.17

VRdQFv -F[tf] = 6.84

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .15

VRdMFv -F [tf] = .86

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .52

VRdQCV – C [tf] = 3.12

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .36

VRdMCV – C [tf] = 2.09

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .27

VRdQUV – U [tf] = 1.56

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .37

VRdMUV – U [tf] = 2.18

=======================================

M (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 6637.00

Epsc/Epsu (n)= .62

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 125.0

B [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMM :

Rupere ductila in stadiul ultim,

fara fisurare in sectiune inclinata.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .24

VRdRv [tf] = .89

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.17

VRdQFv -F[tf] = 4.33

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .09

VRdMFv -F [tf] = .35

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .53

VRdQCV – C [tf] = 2.00

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .23

VRdMCV – C [tf] = .86

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .27

VRdQUV – U [tf] = 1.00

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .26

VRdMUV – U [tf] = .89

=======================================

S (tip D)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 4203.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

H [cm] = 95.0

B [cm] = 25.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MMM :

Rupere ductila in stadiul ultim,

fara fisurare in sectiune inclinata.

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TAURv [kgf/cmp] = .24

VRdRv [tf] = .57

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV -F[kgf/cmp] = 1.27

VRdQFv -F[tf] = 2.78

TAUMFv -F [kgf/cmp] = .10

VRdMFv -F [tf] = .23

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .53

VRdQCV – C [tf] = 1.27

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .23

VRdMCV – C [tf] = .55

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .27

VRdQUV – U [tf] = .63

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .24

VRdMUV – U [tf] = .57

=======================================

M (tip T)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 29311.00

Epsc/Epsu (n)= .67

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 452.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 100.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

1/qv element = .70

1/qu element = .68

SIGMA [kgf/cmp] = 1.87

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = 1.23

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .69

VRdV [tf] = 9.30

TRU [kgf/cmp] = .89

VRdU [tf] = 12.04

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV – F[kgf/cmp] = 1.27

VRdQFV – F[tf] = 17.23

TAUQFU – F [kgf/cmp] = .43

VRdQFU – F [tf] = 5.86

TAUMFV – F[kgf/cmp] = 1.24

VRdMFV – F[tf] = 16.77

TAUMFU – F [kgf/cmp] = .56

VRdMFU – F [tf] = 7.53

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .11

VRdQCV – C [tf] = 1.52

TAUQCU – C [kgf/cmp] = .94

VRdQCU – C [tf] = 12.68

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .65

VRdMCV – C [tf] = 8.84

TAUMCU – C [kgf/cmp] = 1.11

VRdMCU – C [tf] = 15.09

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .10

VRdQUV – U [tf] = 1.36

TAUQUU – U [kgf/cmp] = 1.02

VRdQUU – U [tf] = 13.84

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .33

VRdMUV – U [tf] = 4.41

TAUMUU – U [kgf/cmp] = 1.17

VRdMUU – U [tf] = 15.82

=======================================

M (tip T)

============================

***************************************

******DATE DE INTRARE******

***************************************

=======================================

fp [kgf/cmp] = 1.08

f [kgf/cmp] = 12.40

N [kgf] = 20576.00

Epsc/Epsu (n)= .65

–––––––––––––

Helement[cm] = 814.00

–––––––––––––

HI [cm] = 287.0

BI [cm] = 30.0

HT [cm] = 100.0

BT [cm] = 30.0

=======================================

***************************************

******REZULTATE******

***************************************

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

=======================================

Criteriul de rupere-MQQ :

Ruperea in fisura inclinata

are loc dupa fisurarea din

incovoiere, inainte de curgere.

=======================================

1/qv element = .67

1/qu element = .62

SIGMA [kgf/cmp] = 1.92

–––––––––––––

Htot [m] = 814.00

Af[mp] = .78

A totala [mp] = .00

=======================================

CAPACITATEA SECTIUNII

=======================================

TRV [kgf/cmp] = .46

VRdV [tf] = 3.99

TRU [kgf/cmp] = .77

VRdU [tf] = 6.60

=======================================

STADIUL FISURAE

=======================================

TAUQFV – F[kgf/cmp] = 1.28

VRdQFV – F[tf] = 11.02

TAUQFU – F [kgf/cmp] = .29

VRdQFU – F [tf] = 2.53

TAUMFV – F[kgf/cmp] = 1.20

VRdMFV – F[tf] = 10.37

TAUMFU – F [kgf/cmp] = .42

VRdMFU – F [tf] = 3.61

=======================================

STADIUL CURGERE

=======================================

TAUQCV – C [kgf/cmp] = .06

VRdQCV – C [tf] = .54

TAUQCU – C [kgf/cmp] = .55

VRdQCU – C [tf] = 4.71

TAUMCV – C [kgf/cmp] = .72

VRdMCV – C [tf] = 6.20

TAUMCU – C [kgf/cmp] = .80

VRdMCU – C [tf] = 6.92

=======================================

STADIUL ULTIM

=======================================

TAUQUV – U [kgf/cmp] = .11

VRdQUV – U [tf] = .93

TAUQUU – U [kgf/cmp] = .67

VRdQUU – U [tf] = 5.74

TAUMUV – U [kgf/cmp] = .36

VRdMUV – U [tf] = 3.10

TAUMUU – U [kgf/cmp] = .85

VRdMUU – U [tf] = 7.28

=======================================

5.3.5. Centralizator de rezultate

======================================================================

TABEL CENTRALIZATOR [to]

