Constucții Civile, Industriale și Agricole [621494]

Specializarea
Constucții Civile, Industriale și Agricole

PROIECT DE DIPLOMĂ
Bloc de locuin țe P+4E amplasată în Țăndărei

Îndrumător proiect , Student: [anonimizat].dr.ing. Sunai Gelmambet Marin Mădălin Georg ian

Constanța, 201 9
ROM ÂNIA
MINISTERUL EDUCAȚIEI NAȚIONALE
UNIVERSITATEA "O VIDIUS" DIN CONSTAN ȚA
FACULTATEA DE CONSTRUCȚII

CAP. 1 MEMORIU TEHNIC ………………………….. ………………………….. ………………………. 5
1.1 Scopul proiectului ………………………….. ………………………….. ………………………….. …… 5
1.2 Date generale privind construcția și amplasamentu l ………………………….. …………. 5
1.3 Poziția geografică și informații climatice ………………………….. ………………………….. . 6
1.4 Informații geot ehnice și geolo gice ………………………….. ………………………….. ………… 6
1.5 Zona seismică ………………………….. ………………………….. ………………………….. …………. 6
1.6 Descrierea proiectului ………………………….. ………………………….. ………………………….. 7
1.6.1 Soluția constructivă ………………………….. ………………………….. ………………………. 7
1.6.2 Funcționalitatea ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 7
1.6.3 Materiale folosite ………………………….. ………………………….. ………………………….. 7
1.6.4 Tehnologii propuse pentru execuție ………………………….. ………………………….. .. 8
1.6.5 Organizarea lucrărilor de construcții ………………………….. …………………………. 9
CAP. 2 BREVIAR DE CALCUL ………………………….. ………………………….. ………………….. 9
2.1. Date generale ………………………….. ………………………….. ………………………….. ………….. 9
2.2. EVALUAREA ACȚIUNILOR ASUPRA STRUCTURII ………………………….. …. 11
2.2.1. Evaluarea încărcării din zăpadă ………………………….. ………………………….. ….. 12
2.2.2. Evaluarea acțiunii seismice ………………………….. ………………………….. ………….. 14
2.2.3. Acțiunile din exploatare ………………………….. ………………………….. ………………. 16
2.3. PREDIMENSIONREA ELEMENTELOR STRUCTURA LE ………………………. 17
2.3.1. Predimensionarea plăcii ………………………….. ………………………….. ………………. 17
2.3.2. Predimensionarea grinzilor ………………………….. ………………………….. ………… 18
2.3.3. Predimensionarea stâlpilor ………………………….. ………………………….. ………….. 18
2.4. Calculul automat al structurii ………………………….. ………………………….. ……………. 21
2.5. Verificarea deplasărilor laterale ………………………….. ………………………….. …………. 23
2.5.1. Verificarea deplasărilor laterale la starea limită de serviciu …………………. 24
2.5.2. Verificarea de plasărilor laterale la starea limită ultimă …………………………. 25
2.6. Calculul elementelor structurale ………………………….. ………………………….. ………… 26
2.6.1. Determinarea grosimii stratului de ac operire cu beton …………………………. 26
2.6.2. Calculul planșeului ………………………….. ………………………….. ……………………… 28
2.6.3. Dimensionarea armăturilor pentru grinzi ………………………….. ………………… 33
2.6.3.1. Dimenionarea armăturii transversale ………………………….. ………………… 40
2.6.4. Calculul stâlpilor ………………………….. ………………………….. ………………………… 46
2.6.4.1. Dimensionarea a rmăturii longitudinale în stâlpi ………………………….. … 47

2.6.4.2. Dimensionarea armăturii transversale a stâlpilor ………………………….. . 52
2.6.5. Calculul lungimilor de ancor aj ………………………….. ………………………….. …….. 53
2.6.6. Calculul lungim ilor de înadire prin suprapunere ………………………….. ……… 54
2.6.7. Dimensionarea și calculul fundației: ………………………….. …………………………. 54
2.6.7.1. Predimensionarea fundației: ………………………….. ………………………….. …. 54
2.6.7.2. Dimensionarea armăturii longitudinale a grinzii de fundare: ………….. 58
2.6.7.3. Dimensionarea armăturii transversale a grinzii de fundare: ……………. 60
2.6.7.4. Dimensionarea armăturii longitudinale din console: ……………………….. 62
CAP. 3 PREZENTAREA TEHNOLOGIILOR DE EXECUȚIE ȘI ELABORAREA
CAIETELO R DE SARCINI ………………………….. ………………………….. ………………………….. .. 64
3.1 Prevederi generale ………………………….. ………………………….. ………………………….. … 64
3.2 Lucrări de cofraje și susținerea lor ………………………….. ………………………….. …….. 64
3.2.1 Prevederi generale ………………………….. ………………………….. ………………………. 64
3.2.2 Montarea cofrajelor ………………………….. ………………………….. ……………………. 64
3.2.3 Cofrarea stâlpilor,grinzilor și planșeelor ………………………….. ………………….. 65
3.2.4 Controlul și recepția lucrărilor de cofraje ………………………….. ………………… 65
3.3 Lucrări de armătură pentru beton ………………………….. ………………………….. ……… 66
3.3.1 Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 66
3.3.2 Transport,manipulare,depozitare ………………………….. ………………………….. … 66
3.3.3 Fasonarea armăturii ………………………….. ………………………….. ……………………. 66
3.3.4 Armarea stâlpilor ………………………….. ………………………….. ……………………….. 67
3.3.5 Armarea grinzilor ………………………….. ………………………….. ……………………….. 68
3.3.6 Armarea plăcilor ………………………….. ………………………….. …………………………. 68
3.3.7 Verificarea lucrărilor ………………………….. ………………………….. ………………….. 68
3.4 Lucrări de betonare ………………………….. ………………………….. ………………………….. . 68
3.4.1 Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 68
3.4.2 Livrarea, trasportul și recepți a betonului proaspăt ………………………….. ….. 69
3.4.3 Turnarea și compactarea betonului ………………………….. ………………………….. 70
3.4.4 Tratarea și protecția betonului după turnare ………………………….. ……………. 72
3.4.5 Rosturile de lucru la turnarea betonului ………………………….. …………………… 73
3.4.6 Decofrarea elementelor de beton armat ………………………….. ……………………. 74
3.4.7 Recepția lucrărilor de punere în operă a betonu lui ………………………….. …… 75
CAP. 6 MĂSURI SPECIFI CE DE S.S.M ȘI P.S.I ………………………….. ……………………. 81
6.1 Protecția muncii ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 81

6.1.1 Generalități ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 81
6.1.2 Responsabilitatea conducătorilo r punctelor de lucru ………………………….. … 81
6.1.3 Norme de securitate a muncii pentru p repararea, transportul, turnarea
betoanelor ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……………………. 82
6.1.4 Mijloace independente de protecție ………………………….. ………………………….. 83
6.2 Măsuri de prevenire și stingere a inc endiilor ………………………….. …………………… 84
6.2.1 Generalită ți ………………………….. ………………………….. ………………………….. ……. 84
6.2.2 Organizarea activităților de PSI ………………………….. ………………………….. ….. 84
6.2.3 Norme referitoare la protecția și stingerea incendiilor ………………………….. . 85
CONCLUZIILE PROIECTULUI DE DIPLOMĂ ………………………….. ………………………… 86

5

CAP. 1 MEMORIU TEHNIC

1.1 Scopul proiectului
Lucrarea a fos t realizată în vederea promovării lucrării de diplomă și urmărește
îndeplinirea tuturor co ndițiilor funcționale, tehnice și economice pentru o c onstrucție civilă în
cadre de beton armat, regim de înălțime P+4E, amplasate în Țăndărei, județul Ialomița .
1.2 Date generale privind construcția și amplasamentul
– Denumire proiect: Bloc de locuințe P+4E
– Amplasamentul construcției: Țăndărei , județul Ialomița
– Regim de înălțime construcție civilă: P+ 4E
– Faza: Proiect tehic și deta lii de execuți e
– Suprafață terenului: 2807.96 m2
– Suprafață construită la sol: Con strucție civilă 574.4 m2
– Suprafață desfășurată: Con strucție civilă 2872 m2
– POT propus: 20 %
– CUT propus: 1.022
– Formă de deținere a terenu lui: proprietate cu drepturi deplin e
– Categoria de importantă: categoria C c onfrom HGR 766/1997
– Clasa de importantă: construcți a civilă se încadrează în clasa de impor tanță III (
factor de importanță = 1.00) – Cod de proiectare seismică1
– Autor proiect: Marin Mădălin Georgian
– Îndrumător proiect: Sunai Ge lmambet
Construcția este amplasată pe un teren cu o suprafaț ă de 2807.96 m2 situat în localitatea
Țăndărei, județul Ialomița , și are o fo rmă dreptunghiulară în plan.
Pe sup rafață terenului nu există vegetație, obstacole sau alte construcții care să necesit e
demolări sau dezafectari; această beneficiază de alimentar e cu apă, canalizare menajeră și
canalizare pluvială, alimentare cu energie electrică, rețea publică de televizi une, telefonie și
internet.

1 Cod de proiectare seimică P100 -1/2013 “ Prevederi de proiectare pentru clădiri” pag.60 -61 tab. 4.2.

6
Vecinătățile terenului sunt următoarele:
– Nord: Strada București
– Sud: Vecin
– Est: Primaria Țăndărei
– Vest: Vecin
–
1.3 Poziția geografică și informații climatice
Localitatea Țăndărei se află în jude țul Ialomița , partea de nord -est a județului. Climă
orașului evoluează pe fo ndul general al climei tempera t continentale, prezentând anu mite
particularități legate de poziția geografică .

1.4 Informații geotehnice și geologice
Adâncimea maximă de îngheț în zona analizată se situează la -0.80 m2
Din punct de vedere geologic amplasamentul se caracterizează prin prezența
formățiunilor sedimentare reprezentate de leossuri și depozite leossoide macroporice de natură
eoliană, prafuri argile și argi le prăfoase leossoide.
Leossul galben este pământul ce va intră în cadrul zonei de deformație a fundațiilor și
prezintă următoarele caracte ristici geotehnice:
– Este un păm ânt coeziv
– Indicele de plasticitate indică o plasticitate medie
– Conform indicelui de consistentă este un pământ plastic vârtos
Fiind un pământ sensibil la umezire (PSU), leossul se încadrează î n categoria
terenurilor cu complesibilit ate mare în stare naturală și foarte mare în stare inundată. Acesta poat e
prezența tasări suplimentare în caz de umezire, sub acțiunea incarcari lor transmis e de
suprastructură fundației și sub greutate propie.
Presiu nea convenționala pe talpa fundației se estimează la 150 kPa.
1.5 Zona seismică
Încadrarea în zona seismică s -a real izat conform P100 -1/2013 – Cod de p roiectare
seismică.
Amplasamentul construcției pr ezintă următoarele caracteris tici:
– accelerație de v ârf a terenului = 0.2 5g

2 STAS 6 054-77- Teren de fundare. Adâncimea de îngheț.

7
– perioadele de colț: Tc=1.00s, T B=0.20s, TD= 3.00s.

1.6 Descrierea proiectului
1.6.1 Soluția constructivă
a. Construcție civilă P+ 4E:
Suprastructură este realizată din cadre de beton armat monolit, di spuse pe două direcții,
având trei deschideri cu două distanț e interax de 6. 00 m și una de 5.50 și șapte travei cu
distanț ele interax : două de 4.00m, două de 4.50m și trei de 4.00m .
Planșeele joacă rolul unei șaibe rigid e și sunt realizate din beton clasa C2 5/30, cu o
grosime de 14 cm.
Stâlpii au o formă pătrată , având dimensiunile de 45×45 cm, grinzile longitudinale și
transversale au dim ensiuni de 30x 45 cm, respe ctiv 30×5 5 cm și se execută din beton clasa
C25/30.
Scăril e de a cces sunt alcătuite din tr-o singură rampă , fiind reali zate din beton clasa
C25/30.
Acoperișul este de tip terasă necirculabilă.
În jurul construcției se vor turna tro ruare cu lățimea de 0.80 m , cu pantă de 3 -5% spre
exterior.

1.6.2 Funcționalitatea
Const rucția civilă P+ 4E se desfășoară pe 5 nivele: parter și 4 etaje.
Înălțimea de nivel este de 2.80 m. Accesul la fiecare nivel se face prin intermediul scării
de acces situat e în interiorul imobilului.
La interior, construcția va avea următoarele caracterist ici:
– Gresie și faianță ceramică în băi
– Gresie în camere și pe hol
– Gresie antiderapanta pentru exterior pe terasă
– Pereții vor fi acoperiț i cu 3 straturi de var lavabil
– Tâmplăriile vor fi realizate din PVC, cu gea m termopan
– Uși interioare din PVC

1.6.3 Materiale folos ite

8
Pentru suprastructură s -a utiliz at beton clasa C25/30 pentru turnarea elementelor
structurale: stâlpi, grinz i, planșee.
Armăturile longitudinale și transversale sunt confecționate din oțel BST 500, armăturile
constructive și cele de repartiție din tot din oțel BST500 .
Finisajele interioar e constau în:
– Pardoseli reci – gresie
– Tencuieli cu zugrăve li lavabile pentru pereți și tavane
– Placaje cu gresie și faianță în băi
– Uși interioare din PVC
Materialele utilizate trebuie s ă corespundă din punct de vedere calitativ normelor tehnice
în vigoare (caiete de sarcini, norme de fabricație, standarde).

1.6.4 Tehnologii propuse pentru execuție
Lucrările necesare pentru această c onstrucție nu necesită tehnologii n oi sau speciale care
să impună alcătuirea de preved eri în consecință.
Execuția lucrărilor se va face numai pe baza proiectului de execuți e și a detaliilor de
execuție, față PT+DDE, conform prezen tei.
Sunt interzise modifi cări de soluții sau schimbări de materiale fără avizul în fo rmă scrisă
a proiectantulu i structurii de rezistență și al verificatorului de proiect.
Pentru realizarea suprast ructurii se parcurg următoarele etape:
– Se confecționează armăturile din oțe l BST500
– Se cofreaza stâlpii cu panouri refolosibil e din scânduri de chereste a
– Se toarnă betonul în stâlpi cu pompă automalaxorului
– Se realizează sprijinirea palplanse lor și grinzilor cu popi metalici
– Se cofreaza grinzil e și plăcile cu panouri refolosibile din scânduri de cherest ea
– Se toarnă beto nul în grinzi cu pompă automalaxorului
– Se tratează betonul – se menține în co fraje și se stropește periodic cu apă
– Se realizează inchiderile perimetrale
– Se montează tâmplăria exterioară și interioară
– Procedeele se repetă pe toată înălțimea construcției
– Se realizează termoizolatia, hidroizolația, tencuiala și finisajele.

9

Pentru realizarea infrastructurii se parcurg următoarele etape:

1.6.5 Organizarea lucrărilor de construcții

Programarea și organizarea lucrărilor de construcții -montaj s -au realizat folosind una din
metodele ADC (Analiză Drumului C ritic) și anume Metodă Potențialelor Metra (MPM).
Organizarea lucrărilor de construc ții și montaj în interiorul șantie rului are că scop
principa l stabilirea dur atei de execuție în anumite condiții (tehnice, tehnologice) a investiției
propuse, dar și urmări rea desfășurării optime a activităților specifice și manevrarea cu ușurință a
resurs elor necesar e proceselor în desfășurare. Pentru organizarea șantierului se a re în vedere
realizarea lucrărilor în concordanță cu graficul de eșalonare calendaristică Gantt, urmărind
ordinea tehnologică a execuției, pentru fiecare lucrare în parte.
Pentru r ealizarea programării activităților s -au parcurs următoarele etape:
– Asigurarea desfășurării activităților prin studierea documentației tehnice și
tehnologice și a condițiilor proprii din punct de vedere al capacităților de alocare al resurselor.
– Elaborarea listei de activități cu precizarea durate lor acti vităților și a
condiționărilor dintre acestea, pe considerente tehnologice sau organizatorice.
În vedere a îndeplinirii termenelor și condițiilor de calitate cerute, șantierul va fi dotat c u
personal calificat și va dispune în apropiere de toate reț elele de utilități necesare desfășurării
activității. Toate lucrările vor fi verificate de un responsabil tehnic cu execuția.
Se va dispune de un container pentru activitățile zilnice, care va fi folosit că depozit
pentru material mărunt și pentru unelte, dotat de asemenea cu un punct de prim ajutor. Incinta
șantierului va fi dotată cu o toaletă ecologică.

CAP. 2 BRE VIAR DE CALCUL
2.1. Date generale
Prezentul capitol are ca obiect elaborarea proiectului de rezistenț ă pentru suprastructura
unui imobil având desti nația de bloc de locuințe , cu regimul de în ălțime P+ 4E, situat în
localitatea Țăndărei , județul Ialomița .
Structura de rezistență este formată din următoarele două componente:
-Infrastructură:se v or realiza rețea de grinzi continue sub stâlpi,din beton armat

10
-Suprastructură: cadre din beton armat (stâlpi,grinzi,plăci)
Conform Codului de proiectare seismic ă indicat iv P100 -1/2013, construcția se
încadreaz ă în clasa III de importanță, cu un factor de important ă: γI = 1; cu o accelerție de vârf a
terenului: ag=0,2 5g,pentru IMR =225 ani și perioadele de colț : T C = 1,00s, T B = 0,20s, T D = 3,0s
(anexa A ).
La execuția str ucturii de rezi stență se folose ște beton de clas ă C25/30 potrivit tabelului
E.1N ,
Anexa E din SR EN 1992 -1-1-2004 pentru o clas ă de expunere X C4 ( tabelul 4.1 , SR
EN 1992 -1-1-2004) și oțel BST500S.

MATERIALE UTILIZATE:
Rezistențele de proiectare ale bet onului
Conform SR EN 1992 -1-1-2004 (“Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Par tea 1 –
1:3
Reguli generale și reguli pentru cl ădiri”) , ave m urm ătoarele rezistențe de proiectare:
− Rezistența de proiectare la compresiune, este definit ă ca:

fcd = αccfck/γC [5]4
unde,
γC – este coeficient parțial referitor la beton și are valoarea 1,5 p entru situația de
proiectare permanent ă sau tranzitorie și 1,2 pentru situația de proiectare accidental ă;
αcc – este un coeficient ce ține seama de efectele de lung ă durată asupra rezistenței la
compresiune și de efectele defavorabile ce rezult ă din modul de aplicare al înc ărcării. Valoarea
lui αcc variaz ă între 0,8 și 1,0. Valoarea recomandat ă este 1,0;
fck – este valoarea caracteristic ă a rezistenței la compresiune a bet onului, determinat ă pe
epruvete cilindrice la 28 de zile.

3 SR EN 1992 -1-1-2004 (“Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1 -1)
4 relația 3.15,pagina 31,SR EN 1992 -1-1-2004

11
Conform tabelului 3.1 , SR EN 1992 -1-1-2004, rezult ă următoarea valoare caracteristi că
a rezistenței la compresiune pentru betonul de clas ă C25/30.: f ck = 25 N/mm2.
Rezult ă că valoarea rezistenței de proiectare la com presiune a betonului este: fcd=16.67
N/mm2.
− rezistența de proiect are la întindere, este definit ă ca:

fctd = αctfctk,0,05 /γC [5] 5
unde,
γC – este coeficient parțial referitor la beton și are valoarea 1,5 pentru situația de
proiectare permanent ă sau tranzitorie și valoarea 1,2 pentru situația de proiectare accidental ă;
αct – este un coeficient ce ține seama de efectele de lun gă durat ă asupra rezistenței la
întindere și de efectele defavorabile ce rezult ă din modul de aplicare al înc ărcării. Valoarea lui αcc
variaz ă între 0,8 și 1,0. Valoarea recom andat ă este 1,0;
fctk – rezistența caracteristic ă la întindere direct ă a betonulu i.
Conform tabelului 3.1 , SR EN 1992 -1-1-2004, rezult ă următoarea valoare caracteristic ă
a rezistenței la întind ere pentru betonul de cl asă C25/30: f ctk = 1.8 N/mm2.
Rezistențele de proiectare ale a rmăturii
Conform SR EN 1992 -1-1-2004, rezistența de calcul la întindere a oțelului se define ște,
conform figurii 3.8 de la pagina 37 , astfel:

fyd = fyk/γs [5]6
unde,
fyk – limita de elasticitate caracteristic ă a arm ăturilor pentru beton armat;
γs – coefic ient parțial de siguran ță care are valoarea 1. 15 pentru si tuații persistente și
tranzitorii de proiectare și valoarea 1. 00 pentru situații accid entale.
Potrivit datelor d in tema proiectului, limita de curgere pentru oțelul BST 500S are
valoarea: f yk = 500 N/mm2. Rezult ă că valoarea rezistenței de calcul la întind ere a oțelului este:
fyd=435 N/mm2
2.2. EVALUAREA ACȚIUNILOR ASUPRA STRUCTURII

Conform CR0 -2012 (“Cod de proiectare. Bazele proiect ării construcțiilor”), calculul elementelor

5 Relația 3.16 ,pagina 31, SR EN 1992 -1-1-2004
6 Figura 3.8,pagina 37, SR EN 1992 -1-1-2004

12

structurale s -a realizat re spectând principiile de proiectare la stare limit ă potrivit capitolului 6 –
“Proiectarea prin metoda coeficienților parțiali de siguranț ă”.
Pentru proiectarea la st ările limit ă, se consider ă următoarele grup ări:
-gruparea fundamental pentru situațiile de p roiecatare persistentă sau normală și
tranzi torie definite prin rel ația:

[4] 7
unde,

γG,j– coefic ient parțial de siguranț ă pentru acțiunea permanent ă j;
Gk,j– valoarea caracteristic ă a acțiunii permanente j
γP– coeficient parțial de siguranț ă pentru acțiuni de precom primare;
P– valoarea reprezentativ ă a acțiunii precomprim ării;
γQ,1– coeficient parția l de siguranț ă pentru pri ncipala acțiune variabil ă, 1;
Qk,1– valoarea caracteristic ă a principalei acțiuni variabile, 1;
γQ,j– coeficient parțial de siguranț ă pentru acți unea variabi lă i;
ψ0,i– factor pentru valoarea de grupare a unei acțiuni variabile;
Qk,i– valoarea caracteristic ă a unei acțiuni variabile asocia te, i.
-gruparea sesmică,pentru situația de proiectare sesmică definite prin relația:

[4]8
Gk,j– valoarea caracteristic ă a acțiunii permanente j;
P– valoarea reprezentativ ă a acțiuni i precompr imării;
AEd– valoarea de proiectare a acțiunii se ismice;
Ψ2,i– factor pentru valoarea cvasipermanent ă a unei acțiuni variabile;
Qk,i -valoarea caracteristic ă a unei acțiuni variabile asociate, i.