============================================

VALORI DE PSI/ELEMENT

SENS 1 DE ACTIUNE SEISM –->

SENS 2 DE ACTIUNE SEISM <–-

–––––––––––––––

DENUMIRE QR QasF QasC QasU PSI PSI*QR

======================================================================

m 1.76 .87 1.93 1.96 .63 1.11

3.14 1.56 3.12 3.24 .53 1.68

m 4.62 2.59 5.81 5.85 .67 3.12

6.69 4.00 8.09 8.33 .67 4.47

m 12.08 9.67 17.45 17.56 .74 8.92

11.63 9.08 16.50 16.58 .73 8.50

m 1.03 .66 1.04 1.33 .60 .62

1.60 1.02 1.34 1.60 .30 .48

m .71 .47 .74 1.02 .62 .44

1.33 .71 1.20 1.33 .30 .42

m 2.44 1.29 2.75 2.811 .64 1.57

4.55 2.55 4.43 4.74 .48 2.19

m .75 .49 .72 1.10 .65 .49

1.39 .79 1.21 1.43 .38 .43

m 2.63 1.24 2.85 2.63 .68 1.63

4.62 2.42 4.49 4.77 .42 2.11

λ-factor de corecție, care ține seama de contribuția modului propriu fundamental prin masa modală efectivă asociată acesteia, ale cărui valori sunt:

λ = 0,85, dacă clădirea are mai mult de 2 niveluri;

λ = 1, în celelalte cazuri.

m = masa totală a clădirii;

q – factor de comportare pentru structurile din zidarie stabilit in functie de tipul zidariei, de

clasa de regularitate a constructiei si de factorul de suprarezistenta a structurii

======================================================================

TABEL CENTRALIZATOR [to]

============================================

VALORI DE (1/q) pe ELEMENT

SENS 1 DE ACTIUNE SEISM –->

SENS 2 DE ACTIUNE SEISM <–-

–––––––––––––––

DENUMIRE VRdR VRdMF VRdMC VRdMU 1/q VRdR/q

======================================================================

M 1.06 .48 1.10 1.12 .61 .65

1.74 .80 1.70 1.76 .40 .70

M .79 .29 .77 .79 .32 .25

M 1.25 .57 1.28 1.31 .61 .76

2.00 .99 1.89 2.02 .33 .66

M 1.07 .42 1.03 1.07 .32 .34

M 2.30 .96 2.22 2.35 .41 .95

M 9.26 4.47 10.86 11.34 .65 6.02

M .88 .38 .88 .91 .54 .48

1.43 .68 1.33 1.43 .30 .43

M 2.14 .86 2.09 2.18 .41 .88

M .89 .35 .86 .89 .30 .27

S .57 .23 .55 .57 .30 .17

M 9.30 5.86 12.68 13.84 .70 6.50

12.04 7.53 15.09 15.82 .68 8.20

M 3.99 2.53 4.71 5.74 .67 2.66

6.60 3.61 6.92 7.28 .62 4.09

6.CALCULUL FUNDATIILOR

6.1. Studiu geotehnic

Fundarea se va executa conform studiului geotehnic nr. 96/2010 intocmit de s.c. GEOTEHNICUM s.r.l.Oradea.

Conform acestui studiu fundarea se va face pe stratul de praf cafeniu galbui, plastic vartos.

Pentru acest teren valoarea de baza a presiunii conventionale s-a luat in calcul Pconv=300KPa.

Inaintea turnarii betonului in fundatii se va chema la fata locului proiectantul si geotehnicianul pentru atestarea cotei si naturii terenului de fundare.

Conform Normativului P100-2013 constructia se afla in zona caracterizata de termeni de varf ai acceleratiei terenului ag=0.15g si Tc=0.7sec.

Constructia se inscrie in clasa IV de importanta, categoria D.

Pentru calculul fundatiilor s-au luat in considerare urmatorii coeficienti ai terenului de fundare din tabelul de mai jos:

6.2. Stabilirea adanicmii de fundare

Construcția este situată în localitatea Oradea, zona în care adâncimea de îngheț este 80 cm. Fundatiile vor avea astfel adancimea de cel putin 80 cm +20 cm = 1.00 m.

Pentru realizarea blocurilor fundațiilor (alcatuite din beton simplu )se folosește beton de clasa C 12/15.

Pentru realizarea blocurilor fundațiilor (alcatuite din beton armat )se folosește beton de clasa C 16/20.

Pentru realizarea elevatiilor se folosește beton de clasa C 16/20.

Pentru armare se folosesc bare din oțel PC 52 și OB37.

Fundarea se va executa conform fisei de foraj de mai sus.

Conform acestui studiu fundarea se va face pe stratul de praf cafeniu galbui, plastic vartos.

Pentru aceste terenuri valoarea de baza a presiunii conventionale s-a luat in calcul Pconv= 300 kPa.

6.3. Calculul fundatiilor continue calculand terenul pe baza presiunilor conventionale

6.3.1. Calculul fundatiilor continue sub pereti exteriori ai subsolului

Încărcările de calcul pentru o fâșie de 1m din fundația continuă reprezintă de fapt încărcările stabilite în urma verificării la sarcini gravitaționale pentru peretele exterior.

Q = N = 8630.5 daN/ ml

Se apreciaza latimea fundatiei ca 1.7 x 8630.50 / 300 = 48.91 cm

Se adopta latimea de 65cm si adancimea de fundare de 83 cm.

Valorile corectiilor pentru latimea de 65 cm si adancimea de fundare de 83 cm sunt:

Corectia de latime:

Corectia de adancime

Valoarea corectata a presiunii conventionale este

300-5.25-87.75 = 207.00 kPa

Greutatea fundatiei Gf este: 1294.80 + 1778.40 = 3073.2 daN/ml

Greutatea blocului de fundare 0.65 x 0.83 x 2400 = 1294.8 daN/ml

Greutatea elevatiei 0.3 x 2.47 x 2400 = 1778.4 daN/ml

Incarcarea totala este Nef = N + Gf = 8630.50 + 3073.20 = 11703.70daN/ml

Presiunea efectiva pe tere este : < 207.00kPa=

Relatia este verificata!

6.3.2. Calculul fundatiilor continue sub pereti interiori ai subsolului

Încărcările de calcul pentru o fâșie de 1m din fundația continuă reprezintă de fapt încărcările stabilite în urma verificării la sarcini gravitaționale pentru peretele interior.

Q = N = 9321.52daN/ ml

Se apreciaza latimea fundatiei ca 1.7 x 9321.52 /300 = 52.82 cm

Se adopta latimea de 65 cm si adancimea de fundare de 83 cm.

Valorile corectiilor pentru latimea de 65 cm si adancimea de fundare de 83 cm sunt:

Corectia de latime:

Corectia de adancime

Valoarea corectata a presiunii conventionale este

300-5.25-87.75 = 207.00 kPa

Greutatea fundatiei Gf este: 1294.80 + 1778.40 = 3073.2 daN/ml

Greutatea blocului de fundare 0.65 x 0.83 x 2400 = 1294.8 daN/ml

Greutatea elevatiei 0.3 x 2.47 x 2400 = 1778.4 daN/ml

Incarcarea totala este Nef = N + Gf = 8630.50 + 3073.20 = 11703.70daN/ml

Presiunea efectiva pe tere este : < 207.00kPa=Relatia este verificata!

6.3.3. Calculul fundatiilor continue sub pereti exteriori ai parterului

Încărcările de calcul pentru o fâșie de 1m din fundația continuă reprezintă de fapt încărcările stabilite în urma verificării la sarcini gravitaționale pentru peretele exterior.

Q = N = 5412.10 daN/ ml

Se apreciaza latimea fundatiei ca 1.7 x 5412.10 / 300 = 30.67 cm

Se adopta latimea de 50 cm si adancimea de fundare de 130 cm.

Valorile corectiilor pentru latimea de 50 cm si adancimea de fundare de 130 cm sunt:

Corectia de latime:

Corectia de adancime

Valoarea corectata a presiunii conventionale este

300-7.50-52.50 = 240kPa

Greutatea fundatiei Gf este: 230.4+1560= 1790.40 daN/ml

Greutatea blocului de fundare 0.50 x 1.3 x 2400 = 1560 daN/ml

Greutatea elevatiei 0.3 x 0.32 x 2400 = 230.4 daN/ml

Incarcarea totala este Nef = N + Gf = 5412.10 + 1790.40 = 7202.50 daN/ml

Presiunea efectiva pe tere este : <240 kPa= Relatia este verificata!

6.4. Calculul fundatiilor continue calculand terenul la starea limita de capacitate portanta

6.4.1. Calculul fundatiilor continue sub pereti exteriori ai subsolului

c’(coeziunea terenului)=20 [kPa]

(unghiul de forfecare a terenului)=20°

– coeficient care ține seama de înclinarea tălpii fundației(=1)

– coeficient de formă a suprafeței de contact

B’=B-20.65-2×0 =0.65 m

0

L’=L-21-2×0 = 1.00 m

0

1+0.2

1+0.2x

– coeficient care ține seama de înclinarea sarcinii exterioare

V=Nd

A’=B’x L’=0.65 x 1=0.65

H =0

=19.8*0.83= 16.434

= 132.598KPa

6.4.2. Calculul fundatiilor continue sub pereti inetriori ai subsolului

c’(coeziunea terenului)=20 [kPa]

(unghiul de forfecare a terenului)=20°

– coeficient care ține seama de înclinarea tălpii fundației(=1)

– coeficient de formă a suprafeței de contact

B’=B-20.65-2×0 =0.65 m

0

L’=L-21-2×0 = 1.00 m

0

1+0.2

1+0.2x

– coeficient care ține seama de înclinarea sarcinii exterioare

V=Nd

A’=B’x L’=0.65 x 1=0.65

H =0

=19.8*0.83= 16.434

= 132.598KPa

6.4.3. Calculul fundatiilor continue sub pereti exteriori ai parterului

c’(coeziunea terenului)=20 [kPa]

(unghiul de forfecare a terenului)=20°

– coeficient care ține seama de înclinarea tălpii fundației(=1)

– coeficient de formă a suprafeței de contact

B’=B-20.50-2×0 =0.50 m

0

L’=L-21-2×0 = 1.00 m

0

1+0.2

1+0.2x

– coeficient care ține seama de înclinarea sarcinii exterioare

V=Nd

A’=B’x L’=0.50 x 1=0.50

H =0

=19.8*1.30= 25.74

= 138.82KPa

7.CALCUL HIGROTERMIC

Calculul se va concretiza printr-o verificare a rezisțentelor minime necesare la transfer termic R' pentru elementele anvelopei și verificarea la condens:

Calculul se face conform Normativului C107/1-1997.

Dimensionarea elementelor de construcție din punct de vedere termic se face în vederea asigurării climatului interior impus de cerințele minime de confort și cuprinde următoarele aspecte:

• verificarea rezistenței necesare la transfer termic, pentru reducerea pierderilor de căldura în limita unor valori minime, conform prevederilor C107/1-1997.

• evitarea condensului pe suprafață interioară a elementelor de construcție care fac parte din anvelopa clădirii, pe baza prevederilor STAS 6472/3-89 și STAS 6472/6-89.

• verificarea condițiilor de apariție a condensului în interiorul elementelor de construcție care fac parte din anvelopa clădirii, pe baza prevederilor STAS 6472/4-89.

• verificarea stabilității termice a principalelor elemente de construcție perimetrale, conform prevederilor STAS 6472/3-89 cap. 4.

• rezistența minimă necesară la transfer termic R0,nec se calculează astfel:

Placa pe sol:

Perete exterior:

Planseu peste parter:

8.CALCULUL ECONOMIC

MEMORIU TEHNICO-ECONOMIC

Prin tema de proiectare s-a cerut realizarea unei clădiri de tip Dp+P+E.

În cadrul calculului economic este cuprinsă valoarea investiției în structura de rezistență, structurat de două categorii de lucrări:

• lucrări de infrastructură

• lucrări de suprastructură

Lucrările de infastructura cuprind: terasamente, săpătură mecanică și manuală fundații, cofrare fundații, confecționare, montaj armătură fundații, turnări de betoane în fundații și placă pe sol.