2.2.1. Evaluarea încărcării din zăpadă

7 relația 6.9, pagina 23, CR 0 -2012
8 relația 6.11, pagina 23, CR 0 -2012

13

Conform CR 1 -1-3/2012 ("Cod de proiectare. Evaluarea acțiunii zăpezii asupr a
construcțiilor"), valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe acop eriș, s, pentru situația de
proiect are persistentă/tranzitorie se determină astfel:
S = γ is µiCeCtsk
unde,
γis – factorul de importanță -expunere pentru acțiunea zăpezii;
µi – coeficientul de formă al încărcării din zăpadă pe acoperiș;
sk – valoarea caracteristică a încărcării din z ăpadă pe sol [kN/m2] în amplasament;
Ce – coeficientul de expunere al construcției în amplasament;
Ct – coeficientul termic.
Acoperi șul clădirii este de tip terasă necirculabilă . Conform CR 1 -1-3/2012 (“C od de
proiectare. Evaluarea acțiunii z ăpezii asupra Construcțiilor”) valorile caracteristice a înc ărcării
din z ăpadă pe sol sk, kN/m2, pentru altitudini
A1000 m, se reg ăsesc în ur mătoarea hart ă:

Fig. 2.1 – Zonarea valorilor înc ărcărilor caracteristice ale z ăpezii pe sol
Conform h ărții din fig. 2.1, valoarea caracteristic ă a înc ărcării din z ăpadă pe sol, pent ru
Localitatea Țăndărei , județul Ialomița este: sk= 2,5 kN/m2.

Conform tabelului 4.1 CR 1 -1-3/2012 rezultă valoarea factorului de importanță –
expunere pentru acțiunea zăp ezii γ is = 1,0 pentru clasa de importanță -expunere III – construcții de
tip curent, ca re nu aparțin celorlalte clase.
Valoarea coeficientul de fo rmă al încărcării din zăpadă este dată î n Tabelul 5.1,
µ1=0.8.
Coeficientul de expunere al construcției în am plasament ia valoarea C e = 1,0 –
expunere normală, conform tabelului 4.2.

14
Coeficientu l termic ia valoarea C t = 1,0.
s = 2,00kN/m2
2.2.2. Evalu area acțiunii seismice
Evaluarea acțiunii seismice se va realiza pe baza Normativului P100/1 -2013 – “Cod de
proiectare seismică” .
Valoarea de proiectare a acțiunii seismice A Ed este egală cu valoa rea caracteristică a
acțiunii seismice A Ek înmulțită cu fact orul de importanță -expunere ϒI,e.

AEd=Fb [1]9

Fb este forța tăietoare de bază corespunzătoare modului propri u fundamental ,pentru fiecare
direcție orizontală principală consi derată în calculul c lădirii.
Conform P10 0/1-2013 se calculează astfel:
Fb=ϒI,e*Sd(T1)*m*λ
Unde:
Sd(T1) – ordonata spectrului de răspuns de proiectare corespunzătoare perioadei
fundamentale T 1;
T1- perioada proprie fundamentală de vibrație a clădirii în planul care conține dir ecția
orizontală considerată;
m- masa totală a clădirii calc ulată ca suma maselor de nivel mi conform notațiilor din
Anexa C a P100 -1/2013;
ϒI,e- 1.20 – factor de importa nță-expunere
λ – factor de corecție care ține seama de contribuția modului propriu fun damental prin
masa modală efectivă asociată acestuia ale căr or valori sunt:
λ=0.85 dacă T 1≤Tc și clădirea are mai mult de două niveluri;
λ=1.00 în celalte situații;
T1 se determină prin metode de calcul dinamic structural ,o metodă aproximativă și rapidă f iind
determinarea lui T1 prin “Meto da Rayleigh”,conform anex a B2:
T1=Ct x (H)3/4
Unde:
Ct- coefficient care ține cont de tipul structurii;
Ct=0.075 pentru clădiri spațial e din beton armat ,conform an exa B2 din P100 -1/2013;

9 Relația 3. 1,pagina 46,P100 -1/2013

15
H- înălțimea clădirii
T1=0.075 x (14)3/4=0.542 s
Conform P100 -1/2013 Tabelul 3.1 T B=0.20s
T1>TB → S d(T1)= a g*𝛽(𝑇1)
𝑞 [1] 10
Pentru T B<T1<TC → β(T1)=β0
ag – accelerația la vârf a terenului pentru pro iectare
Conform Hărț ii de zonare a valorii de vârf a accelerației terenului pentru cu tremure
având IMR=225 ani ag=0.25g (Țăndărei ) .
β0-factorul de amplificare d inamică maximă a accelerației orizonatale
TC-perioada de colț
TC=1,00 s (Țăndărei ) →β0=2.5

Fig.2.2 Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control
Conform Tabel 5.1 din P100 -1/2013 q=3.5*α u/ α1
αu/ α1=1.35 (clădiri cu mai multe niveluri și ma i multe deschideri)
q=4.725
Fb=1.20*0.2 5g*𝟐.𝟓
𝟒.𝟕𝟐𝟓*m*0.85=0.1 35mg=0.1 35G

10 Relația 3.18, pagina 53,P100 -1/2013

16
Evaluar ea acțiunii seismice s -a realizat utilizând programul SCIA ENGINEER 2018.
2.2.3. Acțiunile di n exploatare
Conform tabelului 6.1 din SREN 1991 -1-1/2004 N .A. 2006, categoria de utilizare, în
funcție de destinația suprafeței de încărcare a clădirii, este categoria A – clădiri rezidențiale.
Conform tabelului 6.2 din SREN 1991 -1-1/2004, se aleg încăr cări utile pe planșee,
balcoane și scări de construcție:
Planșee: q k = 1,50 kN/m2

Tab.2.4 Evaluarea încărcărilor pentru planșeul curent

Tab.2.5 Evaluarea încă rcărilor pentru terasa

Tab.2. 6 Evaluarea încă rcărilor din pereții perimetrali
GF GS GC GF GCp GF GS GC GF GCp
Pereti de compartimentare 0.15 8 1.2 1.35 1 1 1 1 1.62 1.20 1.20 1.20 1.20
Pardoseala 0.01 23 0.23 1.35 1 1 1 1 0.31 0.23 0.23 0.23 0.23
Mortar adeziv 0.005 15.5 0.0775 1.35 1 1 1 1 0.10 0.08 0.08 0.08 0.08
Sapa autonivelanta 0.03 21 0.63 1.35 1 1 1 1 0.85 0.63 0.63 0.63 0.63
Placa beton armat 0.14 25 3.5 1.35 1 1 1 1 4.73 3.50 3.50 3.50 3.50
Finisaj interior tencuiala 0.02 21 0.42 1.35 1 1 1 1 0.57 0.42 0.42 0.42 0.42
Variabile Utila – – 1.50 1.5 0.3 1 0.7 0.4 2.25 0.45 1.50 1.05 0.60
10.43 6.51 7.56 7.11 6.66Tip
incarcare
Permanente
Total incarcari etaj curentDenumire stratIncarcari din
suprafata
(kN/mp)Coeficient de grupare Valoare de proiectare
SLU SLS SLU SLSGrosime
strad
[m]γ
[kN/m3]
GF GS GF GS
Zidărie B.C.A 0.25 2.40 8 4.80 1.35 1.00 6.48 4.80
Tencuială 0.04 2.80 21 2.35 1.35 1.00 3.18 2.35
Termoizolație 0.10 2.80 0.15 0.04 1.35 1.00 0.06 0.04
9.71 7.19Coeficienti partiali
de siguranta SLUValori de proiectare
SLU [kN/m]
Permanente
Total îcărcări permanenteTipul
îcărcăriiDenumirea încărcăriiGrosime strat
[m]Înălțime strat
[m]γ
[kN/m3]Incarcari din suprafata
(kN/m)

17

Tab.2.7 Evaluarea încărcărilor din atic

Tab.2. 8 Evaluarea în cărcărilor din pereți interiori

2.3. PREDIMENSIONREA ELEM ENTELOR STRUCTURALE
Predimensionarea reprezintă un ansam blu de operații prin care stabilesc într -o primă
fază dimensiunile secțiunilor de beto n ale elementelor structurale.(note de curs -Construcții d in
beton armat și precomprimat).
2.3.1. Predimensionarea p lăcii
Calculul grosimii planșeului se va face pe baza criteri ilor de rigiditate și izolare
fonică .Grosimea plăcii se va stabili în funcție de secți unile cele mai solicitate ale planșeelor
(deschide rile cele mai mari).
a) Criteriul de rigiditate
hpl= 𝑃
180+(1…2)cm (înalțimea plăcii) [7]11
P= 2*(𝐷0+𝑡0) (peri metrul unui ochi de placă)
𝑡0= t-25cm = 500-30=470 cm
𝐷0=D-25cm=6 00-30=570cm
P=2*(4 70+570)=2080 cm
hpl=2080
180=11,55 +2 cm ≈14 cm
b) Criteriul de izolare fonică
Grosimea minima a plăcii va fi hpl,min=13 cm

11 Tudor Postelnicu Vol III Proi ectarea structurilor de beton armat în zone seismice,2013 pagina 22
GF GS GF GS
Atic din beton armat 0.15 0.60 25 2.25 1.35 1.00 3.04 2.25
Tencuială 0.04 0.60 21 0.50 1.35 1.00 0.68 0.50
Termoizolație 0.10 0.60 0.15 0.01 1.35 1.00 0.01 0.01
3.73 2.76 Total îcărcări permanenteTipul
îcărcării
PermanenteDenumirea încărcăriiGrosime strat
[m]γ
[kN/m3]Incarcari din suprafata
(kN/mp)Înălțime strat
[m]Coeficienti partiali de
siguranta SLUValori de proiectare
SLU [kN/m]
GF GS GF GS
Zidărie B.C.A 0.25 2.40 8 4.80 1.35 1.00 6.48 4.80
Tencuială 0.04 2.80 21 2.35 1.35 1.00 3.18 2.35
9.66 7.15Coeficienti partiali de
siguranta SLUValori de proiectare
SLU [kN/m]
Total îcărcări permanentePermanenteTipul
îcărcăriiDenumirea încărcăriiGrosime strat
[m]Înălțime strat
[m]γ
[kN/m3]Incarcari din suprafata
(kN/m)

18
Studiind cele două criterii se va alege hpl:
hpl,efectiv =max(h pl,hpl,min)=max(1 4;13)=1 4 cm
2.3.2. Predimensionarea grinzilor 12

Predimensionarea grinzilor se face pe baza criterii lor de rigiditate și de a condițiilor
arhitecturale.Codul de proiectare P100 -1/2013 prevede o lățime a grinzilor de minim 200mm și
raportul dintre lățimea b w și înălțimea h w să nu fie mai mic de ¼.
Condițiile de rigiditate impun:
hw=(1
8 ÷1
12)* l cl
bw=(1
2 ÷1
3)* h w
unde:
hw – lățimea grinzii
hw – înălțimea grinzii
lcl – deschiderea liberă a grinzii (se con sideră stâlpi cu lățimea de 300mm)
Pentru predimensionarea grinzilor s -au ales cele ma i mai deschideri interax,pe fiecare
din cele două direcții .
Predimensionarea grinzilor longitudinale (deschidere)
hw=(1
8÷1
12)∗𝑙𝑐𝑙(𝐷)=(1
8÷1
12)∗6000 =(5000÷750) = 550 mm
bg=(1
2÷1
3)∗ ℎ𝑎𝑙𝑒𝑠 = 300 mm
Predimensionarea grinzilor t ransversale (travee):
hg=(1
8÷1
12)∗𝑡0(𝑡)=(1
8÷1
12)∗4500 =(375÷562,5) = 450 mm
bg=(1
2÷1
3)∗ ℎ𝑎𝑙𝑒𝑠 = 300 mm

2.3.3. Predimensionarea stâlpilor

În cazul predimensionării stâlpilor trebuie sa ținem cont ca aceste elemente trebuie sa

12 Tudor Postelnicu Vol III Proiectarea structurilor de beton armat în zone seismice,2013 pagin a 221

19
asigure rezistență structurală chiar și în cazul unor cutremure severe,și este necasar să reziste la
deformații semnificative.Capacitatea elementelor de a suporta deformăr i crescute în caz de seism
este cuantificată în termeni de ductilitate.Prezența forțel or axiale de compresiune poate reduce
ductilitatea elementelor,și de aceea se impune limitarea eforturilor medii în stâlpi.
Pentru predimensionare se vor alege trei tipur i de stâlpi:stâlp central(intersecția axelor B
și 2),stâlp marginal(intersecția axelor B și 1), și stâlpul de colț (intersecția axelor A și 1 ).
Asigurarea condițiilor de ductilitate:
νd=𝑁
𝑏𝑐ℎ𝑐𝑓𝑐𝑑≤νd,max [1]13
unde:
νd-efortul axial mediu normalizat
N-forța axială maximă la baza stâlpului,produsă de încarcările asociată grupării speciale
de încărcări
bc,hc- laturile stâlpulu i
fcf-rezistența la compresiune a betonului
Evaluarea forțelor axiale în stâlpi
Efortul axia l se va calcul a cu formula
N= 5*Netaj curent
Netaj curent =qplacă etaj *Aaferantă +G grinzi+G pereți+G stâlp+ Gatic;
qplacă etaj =hplacă *γ beton + q pardoseală + q utilă ;
Ggrindă = b grind ă *(hgrind ă – hplacă )*Lgrind ă
*γ beton ;
Gstâlp = b stâlp *hstâlp* Hetaj *γ beton ;
Gatic=batic* Latic*ϒzid
Gperete=bperete *Hatic* Lperete* ϒzid
a) Stâlp central
Aaferentă =27.32m2
qplacă etaj =7.55 kN/m2
GgrindăL=0.25 m *(0. 45-0.14)m * 4.05 m*25 kN/m3=7.84 kN
GgrindăT=0.25 m *(0. 55-0.15)m * 5.55 m*25 kN/m3=14.22 kN
Gstâlp=0.45 m *0. 45 m * 2.8m*25 kN/m3=14.18 kN

13 P100 -1/2013 Cod de proiectare seismic ă.Partea I.Preveder i de proiectare pentru clădiri ,pagina 106

20
GpereteL=4.05*7.15 kN/m= 28.95 kN
GpereteT=5.55*7.15 kN/m= 39.68 kN
GaticL=4.05*2.76 kN/m3=11.17 kN
GaticT=5.55*2.76 kN/m3=15.32 kN
Netaj curent =7.55*27.32 +7.84+14.22 +14.18 +28.95 +39.68+11.17+15.32 =336.70 kN
Netaj curent central=5*336.70 =1683.5 kN
bc necesar =√𝑁𝑒𝑡𝑎𝑗 𝑐𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡 𝑐𝑒𝑛𝑡𝑟𝑎𝑙
𝜈𝑑∗𝑓𝑐𝑑=√1683.5∗103
0.5∗16.67=449.42 mm → b c=450mm
Verificarea condiției
νd=1683.5∗103
450∗450∗16.67=0.49 ≤0.5 DCM [1]14 → Stâlp central 450×450 mm
b) Stâlp marginal
Aaferentă =14.25 m2
qplacă etaj =7.55 kN/ m2
GgrindăL=0.25 m *(0.45 -0.14)m * 4.05 m*25 kN/m3=7.84 kN
GgrindăT=0.25 m *(0.55 -0.15)m * 2.775 m*25 kN/m3=7.11 kN
Gstâlp=0.45 m *0.45 m * 2.8m*25 kN/m3=14.18 kN
GpereteL=4.05*7.15 kN/m=28.95 kN
GpereteT=2.775*7.15 kN/m=19.84 kN
GaticL=4.05*2.76 kN/m3=11.17 kN
GaticT=2.775*2.76 kN/m3=7.70 kN
Netaj curent =7.55*14.25 +7.84+7.11+14.18+28.95+19.84+11.17+7.70=204.37 kN
Netaj curent central=5*204.37 =1021.88 kN
bc necesar =√𝑁𝑒𝑡𝑎𝑗 𝑐𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡 𝑚𝑎𝑟𝑔𝑖𝑛𝑎𝑙
𝜈𝑑∗𝑓𝑐𝑑=√1021.88∗103
0.45∗16.67= 369.08 mm → b c=450mm
Verificarea condiției
νd=1021.88∗103
500∗500∗16.67=0.30 ≤0.45 DCM → Stâlp marginal 450×450 mm
c) Stâlp de colț
Aaferentă =6.75m2

14 Clasă de ductilitate medie,cap.5.4,P100 -1/2013

21
qplacă etaj =7.55 kN/m2
GgrindăL=0.25 m *(0.45 -0.14)m * 2.025 m*25 kN/m3=3.92 kN
GgrindăT=0.25 m *(0.5 5-0.15)m * 2.775 m*25 kN/m3=7.11 kN
Gstâlp=0.45 m *0.45 m * 2.8m*25 kN/m3=14.18 kN
GpereteL=2.025*7.15 kN/m=14.47 kN
GpereteT=2.775*7.15 kN/m=19.84 kN
GaticL=2.025*2.7 6 kN/m3=5.59 kN
GaticT=2.775*2.76 kN/m3=7.70 kN
Netaj curent =7.55*6.75+ 3.92+7.11+14.18+ 14.47+19.84+ 5.59+7.70= 123.77 kN
Netaj curent central=5*123.77 =618.86 kN
bc necesar =√𝑁𝑒𝑡𝑎𝑗 𝑐𝑢𝑟𝑒𝑛𝑡 𝑐𝑜𝑙ț
𝜈𝑑∗𝑓𝑐𝑑=√618.86∗103
0.40∗16.67= 304.67 mm → b c=450mm
Verificarea condiției
νd=618.86∗103
450∗450∗16.67=0.18 ≤0.4 DCM → Stâlp de colț 450×450 mm
Pentru o a obține o comportare cât mai bună la acțiuni dinamic e și pentru a limita
deplasările ,am ales secțiunea 450×450 mm pentru toate cele tr ei tipuri de stâlpi.

2.4. Calculul automat al structurii
Calculul automat al structurii a fost realizat cu ajutorul programului SCIA ENGINEER
,versiunea 18. 1.
SCIA ENGINEER este un sistem software grafic pentru proiectare,calcul și verificare a
structurilor.
Modelarea elementelor are la bază metoda elementelor finite,programul nu lucrează
direct cu elemenetele finite,ele pot fi discretizate automat. Pentru calculul structurii s -a realizat un
model structural format din elemente finite de tip bară pentru grinzi ș i stâlpi,iar plăcile au fost
discretizat e în elemente finite plane consider ate indeformabile în planul lor,deoarece are
rezistență și rigiditate substanțială pentru a prelua eforturile produse de forțele laterale.[ 8]15
Etape de lucru în programul de calcul automat:
-modelarea spațială;
-definirea cazurilor de încărcare și a încărcărilor;

15 http://www.nemetschek.ro/_produse/ _scia/home.html

22
-crearea maselor;
-crearea combinațiilor de mase;
-crearea cazurilor de înărcare seismică;
-setarea rețelei de elemente finite;
-calcul;
-rezultate;
Forțele seismice de nive l și ale forțelor de baz ă determinate pentru cazurile de încărcare
din seism Caz 6(direcția X) și cazul 7(direcția Y) sunt prezentate în tabelele de mai jos:

Tab.2. 9 Caz d e încărcare dinamic 7: LC7 (seism pe direcția X)

Tab.2. 10 Caz de încărcare dinami c 8: LC8(seism pe direcția Y)
Astfel rezultă că forțele seismice de bază au următoarele valori:
-pe direcția X, F b=3400.11 kN
-pe direcția Y, F b=3426.38 kN
În tabelul 2. 11 sunt prezentate contribuția maselor modale pentru cele 10 moduri de
vibrație.

23

Tab.2.11 Prezentarea modurilor de vibrație
Suma maselor modale efective pentru modurile proprii de vibrație considerate reprezintă
cel puțin 90% din masa totală a structurii.
T1=0.68≠Tc=1.00s rezultă ca nu apare fenomenul de rezonanță.