Lucrările de suprastructură cuprind: cofrare grinzi, stâlpi, plăci si scări, confecționat și montaj armătură grinzi, stâlpi, plăci și scări, turnări de beton în grinzi, stâlpi, plăci și scări, lucrări de zidărie la fiecare nivel.

Documentația economică:

Pe baza planșelor de arhitectură și rezistență s-a realizat o antemăsurătoare în care sunt specificate cantitățile, unitățile de măsură și simbolurile pentru fiecare articol în parte.

În urma rulării în cadrul programului mai sus amintit s-au obținut extrasele de resurse principale (materiale, forță de muncă, utilaje) cât și valoarea devizului general.

Organizare de șantier:

Pentru o mai bună desfășurare a activității pe șantier inginerului constructor îi revine sarcina de a întocmi o organizare de șantier care consta în urmatoarele:

• calculul suprafețelor de depozitare a materialelor principale ținând seama de mărimea stocului maxim la un momen dat și strategia de aprovizionare adoptată. În cadrul prezentului proiect s-a considerat că aprovizionarea cu materiale se face din șase în șase zile în funcție de cantitatea de material și numărul de zile în care se utilizează. S-a considerat că materialele utilizate vor fi adăpostite în funcție de natura lor în depozite închise (ciment, armătură, materialul lemnos); în depozite deschise (nisipul, pietrisul, balastul, cărămida, bitumul). În urma acestui calcul au rezultat suprafețele de depozitare pentru materiale. În funcție de aceste suprafețe pe șantier se vor realiza depozitele pentru materiale.

• volumul mijloacelor circulante proprii se determină pe baza normativelor iar pentru calculul necesarului de materiale se folosește norma de consum, respectiv cantitatea de resurse materiale ce se consumă pentru producerea unei unități de produs sau prestarea unui serviciu. Normele de consum reprezintă elementele principale ale planului de aprovizionare tehnico – materială, constituind baza normativă a planificarii, aprovizionării tehnico – materiale.

• normele de stoc trebuie să asigure desfășurarea ritmică a producției conform planului și proceselor tehnologice, în condițiile folosirii cu maximă eficientă a resurselor materiale și a capacităților productive.

• stocurile normate se determină cu ajutorul relației:

Sn = Sc + Ss + Scd + S1 + Sj

unde:

• Sn = stocul normat reprezintă cantitatea maximă de materiale care trebuie aprovizionată astfel că procesul de producție sa nu aibă stagnări.

• Sc = stocul curent, care se consumă în condiții ideale , între două aprovizionari consecutive.

• Ss = stocul de siguranță ce asigură o desfășurare normală a producției în cazul apariției întărzierilor în procesul de aprovizionare.

• Scd = stocul de condiționare care este creat pentru materialele ce se prelucrează înainte de punere în operă cum ar fi prefabricatele și armăturile.

• S1 = stocul pentru transport interior reprezintă cantitatea de materiale necesara pentru continuitatea procesului productiv.în cazul în care de la depozitul central la punctul de lucru intervin transporturi de lungă durată.

• Sj = stocul de iarnă.

La nivelul punctului de lucru trebuie ținut cont de stocul curent, de stocul de siguranță și atunci când este cazul de stocul de transport, stocul de iarnă și transporturi de lungă durată.

Planșa de organizare de șantier din proiect cuprinde principalele construcții anexe necesare unei bune desfășurări a activității pe șantier.

Investitie: Casa familiala Dp+P+E

Beneficiar: Facultatea de Constructii si Arhitectura

Executant: stud. Negru Andrei

Obiect: Casa familiala Dp+P+E

ANTEMASURATOARE

INFRASTRUCTURA:

SUPRASTRUCTURA:

9. PROGRAM PENTRU CONTROLUL EXECUTIEI LUCRARILOR

Nota: In conformitate cu prevederile legale se interzice trecerea la faza urmatoare de executie inaintea receptionarii celei anterioare.

Legenda: P = proiectant; G = geotehnician; B = beneficiar; E = executant; I = Inspectia de Stat in Constructii

10. TEHNOLOGIE SI ORGANIZARE

FISA TEHNOLOGICA PENTRU COFRARE STALPI:

Denumire flux: cofrare stalpi

Operatii:

transport set cofraje CMU cu panouri MEFMC, de la baza de productie, la obiect, cu autocamionul

descarcarea pe o platforma de depozitare a cofrajelor, special amenajata

transportul pe verticala al cofrajelor necesare pentru un sector, cu macaraua telemac

montarea cofrajelor pentru stalpi, panou cu panou

Descriere flux:

Se transporta cofrajul de la baza de productie la obiect, cu un camion prevazut cu un brat de macara. Panourile si barele din setul CMU, se descarca pe o platforma special amenajata la obiect, folosind bratul descarcaror al camionului. Panourile si piesele componente ale setului CMU. se stivuiesc si se aranjeaza pe tipodimensiuni. Panourile si piesele necesare penrtu cofrarea unui sector de stalpi se transporta la nivelul respectiv cu macaraua telemac. La sector se considera axele si conturul stalpilor, trasate. Se monteaza panou cu panou si se rigidizeaza panourile, cu bare din setul CMU.

Resurse principale:

Forte de munca : – dulgheri

– muncitori de deservire

Utilaje si misloace de transport:

– macara tip telemac

– autocamion cu brat de macara

Echipamente tehnologice:

– set cofraje CMU cu panouri MEFMC

– dispozitiv de prindere cu cercel si 2 carlige

de tip U 196A, 2 bucati

Protectia muncii:

La lucrarile de cofraje se respecta prevederile din urmatoarele prescriptii: Legea nr. 5 (Protectia muncii), Norme republicane de protectia muncii si Norme de protectia muncii in activitatea de constructii montaj.