2.5. Verificarea deplasări lor laterale
Verificarea deplasărilor laterale se face conform P100 -1/2013, Anexa E („Verificarea
deplasărilor laterale ale structurii”), la starea limită de serviciu (SLS) și la starea limită ultimă
(SLU).
Fig.2.1 Deplasă ri laterale pe direcția X(mm) Fig.2.2 Deplasări laterale pe direcția
Y(mm)

ModOmega
[rad/s]Perioada
[s]Frecv.
[Hz]Wxi/Wxtot Wyi/Wytot Wzi/Wztot Wxi_R/Wxtot_R Wyi_R/Wytot_R Wzi_R/Wztot_R
1 9.22455 0.68 1.47 0.8710652 0 0 0 0.111057 4.86422E-05
2 9.87477 0.64 1.57 0 0.845923 0 0.219705 0 1.50765E-05
3 10.4072 0.6 1.66 3.92339E-05 0.000014005 0 5.92585E-06 8.38443E-06 0.479192
4 29.1187 0.22 4.63 0.0658465 0 2.02441E-08 1.71218E-08 0.0233578 7.36031E-06
5 30.8148 0.2 4.9 0 0.0652074 1.57164E-08 0.048602 0 1.86247E-06
6 32.7007 0.19 5.2 6.28618E-06 1.7349E-06 0 1.07196E-06 2.2167E-06 0.0647497
7 51.8943 0.12 8.26 0.0292466 0 4.17695E-08 1.53508E-08 0.00111314 3.77563E-06
8 53.8429 0.12 8.57 0 0.0281224 3.74901E-08 0.00250004 0 7.38122E-07
9 57.9038 0.11 9.22 3.30994E-06 7.09573E-07 1.37225E-08 1.00966E-07 9.45728E-08 0.0301242
10 68.9512 0.09 10.97 3.32032E-08 5.80542E-08 0.563581 3.52524E-05 4.82908E-05 0
0 0 0 0 0.966207163 0.939269308 0.563581 0.270849 0.135587 0.574144

24
2.5.1. Verificarea deplasărilor laterale la starea limită de serviciu 16
Verificarea la starea l imită de serviciu are scopul de a menține funcțiunea principală a
clădirii în ur ma unor cutremure ce pot apărea de mai multe ori în viața construcției, prin limitarea
degradării elementelor nestructurale și a componentelor instalații lor construcției.
Verif icarea la deplasare se face potrivit relației:
drSLS=ν∗q∗dre≤dr,aSLS
Unde:
drSLS – deplasarea relativă de nivel sub acțiunea seismică asociată SLS
ν – factorul de reducere care ține seama de intervalul de recurență mai redus al acțiunii
seismice asociat verificărilor pentru SLS. Valoarea factorului este: ν=0.50
q – factorul de comportare specific tipului de structură utilizat la determinarea forței
seismice de proiectare. Valoarea factorului de comportare, potrivit Cap. 5.2.2.2. („Factori de
comportare pentru acțiuni seismice orizontale”), este : q=4.725.
dre – depla sarea relativă de nivel, determinată prin calcul elastic sub încărcări seismice
de proi ectare
dr,aSLS – valoarea admisibilă a deplasării relative de nivel
dr,aSLS=0.005∗h
Unde:
h – înălțimea de nivel

Tab.2.1 2Verificarea deplasărilor laterale l a starea limită de serviciu pe dire cția X

16 P100 -1/2013 -Cod de proiectare seismică.Partea I.Prevederi de proiectare pen tru clădiri.Anexa E,pagina 292 -294
Nivel dre [mm] V qdrSLS
[mm]draSLS
[mm]
P 4.3 0.5 4.725 10.15875 14
1 6.1 0.5 4.725 13.8624 14
2 5.3 0.5 4.725 12.52125 14
3 3.7 0.5 4.725 8.74125 14
4 2 0.5 4.725 4.725 14SLS X

25

Tab.2.1 3 Verificarea deplasărilor laterale la starea limită de serviciu pe direcția Y

2.5.2. Verificarea deplasărilor laterale la starea l imită ultimă17
Verificarea la starea limită ultimă are scopul principal de a preveni prăbușirea
elementelor nestructurale pentru a evita pierderea de vieți omenești.
Verificarea la deplasare se face potrivit relației:
drSLU=c∗q∗dre≤dr,aSLU
Unde:
𝑑𝑟𝑆𝐿𝑈 – deplasarea relativă de nivel sub acțiunea seismică asociat ă SLU
c – factorul de amplificare a deplasărilor
𝑇1=0.68𝑠
𝑇𝑐=1.00𝑠
T1<Tc=> Factorul de amplificare se calculează cu relația:
1<𝑐=3−2.30∗2∗T1
Tc<√Tc∗q
1.70
Astfel, factorul de amplificare c va fi:
c=3−2.30∗2∗0.68
1.00=0,78=> c=1
q – factorul de comportare specific tipului de structură utilizat la determinarea forței
seismice de proiectare. Valoarea factorului de comportare, potrivit Cap. 5.2.2. 2. („Factori de
comportare pentru ac țiuni seismice orizontale”), este q=4.72 5.
dre – deplasarea relativă de nivel, determinată prin calcul elastic sub încărcări seismice
de proiectare
dr,aSLU – valoarea admisibilă a deplasării relative de nivel
dr,aSLU=0.025∗h
Unde:
h – înălțimea de nivel

17 P100 -2/2013 -Cod de proiectare s eismică.Partea I.Prevederi de proiectare pentru clădiri.Anexa E,pagina292 -294
Nivel dre [mm] V qdrSLS
[mm]draSLS
[mm]
P 4.3 0.5 4.725 10.15875 14
1 5.8 0.5 4.725 13.7025 14
2 5.1 0.5 4.725 12.04875 14
3 3.5 0.5 4.725 8.26875 14
4 1.9 0.5 4.725 4.48875 14SLS Y

26

Tab.2.1 4 Verificarea deplas ărilor laterale la starea limită ultimă pe direcția X

Tab.2.1 5 Verificarea deplasărilor laterale la starea limită ultimă pe direcția Y

2.6. Calculul elementelor structurale
2.6.1. Deter minarea grosimii stratului de acoperire cu beton 18
Conform Eurocod 2,capito lul 4.4,acoperirea cu beton este definită ca “distanța între
suprafața armăturii cea mai apropiată de suprafața betonului și aceasta din urmă”.
Acoperirea nominală se calculează cu fo rmula:
cnom= cmin+∆c dev
Unde:
cmin este acoperirea minima cu beton;
∆cdev este o suplimentare ce ține cont de toleranțele de exe cuție;
cmin este stratul care trebuie prevăzut pentru a garanta o bună transimtere a forțelor de
aderență cât și pentru protecți a armăturilor împotriva coroziunii.
cmin=max { cmin,b;cmin,dur +∆c dur,ϒ-∆cdur,st-∆cdur,add ;10mm }

18 SR EN 1992 -1-1/2004.Proiectarea structurilor de beton.Partea 1 -1.Reguli genera le și reguli pentru clădiri,pa gina 43 -48

Nivel dre [mm] c qdrSLU
[mm] draSLU
[mm]
P 8.6 40.635 70
1 11.6 54.81 70
2 10.2 48.195 70
3 7 33.075 70
4 3.8 17.955 701 4.725

27
Unde:
cmin,b este acoperirea minima față de cerințele de aderență;
cmin,dur este este acoperirea minima față de cerințele de mediu;
∆cdur,ϒ este marja de siguran ță;
∆cdur,st reducerea acoperirii minime în cazul oțelului inoxidabil;
∆cdur,add este reducerea acoperirii minime în cazul unei protecții suplimentare;
Conform Tab.4.4 N din Eurocod 2 , SR EN 1992 -1-1/2004.Proiectarea structurilor de
beton.Partea 1 -1.Regul i generale ș i reguli pentru clădiri,construcția se încadrează în clasa de
expunere XC4,rezultă că cmin,dur =15 mm.
Din cauza că nu există o marjă de siguranță,protecții suplimentare și nu se folosește oțel
inoxidabil,valoarea acestora va fi egală cu 0.
Acop erirea minima față de cerințele de aderență, c min,b va fi egală cu diamet rul maxim al
barei de armătură.
a) Calculul acoperirii cu beton a armăturii longitudinale din grinzi
-Se propune un diametru maxim al barelor ϕs=25mm → c min,b=25mm
cmin,sw =max{ 25mm;1 5+10 -0-0;10mm}=25mm
∆cdev=5mm
-Se calculează acoperirea de beton nominal
cnom=25mm+5mm=30mm
b) Calculul acoperirii cu beton a armăturii transversal e din grinzi
-Se propune un diametru maxim al barelor ϕs=10mm → c min,b=10mm
cmin,sw =max{10mm;15+10 -0-0;10mm}=25mm
∆cdev=5mm
-Se calculează acoperirea de beton nominal
cnom=25mm+5mm=30mm
c) Calculul acoperirii cu beton a armăturii longitudinale din stâlpi
-Se propune un diametru maxim al barelor ϕs=22mm → c min,b=22mm
cmin,sw =max{22mm;15+15 -0-0;10mm}=30 mm
∆cdev=5mm

28
-Se cal culează acoperirea de beton nominal
cnom=30mm+5mm=35 mm
d) Calculul aco peririi cu beton a armăturii transversale din stâlpi
-Se propune un diametru maxim al barelor ϕs=10mm → c min,b=10mm
cmin,sw =max{10mm;15+15 -0-0;10mm}=30mm
∆cdev=5mm
-Se calculează acop erirea de beton nom inal
cnom=30mm+5mm=35mm
e)Calculul acoperirii cu beto n a armăturii pentru placă
-Se propune un diametru maxim al barelor ϕs=10mm → c min,b=10mm
cmin,sw =max{10mm;15+0 -0-0;10mm}=15mm
∆cdev=5mm
-Se calculează acoperirea de beton nominal
cnom=15mm+5mm=20mm

2.6.2. Calculul planșeului
Planșeele sunt elemente care com partimentează construcția pe ver ticală,cu rol de
separare interioară între etaje,și sunt sub formă de plăci plane orizontale.
Planșeele joacă rol de șaibă rigidă ,și sunt considerate infinit rigide în planul lor.
Calculul planșeelor a fost realizat cu met oda prezentată în “Proiectarea structurilo r de
beton după SR EN 1992 -1”Zoltan Kiss și Traina Oneț”(Anexa VIII) [6]
Cele patru laturi a unui ochi de placă se consideră simple rezemate s au încastrate
perfect.Armarea se va realiza pe două direcții,deoarece raportul laturilor este mai mic decât 2.
lx/ly =6.00/5.00=1.20 <2
Momentele necesare determinării ariei de armătură a plașeelor au fost extrase din
programul de calcul, unde a fost model ată structura, secționând ochiurile de placă în zonele cu
cele mai mari c oncentrări de eforturi, respectiv momente. Lucrul efectiv realizat de program pe
baza principiilor de calcul ”Teoria elasticității și plasticității” nesimplificate:

29
În urma datelor e xtrase din diagramele de moment, au reieșit momente negative în
reazeme ș i momente pozitive în câmp.
Dimensionarea armăturii se realizează pe 1 metru lini ar de placă.
Armarea ochiurilor de placă se poate realiza:
o pe o direcție, după dechiderea de calcul a plăcii, paralelă cu latura scurtă când
raportul dintre latura lungă a p lăcii ochiului și cea scurtă este mai mare decât 2;
o pe două direcții, când raportul menționat mai sus este mai mic decât 2.
Condițiile ce trebuiesc respectate vor fi următoarele:19
o Asmin = 0,26*𝑓𝑐𝑡𝑚
𝑓𝑦𝑘∗𝑏𝑡∗𝑑
o Asmin ≥ 0,0013∗bt∗d
o Asmax = 0,04∗bt∗d
Unde:
Asmin – aria de armătură minimă;
Asmax – aria de armătură maximă;
Bt – lațimea de calcul a plăcii (1 metru) ;
d – Înălțimea secțiunii;
Fctm – Valoarea medie a rezistenței la î ntindere a betonului;
Fyk – Valoarea caracteristică a limitei de curgere a oțelului.

Asmin = 0,26*𝑓𝑐𝑡𝑚
𝑓𝑦𝑘∗𝑏𝑡∗𝑑 = 0,26*2,6
500∗1000∗115= 155.48 mm2
a = c+𝛷
2=20+10
2=25 𝑚𝑚
d = h pl – a = 140 -25 = 115 mm
Asmax = 0,04∗bt∗d=0,04*1000*1 15 = 4600 mm2

19 SR EN 1992 -1-1/2004 – Proiectarea structurilor de bet on. Partea 1 -1. Reguli generale și reguli pentru clădiri.
Paginile 147, 141.

30

Fig. 2.3 Diagrame de moment mx pe placă

Fig. 2.4 Diag rame de moment my pe placă
Se determină aria de armătură necesară pedirecția X în câmp:
X=d*(1 -√(1-2M/(b*d*d*fcd)))=115*(1 -√(1-(2*8.56*10^6)/(1000*115*115*16.67)))=
4.55 mm
a=c+∅/2=20 +10/2=25 mm
d=hpl -a = 140 -25= 115 mm

31
Asnec = (b*X*fcd)/fyd = (1000*4.55* 16.67)/435 = 174.57 mm2/m
Asef= 251,33 mm2 /m (5∅8 BST 500C/ metru liniar)
pef = Asef/(bt*d)*100 = 251,33/(1000*115)*100 = 0.218%

Se determină aria de armătură necesară pe direcția Y în câmp
X=d*(1 -√(1-2M/(b*d*d*fcd)))=115*(1 -√(1-(2* 6.88*10^6)/(1000*1 15*115*16.67)))=
3.65 mm
Asnec = (b*X*fcd)/fyd = (1000*3.65*16.67)/435 = 139.75 mm2/m
Asef= 251,33 mm2 /m (5∅8 BST 500C/ metru liniar)
pef = Asef/(bt*d)*100 = 251,33/(1000*115)*100 = 0.218 %

Se determină aria de armătură necesară pe X în reazem
X=d*(1 -√(1-2M/(b *d*d*fcd)))=115*(1 -√(1-(2* 14.35*10^6)/(10 00*115*115*16.67)))=
7.75 mm
Asnec = (b*X*fcd)/fyd = (1000*7.75*16.67)/435 = 296.85 mm2/m
Asef= 392.69 mm2 /m (5∅10 BST 500C/ metru liniar)
pef = Asef/(bt*d)*100 = 392.69 /(1000*1 15)*100 = 0.34%

Se deter mină aria de armătură necesară pe Y în reazem
X=d*(1 -√(1-2M/(b*d*d*fcd)))=1 15*(1-√(1-(2*11.82 *10^6)/(1000*1 15*115*16.67)))=
6.34 mm
Asnec = (b*X*fcd)/fyd = (1000* 6.34*16.67)/435 = 242.98 mm2/m
Asef= 251.32 mm2 /m (5∅8 BST 500C/ metru liniar)
pef = Asef/(b t*d)*100 = 251.32 /(1000*1 15)*100 = 0.218 %

32

Tab. 2.1 6 Calcul armătură din reazem pe direcția X

Tab. 2.1 7 Calcul armătură din câmp pe direcția X

Tab. 2.1 8 Calcul armătură din rea zem pe direcția Y

Tab. 2.1 9 Calcul armătură din câmp pe direcția Y
Nr. tip ochi
de placaMreazem
[kN*m]x[mm]Asnec
[mm2/m]Nr.
Bare/mφ bare
[mm]Asef
[mm2/m]ρef [%]
1 14.35 7.746355162 296.8546 5 10392.6991 0.341477
2 14.35 7.746355162 296.8546 5 10392.6991 0.341477
3 12.84 6.905096797 264.616 5 10392.6991 0.341477
4 13 6.993926386 268.0201 5 10392.6991 0.341477
5 13 6.993926386 268.0201 5 10392.6991 0.341477
6 11.8 6.329474358 242.5571 5 10392.6991 0.341477Calcul armatura din reazem pe ochiuri de placa pe directia X
Nr. tip ochi
de placaMcamp
[kN*m]x[mm]Asnec
[mm2/m]Nr.
Bare/mφ bare
[mm]Asef
[mm2/m]ρef [%]
1 6.88 3.646665578 139.7469 5 8251.3274 0.218546
2 7.29 3.867759291 148.2196 5 8251.3274 0.218546
3 4.96 2.617087526 100.2916 5 8251.3274 0.218546
4 5.68 3.002070141 115.0448 5 8251.3274 0.218546
5 5.82 3.07708165 117.9194 5 8251.3274 0.218546
6 4.04 2.12707614 81.51347 5 8251.3274 0.218546Calcul armatura din camp pe ochiuri de placa pe directia Y

33

2.6.3. Dimensionarea armăturilor pentru grinzi
În urma predim ensionării au rezultat grinzile longitudinale de 30×45 cm,și grinzile
transversale de 30×55 cm.
Dimensionarea armăturii longitudina le
Conform P100/2013 capitolul 5, punctul 5.3.4.1.2 pentru ca cerințele de ductilitate să se
considere satisfăcute trebuie să se îndeplineasc ă următoarele condiții:
– Cel puțin jumătate din secțiunea de armătură întinsă se prevede și în zona
comprimată a ac estor secțiuni;
– Armăturile longitudinale se vor dimensiona astfel încât î nălțimea zonei
comprimate să nu depășească valoarea 0.25d .
– Se prevede armarea continuă pe toată deschiderea grinzii.Astfel:
a) La partea superioară și inferioară a grinzilor se prevăd ce l puțin două bare cu
suprafața profilată cu diame trul ≥ 14mm;
b) Cel puțin u n sfert din armătura maximă de la partea superioară a grinzilor se
prevede continuă pe toată lungimea grinzii.
c) Etrierii prevăzuți în z ona critică trebuie sa respecte următoarele condi ții:
– Diametrul etrierilor d≥ 6mm;
-Distranța di ntre etrieri s,va fi ast fel încât :
s ≤min{h w/4;150mm;8d} [1] 20
Pe toată lungimea grinzii coeficientul de armare longitudinală din zona întinsă ρ=𝐴
𝑏𝑑 ,se
va în deplini condiția:
ρ≥0.5(f ctm/fyk)
ρ=0.5*(2.6/500)=0.0026=0.26%
Exemplu de calcul –cadrul longitudinal central Ax B
Pentru dimensionarea ariilor de armătură necesară grinzilor s -au folosit diagramele d e
momente încovoietoare generate de programul de calcul Scia Engineer.
Se cunosc următoarele:
Lățimea grinzii: b= 300 mm
Înălțimea grinzii: h=450 mm

20 P100 -1/2013 -Cod de proiectare seismică.Partea I.Prevederi de proiectare pentru clădiri.pagina 98 -99

34
Acoperirea nominală cu beton a secțiunii: a=c+∅𝑚𝑎𝑥
2=25+20
2=35 mm
Înălțimea utilă a secțiunii cu beton d=h -a=450-35=415 mm
Înălțimea activă a secțiunii cu b eton : h s=h-2a=450-2*35=380 mm
Beton C25/30
fck=25 N/mm2 (rezistența cara cteristică la co mpresiune a betonului)
fcd=16.67 N/mm2 (rezistența de calcul la compresiune a betonului)
fctm=2.6 N/mm2 (valoarea medie a rezistenței la întindere a betonului)
fctd=1.20 N/mm2(rezistența de calcul la întindere a betonului)
Oțel BST 500S
fyk=500 N/mm2 (valoarea caracteristică a limitei de curge re a oțelului)
fyd=435 N/mm2 (valoarea de calcul a limitei de curgere a oțelului)

Fig.2.6 Diagrama î nfășurătoare de moment pe grindă – cadrul longitudinal central -Parter
1.Etape de calcul pentru dete rminarea ariei necesare de armătură longitudinală la partea
inferioară a grinzii
• Se determină aria de armătură necesară
Asnec(+)= 𝑀𝐸𝑑(+)
𝑓𝑦𝑑ℎ𝑠 [1]21
Unde:
𝑀𝐸𝑑(+)- momentul încovoietor maxim la partea inferioară
MEd(+)=40.21 kNm
fyd- valoarea de calcul a limitei de curgere a oțelului

21 P100 -1/2013 -Cod de proiectare seismică.Partea I.Prevederi de proiec tare p entru clădiri.Anexa E5,pagina 14

35
hs-dinstanța dintre armături
Asnec(+)=40.21 ∗106
435∗380=243.38 mm2
• Se alege aria de armătură efectivă
Aseff(+) > Asnec(+)
Aseff(+)= 461.81 mm2 (3ϕ14 BST 500S)
• Se verifică procentul de armare ρ%>ρ min %
𝜌=𝐴𝑠𝑒𝑓𝑓 (+)
𝑏𝑑*100 > ρ min %
Dacă este îndeplinită condiția atunci ,aria de armătură aleasă se va păstra.
ρ=461.81
300∗415*100=0.3 7 % > ρ min % =0.26%
• Se det ermină distanța dintre barele de armătură
Smin=max { ϕmax; 20mm} [6]22
s≤ 200 m m
s=𝑏𝑤−2𝑐−𝑛𝑟.𝑏𝑎𝑟𝑒∗𝜙
𝑛𝑟.𝑏𝑎𝑟𝑒−1
s=300−2∗25−3∗14
3−1=104 mm < 200 mm
• Se calculează momentul capabil
MRb(+)=A seff(+)*fyd*hs
MRb(+)=461.81*435* 380=76.30 kNm
2.Etape de calcul pentru determinarea ariei necesare de armătură longitudinal ă la partea
superioară a grinzii
• Se presupune că înălțimea zonei comprimate de beton x u <0.25d
• Se determină aria necesară de armătură
Asnec(-)= 𝑀𝐸𝑑(−)
𝑓𝑦𝑑ℎ𝑠
Asnec(-)=203.11∗106
435∗380=1229.35 mm2
• Se alege aria de armătură efecti vă

22 “Proiectarea structurilor de beton după SR EN 1992 -1”Zoltan Kiss și Traina Oneț ”,pagina 122

36
Aseff(-) > Asnec(-)
Aseff(+)= 1256.64 mm2 (4ϕ20 BST 500S)
• Se determină înălțimea zonei comprimate de beton
Xu=(𝐴𝑠𝑒𝑓𝑓 (−)−𝐴𝑆𝑒𝑓𝑓(+))∗𝑓𝑦𝑑
𝑏∗𝜂∗𝑓𝑐𝑑=(1256,64−461.81)∗435
300∗1∗16.67=69.12 < 0.25*d=0.25* 415=103.75 mm
• Se de termină procentul de armare
𝜌=𝐴𝑠𝑒𝑓𝑓 (−)
𝑏𝑑*100 > ρ min %
ρ=1256.64
300∗415*100= 1.38% > ρ min % =0.26%
• Se calculează momentul capabil
MRb(-)=A seff(-)*fyd*hs
MRb(-)=1256 .64*435* 380=207.618 kNm
• Se determină distanța dintre barele de armătură
Smin=max { ϕmax; 20mm}
s≤ 200 mm
s=𝑏𝑤−2𝑐−𝑛𝑟.𝑏𝑎𝑟𝑒∗𝜙
𝑛𝑟.𝑏𝑎𝑟𝑒−1
s=300−2∗25−4∗20
4−1=56.67 mm < 200 mm
Urmând aceleași etape de lucru,se va calcula ariile de armătur ă longitudinală pentru un
cadru longitudinal și pentru un cadr u transvers al.
Rezultatele se vor prezenta tabelar.