Se recomanda o atentie sporita urmatoarelor masuri de tehnica scuritatii muncii:

la operatiile de cofrare-decofrare se admit numai muncitori care au calificarea necesara si au fost instruiti corespunzator

muncitorii vor fi echipati individual cu manusi, casti de protectie si centuri de siguranta si cu toate sculele necesare

montarea si demontarea cofrajelor la inaltime trebuie facuta de pe podine de lucru asezate pe schelele de sustinere prevazute cu parapeti. Astfel, pentru cofrajele montate pana la inaltimea de 5 m se admitem montarea lor de pe scari asigurate contra alunecarii, dar este interzisa demontarea de pe scari indiferent de inaltimea la care se lucreaza

conturul exterior al planseului cofrat se va asigura cu parapeti de protectie, care se vor pastra si dupa demontarea cofrajului

sustinerile se vor contravantui corespunzator atat in plan vertical cat si in plan orizontal pe ambele directii pentru a evita orice deformare a structurii lor

decofrarea este admisa numai dupa intarirea suficienta a betonului, icepandu-se cu cofrajele verticale si continuand cu restul cofrajelor

piesele de ansamblare dintre panouri se vor scoate numai pe masura demontarii panourilor

la decofrarea placilor este interzis ca muncitorul sa stea sub panoul in curs de demontare

este interzisa folosirea rangilor si a tarnacoapelor la decofrare, precum si fortarea sau izbirea sustinerilor

toate operatiile de cofrare-decofrare vor fi realizate sub directa supraveghere si raspundere a conducatorului punctului de lucru care va urmari desfasurarea operatiilor in ordinea lor tehnologica.

FISA TEHNOLOGICA PENTRU ARMARE STALPI

Denumire flux: Armare stalpi

Operatii:

-transportul carcaselor de armaturi cu autocamionul cu platforma

-depozitarea carcaselor pe o platforma de depozitare, special amenajata in incinta santierului.

-montarea carcaselor de armatura pentru stalpi.

Descriera flux:

Carcasele confectionate in atelierul de confectionare a armaturilor, se aduc la obiect cu un autocamion prevazut cu un brat de macara. Carcasele se descarca pe o platforma special amenajata, in incinta santierului, cu ajutorul bratului propriu al mijlocului de transport. Montarea se face cu ajutorul macaralei tip telemac, echipata cu dispozitiv de manipulare si montaj U 196A. Carcasa se leaga la partea inferioara de mustatile din stalp, ramase de la nivelul inferior, dupa care se desface dispozitivul de manipulare.

Resurse principale:

Materiale: – OB.37, PC.52

– sarma moale F1-1.25

– distantieri din material plastic

Forte de munca: – fierari betonisti,

– muncitori de deservire

Utilaje si misloace de transport:

– macara tip telemac

– autocamion cu brat de macara propriu

Echipamente tehnologice: – dispozitiv U196A, 2 bucati

Protectia muncii:

La lucrarile de armare se respecta prevederile din urmatoarele prescriptii: Legea nr. 5 (Protectia muncii), Norme republicane de protectia muncii si Norme de protectia muncii in activitatea de constructii montaj.

Pe langa acestea se va tine cont de cateva masuri specifice:

barele de otel se descolacesc si se indreapta manual, numai pe un teren de lucru separat si imprejmuit

in timpul curatarii barelor de rugina, muncitorii trebuie sa poarte ochelari de protectie

barele mai scurte de 0.3 m, la taiere, nu se vor tine cu mana, iar cutitele stantelor trebuie sa fie bine ascutite si pozitia acestora sa fie regleta astfel ca distanta dintre ele sa fie mai mica de 1 m

la carcasele care se monteaza vertical, este interzis sa se lege barele stand pe etrierii legati anterior sau pe barele armaturii orizontale legate anterior

circulatia pe armaturile carcaselor sudate este interzisa

montarea armaturilor la plansee se face numai dupa verificarea sustinerilor cofrajului, ca sa poata prelua greutatea oamenilor si a armaturilor

FISA TEHNOLOGICA PENTRU BETONARE STALPI

Denumire flux: betonare stalpi

Operatii:

– transportul betonului de la statia de betoane la obiect

– descarcarea betonului in pompa

– turnarea betonului in cofrajele de stalpi

Descriere flux:

Betonul preparat centralizat la statia de betoane, se transporta la obiect cu autobetoniere de 5.5 mc. La obiect betonul se descarca cu pompa, amplasata pe o platforma special amenajata pentru receptia betonului. Compactarea se face prin vibrare cu vibratoare de interior, respectand programul de vibrare.

Resurse principale:

Materiale principale: – beton Bc 20

Forte de munca: – betonisti calificati

– muncitori de deservire

Utilaje si misloace de transport:

– macara tip telemac

– autobetoniera de 5.5 mc

– vibrator de interior

Protectia muncii:

La lucrarile de betonare se respecta prevederile din urmatoarele prescriptii: Legea nr. 5 (Protectia muncii), Norme republicane de protectia muncii si Norme de protectia muncii in activitatea de constructii montaj.

La cele de mai sus se adauga normele specifice lucrarilor de betoane, care prevad:

verificarea sculelor, dispozitivelor si utilajelor specifice, zilnic, inainte de inceperea lucrului

efectuarea circulatiei pe cofrajele planseelor prin intermediul podinelor cu latimi de minim 1.20 m

podine de lucru cu balustrade de cel putin 1 m inaltime si cu bordura la margine, cand betonul se toarna la inaltimi mai mari de 1.50 m

dupa montarea pompei, conducta pentru transportul betonului se va incerca la 1.5 ori presiunea de regim, rezultatul consemnanduse intr-un proces verbal

inainte de introducerea betonului in conducta se verifica toate imbinarile si racordarile tronsoanelor, iar in feta orificiului de evacuare se monteaza o aparatoare inclinata

se asigura legarea locului de munca al mecanicului ce deserveste pompa cu locul unde se toarna betonul, prin dispozitive de semnalizare acustica si vizuala