37

Fig.2.7 Diagrama înfășurătoare de moment pe grindă – cadrul longitudinal central ax 3

Tab.2. 20 Calculul armăturii longitudinale la partea inferioară a grinzii,cadrul central
longitudinal
a d Bare ɸ
[kNm] [mm] [mm] [mm] nr.bare [mm] [mm] [%] [kNm]
A-B 44.17 35 415.0 380 267.3447 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
B-C 47.02 35 415.0 380 284.5947 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
C-D 17.02 35 415.0 380 103.0158 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
D-E 21.93 35 415.0 380 132.7342 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
E-F 17.01 35 415.0 380 102.9553 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
F-G 46.99 35 415.0 380 284.4132 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
G-H 44.17 35 415.0 380 267.3447 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
A-B 41.09 35 415.0 380 248.7026 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
B-C 46.96 35 415.0 380 284.2316 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
C-D 20.41 35 415.0 380 123.5342 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
D-E 23.35 35 415.0 380 141.3289 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
E-F 20.36 35 415.0 380 123.2316 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
F-G 46.93 35 415.0 380 284.05 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
G-H 41.1 35 415.0 380 248.7632 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
A-B 41.42 35 415.0 380 250.7 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
B-C 46.69 35 415.0 380 282.5974 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
C-D 23.26 35 415.0 380 140.7842 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
D-E 24.67 35 415.0 380 149.3184 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
E-F 23.2 35 415.0 380 140.4211 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
F-G 46.66 35 415.0 380 282.4158 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
G-H 41.21 35 415.0 380 249.4289 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
A-B 40.52 35 415.0 380 245.2526 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
B-C 46.11 35 415.0 380 279.0868 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
C-D 26.13 35 415.0 380 158.1553 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
D-E 23.72 35 415.0 380 143.5684 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
E-F 20.37 35 415.0 380 123.2921 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
F-G 46.03 35 415.0 380 278.6026 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
G-H 40.53 35 415.0 380 245.3132 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
A-B 40.21 35 415.0 380 243.3763 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
B-C 45.53 35 415.0 380 275.5763 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
C-D 20.16 35 415.0 380 122.0211 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
D-E 24.06 35 415.0 380 145.6263 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
E-F 20.12 35 415.0 380 121.7789 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
F-G 45.49 35 415.0 380 275.3342 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUE
G-H 40.23 35 415.0 380 243.4974 461.8141 3 14 104 0.370935 TRUE 76.2997242 TRUEArmarea longitudinala la partea inferioara a cadrului longitudinal 3
Nivel DeschidereArmares
4
3
2
1
Pℎ𝑠 𝑆𝑛𝑒𝑐+
𝑚𝑚2 𝑚𝑚2 𝑒𝑓𝑓 𝑆𝑒𝑓𝑓+𝑀 𝑏+𝑀𝑒𝑑+ 𝑒𝑓𝑓> 𝑚𝑖𝑛𝑀𝑒𝑑+<𝑀 𝑏+

38

Tab.2. 21 Calculul armă turii longitu dinale la partea superioară a grinzii,cadrul central
longitudinal
Bare ɸ
[kNm] nr.bare [mm] [mm] [mm] [mm] [mm] [kNm] [%] [%] [mm]
A 68.36 461.8141 413.7579 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
B 78.6 461.8141 475.7368 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
C 78.79 461.8141 476.8868 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
D 61.22 461.8141 370.5421 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
E 61.11 461.8141 369.8763 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
F 78.73 461.8141 476.5237 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
G 78.72 461.8141 476.4632 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
H 68.49 461.8141 414.5447 615.7522 4 14 13.38592 35 415 380 TRUE 101.733 0.86552 TRUE 64.66667 TRUE
A 131.43 461.8141 795.4974 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
B 126.5 461.8141 765.6579 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
C 129.06 461.8141 781.1526 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
D 111.52 461.8141 674.9895 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
E 111.39 461.8141 674.2026 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
F 128.89 461.8141 780.1237 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
G 126.72 461.8141 766.9895 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
H 131.62 461.8141 796.6474 804.2477 4 16 29.77683 35 415 380 TRUE 132.876 1.01692 TRUE 62 TRUE
A 177.42 461.8141 1073.858 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
B 165.18 461.8141 999.7737 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
C 166.05 461.8141 1005.039 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
D 154.36 461.8141 934.2842 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
E 154.21 461.8141 933.3763 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
F 165.94 461.8141 1004.374 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
G 165.34 461.8141 1000.742 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
H 177.59 461.8141 1074.887 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
A 209.62 461.8141 1253.484 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 FALSE
B 193.66 461.8141 1172.153 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
C 191.93 461.8141 1161.682 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
D 184.32 461.8141 1115.621 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
E 184.11 461.8141 1114.35 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
F 191.83 461.8141 1161.076 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
G 193.47 461.8141 1171.003 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
H 209.76 461.8141 1269.6 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 FALSE
A 203.11 461.8141 1229.35 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
B 195.98 461.8141 1186.195 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
C 184.3 461.8141 1115.5 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
D 177.66 461.8141 1075.311 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
E 177.66 461.8141 1075.311 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
F 184.33 461.8141 1115.682 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
G 195.96 461.8141 1186.074 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUE
H 203.16 461.8141 1229.653 1256.637 4 20 69.11504 35 415 380 TRUE 207.618 1.38028 TRUE 56.66667 TRUEArmarea longitudinala la partea superioara a cadrului longitudinal din axul 3
1
Pxu<3aa d
4
3
2Nivel REAZEMArmares xu ℎ𝑠𝑀𝑒𝑑−
𝑚𝑚2 𝑆𝑒𝑓𝑓+
𝑚𝑚2 𝑆𝑛𝑒𝑐−
𝑚𝑚2 𝑆𝑒𝑓𝑓−𝑀 𝑏− 𝑒𝑓𝑓 𝑚𝑖𝑛< 𝑒𝑓𝑓𝑀 𝑏−>𝑀𝑒𝑑−

39

Fig.2.9 Diagrama înfășurătoare de moment pe grindă – cadrul transversal central ax C

Tab.2.22 Calcu lul armăturii longitudinale la partea inferioară a grinzii,cadrul central
transversal ax C

40

Tab.2.23 C alculul armăturii longitudinale la partea superioară a grinzii,cadrul central
transversal ax C

2.6.3.1. Dimenionarea armăturii transversale
Valoarea forței tăie toare în grinzi se d etermină din echilibrul fiecărei deschideri sub
încăr carea gravitațională din gruparea seismică și momentele de la extremitățile
grinzii,corespunzătoare pe fiecare sens de acțiune ,formării articulației plastice în grinzi sau în
element ele verticale conectate în nod,după caz.
La fiecare capăt de grindă ,se c alcule ază două valori de proiectare a forțelor tăietoare,cea
maximă V Ed,max ,și cea minimă V Ed,min ,care corespund momentelor pozitive și negative ,M db,i.
Aceste momente se calculează c u relația de mai jos:
Mdb,i= γRdMRb,i min(1,𝛴𝑀𝑅𝑐
𝛴𝑀𝑅𝑏) [1]23
Unde:
MRb,i – valoarea de proiecatre a momentului capabil la extrimitatea “i”,în sensul
corespunzător sensului de acțiune a forțelor orizontale;
γRd – factorul de suprarezistență d atorat efectului de consolidare a oțelului.
γRd=1.2 [1] 24
𝛴𝑀 𝑐 și 𝛴𝑀 𝑏 – suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor și
grinzilor care intră în nodul învecinat secțiunii de calcul; valoarea 𝛴𝑀 𝑐 corespunde forței axiale
din stâlp în combinația seismică de proiectare ,pentru sensul con siderat al acțiunii seismice.

23 P100 -1/2013 -Cod de proiectare seismică.Partea I.Prevederi de proiec tare pentru clădiri,pagina 97
24 P100 -1/2013 -Cod de proiecta re seismică.Partea I.Prevederi de proiec tare pentru clădiri,pagina 97

41
În cazul structurilor obișnui te ,(grindă slabă -stâlp tare ),raportul 𝛴𝑀𝑅𝑐
𝛴𝑀𝑅𝑏 este supraunitar,iar
momentele maxime ce pot apărea la capă tul grinzilor se determină cu următoarele relații:
Mdb,1= γRdMRb,1=γRd * Aseff(+)*fyd*hs
Mdb,2= γRdMRb,2=γRd * A seff(-)*fyd*hs
Pentru asigurarea cerințelor ductilității locale,conform P100/2013,capitolul 5,punctul
5.3.4.1 se vor respecta următoarele:
– Zonel e de la extremitățile grinzilor cu lungimea l cr=1.5h w măsurate de la fața
stâlpilor,precum și zonele cu această lungime ,situate de o parte și de alta a unei secțiuni din
câmpul grinzii,unde poate interveni curgerea în cazul combinației seismice de proiect are ,se
consideră zone critice.
– Etrierii prevăzuți în zona disipativă tre buie să respecte con dițiile:
a)diametrul etrierilor d bw≥6mm
b)distanța dintre etrieri,s,va fi astfel încât :
s≤min{h w/4;150mm;8d bL}

Exemplu de calcul
Se cunosc următoarele:
Beton C 25/30
fck=25 N/mm2 (rezistența caracteristică la compresiune a betonului)
fcd=16.67 N/mm2 (rezistența de calcul la compresiune a betonului)
fctm=2.6 N/mm2 (valoarea medie a rezistenței la întindere a betonului)
fctd=1.20 N/mm2(rezistența de calcul la întin dere a betonului)
Oțel BST 500S
fyk=500 N/mm2 (valoarea caracteristică a limitei de curgere a oțelulu i)
fyd=435 N/mm2 (valoarea de calcul a limitei de curgere a oțelului)

Fig.2.9 Diagrama înfășurătoare de moment pe grindă – cadrul longitudinal central -Parter

42
Se determină momentele capabile,corespunzătore grinzilor:
– La partea inferioară
MRb,1(+)=A seff(+)*fyd*hs
MRb,1(+)=461.81*435* 380=76.299 kNm
– La partea superioară
MRb,2(-)=A seff(-)*fyd*hs
MRb,2(-)=1256.64 *435* 380=207.62 kNm
Se calculează valoarea momente lor maxime ce pot să apară la extremitățile grinzii:
Mdb,1= γRdMRb,1=γRd * A seff(+)*fyd*hs
Mdb,1= γRdMRb,1=1.2* 76.299 =91.56 kNm
Mdb,2= γRdMRb,2=γRd * A seff(-)*fyd*hs
Mdb,2= γRdMRb,2=1.2* 207.62 =249.142 kNm
Se determină valorile forțelor tăietoare minime și maxime
VEd,max =𝑀𝑑𝑏,1+𝑀𝑑𝑏,2
𝑙𝑐𝑙+𝑞𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣𝐺𝑆∗𝑙𝑐𝑙
2
VEd,min =− 𝑀𝑑𝑏,1+𝑀𝑑𝑏,2
𝑙𝑐𝑙+𝑞𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣𝐺𝑆∗𝑙𝑐𝑙
2 [1]25
Unde:
lcl- deschiderea liberă a grinzii
𝑞𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣𝐺𝑆-încărcarea echivale ntă uniform distribu ită pe grindă corespunzătoare încărcării
gravitaționa le în grupar ea seismică
lcl=4.5-0.45=4.05m
𝑞𝑒𝑐ℎ𝑖𝑣𝐺𝑆=𝑞𝐺𝑆
𝑒𝑞∗𝐴𝑎𝑓+𝐺𝑔𝑟
𝑙𝑐𝑙 = 6.51∗10.125+0.45∗0.30∗25
4.05=16.96 kN/m
VEd,max =91.56+249.14
4.05+16.96∗4.05
2=118.49 kN
VEd,min =−91.56+249.14
4.05+16.96∗4.05
2=-49.76 kN
Se determină forța tăietoare de proiectare
VEd=max(|V Ed,max |;|V Ed,min |)=118.49 kN

25 P100 -1/2013 -Cod de pro iectare seismică.Partea I.Prevederi de proiec tare pentru clădiri,Anexa E,pagina 334

43
Se calculează raportul dintre valoarea forței tăietoare minime și maxime
ζ=𝑉𝐸𝑑,𝑚𝑖𝑛
𝑉𝐸𝑑,𝑚𝑎𝑥
ζ=−49.76
118.49=-0.42 >-0.5 Calculul se face conform SR EN 1992.
Se verifică relația de inegalitate:
VEd≤V Rd,max =𝛼𝑐𝑤∗𝑓𝑐𝑑∗𝑏𝑤∗𝜈1∗𝑧
𝑐𝑡𝑔(𝜃)+𝑡𝑔(𝜃)
Unde:
𝛼𝑐𝑤-coeficient ce ține seama de starea în fibra compri mată;
𝛼𝑐𝑤=1,pentru structuri fără precomprimare
z- brațul de pârgh ie al forțelor int erne; z=0.9d
z=0.9*415=373.5 mm
ν1-coeficient de reducere a rezistenței betonului fisurat la forță tăietoare; [1]26
ν1=0.6(1 -fck/250)
ν1=0.6(1 -25/250)= 0.45
θ-unghiul între bi ela comprimată și axul grinzii; θ=45°.
VEd=118.49kN ≤ 1∗16.67∗300∗373.5∗0,45
1+1 = 350.156 kN
Se stabilește distanța dintre etrieri
s≤min{h w/4;150mm;8d bL}
s≤min{ 450/4;150mm;8*14}
smax=112mm
✓ Dacă VEd≤V Rd,se determină aria secțiunii etrierilor pe ntru forță tăietoare cu
ajutorul relației:
(𝐴𝑠𝑤
𝑠)𝑛𝑒𝑐=𝑉𝐸𝑑
𝑧∗𝑓𝑦𝑑∗𝑐𝑡𝑔𝜃 → 𝑠𝑤=𝑠∗𝑉𝐸𝑑
𝑧∗𝑓𝑦𝑑∗𝑐𝑡𝑔𝜃
Φ=√4∗𝐴𝑠𝑤
𝑛∗𝜋
Unde:
n-numărul de ramuri ale etrierilor

26 P100 -1/2013-Cod de proiectare seismică.Partea I.Prevederi de proiec tare pent ru clădiri,Anexa E,pagina 334

44
Asw-aria secțiunii etrierilor pentru fo rță tăietoare
s-distanța dintre etrieri
Asw=100∗118.49∗103
373.5∗435∗1=72.96 mm2
Φ=√4∗72.96
2∗𝜋=6.81 mm
✓ În urma calculului,se vor alege etrieri cu diametrul de ϕ8 BST 500S,dispuși la
distanța de 100mm,în zonele critice măsurate de la fața stâlpul ui,l cr=1.5h w=1.5* 450=675 mm,iar
în restul grinzii etrierii se vor dispune la o distanță de 150mm.

Se va prezenta tabelar calculul ariei de armătură transversală ,respectând etapele de lucru
prezentate mai sus,pentru cadru longitudinal central ax 3,si cadr u transversal central ax C.

45

Tab.2.2 4 Calculul armăturii transversale , cadrul central longitudinal ax 3
kNm kNm kNm kNm mm [mm] [mm] [kN] [kN] [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]
A-B 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 91.08053 -14.4203 -0.15833 91.08053 350.1563 TRUE 100 56.08707 5.975461 2 100.48 8
B-C 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 93.94493 0.037574 0.0004 93.94493 350.1563 TRUE 100 57.85096 6.068695 2 100.48 8
C-D 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 90.76071 -29.5994 -0.32613 90.76071 350.1563 TRUE 100 55.89013 5.964961 2 100.48 8
D-E 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 90.76071 -29.5994 -0.32613 90.76071 350.1563 TRUE 100 55.89013 5.964961 2 100.48 8
E-F 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 90.76071 -29.5994 -0.32613 90.76071 350.1563 TRUE 100 55.89013 5.964961 2 100.48 8
F-G 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 93.94493 0.037574 0.0004 93.94493 350.1563 TRUE 100 57.85096 6.068695 2 100.48 8
G-H 76.29972 101.733 91.55967 122.0796 461.8141 615.7522 380 415 373.5 91.08053 -14.4203 -0.15833 91.08053 350.1563 TRUE 100 56.08707 5.975461 2 100.48 8
A-B 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 96.34103 -27.6148 -0.28664 96.34103 350.1563 TRUE 100 59.32647 6.1456 2 100.48 8
B-C 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 97.2609 -13.0734 -0.13442 97.2609 350.1563 TRUE 100 59.89292 6.17487 2 100.48 8
C-D 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 98.15344 -43.2609 -0.44075 98.15344 350.1563 TRUE 100 60.44255 6.203138 2 100.48 8
D-E 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 98.15344 -43.2609 -0.44075 98.15344 350.1563 TRUE 100 60.44255 6.203138 2 100.48 8
E-F 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 98.15344 -43.2609 -0.44075 98.15344 350.1563 TRUE 100 60.44255 6.203138 2 100.48 8
F-G 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 97.2609 -13.0734 -0.13442 97.2609 350.1563 TRUE 100 59.89292 6.17487 2 100.48 8
G-H 76.29972 132.8757 91.55967 159.4509 461.8141 804.2477 380 415 373.5 96.34103 -27.6148 -0.28664 96.34103 350.1563 TRUE 100 59.32647 6.1456 2 100.48 8
A-B 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 118.487 -49.7607 -0.41997 118.487 350.1563 TRUE 100 72.96387 6.815442 2 100.48 8
B-C 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 116.9732 -32.7857 -0.28028 116.9732 350.1563 TRUE 100 72.03171 6.771766 2 100.48 8
C-D 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
D-E 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
E-F 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
F-G 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 116.9732 -32.7857 -0.28028 116.9732 350.1563 TRUE 100 72.03171 6.771766 2 100.48 8
G-H 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 118.487 -49.7607 -0.41997 118.487 350.1563 TRUE 100 72.96387 6.815442 2 100.48 8
A-B 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 118.487 -49.7607 -0.41997 118.487 350.1563 TRUE 100 72.96387 6.815442 2 100.48 8
B-C 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 116.9732 -32.7857 -0.28028 116.9732 350.1563 TRUE 100 72.03171 6.771766 2 100.48 8
C-D 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
D-E 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
E-F 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
F-G 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 116.9732 -32.7857 -0.28028 116.9732 350.1563 TRUE 100 72.03171 6.771766 2 100.48 8
G-H 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 118.487 -49.7607 -0.41997 118.487 350.1563 TRUE 100 72.96387 6.815442 2 100.48 8
A-B 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 118.487 -49.7607 -0.41997 118.487 350.1563 TRUE 100 72.96387 6.815442 2 100.48 8
B-C 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 116.9732 -32.7857 -0.28028 116.9732 350.1563 TRUE 100 72.03171 6.771766 2 100.48 8
C-D 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
D-E 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
E-F 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 123.4185 -68.526 -0.55523 123.4185 350.1563 TRUE 100 76.00071 6.955829 2 100.48 8
F-G 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 116.9732 -32.7857 -0.28028 116.9732 350.1563 TRUE 100 72.03171 6.771766 2 100.48 8
G-H 76.29972 207.6183 91.55967 249.142 461.8141 1256.637 380 415 373.5 118.487 -49.7607 -0.41997 118.487 350.1563 TRUE 100 72.96387 6.815442 2 100.48 8Armarea transversala a cadrului longitudinal din axul 3
Nivel Deschidereɸ necneAsw eff ɸ eff VRd,max
VedS hs d z Asw nec Ved max Ved minξVed VRd,max
4
3
2
1
P𝑀 𝑏+𝑀 𝑏−𝑀𝑑𝑏1+𝑀𝑑𝑏2−
𝑚𝑚2 [𝑚𝑚2 𝑠 𝑒𝑓𝑓+ 𝑠 𝑒𝑓𝑓−
𝑚𝑚2𝑚𝑚2𝑚𝑚2

46

Tab.2.2 5 Calculul armăturii transversale ,cadrul central transversal Ax C

2.6.4. Calculul stâlpilor
Calculul stâlpilor se va face conform P100 -1/2013,î n vederea determinării ariilor de
armătură longitudinală și transversală.
Se va prezenta calculul pentru cei mai solicitați stâlpi ,stâlpul central B 2 cu sectiunea de
45×45 cm.
kNm kNm kNm kNm mm [mm] [mm] [kN] [kN] [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]
1-2 96.32974 128.440 115.5957 154.1276 461.58 615.44 480 515 463.5 112.6276738 15.43009919 0.137001 112.6277 434.5313 TRUE 100 55.8886 5.966392 2 100.48 8
2-3 96.32974 128.440 115.5957 154.1276 461.58 615.44 480 515 463.5 108.7946955 1.973598671 0.018141 108.7947 434.5313 TRUE 100 53.98658 5.863988 2 100.48 8
3-4 96.32974 128.440 115.5957 154.1276 461.58 615.44 480 515 463.5 112.6276738 15.43009919 0.137001 112.6277 434.5313 TRUE 100 55.8886 5.966392 2 100.48 8
1-2 96.32974 212.3186 115.5957 254.7823 461.58 1017.36 480 515 463.5 124.0692717 -9.40028416 -0.07577 124.0693 434.5313 TRUE 100 61.5662 6.262119 2 100.48 8
2-3 96.32974 212.3186 115.5957 254.7823 461.58 1017.36 480 515 463.5 122.9606979 -23.7236654 -0.19294 122.9607 434.5313 TRUE 100 61.0161 6.23408 2 100.48 8
3-4 96.32974 212.3186 115.5957 254.7823 461.58 1017.36 480 515 463.5 124.0692717 -9.40028416 -0.07577 124.0693 434.5313 TRUE 100 61.5662 6.262119 2 100.48 8
1-2 96.32974 262.1217 115.5957 314.5461 461.58 1256 480 515 463.5 134.8375161 -20.1685286 -0.14958 134.8375 434.5313 TRUE 100 66.90966 6.528217 2 100.48 8
2-3 96.32974 262.1217 115.5957 314.5461 461.58 1256 480 515 463.5 134.7951051 -35.5580726 -0.26379 134.7951 434.5313 TRUE 100 66.88862 6.52719 2 100.48 8
3-4 96.32974 262.1217 115.5957 314.5461 461.58 1256 480 515 463.5 134.8375161 -20.1685286 -0.14958 134.8375 434.5313 TRUE 100 66.90966 6.528217 2 100.48 8
1-2 96.32974 317.1673 115.5957 380.6008 461.58 1519.76 480 515 463.5 146.7392599 -32.0702724 -0.21855 146.7393 434.5313 TRUE 100 72.8156 6.810239 2 100.48 8
2-3 96.32974 317.1673 115.5957 380.6008 461.58 1519.76 480 515 463.5 147.8752395 -48.638207 -0.32891 147.8752 434.5313 TRUE 100 73.3793 6.836549 2 100.48 8
3-4 96.32974 317.1673 115.5957 380.6008 461.58 1519.76 480 515 463.5 146.7392599 -32.0702724 -0.21855 146.7393 434.5313 TRUE 100 72.8156 6.810239 2 100.48 8
1-2 96.32974 317.1673 115.5957 380.6008 461.58 1519.76 480 515 463.5 146.7392599 -32.0702724 -0.21855 146.7393 434.5313 TRUE 100 72.8156 6.810239 2 100.48 8
2-3 96.32974 317.1673 115.5957 380.6008 461.58 1519.76 480 515 463.5 147.8752395 -48.638207 -0.32891 147.8752 434.5313 TRUE 100 73.3793 6.836549 2 100.48 8
3-4 96.32974 317.1673 115.5957 380.6008 461.58 1519.76 480 515 463.5 146.7392599 -32.0702724 -0.21855 146.7393 434.5313 TRUE 100 72.8156 6.810239 2 100.48 8Armarea transversală a cadrului transversal de pe axul C
Nivel Deschidereɸ necneAsw eff ɸ effVRd,max VedS
pAsw nec Ved max Ved minξVed VRd,max hs d z
4
3
2
1𝑀 𝑏+𝑀 𝑏−𝑀𝑑𝑏1+𝑀𝑑𝑏2−
𝑚𝑚2 [𝑚𝑚2 𝑠 𝑒𝑓𝑓+ 𝑠 𝑒𝑓𝑓−
𝑚𝑚2𝑚𝑚2𝑚𝑚2
𝑚𝑚2𝑚𝑚2

47
2.6.4.1. Dimensionarea armăturii longitudinale în stâlpi
Valorile momentelor încovoietoa re și ale forțelor axiale pentru d imensionarea stâlpilor
se determină por nind de la eforturile maxime generate d e programul de calcul sub acțiunea
forțelor laterale verticale,considerând efectele de ordinul 2. Valorile momentelor încovoietoare se
stabilesc astfel încât să se producă un meca nism de disipare a energiei induse de s eism,cu
articulații plastice în grinzi.Pentru a limita riscul pierderii stabilității la acțiunea forțelor
gravitaționale ,prin proiecatre,se urmăreste a se evita apariția articulațiil or plastice în stâlpi.
În codul de proiectare P100 -1/2013 ,această condiț ie se realizează prin amplificarea
momentelor d in stâlpi de la același nivel cu un coeficient ce ține seama de suprarezistența
însumată a grinzilor de la nivelul respectiv față de efo rturile determinate din ca lculul structural.27
Momentele încovoietoare de proiectare se calculează cu relația de mai jos:
MEdc=1.2 ϒRd M’Edc𝛴𝑀𝑅𝑏
𝛴𝑀′𝛦𝑑𝑏
Unde:
M’Edc – momentul în stâlp rezultat din calculul structural sub încărcări seismice de
proiectare
ΣM Rb- suma momentelor capabile în secțiunile care se plasti fică,ale unei grinzi în
ansamblu la un anumit nivel,calculate pentru un singur sens de rotire ,corespunzător sensului
acțiunii seismice.
𝛴𝑀′𝛦𝑑𝑏- suma algebrică a momentelor re zultate din calculul structural sub în cărcări
seismice de proiecatre în s ecțiunile care se plastifică ,pentr u o grindă în ansamblu la un anumit
nivel.
ϒRd-factorul de suprarezisență datorat efectului de consolidare a oțelului
a) Exemplu de calcul Stâlp centra l B2
Se cunosc următoarele:
Latura stâlpului: b c=450 mm
Acoperirea nomina lă cu beton a secțiunii: a=c+∅𝑚𝑎𝑥
2=25+20
2=35 mm
Înălțimea utilă a secțiunii cu beton d=b c-a=450-35=415 mm
Beton C25/30
fck=25 N/mm2 (rezistența caracteristică la compresiune a betonului)

27 Tudor Postelnicu Vol III Proiectarea structurilor de beton arm at în zone seismice,2013 ,pagina 20

48
fcd=16.67 N/mm2 (rezistența de calcul la compresiune a beton ului)
fctm=2.6 N/mm2 (valoarea medie a rezistenței la întindere a betonului)
fctd=1.20 N/mm2(rezistența de calcul la întindere a betonului)
Oțel BST 500S
fyk=500 N/mm2 (valoarea carac teristică a limitei de curgere a oțelului)
fyd=435 N/mm2 (valoarea de cal cul a limitei de curgere a oțelului)

Fig.2.11 Diagrama înfășurătoare de momente pe grinda longitudinală ax C parter

M [kN m] N [kN]
Fig.2.12 Diagramele de eforturi,stâlp ce ntral B 2

49
Se determină sumele algebr ice ale momentelor de pe grindă , în funcție de sensul acțiunii
seismice
𝛴𝑀′𝛦𝑑𝑏,1(st-dr)= 162.01
+145.68+128.56+128.47+145.43+143.28+142.42+1 42.44+143.29+145.4
+128.5+128.59+145.7+162.05 =1991.82 kNm
𝛴𝑀′𝛦𝑑𝑏,1(dr-st)=203.11+195.98+187.05+184.3+184.22+177.66+177.6+177.6+177.66+
184.3+ 184.33+ 187.08 +195.96+ 203.16 =2620.01 kNm
Se calculează suma algebrică a momentelor încovoietoare capabil e ale grinzilor
adiacente stâlpului, pentru fiecare sens al acțiunii seis mice
ΣM Rb(st-dr)= 76.299+76.299+76.299+76.299+76.299+76.299+76.299+76.299+76.299
+76.299+76.299+ 76.299+76.299+76.299 =1068. 20 kNm
ΣM Rb(dr-st)= 207.62+207.62+207.62+207.62+207.62+207.6 2+207.62+207.62+ 207.62+
207.62+207.62+ 207.62+207.62+207.62 =2906.66 kNm
Se determină factorul de suprarezistență a grinzilor
Ω(st-dr)=ΣMRb(st−dr)
𝛴𝑀′𝛦𝑑𝑏,1(st−dr)=1068.20
1991.82=0.53
Ω(st-dr)=ΣMRb(dr−st)
𝛴𝑀′𝛦𝑑𝑏,1(dr−st)=2906.66
2620.01=1.1

Fig.2.2 6 Suma momentelor rezultate din calculul static în grin zi ,sens pozitiv

Fig.2.2 7 Suma momentelor rezultate din calculul static în grinzi ,sens negativ

Fig.2.2 8 Suma momentelor capabile în grinzi,sens pozitiv

50

Fig.2.2 9 Suma momentelor capabile în grinzi, sens negativ

Fig.2. 30 Suprarezistența grinzilor
Se determină momentul încovoi etor de proiectare
-Sens pozitiv al acțiunii seismice
MEdcsus=1.2* ϒRd M’Edc*Ω=1.2*1.2* 119.02 *0.5363 =91.914 kNm
MEdcjos=1.2* ϒRd M’Edc*Ω=1.2*1.2* 213.95 *0.5363 =165.22 kNm

-Sens negativ al acțiunii sei smice
MEdcsus=1.2* ϒRd M’Edc*Ω=1.2*1.2* 123.51 *1.00=177.85 kNm
MEdcjos=1.2* ϒRd M’Edc*Ω=1.2*1.2* 210.39 *1.00= 302.96 kNm

Tab.2. 31 Eforturile de proiectare ,stâlp central B 2

51
Se calculează aria de armătură necesară longitudinală folosind relația:
λx=𝑁𝐸𝑑
𝑏𝑐∗𝑓𝑐𝑑∗𝜂=2195.42∗103
450∗16,67=292.66 >x lim=3*a= 112.5 mm
As nec=𝑀𝐸𝑑𝑐𝑁𝐸𝑑ℎ𝑠
2
𝑓𝑦𝑑ℎ𝑠, dacă λ x< x lim=3*a
As nec=𝑀𝐸𝑑𝑐+𝑁𝐸𝑑∗ℎ𝑠
2−𝑏𝑐∗𝜆𝑥∗𝑓𝑐𝑑(𝑑−𝜆𝑥
2)
𝑓𝑦𝑑∗ℎ𝑠, dacă λ x> x lim=3*a
Unde:
bc-latura stâlpului
λx-înălțimea zonei comprimate
As nec=302.96∗106+2195.42∗103∗380
2−450∗292.66∗16.67∗(415−292.66
2)
435∗380=787.98 mm2
Se alege aria de armătură necesară cu condiția respectării procentului minim de arma re:
0.008≤ρ=𝐴𝑠𝑒𝑓𝑓
𝑏𝑐𝑑≤0.04 → 𝑠𝑚𝑖𝑛=0.8
100*450*380=1485 mm2
Se alege aria de armătură longitudinală efectivă:
𝑠𝑛𝑒𝑐=1485 mm2 → 𝑠𝑒𝑓𝑓=12φ 20 BST 500S= 2412.74 mm2
𝑠𝑒𝑓𝑓=4φ16 BST 500S/latură=804.25 mm2/ latură

Se verifică co eficientul de armare:
0.008≤ρ=𝐴𝑠𝑒𝑓𝑓
𝑏𝑐𝑑≤0.04
0.008≤ρ=2412.74
450∗440=0.01292 ≤0.04
Se determină momentul capabil
MRdc=𝑁𝐸𝑑ℎ𝑠
2+ 𝑠𝑒𝑓𝑓*fyd*hs, dacă λ x< x lim=3*a
MRdc=bc* λx*fyd*(d-λx
2)- 𝑁𝐸𝑑ℎ𝑠
2+ 𝑠𝑒𝑓𝑓*fyd*hs, dacă λ x> x lim=3*a
MRdc=450*292.66 *16.67*( 415-292.66
2)- 2195.42∗103∗380
2+804.25*435* 380=303.90 kNm

52

Tab.2.3 2 Armare a longitudinală a stâlpului B 2

2.6.4.2. Dimensionarea armăturii transversale a stâlpilor
Valorile de proiectare ale forț elor tăietoare se calculează din echilibrul stâlpului la
fiecare nivel sub acțiunea momentelor de la extremități,care corespund fiecărui sens a l acțiunii
seismice,și formează articulații plastice ,care pot sa apară în grinzi fi e la capetelor grinzilor,fie în
stâlpii conectați în nod.
Calculul armăturii transversale a stâlpilor se face conform codului de proiectare seismică
P100 -1/2013”Prevederi d e proiecatare pentru clădiri”. [1]28

Se va determina aria de armatura transversala p entru un stalp central
Se det ermina forta taietoare de proiectare:
VEd = (Mdc sus+Mdc jos)
lc = 366.18+364.68
2.35=311 kN
Se verifica rezistenta:
VEd ≤ VRd,max = αcw∗bw∗z∗ν1∗fcd
tgθ+ctqθ = 974.73 kN
Daca inegalitatea de mai sus se verifica, se determina ari a de armatura transversala:
Aswnec= VEd∗s
z∗fyd∗ctgθ = 311∗103
0.90∗415∗16.67∗1 = 191.42 mm2
θnec = √2∗Aswnec
π = 8 mm dispusi la o distanta s = 100 mm

28 P100-1/2013 -Cod de proiectare seismică.Partea I.Prevede ri de proiectare pentru clădiri,pagina 94

53

Tab.2.3 3 Armarea transversală a stâlpului B2

2.6.5. Calculul lungimilor de ancoraj
Calculul lungimilor de ancoraj s -a realizat conform “Proiectarea structurilor din beton
armat după SR EN 1992 -1” Zoltan Kiss, Traian Onet.

Ancorarea armăturilor longitudinale:
Lungimea de ancorare de bază lb,rqd necesară pentr u ancorarea fo rței de întinde re dintr -o
bară dreaptă se determină cu rel ația: lb,rqd = 0.25 * θ * σsd
fbd
unde:
θ = diametrul barei
σsd = efort unitar în stare limita ultima, determinată în secțiunea de unde se consideră
ancorarea barei, care de regulă se poate considera l a valoarea fyd (pentru BST 500, f yd = 435
N/mm2)
fbd = efort de aderență considerat constant pe lungimea de ancorare, conform tab. 5.1,
pentru clasa de beton C25/30 = 4.05
Lungimea de ancorare de proiectare l bd se determin ă cu rela ția:
lbd = α 1 * α 2 * α 3 * α 4 * α 5 * lb,rqd
Conform tab. 5.9. rezultă valorile coeficienților, atât pentru zona comprimată cât și
pentru zona întinsă, în cel mai defa vorabil caz:
α1 = α 2 = α 3 = α 5 = 1.00
α4 = 0.70
Pentru lungimea minimă de ancorare lb,min , în lipsa unor reglementări speciale, se va
considera valoarea:
– Armatura intins ă: lb,min > max {0.30 * l b,rqd; 10 θ; 100 mm}
– Armatura comprimat ă: lb,min > max {0.6 0 * l b,rqd; 10 θ; 100 mm}

Ancorarea armăturilor transve rsale:
Pentru ancorarea armă turilor transversale se va lua lungimea ciocului de 50 mm:
Mrc Mdc Ved Vrd,max s Asw Aseff φeff ωwd ρ ρmin
[kNm] [kNm] [kN] [kN] [mm] [mm2] [mm2] mm ≥0.08 [%] [%]
sus 178.61 214.33
jos 181.827 218.19
sus 239.641 287.57
jos 241.799 290.16
sus 309.038 370.85
jos 310.078 372.09
sus 321.026 385.23
jos 320.934 385.12
sus 305.149 366.18
jos 303.902 364.680.44684 184.05
974.73100
3
2
1
P245.84
316.14
327.81
311100
100
100
100151.31 8
8
8113.28 201.06 8
201.06
0.350.2733
0.2733
0.2733
0.2733
0.27330.4468
0.4468
0.4468
0.4468Nivel
201.06
201.06194.58
199.63
191.42201.06
8Armarea transversala stâlp B2

54

Fig 2.19 – Lungimea ciocului pentru ancorarea armăturilor transversale
Lungimea de ancorare a armăturilor cu θ = 14 mm
lb,rqd = 0.25 * θ * σsd
fbd = 0.25 * 14 * 435
4.05 = 375.92 mm
lbd = α 1 * α2 * α 3 * α 4 * α 5 * lb,rqd = 1 * 1 * 1 * 0.70 * 1 * l b,rqd =263.144 mm
– Armătura intinsă: l b,min > max {0.30 * l b,rqd; 10 θ; 100 mm}
– Armătura comprimată: l b,min > ma x {0.60 * l b,rqd; 10 θ; 100 mm}
Se verifică: l bd > lbd, min

2.6.6. Calculul lungimilor de înadir e prin suprapunere
Lungimea de înadire prin suprapunere a barelor se obține cu relația:
l0 = α 1 * α 2 * α 3 * α 4 * α 5 * α 6 * lb,rqd l0.min
Unde:
l0.min > max {0.30 * α6 * lb,rqd; 15 θ; 200 mm}
Lungimea de înădire a armăturilor cu θ = 14 mm
lb,rqd =375.92 mm
l0 = α 1 * α 2 * α 3 * α 4 * α 5 * α 6 * lb,rqd = 1 * 1 * 1 * 0.70 * 1 * 1.50 * lb,rqd = 394.716 mm
l0,min > max {0.30 * α 6 * lb,rqd; 15 θ; 200 mm}
Se verifică condi ția: l0 > l0, min

2.6.7. Dimensionarea și calculul fundației:29
2.6.7.1. Predimensionarea fundației:
Stabilir ea dimensiunilor fundației se va realiza conform „Normativ pentru proiectarea
structurilor de fundare directă”, indicativ NP112 -2014.

29 NP 112 -2014 Normativ prin vin proictarea fundațiilor de suprafață.

55
Sistemul de fundare ales, dator ită sistemului constructiv al suprastructurii, este cel de tip
fundații continue sub stâlpi .
Predimensionarea se va realiza în 3 etape: dimensionarea grinzii de fundarea,
dimensionarea tălpii de fundare și calculul fundației.
Eforturile necesare calculului fundației au fost generate de programul de calcul structural
SCIA Engineer.

1. Dimens ionarea grinzii de fundare:
Se calculează lățimii grinzii de fundare: b = b s + 50 ÷ 100 mm
b = lățimea grinzii de fundare = 450 + 100= 550 mm
bs = lățimea stâlpului = 450 mm

Se determină înălțimea totală a grinzii:
Hc = (1
3÷ 1
6)∗L0 = 1.50 m
Hc = înălți mea fundației
= distanță maximă între doi stâlpi vecini = 6.00m

Conform adâncimii de îngheț pentru zona Țăndărei situată la 80 -90 cm, se recomandă o
adâncime de f undare de cel puțin 100 cm.

2. Dimensionarea tălpii de fundare
Se alege înălțimea tăl pii fun dației, respectând condiția:
Ht = (1
2÷ 1
3)∗Hc = 0.70 m
Ht 300 mm

Pentru a putea stabili lățimea tălpii de fundare, trebuie să se respecte condiția ca
presiunea efectivă dezvoltată sub talpa fundației să nu depășească presiunea convenți onală a
terenului.

Se calculează efortul axial ce acționează pe fundație ( se consideră o lățime a tălpii de 1
m, pentru calculul eforturilor):
Ntotal = ∑ N stalpi + G funda tie + G pamant = kN
∑ N stalpi = suma tuturor eforturilor axiale de la baza stâlpilor transmi se de suprastructura
Gfundatie = încărcarea rezultată din greutatea p roprie a fundației
Gpamant = încărcarea rezultată din greutatea pământului de pe consolele tălpi i fundației
∑ N stalpi = N 1 * 1
3 + N 2 * 1
2 + N 3 * 1
2 + N 4 * 1
2 + N 5 * 1
2 + N 6 * 1
2+ N 7 * 1
2+ N 8 * 1
3

∑ N stalpiGF = 1223.74 * 1
3 + 2190.67 * 1
2 + 2068.39 * 1
2 + 1860.21* 1
2 + 1867.51 * 1
2 +
2067.96 * 1
2+ 2190.56 * 1
2+ 1224.75 * 1
3

56
∑ NstalpiGF = 407.91 + 1095.34 + 1034.19 + 930.12 + 933.76 + 1033.98 + 1095.28 +
408.25
∑ N stalpiGF = 6938.81kN

∑ N stalpiGS = 1081.20 * 1
3 + 1499.25 * 1
2 + 1441.48 * 1
2 + 1235.34 * 1
2 + 1242.15 * 1
2 +
1441.24 * 1
2+ 1499.01 * 1
2+ 1082.01 * 1
3
∑ NstalpiGS = 360.4 + 749.625 + 720.74 + 617.67 + 621.08 + 720.62 + 749.51 + 360.67
∑ NstalpiGS = 4279.235 kN

N1, N2, .. N 5 = eforturile axiale de la baza stâlpilor transmise de către suprastruc tura,
determinate în gruparea fundamentală, calculată inclusiv cu încărcările tr ansmise de către pereții
de la parter și încărcările și încărcările de pe placa de la cota ±0.00.