se controleaza zilnic, inainte de inceperea lucrului, buna functionare a manometrului pompei; pe geamul cadranului acestuia va fi marcata presiunea de regim

demontarea pompei sau conductei de transport se face numai dupa oprirea functionarii instalatiei

in cazul defectarii pompei sau a unui element din sistemul de pompare, a formarii dopurilor, etc., se va opri imediat functionarea pompei

in timpul curatarii pompei, personalul muncitor va fi indepartat la cel putin 10 m de conducta, iar la orificiul de evacuare se va monta o aparatoare

manevrarea vibratorului va fi facuta numai de personal special instruit

betonistul care efectueaza vibrarea betonului va fi echipat cu manusi si cizme de cauciuc

carcasa vibratorului va fi legata la pamant

4. FISA TEHNOLOGICA PENTRU MONTARE SUSTINERI

Denumire flux: Montare sustineri – popi si grinzi extensibile

Operatii: – transport popi si grinzi extensibile la obiect

– descarcare popi si grinzi pe o platforma

– ridicarea pachetului de popi si grinzi, la nivelul sectorului, cu macaraua tip telemac

– montarea popilor extensibili

– montarea grinzilor extensibile

Descriere flux:

Grinzile si popii extensibili sunt transportati la obiect cu un camion cu platforma prevazut cu brat macara propriu. Se descarca camionul pe o platforma. Elementele necesare pentru executarea sustinerilor pe un sector sunt ridicate in pachete, cu ajutorul macaralei tip telemac. Pe popi se monteaza grinzile extensibile pe care vor rezema cofrajele de planseu

Resurse principale:

Materiale principale: – popi si grinzi extensibile

Forte de munca: – dulgheri

– muncitori de deservire

Utilaje si misloace de transport:

– autocamion cu brat de macara

– macara tip telemac

Echipamente tehnologice:

– dispozitiv de prindere cu cercel, si 2 carlige U 196A

Probleme privind NTS, PSI, controlul si receptia lucrarilor:

Dulgherii care monteaza grinzile extensibile si popii extensibili, vor purta manusi de protectie.

Se verifica cu grije verticalitatea popilor si orizontaleetatea grinzilor extensibile, respectiv cotele de nivel.

5. FISA TEHNOLOGICA PENTRU COFRARE GRINZI

Denumire flux: cofrare grinzi monolite

Operatii:

– transport panouri MEFMC de la baza de productie la obiect , cu autocamionul cu brat de macara.

– descarcarea pe o platforma de depozitare, special amenajata, cu bratul descarcator.

– transportul pe verticala a cofrajelor necesare pentru cofrarea unui sector, cu macaraua tip telemac turn.

– montarea cofrajelor pentru grinzi.

Descriere flux:

Se transporta cofrajul de la baza de productie la obiect cu camionul cu brat de macara. Panourile MEFMC se descarca pe o platforma special amenajata, in incinta santierului, folosind bratul descarcator al camionului. Panourile pentru cofrarea unui sector, se transporta la nivelul la care se efectueaza cofrarea. Se monteaza panourile, pe sustinerile montate in faza anterioara, panou cu panou. Panourile se rigidizeaza cu bare din setul CMU.

Resurse principale:

Materiale principale: – panouri MEFMC

Forta de munca: – dulgheri

– muncitori de deservire

Utilaje si mijloace de transport:

– autocamion cu brat propriu

Echipamente tehnologice:

– set cofraje CMU.

– dispozitiv de prindere cu cercel si doua carlige U 196A doua bucati.

Probleme privind NTS, PSI, controlul si receptia lucrarilor:

Muncitorii care lucreaza la inaltime vor folosii in mod obligatoriu centura de siguranta.

Se verifica dimensiunile cofrajului pentru grinzi, pozitia lui fata de axele cladirii, precum si orizontalitatea si etanseetatea cofrajului.

FISA TEHNOLOGICA PENTRU DECOFRARE GRINZI

Denumire flux: decofrare grinzi monolite

Operatii: – slabirea rigidizarilor

– desfacerea rigidizarilor

– desfacerea lateralelor grinzilor

– demontarea grinzilor extensibile

– demontarea popilor extensibili

– desfacerea si curatirea cofragului grinzii

– stivuirea panourilor de cofrag

– montarea stivei de panouri pe un alt sector.

Descriere flux:

Dupa ce rigidizarile laterale se slabesc putin, se desfac toate rigidizarile si panourile care constitue lateralele grinzilor. Se demonteaza apoi grinzile extensibile si popii spatiali telescopici. Se desfac apoi cu ajutorul unor rangi fundurile cofrajelor. Dulgherii,pe toata perioada de decofrare stau pe scari, rezemate pe stalpi, apoi rezemate pe grinda in portiunea deja decofrata. Panourile se curata cu o perie de sarma si se ung cu decofrol. Se stivuiesc si se muta cu ajutorul macaralei telemac pe sectorul urmator.

Resurse principale:

Materiale: – decofrol

Forta de munca: – dulgheri

Probleme privind NTS,PSI, controlul si receptia lucrarilor:

Decofrarea nu poate incepe decat atunci cand betonul a atins (70-80) % din marca

Dulgherii vor purta manusi de protectie.

Dupa decofrare se verifica abaterile fata de axe si cote, care trebuesc sa se incadreze in cele admisibile.

Decofrarea trebue sa se faca cu grija pentru a nu se ciobi muchiile grinzilor.

7. FISĂ TEHNOLOGICĂ PENTRU REALIZAREA ȘARPANTEI DIN LEMN

Prezentul capitol cuprinde specificatii privind executarea șarpantelor din lemn

Sarpanta și învelitoarea se vor executa în conformitate cu prevederile materializate în planșele în care sunt prezentate planurile,sectiunile și detaliile podului, șarpantei și învelitorii elaborate în proiect în faza PT + DE, cu respectarea prevederilor legale în vigoare.