Gfunda tie = [H t * B + (H c – Ht) * b c] * L * γ beton * 1.35
Gfundatie = [0.70 * 1.00 + (1.50 – 0.70) * 0.55] * 31.00 * 25 * 1.35
Gfundatie = 1192.725 kN

Gpamant = [(H c – Ht) * ( B – bc)] * L * γ pamant * 1.35
Gpamant = [(1.50 – 0.70) * ( 1.00 – 0.55)] * 31.00 * 18 * 1.35
Gpamant = 271.188 kN

γbeton = greutatea volumica a betonului armat (γ beton = 25 kN/m3)
γpamant = greutatea volumica a pământului în stare natu rală (γ pamant = 18 kN/m3)

NtotalGF = 6938.81 + 1192.725 + 271.188 = 8402.723 kN
NtotalGS = 4279.235 + 1192.725 + 271.188 = 5743.148 kN

Se calculeaza latimea talpii de fundare, din conditia: P ef = Ntotal
L∗B ≤ pconv
BnecminGF= Ntotal
L∗pconv = 8402.723
31.00∗150 → B = 1.81 m
BnecminGS= Ntotal
L∗pconv = 5743.148
31.00∗150 → B = 1.24 m
Deoarece valoarea presiunii conven ționale din studiul geotehnic este dată pentru o
lățime a tălpii de fundare de 1 m și o adâ ncime de fundare de 2 m, pentru o altă lățime a tălpii și o
altă adâncime de fundare, se recalculează presiunea conven țională, făcând corecțiile de lățime și
adâncim e.30

pconv = p conv’ + C B + C D

30 NP 112 -2014 Normativ prinvin proictarea fundațiilor de suprafață.

57
pconv = valoarea de bază a presiunii convențional e pe teren, conform studiului geotehnic
CB = corecția de lățime
CB = p conv’ * K1 * (B – 1) = 150 * 0.05 * (1.90 – 1) = 6.75 kPa
K1 = pentru nisipuri prăfoase și pământuri c oezive, K1 = 0.05 (31)
B = lățimea fundației = 1.90 m
pconv = p conv’ + C B + C D =150 + 4.50 + 0 = 156.75 kPa

Se va recalcula greutatea fundației și greutatea pământului pentru lățimea tălpii fundației
B=1.90 m si pconv =156.75 kPa
Gfundatie = [H t * B + (H c – Ht) * b c] * L * γ beton * 1.35
Gfundatie = [0.70 * 1.90 + (1.50 – 0.70) * 0.55 ] * 31.00 * 25 * 1.35
Gfundatie = 1851.86 kN

Gpamant = [(Hc – Ht) * ( B – bc)] * L * γ pamant * 1.35
Gpamant = [(1.50 – 0.70) * ( 1.90 – 0.55)] * 31.00 * 18 * 1.35
Gpamant = 813.564 kN

NtotalGF = 6938.81 + 1192.725 + 813.564 = 8945.10 kN
NtotalGS = 4279.235 + 1192.725 + 813.564 = 6285.524 kN

3. Calculul fundației folosind metoda grinzii continue cu reazeme fixe
(conform NP 112/2014)
În această ipoteză, fundația este asimilată cu o grindă continuă, având reazem e fixe în
dreptul stâlpilor.
Se acceptă ipoteza distribuției liniare a presiunii pe talpă, rezultată din aplicarea relației:
P1,2 = N
A±M
W
NGF = ∑Nin
i=1 = 8945.10 k N
MGF = ∑Nin
i=1 * di + ∑Min
i=1 = 26.465 + 433.82= 460.285 kN*m

NGS = ∑Nin
i=1 = 6285.524 kN
MGS = ∑Nin
i=1 * di + ∑Min
i=1 = 22.095 + 433.82 = 455.915 kN*m

= forța axiala în stâlp
= moment încovoietor în stâlp
di = distanță de la centrul de greutate al tălpii la axul stâlpului
A = B * L = 58.9 m
A = aria tălpii fundației
W = modul de rezistență = B∗L2
6 = 1.90∗31.002
6 = 304.32 m3

31 NP 112 -2014 – capitol D.2.1. Corectia pe latime

58
Se realizează verificarea presiunilor pe talpa fundației, caz excentric de î ncărcare
Gruparea fundamentală: P ef < 1.20 * p conv ; P2 > 0
Gruparea seismică: P 1 < 1.40 * pconv ; P2 > 0

În gruparea fundamentală, presiunile sunt următoarele:
P1 = N
A+M
W = 153.38 kPa < 1.20 * p conv = 188.1 kPa
P2 = N
A−M
W = 151.86 kPa > 0 kPa

În gruparea specială, presiunile sunt următoarele:
N = ∑ N stalpi + G fundatie + G pamant = kN
P1 = N
A+M
W = 108.21 kPa < 1.40 * pconv = 182.45 kPa
P2 = N
A−M
W = 105.21 kPa > 0

2.6.7.2. Dimensionarea armăturii longitudinale a grinzii de fun dare:
În conformitate cu prevederile din „Normativul pentru proiectarea structur ilor de fun dare
directă”, indicativ NP112 -2014, dimensionarea armaturii de rezistență din grindă de fundare va
rezulta din calculul în secțiunile caracteristice la moment încov oietor și forță tăietoare.

Alegerea materialelor folosite la execuția infrastru cturii:
• Beton C25/30
• fck = rezistent a caracteristică la compresiune a betonului = 25 N/mm2
• fcd = rezistența de calcul la compresiune a betonului = 16.66 N/mm2
• Oțel BST 500S
• fyk = valoarea caracteristică a limitei de curgere a oțelului = 500 N/mm2
• fyd = val oarea de ca lcul a limitei de curgere a oțelului = 435 N/mm2

Se urmărește evitarea dezvoltării deformațiilor plastice în grinzile de fundare în cazul
acțiunilor seismice.
Dispu nerea armăturii longitudinale de la partea inferioară a grinzii se va distribui pe toată
lățimea tălpii, urmând aceleași reguli precum în cazul grinzilor din suprastructură.

Coeficientul minim de armare în toate secțiunile (sus și jos) este :
– pentru grinzi le calculate în gruparea fundamentală: ρ min = 0.26 * fctm
fyk
– pentru gri nzile calcu late în gruparea seismică: ρ min = 0.50 * fctm
fyk
Diametrul minim al armăturii longitudinale este 14 mm, iar pe fețele laterale grinzii se
dispun armături cu diametrul minim θ10 dispuse la 300 mm.

59
Pentru exemplificare se va calcula nece sarul de ar matură longitudinală pentru grindă de
fundare poziționată între axele 1 -2.
Cu ajutorul programului de calcul automat s -au generat diagramele de moment
încovoietor, p entru grinda supusă unei acțiuni corespunzătoare celei mai defavorabile situații dintre
gruparea fundamentală și cea seismică.

Se extrag valorile momentelor încovoietoare și din diagramele generate cu
ajutorul programului de calcul automat.

Figura – Diagrame de momente pe grinda de fundare ax central C

1. Armarea grinzilor la p artea super ioara (moment pozitiv) M Ed+
• Se calculează aria de armatură necesară fiecărei deschideri a grinzilor cu formula:
Asnec+=MEd+
fyd∗hs = 139.11∗106
435∗1410= 226.80 mm2
= momentul încovoietor maxim de la partea inferioară
= rezistența de calcul la întinderea oțelului
= distanța dintre armaturi
= d – a =1455 -45= 1410 mm
d = h w – a =1500 -45= 1455 mm
a = c + θmax
2 = 45 mm
d = înălțimea utilă a secțiunii
hw = înălțimea grinzii
• Se alege aria de armatura efectivă: Aseff+ > Asnec+
Aseff+ = 615.75 mm2 (4θ14)
• Se calculează distanțele între barele de armatura:
d = bw−2∗a−nrbare
nrbare−1 =134.67 mm > 20 mm
• Se calculează momentul încovoietor capabil:
MRb+ = A seff + * fyd * hs * 10-6 = 377.67 kN*m

60

Tab.2.3 4 – Aria de armatură necesară la partea superioara

2. Armarea grinzilor la partea inferioara (moment negativ) M Ed-
• Se presupune λx < xlim = 0.25 * d și se calculează aria de arma tură necesară:
Asnec – = MEd−
fyd∗hs = 290.38∗106
435∗1410 = 473.43 mm2
– = aria de armatură necesară la partea inferioara
= momentul încovoietor de la partea inferioara
• Se alege aria de armatură efectivă: >
Aseff− = 1005.31 mm2 (5θ16)
• Se calculează λx:
λx = Aseff−−Aseff+
bw∗fcd* fyd = 0.04 2 < 0.25 * 1410 = 352.5 mm
• Se calculează distanțele între barele de armatură:
s = bw−2∗a−nrbare
nrbare−1 = 95 mm > 20 mm
• Se calculează momentul încovoietor capabil:
MRb+ = A seff – * fyd * hs * 10-6 =1005.31*435*1410*10-6= 616.61 kN*m
• Se verific ă pro centul de armare p% > p min% = 0.26%
p = Aseff++Aseff−
bw∗d* 100 = 615.75+1005.31
550∗1455 * 100 = 0.27% > p min% = 0.26%
= lățimea grinzii

Tab. 2.35 – Aria de armătură necesară la partea superioară

2.6.7.3. Dimensionarea armăturii transversal e a grinzii de fundare:

61

Figura – Diagrama de forță tăietoare pe grindă de fundare ax C
• Se extrag valorile forței tăietoare minime (V Ed,min ) și maxime (V Ed,max ) din
diagramel e generate cu ajutorul programului de calcul automat.
VEd, min = -431.78 kN
VEd, max = 398.44 kN
• Se stabilește raportul dintre valoarea forței tăietoare minime și cea maximă:
ξ = VEd,min
VEd,max > -0.50
ξ = −431.78
398.44 =−0.92> -0.50
Dacă ξ > 0.50, starea de solicitare din punct de vedere al reversibilității forței tăie toare nu
este deosebit de agresivă, calculul la forța tăietoare putând să se facă conform prevederilor din SR
EN 1992 -1:2004 considerând un unghi θ de înclinare de 45 ⁰.
• Valoare a de proiectare a forței tăietoare în secțiunea considerată se ia:
VEd = max (| VEd,min | , | VEd,max |)
VEd = max (| -431.78| , | 398.44|)=431.78 kN
• Se verifică rezistenta: V Ed ≤ VRd,max = αcw∗fcd∗bw∗z∗ν1
ctg θ+tanθ = 6483.321 kN
= coefi cient ce ține seama de starea de efort în fibră comprimată = 1 (pentru structuri
fără preco mprimare)
z = brațul de pârghie al forțelor interne = 0.90 * hs = 0.90 * 1410 = 1269 mm
= coeficient de reducere a rezistenței betonului fisurat la forța tăietoare = 0.54
= 45ᵒ
• Se stabilește distanță maximă dintre etrieri:
s ≤ min {hw
4;200mm;8dbL}= 112 mm
= diametrul minim al armăturilor longitudinale = 14 mm
hw = înălțimea grinzii
Aswnec= VEd∗s
z∗fyd∗ctgθ = 78.21 mm2
θnec = √2∗Aswnec
π = 7.05 mm → θ = 8 mm dispuși la o distanță s = 100 mm
n = numărul de ramuri ale etrier ilor
Asw = aria secțiunilor armaturilor pentru forța tăietoare ale unui rând de etrieri
s = distanța dintre etrieri

62
ρw = n∗ Ae
bw∗s = 0.28 % 0.10

Tab.2.36– Armătura transversală

2.6.7.4. Dimensionarea armăturii longitudinale din console:32

În lungul grinzii, în console, la partea superioară se dispune armătură constructivă cu un
coeficient minim de armare de 0,001 din secțiunea grinzii ți cel puțin 20% din armă tura
transversală a consolei.
Armarea transversala a consolei:
bconsola = 0.675 m
d = h t – a = 655 mm
hs = h t – 2 * a = 610 mm
M = q∗l2
2 = 24.03 kN*m
Asnec− = M
fyd∗hs = 90.55 mm2
→ Aseff = 235 mm2 (3θ10 BST 500S/m)

Armarea longitud inala a consolei:
bconsola = 0.675 m
d = h t – a = 655 mm
hs = h t – 2 * a = 610 m m
M = q∗l2
2 = 24.03 kN*m
→ Aseff = 235 mm2 (3θ10 BST 500S/m)

32 Normativ privind proiectare a fundațiilor de suprafață

63

64
CAP. 3 PREZENTAREA TEHNOLOGIILOR DE EXECUȚIE ȘI
ELABORAREA CAIETELOR DE SARCINI

3.1 Prevederi generale
Prezent ul caiet de sarcini stabilește condițiile tehnice de execuție, montarea armături i,
cofrarea elementelor suprastructură, turnare beton, pentru obiectivul bloc de locuințe cu regim de
înălțime P+4E, amplasat în Țăndărei.
Caietul de sarcini a fost elaborat în baza cerințelor Legii Nr.10/1995 privind calitatea în
construcții și a prescrip țiilor te hnice și de calitate în vigoare.
Eventualele sesizări ale executantului referitoare la conținutul prezentului caiet de
sarcini vor fi aduse la cunoștința proiectantu lui cu cel puțin două săptămâni înaintea începerii
lucrărilor de execuție. Altmint eri, după depășirea termenului limită se consideră că executantul
este de acord cu privire la conținutul acestui caiet de sarcini.
Constructorul este obligat să instruiască a ngajații săi la locul de muncă și să țină cont de
calificarea profesionala a acest ora, astf el încât lucrările de montaj să se realizeze în deplină
siguranță.
În cazul îmbunătățirii soluțiilor constructive, proiectantul are dreptul de a modifica sau
de a co mpleta proiectul și capitolele corespunzătoare din caietele de sarcini.
Se acordă o atenți e mai mare asupra electrosecurității, lucrărilor executate la
înălțime și în spații înguste, precum și condițiilor stabilite în prezenta documentație.
3.2 Lucrări de cof raje și susținerea lor
3.2.1 Prevederi generale
Pentru a începe turnarea betonului, cofrajele și susținerile acestora trebuie să
îndeplinească următoarele condiții:
-Să asigure forma, dimensiunea și gradul de finisare menționate în proiect și să respecte
abateri le admisibile
-asigurarea etanșeității pentru a împiedica pierderea laptelui de ci ment
– asigurarea ordinii de montare și demontare stabilită.
Nu este permsă depozitarea cofrajelor direct pe pământ, și nici depozitarea altor
materiale pe panourile de cofra je.

3.2.2 Montarea cofrajelor

Montarea cofrajelor se realizează astfel:
-transportul și așezar ea panourilor de cofraj la poziție;
-asamblarea și susținerea provizorie a panourilor;
-verificarea și corectarea poziției panourilor;

65
-încheierea, legarea și spriji nirea definitivă a cofrajelor, inclusiv asigurări la acțiunea
vântulu i, cu ajutoru l unor el emente precum: tiranți, contravântuiri, distanțieri etc.;
-controlul și recepția lucrărilor de cofrare;
-demontarea cofrajului upă turnarea și întărirea betonului;
-pregătirea cofrajelor pentru a fi reutilizate;

3.2.3 Cofrarea stâlpilor,gr inzilor și pl anșeelor

a) Cofraje pentru stâlpi
Cofrajul la stâlpi este realizat cu placaje de cherestea refolosibile de 15 mm grosime.
Panourile de cofraje sunt dispuse vertical simetri c.
Se cofrează o față a stâlpului cu un panou special având lățimea egală cu latur a stâlpul ui.
Se utilizează caloți drepți pe două laturi paralele, legați cu tiranți.
b)Cofraje pentru planșee
La planșee, se va folosi placaj de cherestea refolosibil de 15 m m, susțineri din grinzi
metalice extensibile, și popi metali ci PE3100R.
c)Cofraje pentru gr inzi
Cofrajul grinzilor se realizează din placaje de cherestea refolosibile de 15 mm, elemente
din lemn,grinzi metalice extensibile, și popi metalici PE3100R.
-Cofra rea grinzilor se realizează în general prin dispunerea de pa nouri cu latura lungă pe
orizon tală .
-Se recomandă ca panoul special pentru fundul grinzii să fie cuprins între panourile de
cofraj ale fețelor laterale și să fie susținut aparte pentru a permit e decofrarea mai timpurie a
lateralelor.
-Calotarea panouri lor laterale de cofraj ale grin zilor se face cu ajutorul unor juguri legate
în cazul grinzilor înalte la partea superioară prin tiranți din oțel beton trecând prin distanțieri
tubulari de PVC.

3.2.4 Controlul și recepția lucrărilor de cofraje
Pentru controlul l ucrărilor de cofraje s e vor efe ctua lucrări de verificare în câteva etape:
Etapa 1: Se verifică lucrările pregătitoare, elementele de cofraj și susținerile acestora;
Etapa 2: Se verifică poziționa rea în raport cu trasarea și dacă s -a realizat corect fixare a
elementelor. Se veri fică mont area elementelor de bază (caloți în cazul stâlpilor) privind
poziționarea corectă față de marcaj și fixarea corectă și stabilă a elementelor de susținere și
prindere .

66
Etapa 3: La terminarea lucrărilor de cofraj se efectuează recepția finală de căt re o
comi sie formată din beneficiar și constructor. Rezultatele verificărilor și eventualele remedieri ce
trebuie făcute se vor consemna în “Registrul de procese verbale pent ru verificarea calității
lucrărilor ce devin ascunse”.
3.3 Lucrări de armătură pentru beton
3.3.1 Generalități
Confecționarea armăturilor va fi realizată în ateliere centralizate cu ajutorul unor mașini
și dispozitive cu diferite grade de complexitate acționate man ual.

3.3.2 Transport,manipulare,depozitare
Livrarea oțelului se va face conform prevede rilor în vigoare și însoțită de certificate de
calitate care trebuie să cuprindă: valorile proprietăților mecanice rezultate din încercări, rezultate
îndoirii la rece, rezult atele analizei chimice.
Pentru armăturile cu un diametru mai mic de 12 mm, oțelul se livre ază sub formă de
colaci în loturi de 1.8 -3.0 tone, cu o lungime de maxim 12 m.
Pentru armăturile cu un diametru mai mare de 12 mm, oțelul se livrează sub formă de
colaci î n loturi de 1.0 -2.5 tone, cu o lungime de maxim 14 m.
Colacii sunt legați în minim 3 locuri, iar marcarea se va face cu vopsea.
Fiecare colac, fiecare legătură de bare sau plase sudate, trebuie să poarte o etichetă
durabilă, în care trebuie să fie pr ecizat e:
• denumirea producătorului;
• tipul și clasa produsului;
• numărul lotului și a l colacul ui/legăturii;
• marcajul de conformitate;
• ștampila controlului de calitate;
Depozitarea oțelului beton se face pe diametre, având aceeași calitate a oțelului.
Toate ti purile de oțel -beton vor fi depozitate astfel încât să fie ușor de identificat.

3.3.3 Fasonarea armăturii
Fasonarea amăturii se poate efectua doar în conformitate cu prevederile legale în
vigoare, în ceea ce privește echipamentul tehnologic utilizat și personal ul care execută această
activitate.
Fasonarea armăturii trebuie efectuată cu respe ctarea ur mătoarelor condiții:
• fasonarea nu se execută la temperaturi sub -10°C;
• fasonarea cu mașina a barelor cu profil periodic;
• îndoirea barelor se execută cu mișcare lentă , cu viteză uniformă fără
șocuri;
• forma și dimensiunile ciocurilor de la capetele barelor v or fi conform
prevederilor reglementărilor tehnice aplicabile care sunt precizate în proiect;

67
• razele de îndoire pentru barele înclinate și etrieri/agraf e vor fi prec izate în
proiect;
• Fasonarea armăturii flexibile cuprinde următoarele etape:
– Îndep ărtarea a rmăturii
– Trasarea și tăierea barelor la lungimea necesară
– Îndoirea barelor
– Înnădirea barelor
– Îndreptarea armăturilor flexibile
Este necesar ca înainte de îndepărtar e, armătura să fie curățată de rugină, deoarece
aceasta împiedică aderența dintre beton și armătură. Curățarea armăturii de rugină se realizează
prin frecarea barelor cu perii de sârmă.
Îndreptarea armăturii se face diferit în funcție de diame trul barelor:
-Pentru armături cu diametrul mai mic de 12 mm, livrarea în colaci, îndreptare a se
realizează cu ajutorul troliilor
-Pentru armături cu diametrul mai mare de 12 mm, livrate sub fomă de bare,
îndreptarea se realizează manual cu placi fixe cu dornuri ș i chei speciale.
Trasarea si tăierea barelor la lungimea necesară
Tăierea se face după ce s-a trasat lungimea necesară a barei, tinându -se cont la
măsurare atât de lungimea ciocurilor și a îndoiturilor cât și de alungirea barei produsă de
îndoituri.
Trasa rea și tăierea armăturii se face diferit in funcție de diametrul barelor:
-Pentru arm ături cu diametrul mai mic de 12 mm, îndreptarea se realizează cu
foarfecele de mână
-Pentru armature cu diametrul mai mare de 12 mm, îndreptarea se reali zează cu
ștanța manual
Îndoirea barelor:
Îndoirea barelor se realizează ma nual cu ajutorul cheilor speciale și al plăciloe fixe
cu dornuri.
Înnădirea armăturilor se face prin suprapunere și legate cu sârmă arsă. Acest tip de
înnădire se realizează prin ală turarea și petrecerea celor două bare și legarea lor pe porțiunea
comună c u sârmă arsă de 1 mm grosime.

3.3.4 Armarea stâlpilor
Toți stâlpii au secțiunea de 45×45 cm, și au aceleași bare pe cele 4 laturi.

68
Armarea stâlpilor începe cu introducerea etrierilor pes te mustățile stâlpilor inferiori, sau
peste mustățile lăsate din infrastru ctură. U rmează in troducerea barelor longitudinale. Aceastea se
leagă de mustăți, după care se trasează cu creta pe barele longitudinale unde este poziția etrierilor.
Se leagă etrieri i, de sus în jos. Se montează cofrajul stâlpului. Carcasele stâlpilor se p oziținea ză
cu dis tanțieri circulari, care asigură acoperirea cu beton.

3.3.5 Armarea grinzilor
În prima fază se trasează poziția etrierilor pe cofraj. Etrierii vor fi poziționați în drept ul
semnelor. Etrierii care sunt închiși se lasă cu latura superioară deschisă.
Următoarea e tapă este introducerea barelor drepte de la partea inferioară, care se leagă
de etrieri cu sârmă. Se introduc distanțieri în jurul cofrajului pentru a asigura grosim ea stratului
de acoperire cu beton.
Urmează introducerea b arelor ridicate și de mo ntaj și s e închid etrierii. Se motează
distanțieri laterali și pe fețele laterale ale grinzii.

3.3.6 Armarea plăcilor
Prima etapă este trasarea cu creta pe cofraj a pozițiilor bar elor.
Urmează așezarea barelor de repartiție, aceastea se leagă cu sârmă.
Se dispu n călăreț ii și se leagă cu barele de montaj.

3.3.7 Verificarea lucrărilor
Verificarea și recepția armăturii montate se realizează conform normativului NE 012 –
2/2010.
După montarea armăturilor sun necesare următoarele verificări:
-marca, numărul, poziția barelor în eleme ntele din beton armat
-existența distanțierilor și respectarea grosimii stratului acoperirii cu beton
-modul de legare a barelor

3.4 Lucrări de betonare
3.4.1 Generalități
Turnarea betonului va fi facută în prezența conducătorului tehnic al punctului de lu cru,
care are următoarele responsabilități, inainte e turnarea acesuia, conform normativului NE 012 –
2/2010:
• să aprobe începerea turnării betonului dupa următoarele verificări :

69
– să verifice starea cofrajelor și a gropi lor sau terasamentelor în care
se toarnă betonul;
– verificarea stării armăturii;
– starea pieselor înglobate în beton;
– starea rosturilor de turnare;
• să verifice comanda pentru beton;
• să verifice daca au fost îndeplini te corect condițiile pentru transpotul
betonului până la locul de punere în operă, precum m ijloacele utilizate și personalul
pentru turnarea betonului;
• să cunoască și să supravegheze modul de turnare și compactare a
betonului, cu respectarea rosturilor de turnare, precum și prelevarea de probe pe ntru
încercările de beton proaspăt și be ton întăr it;
Pentru betoanele puse în operă, trebuie ținută o condică de betoane, care trebuie să
cuprindă următoarele, conform NE 012 -2/2010:
– date privind bonurile de livrar e sau documentele echivalente în cazul
producerii betonului de către executant;
– locul unde a fost pus in operă betonul în respectiva lucrare;
– ora începerii și terminării turnării betonului;
– temperatura betonului proaspăt;
– măsuri adoptate pentru protecția b etonului proaspăt turnat;
– temperatura mediului ambiant;
– personalul care a supraveg heat și t urnat betonul;

3.4.2 Livrarea, trasportul și recepția betonului proaspăt 33

Conform normativului NE 012 -1 se va face livrarea betonului proaspăt, pe lângă acesta,
producătorul de beton trebuie să menționeze pe bonul de livrare durata maximă de tran sport
recomandată, pentru care nu se modifică performanțele și caracteristicile betonului comandat,
conform NE 012 -2/2010.
Transportul betonului proaspăt se va efectua cu lua rea măsurilor necesare pen tru
menținerea proprietăților acestuia aflat în stare pr oaspătă ș i pentru prevenirea segregării, pierderii
componenților sau a contaminării betonului. Mijloacele de transport utilizate pentru transportarea
betonului proaspăt trebu ie să fie etanșe, pentru a nu permite pierderea laptelui de ciment.
Se va scrie în condica de betoane toate datele privind livrarea betonului proaspăt,
inclusiv cel care a fost preparat in stațiile proprii sau direct pe șantier.

33 NE 012/2 -2010 Normativ pentru produc ere și executarea lucrărilor din beton, beton armat și beton precomrimat. –
Partea 2: Executare a lucrărilor din beton

70
3.4.3 Turnarea și compactarea be tonului

Înaintea turnare a betonului trebuie să se verifice și să se îndeplineasc ă următoa rele
cerințe, conform NE 012 -2/2010:
• întocmirea procedurii entru punerea în operă a betonului pentru obiectul în
cauză și acceptarea acesteia de către investitor;
• asigurarea livrării sau prepararea betonului în mod corespunzător;
• stabilirea și ins truirea f ormațiilor de lucru în ceea ce privește tehnologia de
punere în operă a betonului și S.S.M. și P.S.I.;
Pentru ca toata armătura și piesele înglobate în ea să fie aco perite de beton în mod
adevat, se recomanda ca turnarea și compactarea lui să fie făcute co rect și să fie atent verificate.
Trebuie să se realizeze o compactare adevată în zonele de variație a secțiunii
transversale, secțiunile inguste, nișe, în secțiunile cu aglomerare de armătură și nodurile dintre
elementele structurilor.
Pentru a se evita fo rmarea rosturilor de turnare, a tasărilor este necesară ca viteza
compactării să fie destul de mare.
Dacă betonul din stratul anterior se intărește înainte de turna rea și compactarea celui de –
al doilea strat de beton, se pot forma și rosturi în t impul tur nării.
Se pot stabili condiții suplimentare pentru executarea lucrărilor cu privire la metoda și
viteza de turnare.
Este important să se evite segregarea în timpul t urnării și compactării betonului.
Pe toată perioada turnării și compactării, beton ul trebui e să fie protejat împotriva
radiațiilor solare, vânturilor puternice, înghețului, apei, ploii ți zăpezii.
Betonul trebuie pus imediat în lucrare, după aducerea lui p e șantier, fără să i se afecteze
caracteristicile.

Când se toarnă betonul, trebui e respect ate următoarele reguli generale conform
normativului NE 012 -2/2010:
• cofrajele din lemn, betonul vechi sau zidăriile care intră în contact cu beton
proaspăt trebuie s ă fie udate cu apă cu 2 -3 ore înainte cât și imediat înainte de turnarea
betonului , iar apa rămasă în denivelări trebuie să fie înlăturată;
• descărcarea betonului din utilajul în care a fost transportat, se va face în
bene, pompe, benzi transportoare sau di rect în cofraj;
• înălțimea de turnare a betonului nu trebuie să fie mai mare de 3,0 m în
cazul elementelor cu lățime de maxim 1,0 m și 1,5 m în celelalte cazuri;
• turnarea betonului în elemente cofrate pe înălțimi mai mari de 3,0 m se
face prin ferestre la terale sau prin intermediul unui furtun sau tub, având capătul inferior
situat la maxim 1,5 m de zona în care se toarnă betonul;
• este interzisă circulația directă pe armături sau pe zonele cu beton
proaspăt;
• turnarea se face continuu, până la rosturile de lucru prevăzute în proiect
sau în procedura de executare;

71
• durata maximă admisă a întrerupe rilor de turnare, pentru care nu este
necesară luarea unor măsuri speciale la reluarea turnării nu trebuie să depășească timpul
de începere al prizei;
Compactarea be tonului betonului trebuie realizată conform următoarelor cerințe,
conform NE 012 -2/2010:
• betonul trebuie astfel compactat încât să conțină o cantitate minimă de aer
oclus;
• în cazul in care se stabilește o altă metodă în afară de utilizarea vibratorului
de interior pentru compactare, se acceptă și compactarea manuală( de exemplu: cu maiu l,
vergel e sau șipcile in paralel, cu ciocănirea cofrajelor) in următoarele cazuri:
– dacă introducerea în beton a vibratorului nu este posibilă datorită
dimens iunilor prea mic i a secțiunii sau a desimii armăturii și nu se poate
aplica eficient vibrarea exte rnă;
– datorită întreruperii funcționării vibratorului din diferite motive,
cazul în care punerea în operă trebuie să continue;
• vibrarea se utilizează ca metodă de compactare ș i nu ca metodă de
deplasare a betonului pe distanțe mari sau de prelungire a durat ei de așt eptare pe șantier
înainte de turnare;
• se evită vibrațiile excesive care pot conduce la slăbirea rezistenței
suprafeței sau la apariția segregării;
• de obicei se recom andă ca grosimea stratului de beton turnat să fie mai
mică decât înălțimea tijei v ibratoare asigurându -se sistematic vibrarea și revibrarea
suprafeței stratului anterior;
• în secțiuni cu grosimi mari reluarea compactării stratului de suprafa ță este
recomand ată pentru compensarea tasării plastice a betonului situat sub primul rând de
armă tură oriz ontală;
• în timpul compactării betonului proaspăt, trebuie evitată deplasarea
armăturilor si/sau a cofrajelor;
• betonul se compactează atâta timp cât e ste lucrabil;
Turnarea betonului în elemente verticale de ex. stâlpi, se face respectând următoare le
specif icații suplimentare conform normativului NE 012 -2/2010:
• în cazul elementelor cu înălțimea maximă de 3,0 m, acă vibrarea betonului
nu este afectată de grosimea redusă a elementului sau de desimea armăturii, se admite
cofrarea tuturor fețelor pe înt reaga înă lțime și turnarea pe la partea superioară a
elementului;
• primul strat de beton trebuie să aibă o consistență la limită maximă admisă
prin procedura d e executare a lu crărilor și nu trebuie să depășească grosimea de 30 cm;
• nu se admit rosturi de luc ru înclin ate rezultate din curgerea liberă a
betonului;
Turnarea betonului în grinzi și plăci se face conform specificațiilor din respectivul
normativ:

72
• turnarea grinzilor și a plăcilor începe după 1 -2 ore de la terminarea turnării
stâlpilor sau pereților p e care se reazemă;
• grinzile și plăcile care sunt în legătură se toarnă, de obicei în același timp;
• la turnarea plăcii se folosesc repere dispunse la dis tanțe de maxim 2,0 m
pentru a aisugra respectarea grosimii plăcilor prevăzute in proiect( în proiectul a ctual
grosimea plăcii stabilite conform criteriilor este de 14 cm);
Turnarea betonului în structuri în cadre se face acordând o mare importanță zonelor de la
noduri, pentru a se asigura umplerea completă a acestora.
Finisarea suprafeței prin netezirea cu r igla sau mistria se efectuează la intervale și într -o
manieră care să permită obținerea finisării specifice.
La finisarea suprafeței nu trebie să rămână lapte de ciment.
În timpul finisării este interzisă adăugarea apei, cimentului, agenților de îmtărire s au a
altor materiale.

3.4.4 Tratarea și protecția betonului după turnare

Scopul tratării și protecției betonului după turnare este acela de a asigura atingearea
caracteristicilor cerute pentru betonul respectiv, prevăzut în proiect, în funcție de domeniul
utilizat și d e condițiile de mediu din această perioadă.
Caracteristicile avute în vedere sunt:
• rezistențele și deformațiile betonului;
• evitarea efect ului contracției betonului, a aparițiilor de fisuri sau a
impermeabilității;
• durabilitatea betonului în funcți e de clas a de expunere;
• împiedicarea evaporării apei din beton;
• evitarea acțiuniilor mecanice dăunătoare, a înghețului sau a contaminării
cu subst anțe dăunătoare;
Prevederile pentru tratarea betonul sunt următoarele:
• tratare termică accelerată prin încălzi re intern ă sau externă;
• aplicarea unor produse care se înglobează în stratul de suprafață al
betonului pentu a îi conferi proprietăți speciale;
• tratarea suprafeței văzute, pe ntru a îi oferi un aspect plăcut;

Principalele date necesare pentru aplicarea met odelor de tratare și protecție a betonului
sunt :
• stabilirea pe baza cunoașterii demoniului de utilizare a condițiilor specifice
privi nd unele caracteristici ale betonului de exemplu: lipsa fisurilor, duritatea, porozitatea
etc.;
• cunoașterea comportării be tonului u tilizat, în ceea ce privește rezistența în
timp, timpurile de ciment folosite, agratele și aditivii utilizați în compoziția b etonului,
inclusiv caracteristicile beto nului proaspăt în perioada de întărire și cea după întărirre,
cum ar fi: raportul A/C, temp eratura etc.;

73
• cunoașterea condițiilor de mediu care pot influentța starea betonului în
perioada de întărire și după întărire, de exemplu: temperatura, umiditatea etc .
• cunoaștere mijloacelor și produselor care se pot utiliza pentru ptratarea și
protecția b etonului, în funcție de tipul betonului și de condițiile de mediu;
Pentru protecția betonului se pot utiliza următoarele meto de:
• păstrarea cofrajului în poziție;
• acoperirea suprafeței betonului cu folii impermeabile la vapori, fixate la
margini și la îmbin ări pentru a preveni uscarea;
• amplasarea de învelitori umede pe suprafață și protejarea acestora
împotriva uscării;
• menținere a unei suprafețe umede de beton, prin ud area cu apă;
• aplicarea unui produs de tratare corespunzător;
Cele mai importante c aracteris tici ale compoziției betonului care influențează și
durata tratării betonului sunt: raportul A/C, tipul și clasa cimentului, tipul și proporția
aditivilor.
Betonul c u un conținut redus de apă și care are în compoziția sa cimenturi cu
rezistență in ițială ma re, atinge un anumit nivel de impermeabilitate multi mai rapid decât
betonul preparat cu un raport A/C mare și cu cimenturi cu rezistență inițială.
Elementele nestr ucturale pentru care nu se pun condiții privind tratarea betonului
reprezintă per ioada min imă de tratare trebuie sa fie 12 ore cu condiția ca priza să nu dureze
mai mult de 5 ore și temperatura la suprafaț ă să nu fie sub 5°C.
Temperatura suprafeței betonu lui nu trebuie sa scadă sub 0°C.

3.4.5 Rosturile de lucru la turnarea betonului

Rostu rile de l ucru sunt definite ca fiind suprafețele pe care se întrerupe turnarea
betonului în elementele în care secțiunea betonului este considerată continuă. Aceasta face ca
stabilirea poziției acestor rosturi, precum și tratarea corespunzătoare a zonei p entru con tinuarea
turnării betonului să fie importante.
Rosturile de lucru se realizează ținând cont de următo arele condiții:
• suprafața rosturilor de lucru la stâlpi și grin zi va fi perpendiculară pe axa
acestora, iar la plăci și pereți va fi perpendicula ră pe sup rafața lor;
• tratatarea rosturilor de lucru se realizează astfel, conform NE 012 -2010:
– se spală cu jet de apă și aer sub presiune după sfârșitul prizei
betonului ( ap roximativ la 5 ore del a betonare sau în funcție de rezultatele de la
încercărilor de labor ator);
– înainte de betonare, suprafața rosturilor de lucru vor fi bine curățate
îndepărtându -se betonul ce nu a fost bine compactat sau se va freca bine cu perie
de sârmă pentru a se înlătura pojghița de lapte de ciment sau alte impurități, după
care se vor uda;
– înaintea betonării, suprafața betonului existent trebuie udată și
lăsată să absoarbă apa, de obi cei, betonul trebuie să fie saturat, iar suprafața
acestuia să fie zvântată;

74
La structurile din beton impermeabile, rosturile trebuie să fie și e le imperm eabile.
Numărul de rosturi trebuie să fie minim, în cazul in care acestea nu au fost tratate
corespunz ător, pot avea o capacitate de rezisență mai mică, existând și riscul diminuării
impermeabilității în rost, cu consecința reducerii gradului de p rotecție împotriva coroziunii
armăturii.
Rosturile se fac în zone ale elementelor structurii care nu sunt supus e la eforturi mai
mari în timpul exploatării.
La stâlpi rosturi le de lucru sunt prevăzute numai la baza acestora, în situațiile unor
tehnologii s peciale s e admit și rosturi la 30 -50 mm sub pgrindă sau placă.
În situația în care grinzile se betonează separat, rostul de lucru se prevedere, la 30 -50
mm sub nivelul infer ior al plăcii sau al vutei acesteia.
La plăci, rostul de lucru este amplasat la 1/ 5-1/3 din deschidera plăcii.
La planșee cu nervuri, când turnarea în direcția nervurilor, rostul se prevede în zona
cuprinsă între 1/2 – 1/3 din deschiderea rosturilor.

3.4.6 Decofrarea elementelor de beton armat

Când se decofrează, trebuie să se respecte ur mătoarele prevederi:
• elementele pot fi decofrate în cazul în care betonul are o rezistență
suficientă, pentru a putea prelua, solocitările pentru care elementele au fost proi ectate;
• cofrajelor fețelor inferioare la plăci și grinzi se pot îndepărta, menținâ nd
popii de siguranță;
• îndepărtarea popilor de siguranță se va realiza la termen ele stabilite în
proiect;
• Este interzisă îndepărtarea popilor de siguranță, a unui planșeu afl at
imediat sub altul care se cofrează sau la care se toarnă betonul;
• desfășurarea procesulu i de decofrare trebuie supravegheată direct de către
conducătorul punct ului de lucru, în cazul în care se constată defecte la turnare care pot
afecta stabilitatea co nstrucției decofrate, se sistează demontarea elementelor de susținere
până la apli carea măs urilor de remediere sau consolidare;
• susținerile cofrajelor se desfac î ncepând din zona centrală a deschiderii
elementelor și continuând simetric către reazeme;
• deco frarea se face astfel încât să se evite preluarea bruscă a încărcărilor de
către e lementele care se decofrează, precum și ruperea muchiilor betonului sau
degradar ea materialului cofrajului și susținerilor acestuia;
• În termen de 24 h, de la decofarea oricăr ui element de construcție se face o
examinare amănunțită a tuturor elementelor de rezistenț ă ale structurii, de către
conducătorul punctului de lucru, reprezentan tul investitorului și de către proiectant, după
care se va incheia un proces -verbal în care se va specifica calitatea lucrărilor precum și
eventualele defecte constatate;

75
• Este interzisă efectuarea de remedieri înainte de efectuarea acestei
examinări;

3.4.7 Recepția lucrărilor de punere în operă a betonului

Conform normativului NE 012/2010, recepția lu crărilor de punere în operă a
betonului se efetuează pentru elemente sau părți de construcț ie, dacă este prevăzută în proiect sau
stabilită de beneficiar, dup ă decofrarea elementelor sau părților de construcție respective.
Această recepție trebuie să conț ina:
• proiectul lucrării;
• documentele privind calitatea betonului proaspăt livrat ș i condica de
betoane;
• verificarea existenței epruvetelor ptr probă, conform anexei H din
prezentul normativ NE 012/2010;
• evaluarea stării betonului, prin sondaj, prin examina re vizuală, mai ales in
zonele deosebite( exemplu: zone înguste sau înalte, în apr opierea i ntersecțiilor de
suprafețe orientate diferit etc);
• măsurarea dimens iunilor ale secțiunilor sau golurilor și a distanțelor
(poziția relativă a elementelor, a golurilo r etc.) prin sondaj;
În cazul în care se constată neconformități sau degradări se amplifică verificările prin
sondaj, până la verificarea întregii suprafețe v izibile, consemnând la procesul verbal toate
constatările făcute.
Remedierea neconformităților sa u a degradărilor nu se vor efectua decât pe baza
acordului proiectantului, care tr ebuie să ofere soluții pentru fiecare categorie dintre acestea.

Turnarea betonului va fi facută în prezența conducătorului tehnic al punctului de lucru,
care are următoarele responsabilități, inainte e turnarea acesuia, conform normativului NE 012 –
2/2010.

CAP. 4 DOCUMENTAȚIA TEHNICO -ECONOMICĂ
4. 1 Noțiuni introductive

În acest capitol se va prezenta documentația economică în vederea obținerii prin atribuire a
execuției lucrărilor de construcții -montaj pentru suprastructură și pentru realizarea șarpantei,
pentru cl ădirea P+3E cu funcțiunea cămin pentru persoane vârstnic e amplasată în Timișoara.
În etapa de proiectare se determină valoarea totală estimativă a cheltuielilor pentru realizarea
obiectivului de investiții.
Pentru a evedenția chelutielile estimative, produ s-construcție se împarte în stadii fizice, în modul
urmă tor:
-infrastructură

76
• Terasamente și rezistență
-suprastructură
• Rezistență și șarpantă
-suprastructură
• Arhitectura
-Instalații
Documentația tehnico -economică va conține:
1.Antemăsurătoarea
2.Deviz est imativ (F3)
3.Lista consumurilor de resurse materiale (C 6)
4.Lista consumurilor de forță de muncă (C7)
5.Lista consumurilor de ore de funcționare a utilajelor (C8)
6.Lista consumurilor aferente transportului (C9)
Etapele de lucru pentru elaborarea antemăsu rătorii:
o Se vor identifica operațiile și procesele tehno logice
o Se vor încadra în articole
o Se vor determina cantitățile de lucrări
Pentru elaborarea antemăsurătorii se utilizează indicatoarele de norme de deviz, din care se vor lua
:
-articolul corepunzător fiecărei activități
-denumirea articolului
-unitatea de măsură a articolului
-Norma de timp
-forța de muncă și utilaje necesare pentru activitatea vizată
Pentru clădirea P+3E se va elabora antemăsurătoarea pentru procesele de construcții –
montaj:suprastru ctură –rezistența și șarpantă.
Devizul estimativ este piesa scrisă principală pe baza căreia se determină, prin estimare, valoarea
lucrărilor aferente unei părți dintr -o lucrare de construcții în etapa de pro iectare. [12]34

34 Note de curs : Management în construcții I

77
Devizul estimativ conține simbolu rile articolelor de deviz, descrierea lucrărilor, cantități de lucrări,
prețurile unitare.