Lista prescriptiilor tehnice de baza

C 37 – 88 Normativ pentru alcatuirea și executarea învelitorilor.

C 58 – 96 Norme tehnice privind ignifugarea materialelor combustibile din lemn.

C 300 – 94 Normativ de prevenire și stingere a incendiilor pe durata executarii lucrarilor de constructii.

P 118 – 99 Normativ de siguranta la foc a constructiilor.

Materiale și produse

Având în vedere ca șarpanta are rolul de a susține învelitoarea, constituind scheletul acoperișului, lemnul care o alcătuiește va fi ales cu grijă dupa standardele în vigoare astfel:

– lemn rotund conform STAS 1040 – 85;

– cherestea (lemn ecarisat) conform STAS 4510 – 89 – poate fi standardizată și conform STAS 1949 – 86.

Piesele mai importante care intră în alcătuirea șarpantei sunt

1.Tălpile sunt grinzi cu sectiunea rectangulară, dispuse sub popi sau alte piese ale șarpantei, cu latura mare pe verticala, avand rolul de a repartiza sarcinile transmise de șarpanta la planșeul de susținere.

2.Popii sunt elemente solicitate la compresiune – vor fi executati din lemn ecarisat. Imbinarea dintre popi, talpi și pane se face cu cep, iar îmbinarea cu contrafișele se face cu prag.

3. Contrafișele sunt piese înclinate într-un sens sau în ambele sensuri, solicitate la compresiune sau la întindere, având rol de a ridigiza șarpanta, asigurand o mai buna trimitere a sarcinilor la piesele componente. Imbinarile contrafișelor cu piesele șarpantelor se fac cu prag.

4. Panele sunt piese orizontale așezate în lungul acoperișului care rezema pe popi. Rolul panelor este de a prelua și a transmite sarcinile din învelitoare la șarpantă prin intermediul căpriorilor.

Panele, fiind solicitate la încovoiere, trebuie repartizate cât mai uniform pe versantii acoperișului la distante egale unele de altele pentru a asigura o buna transmitere a sarcinii. Panele se executa din lemn ecarisat.

După locul unde sunt asezate sunt denumite astfel:

pană de coama – la partea superioara a șarpantei;

pană intermediare – pe generatoarea versantului;

cosoroabă – pană așezata pe zidurile exterioare ale clădirii.

5. Căpriorii sunt elementele care preiau sarcinile acoperișului, greutatea învelitorii, a zăpezii, ș.a..

Sunt montati perpendicular pe poala învelitorii, pe linia de cea mai mare panta, așezati la distante egale unul de celalalt.

Capriorii reazama la poala pe cosoroaba, iar la coama pe o pana sau unul pe celalalt.

Vor fi confectionati din lemn ecarisat.

Inadirea capriorilor se face de obicei prin alaturarea și petrecerea lor de fiecare parte a panei cu cel putin 20cm, interzicandu-se înadirea lor în camp (între pane).

6.Cleștii au rolul de a consolida șarpanta și sunt elemente solicitate la întindere.

Se executa din perechi de scânduri sau dulapi, care se fixeaza pe ambele părți ale pieselor pe care le consolidează

(căpriori și popi).

Cleștii se fixează de obicei între popi împiedicând răsturnarea acestora. Îmbinarea cleștilor cu piesele pe care le consolideaza se pot realiza prin chertare. .

Livrare și manipulare

Transportul pieselor componente de la atelier la locul de montare se face prin diferite mijloace în raport cu dimensiunile și greutatea lor,astfel scaunele mici se transporta manual,ridicarea lor la locul de montare facându-se cu scripeti sau cu elevatorul.Pe distante mari se foloseste transportul cu mijloace auto.

Fermele de dimensiuni mari se vor ridica la locul de montare cu macaraua.

Executarea lucrarilor

Peste placa de beton armat de 13 cm grosime se va monta bariera de vapori din împâslitura din fibra de sticla bitumata,lipita cu mastic de bitum.

Se monteaza talpile din lemn și cosoroabele,dupa care se monteaza elementele componente ale șarpantei.

Intre talpile de lemn se monteaza termoizolatia din placi din b.c.a.,în grosime de 15 cm,așezate pe un pat de nisip.

Peste termoizolatie se așeaza un strat de separare din hârtie Kraft,apoi se toarna o șapa din mortar de ciment M100 – T în grosime de 3 cm.

Sarpanta se compune dintr-o serie de elemente de sustinere,dispuse vertical,perpendicular pe poala pe care se aseaza panele așezate în lungul acoperișului și care transmit sarcinile ce încarca învelitoarea.

Prin forma lor,fermele permit realizarea pantele necesare scurgerii apelor pluviale.

Pe pane reazema capriorii dispuși transversal pe panta acoperișului,având rolul de a sustine învelitoarea.

Partile componente ale șarpantei sunt:

piesele de rezistenta ale șarpantei,care au rol de preluare a sarcinilor acoperișului (talpile,popii,arbaletrierii,panele,capriorii);

piesele de consolidare care leaga și consolideaza șarpanta;

piesele care asigurarea stabilitatea șarpantei – contrafișele sunt cele care împiedica rasturnarea șarpantei.

Executarea și verificarea pieselor componente se face pe șantier și consta în urmatoarele operatii:

trasarea pieselor (cu ajutorul șabloanelor);

taierea la dimensiuni și forme dupa liniile trasate,apoi ajustate și verificate;

confectionarea pieselor de același fel în serie.

Daca nu exista nici o nepotrivire fata de desenele din proiectul de executie se trece la începerea lucrului în serie – de montare a pieselor fermei și a operatiunilor succesive de ansamblare a acestora.

Muncitorii care lucreaza la executarea șarpantei vor fi tot timpul asigurati cu centuri de siguranta.

O atentie deosebita se va acorda manipularii materialului lemnos cu macaraua,în special opririi balansului încarcaturii din cârligul macaralei.

Depozitarea materialului pentru sarpanta se va face numai pe suprafete orizontale de pe ultimul planseu.

Elementele verticale,pe masura ce se montzeaza,vor fi contravântuite provizoriu,pentru a evita pericolul de rasturnare.

Pâna la ancorarea definitiva a întregii șarpante,diferitele parti ale componente,dupa ce au fost montate,vor fi ancorate provizoriu.

Se admit tolerante de montare de pâna la 1%,avându-se grija ca prin dispunerea capriorilor,eventualele deficiente sa fie egal repartizata ca toleranta sa dispara.

Nu se admit defecte.

Verificarea în vederea receptiei

Sarpantele din lemn trebuie sa corespunda întocmai proiectului.

Pentru controlul comportarii șarpantelor în timpul exploatarii și pentru ventilarea reazemelor,acestea trebuie sa ramâna descoperite.De asemenea piulitele buloanelor trebuie sa ramana accesibile,ca sa poata fi revizuite și strânse periodic,înlaturandu-se astfel slabirea îmbinarilor care se produce datorita faptului ca lemnul lucreaza în timp.

La acoperișurile confectionate din lemn trebuie sa se ia masuri obligatorii în vederea prevenirii pericolului de incendiu.In acest scop,în pod piesele șarpantelor trebuie așezate la distanta de cel putin 10 cm fata de coșurile de fum.

11. STANDARDE ȘI NORMATIVE FOLOSITE

CR 0-2005 Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor în construcții.

P 100-2006 Cod de proiectare seismică.

CR 1-1-3 – 2005 Cod de proiectare. Evaluarea actiunii zăpezii asupra construcțiilor.

NP 082 – 2005 Cod de proiectare. Bazele proiectării si acțiuni asupra construcțiilor. Acțiunea vântului.

CR 6-2006 Cod de proiectare pentru structuri din zidărie.

NP 007-1997 Cod de proiectare pentru structuri în cadre din beton armat monolit.

NP 112-2005 Normativ pentru proiectarea structurilor de fundare directa

SR EN 1991-1-1:2004 Eurocod 1: Actiuni asupra structurilor. Partea 1-1: Acțiuni generale, greutăți specifice, greutăți proprii, încărcări utile pentru clădiri

SR EN 1991-1-3:2005 Eurocod 1: Actiuni asupra structurilor. Partea 1-3: Acțiuni generale. încărcări date de zapadă

SR EN 1991-1-4:2006 Eurocod 1: Acțiuni asupra structurilor. Partea 1-4: Acțiuni generale. Acțiuni ale vântului.

SR EN 1992-1-1:2004 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale și reguli pentru clădiri

SR EN 1997-1:2004 Eurocod 7: Proiectarea geotehnica. Partea 1: Reguli generale

SR EN 1998-1:2004 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistența la cutremur. Partea 1: Reguli generale, acțiuni seismice și reguli pentru clădiri

12. BIBLIOGRAFIE

1. Ioan Cadar,Tudor Clipii, Agneta Tudor – Beton armat ed.II – a, Editura Orizonturi Universitare Timișoara

2. Prof.dr. ing. Liviu Crainic, Conf. dr. ing. Marius Gabor – Cod de proiectare pentru structuri din beton armat, Editat de Institutul de Cercetare-Dezvoltare în Construcții și Economia Construcțiilor

3. Zoltan Kiss, Traian Onet – Construcții Proiectarea structurilor de beton dupa SR EN 1992-1, Editura Abel

4. Tudor Postelnicu, Daniel Nistorescu – Îndrumător de proiectare

5. Ovidiu Mîrșu, Corneliu Bob – Construcții de beton armat, Editura U.T.P. , Facultatea de Construcții

6. Alexandru Cătărig, Ludovic Kopenetz, Florin Trifa, Nicolae Chira – Statica vol. I și vol. II, Editura U.T.P , Timișoara

7. Dr. ing. Radu Agent – Îndrumător pentru calculul și alcătuirea elementelor din beton armat, Editura Technică București 1992

8. Manoliu I. – Fundații și procedee de fundare, Editura Didactică și Pedagogică , București

9. Anton Ionescu , Călin Mircea – Proiectarea plăcilor din beton armat, Editura Riso Print Cluj-Napoca 1998

10. Asist. ing. Daniela Dan, Asist. ing.Silviu Secula, Asist. ing.Luminița Fekete-Nagy –

Construcții Civile, Editura Politechnică Timișoara

12. BIBLIOGRAFIE

1. Ioan Cadar,Tudor Clipii, Agneta Tudor – Beton armat ed.II – a, Editura Orizonturi Universitare Timișoara

2. Prof.dr. ing. Liviu Crainic, Conf. dr. ing. Marius Gabor – Cod de proiectare pentru structuri din beton armat, Editat de Institutul de Cercetare-Dezvoltare în Construcții și Economia Construcțiilor

3. Zoltan Kiss, Traian Onet – Construcții Proiectarea structurilor de beton dupa SR EN 1992-1, Editura Abel

4. Tudor Postelnicu, Daniel Nistorescu – Îndrumător de proiectare

5. Ovidiu Mîrșu, Corneliu Bob – Construcții de beton armat, Editura U.T.P. , Facultatea de Construcții

6. Alexandru Cătărig, Ludovic Kopenetz, Florin Trifa, Nicolae Chira – Statica vol. I și vol. II, Editura U.T.P , Timișoara

7. Dr. ing. Radu Agent – Îndrumător pentru calculul și alcătuirea elementelor din beton armat, Editura Technică București 1992

8. Manoliu I. – Fundații și procedee de fundare, Editura Didactică și Pedagogică , București

9. Anton Ionescu , Călin Mircea – Proiectarea plăcilor din beton armat, Editura Riso Print Cluj-Napoca 1998

10. Asist. ing. Daniela Dan, Asist. ing.Silviu Secula, Asist. ing.Luminița Fekete-Nagy –

Construcții Civile, Editura Politechnică Timișoara