4. 2 Elaborarea antemăsurătorii
Antemăsurătoarea cuprinde o listă de lucrări, și calculul detaliat a cantităților de lucrări.
Cantitățile de lucrări se stabilesc corespu nzător fiecărui articol de lucrare în unitatea de măsură
corespunzătoare.
Etapele de lucru pentru elaborarea antemăsură torii:
o Se va stabili lista cu procese tehnologice
o Se vor încadra în articole de deviz
o Se vor determina cantitățile de lucrări

Confecțion area armăturilor
Confecționarea armăturilor
01.01.CZ 03 02 D1 – Confecționarea armăturilor din oțel -beton, pentru beton armat în elementele
de construcții turnate în cofraje, exclusiv cele executate în cofraje glisante: fasonarea barelor pentru
pereți, gri nzi, stâlpi și diafragme la construcții obișnuite, în ateliere centralizate; BST 500 S, φ =
6-8 mm
UM: kg
BST 500 S ∅6= 288.60 Kg
BST 500 S ∅8= 15744.11 Kg
Rotund =160330 kg
Resurse:
Oțel beton profil periodic BST500S d = 6 mm Nt = 1,01 kg/kg
Oțel beton profil periodic BST500S d = 8 mm Nt = 1,01 kg/kg
Fierar beton Nt = 0,041 ore/kg
Troliu electric 3,1 -5 tf Nt = 0,0008 ore/kg
Mașină automată de tăiat și îndreptat oțel-beton acționată electric N t = 0,0017 ore/kg
Mașină de fasonat oțel -beton d = până la 40 mm 2,2 kw Nt = 0,0052 ore/kg
Ștanță electrică de tăiat oțel -beton, diametrul până la 40 mm Nt = 0,0015 ore/kg

03.02.CZ 03 02 E1 – Confecționarea armăturilor din oțel -beton, pentru beton armat în elementele
de construcții turnate în cofraje, exclusiv cele executate în cofraje glisante: fasonarea barelor pentru
pereți, grinzi, stâlpi și diafragme la construcții obișnuite, în ateli ere c entralizate; BST 500 S, φ =
10-16 mm
UM: kg
BST 500 S ∅10= 8672 Kg
BST 500 S ∅14= 2968.44 Kg

78
BST 500 S ∅16= 5543.04Kg
Rotund = 𝟏𝟕𝟏𝟖𝟓 kg
Resurse:
Oțel beton profil periodic BST500S d = 10 mm Nt = 1,01 kg/kg
Oțel beton profil periodic BST500S d = 14 mm Nt = 1,01 kg/kg
Oțel beton profil periodic BST500S d = 16 mm Nt = 1,01 kg/kg
Fierar beton Nt = 0,024 ore/kg
Troliu electric 3,1 -5 tf Nt = 0,0008 ore/kg
Mașină automată de tăiat și îndreptat oțel -beton acționată electric N t = 0,0017
ore/kg
Mașină de fasonat oțel -beton d = până la 40 mm 2,2 kw Nt = 0,0052 ore/kg
Ștanță electrică de tăiat oțel-beton, diametru l până la 40 mm Nt = 0,0015 ore/kg

01.03.CZ 03 02 F1 – Confecționarea armăturilor din oțel -beton, pentru beton armat în elementele
de construcții turnate în cofraje, exclusiv cele executate în cofraje glisante: fasonarea ba relor pentru
pereți, grinzi, stâlpi și diafragme la construcții obișnuite, în ateliere centralizate; BST 500 S, φ >
16 mm
UM: kg
BST 500 S ∅20= 8356.77 Kg
Rotund = 𝟖𝟑𝟔𝟎 kg
Resurse:
Oțel beton profil periodic BST500S d = 20 mm Nt = 1,01 kg/kg
Oțel beton profil periodic BST500S d = 20 mm Nt = 1,01 kg/kg
Fierar beton Nt = 0,022 ore/kg
Troliu electric 3,1 -5 tf Nt = 0,0008 ore/kg
Mașină automată de tăiat și îndre ptat oțel -beton acțio nată electric N t = 0,0017 ore/kg
Mașină de fasonat oțel -beton d = până la 40 mm 2,2 kw Nt = 0,0052 ore/kg
Ștanță electrică de tăiat oțel -beton, diametrul până la 40 mm Nt = 0,0015 ore/kg

Montarea arm aturilor
01.04.CC 02 D1 – Montarea armăturilor din oțel -beton în elementele de construcție, exclusiv cele
din construcțiile realizate în cofraje glisante, cu distanțieri din plastic, la construcțiile executate la
o înălțime până la 35 m inclusiv, din bare fasonate având diamet rul până la 20 mm inclusiv, în
grinzi și stâlpi și până la 10 mm inclusiv, în plăci (inclusiv podeste și scări).
UM: kg
BST 500 S ∅6= 288.60 Kg

79
BST 500 S ∅8= 15744.11 Kg
BST 500 S ∅10= 8672 Kg
BST 500 S ∅14= 2968.44 Kg
BST 500 S ∅16= 5543.04Kg
BST 500 S ∅20= 31459.4 Kg
Rotund: 64680 kg
Resurse:
Oțel beton profil periodic BST500S d = 8 mm Nt = 1,000 kg/kg
Sârmă din oțel moale neagră ∅ 1…1,25 mm Nt = 0,00 kg/kg
Distanțieri Nt = 0,30 kg/kg
Fierar beton Nt = 0,015 ore/kg
Muncitor deservire Nt = 0,003 ore/kg

Cofrare elementelor din beton armat
01.05. CB 13 I1 – Cofraje pentru beton armat în plăci, grinzi și stâlpi, exclusiv susținerile, din
panouri refolosibile cu placaj de 15 mm grosime la construcții, având înălțimea până la 20 inclusiv
la plăci și g rinzi.
UM: mp
S stalp=(h st – hgr)*4 * nr st=((3.15 -0.45)*4*21*4=9 07.2 m2
Rotund: 908 m2
Resurse
Panou de cofraj cu placaj de 15 mm grosime Nt = 0,050 mp/mp
Dula pi de rășinoase Nt = 0,0005 mc
Scânduri de rășinoase Nt = 0.0004 mc
Cuie cu cap conic tip A pentru construcții Nt = 0,020 kg/mp
Ulei emulsionabil Nt = 0,120 kg/mp
Materiale mărunte pentru construcții Nt = 0,25 lei/mp
Dulgher construcții Nt = 0,85 ore/mp

01.06. CB 13 J1 – Cofraje pent ru beton armat în plăci, grinzi și stâlpi, exclusiv susținerile, din
panouri refolosibile cu placaj de 15 mm grosime la construcții având înălțimea până la 20 inclusiv
la stâlpi și cadre.
UM: mp
Sgrinda long = ((l gr*hgr*2)+(b gr*lgr))*nr.grinzi*nr. etaje =( (29.4*0.45*2)+(0.25*29.40))*6*4=811.44
m2
Sgrinda trans = ((l gr*hgr*2)+(b gr*lgr))*nr.grinzi*nr. eta je =((13.5*0.60*2)+(0.25*13.5))*2*4=156.6
m2
Sgrinda =811.44+156.6=968.04 m2
Splaca=((L*l*nr. etaje)+((h gr*l+h gr*L)*2)) =((29.4*13.5*4)+(0.45*29.4+0.60*13.5)*2))=1630.26
m2

80
S = 968.04+1630.26=2598.3m2
Rotund: 2600 m2
Resurse
Panou de cofraj cu placaj de 15 mm grosime Nt = 0,055 mp/mp
Dulapi de rășinoase Nt = 0,0004 mc
Scânduri de rășinoase Nt = 0.0010 mc
Cuie cu cap conic tip A pentru construcții Nt = 0,020 kg/mp
Chingi metalic e pentru cofraje la stâlpi din beton armat Nt = 0,080 kg/mp
Ulei emulsionabil Nt = 0,120 kg/mp
Materiale mărunte pentru construcții Nt = 0,25 lei/mp
Dulgher construcții Nt = 1,23 ore/mp

Realizarea sustinerilor cofrajelor
În calcul s -a considerat ca susținerea planșeului se face cu grinzi metali ce extensibile,și anume
fiecare ochi de placă este susținut de câte 4 grinzi metalice.
Fiecare grindă de beton va fi sprijinită de cate trei popi verticali,metalici tip PE 3100R.

01.07. CB 45 B1 – Susțineri din grinzi metalice extensibile de inventar pentru turnarea grinzilor
monolite izolate, a planșeelor cu grinzi monolite și a plăcilor drepte cu sarcina totală asupra
cofrajelor de cel mult 500 daN/mp la construcții având înălțimea până la 20 m inclusiv, grinzile
rezemând pe popi metalici extensibili .
UM = buc
B= (nr de popi * nr de grinzi * nr etaje) = (3*32*4) = 384 buc
Resurse
Dulapi de rășinoase Nt = 0,0001 mc
Dulgher construcții Nt = 2.31 ore

03.08. CB 44 A1 – Susțineri cu popi metalici extensibili de inventar folosite pentru montarea
plăcilor prefabricate cu și fără buclă, a predalelor de planșeu, la turnarea planșeelor monolite cu
grinzi sau la grinzi monolite cu planșee prefabricate, cu popi metalici extensibili tip PE 3100 R.
UM = buc
B=384*3=1152 buc
Resurse
Dulapi rașinoase Nt = 0,00035 mc
Dulgher construcții Nt = 0,44 ore
Turnarea betonului armat in elementele de constructie
01.09. CA 07 H1 – Turnarea cu pompa a betonului armat în elementele construcțiilor, exclusiv
cele executate în cofraje glisante la construcții cu înălțimea până la 15 m inclusiv în planșee
(plăci,grinzi, stâlpi).
UM = mc
V= V stalpi + V grinzi + V placa = 66.15+158.76+85.05+238.14 = 548.1 m3
Vstalpi=(h st*bst*lst)* nr st. * nr. et =0.50*0.50*3.15*21*4=66.15 m3
VgrinziL=(((h gr-hpl)*l*b gr)*nr. gr.*nr. et.) =(0.45 -0.15)*29.4*0.25*18*4=158.76m3
VgrinziT=(((h gr-hpl)*l*b gr)*nr. gr.*nr. et.) =(0.60 -0.15)*13.5*0.25*14*4=85.05m3

81
Vplaca = L*l*hpl*nr. et. = 29.4*13.5*0.15*4 = 238.14 m3
Rotund: 550 m3
Resurse
Beton C25/30 Nt = 1.008 mc
Apa Nt = 0,20 mc
Lemn rotund pentru construcții din fag Nt = 0,0009 mc
Confecții metalice din cornier < 70 mm Nt = 0,03 kg
Cuie cu cap conic tip A pentru construcții Nt = 0,01 kg
Betonist Nt = 0,37 ore
Dulgher constru cții Nt = 0,20 ore
Fierar Nt = 0,10 ore
Muncitor deservire Nt = 0,13 ore
Autopompa hidr aulică de beton 40 -60 mc/ora Nt = 0,081 ore
Vibrator de adâncime pentru beton, acționat
electric 0.9 -1.5 kw Nt = 0.16 ore

CAP. 6 MĂSURI SPECIFICE DE S.S.M ȘI P.S.I
6.1 Protecția muncii
6.1.1 Generalități
În domeni ul construcțiilor există un risc ridicat de accidentare, de aceea fiecare persoană
care activea ză în acest domeniu trebuie sa -și însușească foarte bine regulile de protecția muncii,
și să depună efort pentru a se adapta la acestea, ut ilizînd toate modalită țile pentru prevenirea
accidentelor de muncă .
6.1.2 Responsabilitatea conducătorilor punctelor de luc ru
Persoanele responsabile de punctele de lucru sunt obligați să organizeze activități pentru
muncitori, și sunt responsabili și pentru aplicarea regulilor de pr otecție a muncii, având
următoarele obligații:
-Să adopte din faza de proiectare, execuție a co nstrucțiilor soluții conforme normelor de
protecție a muncii ,standardelor de securitate a mu ncii, astfel încât să fie eliminate sau reduse
riscurile de accident are și îmbolnăvire profesională a angajaților;
-Să obțină autorizarea funcționării unității din punctul de vedere al protecției muncii, să
păstreze condițiile de lucru pentru care s -a obți nut autorizația;
-Să asigure resurse pentru instruirea, testarea, fo rmarea angajaților cu atribuții în
domeniul protecției muncii;
-Să stabilească și să urmărească locurile de muncă cu pericol deosebit ;
-Să respecte instrucțiunile de utilizare a utilajelo r, mașinilor de la punctul de lucru

82
-Să supravegheze formațiunile de lucru, să îndrume muncitorii pentru formarea
deprinderilor corecte de muncă
-Să nu modifice pr evederile de protecție a muncii fără acordul proiectantului
-Să verifice zilnic, dacă sunt ar anjate în mod corespunzător caile de acces
-Să urmărească funcționar ea utilajelor și instalațiilor ,supraveghind ca să nu se producă
accidentare muncitorilor din c auza lor;
-Să interzică executarea unor lucrări de către muncitori necalificați și fără exper iență;
-Să asigure ordinea,curățenia în șantier;
Instructajul de pro tecție a muncii va cuprinde următoarele faze:
– Instructajul introductiv general
– Instructajul la locul de muncă
– Instructajul periodic

6.1.3 Norme de securitate a muncii pentru prepararea, trans portul, turnarea
betoanelor
1. Prepararea betonului
La locurile de p reparare a betoanelor se vor expune instrucțiuni specifice privind modul
de lucru a utilajelor de preparare, și se vor evedenția punctele de lucru în care există pericol de
accidentare și unde vor fi dispu se indicatoare de avertizare.
Încăperile în care ar e loc manipuleaza cimentului, varului vor fi prevăzute ce ventilație
naturală.
Personalul care manipulează material pulverulente vor fi echipați obligatoriu cu
echipament de protecție.
Pentru interzicerea trecerii angajaților pe sub elevatoare, buncare,jgh eaburi, acestea vor
fi marcate cu tăblițe de avertizare.
În timpul procesul de prepararea beton ului este strict interzis:
– Curățirea tobei betonierei și a jgheabului de descărcare
– Staționarea muncitori lor sub jgheabul de descărcare
– Circulația persona lului sub cupa de alimentare cu agregate când aceasta este
ridicată,dar nu și blocată;
– Curăți rea și spălarea instalației de preparare a betoanelor se va face numai cand aceasta
va fi dec onectată de la su rsa de alimentare cu energie electrică;
– Descărcar ea din instalația de amestecare cu lopeți sau alte mijloace;

83
– Intervenția muncitorilor , în ti mpul funcționării în toba de amestec;
Personalul muncitor care manipulează instalația de ames tecat , va sta pe pe o platformă
special amenajată, din cauciuc, și va fi echipat cu cizme și mănuși electroizolante.
Este strict intezis folosirea improvizațiilor la oricare din elementele componente ale
instalației de preparare a betoanelor.
2.Transportu l și turnarea bet onului
Transportul betonului se va efectua numai du pă verificarea tehnică a mijlocului de
transport.
În cazul încărcării mecanizate este interzisă staționarea între mijlocul de transport și
dispozitivul de încărcare.
Se va supraveghea ca p erioada de timp d e la locul de preparare a betonul până la locul
de punere în opera să nu depășească valoarea admisibilă, și să afecteze calitatea betonului.
Beton ul degradat poate crea diverse accidente la locul de muncă, și anume : înfundarea
conductelor , creșterea presi unii în instalație.
La descărcarea betonului, urcar ea muncitorilor de autobasculantă este interzis.
Înainte de punerea în opera a betonului, șeful punctelor de lucru va anunța modul de
lucru a cofrajelor .
Se interzice accesul muncitorilor în zona de turna re a beotnului, unde există pericol de
cădere a bet onului.
6.1.4 Mijloace independente de protecție

a. Îmbrăcămintea de protecție
Echipamentele individual e,destinat să fie purtat de muncitori pentru a -i proteja împotriva
mai multor riscuri în cond iții de muncă.
Responsabilii de punctele de lucru nu trebuie să perm ită începerea unei lucrări, dacă
muncitorii nu au echipamentul de protecție necesar.
b. Casca de p rotecție
Casca de protecție este unul din principalele elemente ale echipamentului de protecț ie.
Casc a de protecție este obligatorie pentru personalul care activ ează pe șantier, cât și pentru
persoanele care vizitează șantierul.
Este obligatoriu ca fiecare cască de protecție să fie prevăzută cu o căptușeală care să
amortizeze șocul obiectelor care cad de la îmălțime.
Casca de protecție trebuie să fie fixă.
c. Centura de siguranță

84
Pentru lucrul la înălțime, muncitorii sunt obligați să poarte centura de siguranț ă.
Înainte de utilizare, fiecare centură de siguranță și accesoriile trebuie verificate.
Este strict interzisă utilizarea centurilor de siguranță dacă acestea pr ezintă rupturi,
destramări, piesele metalice sunt ruginite.
Centura de siguranță și frânghiile trebuie păstrate la loc fără umezeală, sau temperaturi
ridicate.
d. Protecția ochilor
Pentru pro tecția o chilor se vor folosi ochelari de protecție. Aceștia se vor u tiliza de
fiecare dată la executarea lucrărilor care pot vătăma ochii.
Ochelarii trebuie să aib ă o vizibilitate bună, și să se potrivească cu forma feței și să aibă
etichetă personală.
e. Protecția m âinilor
Se vor folosi mănuși în cazul lucrărilor care pot să atace chimic sau să producă plăgi la
nivelul mâinilor.
Este interzisă folosirea mănușilor la l ucru cu mașini sau aparate.
f. Protecția picioarelor
Pentru protecția picioarelor se vor utiliza cizme, bocanci și jambiere. Echipamentul va fi
ales în funcție de c ondițiile de lucru în șantier.
Pentru a nu permite pătrunderea substanțelor toxice și iritante în cizme, pantalonii de
protecție se vor purta peste cizme.
6.2 Măsuri de prevenire și stingere a incendiilor
6.2.1 Generalități
Pe toată durata executării lucrărilor de construcții și instalații inclusiv organizarea de
șantier,depozitarea transportul și manipular ea materialelor sunt obligatorii măsurile de prevenție
și stingere a incendiilor.
Prevenirea și stingerea incendiilor constituie o sarcină de serviciu, și la ace astă activitate
este obligat să participe întregul personаl.
6.2.2 Organizarea activităților de PSI
Organizarea activităților de prevenire și stingere a incendiilor la locul de muncă constă
în:
• Stabilirea măsurilor de prevenire și stingere a incendiilor;
• Efectua rea instructajului

85
Instructujal se face odata cu instructajul de protecție a muncii. Acest inst ructaj se face
noului persoanal angajat, fie personalului care a lipsit mai mult d e 30 de zil e la muncă, fie
elevilor sau studenților aflați în practică.
Clădire a va fi dotată cu mijloace de stingerea incendiilor:
− Ladă cu nisip de 0.5 -1.5 m
− Lopeți, cazmale
− Extinctor de mână
− Butoi cu apă de 500 litri.
Ușile se vor deschide în exterior, ș i ieșirile vor avea două fluxuri.
Normele de prevenire și stingere a incendiilo r vor fi sub supravegherea șefului de
șantier. Acesta va avea următoarele obligații:
− Să organi zeze activitățile de prevenire și stingere a incendiilor
− Să pregătească echipele și să verif ice zilnic prezența personalului muncitor
− Să informeze fiecare membr u al formației cu privire la ce trebuie să facă în caz de
incendiu
− Să asigure căile de acces ne blocate
Asigurarea alimentării cu apă pentru stingerea incendiilor se va face în faza organiz ării
de șantier, înainte de începerea execuției principaleleor lucră ri de construcții.
Dacă acest lucru nu se poate îndeplini, se va realiza un sistem pro priu de a limentare cu
apă, sau prin rezervoare, prin care apa să fie folosită pentru stingerea incendi ilor.
Aceste instalații cu apă trebuie ferite de îngheț, ca să poată acționa pe durata stingerii
incendiilor.
Materialele combustibile solide, lemnul, pol istirenul , pânza bitumată, sau lichidele
inflamabile se vor fi depozitate , la minim 16 m față de cons trucțiile de organizare de șantier, care
au un grad scăzut de rezist ență la foc.
6.2.3 Norme referitoare la protecția și stingerea incendiilor
În cadrul acestui proiect, pentru protecția împotriva incendiilor în timpul executării
lucrărilor se vor folosi următo arele normative:
1. HG 1146 / 2006 privind utilizаreа echipamentelor de muncă,art. 1 -15;
2. HG 971 / 2006 privind cerințele minime de semnаlizаre ,Securitate și să nătate la
locul de muncă ,art. 37 -44
3. Legea 307 / 2006 privind apărаreа împotrivа incendiil or.Ordinul 1259 / 2006.
În cadrul executării acestui proiect, se vor respecta cu strictețe toate prevederile care țin
de activitatea d e șantier.

86
CONCLUZIILE PROIEC TULUI DE DIPLOMĂ

Pentru realizarea obiectivului, bloc de locuințe P+4E, s -au adoptat următo arele:
Pentru suprastructură s -a optat pentru cadre din beton armat m onolit, dispuse pe două direcții.
Construcția va avea formă drept unghiulară în plan cu dimens iunile 18.15 m x 31.65 m, conform
planurilor de arhitectură.
Planșeele vor fi din beton armat, cu grosimea de 1 4 cm, și sunt din beton armat monolit clasă
C25/30.
Dimensiunile stâlpilor de colț, perimetrali, centrali vor fi de 45 x 45 cm, pe toată înălțime a
structurii.
Scările de acces sunt formate dintr -o singură rampă.
Acoperișul va fi de tip terasă necirculabilă , termoizolată și hidroizolată conform normativelor în
vigoare.
Cota ±0.00m a clădirii ce reprezintă cota pardoselii finite a parterului va fi c u 60 cm deasupra cotei
terenului amenajat
Infrastructura este compusă din rețele de grinzi con tinue sub stâlpi. Grinzile de fundare au
următoarele dimensiuni: lăți mea 1. 90m, înălțimea 1.50m, și înălțimea tălpii de 0. 70m.
În etapa de predimensionare a elemn telor structurale s -au folosit criteriile de rezistență și de
rigiditate.
Calculul automat al structurii s -a realizat cu Scia Engineer 18.1.
Devizul estimativ a fo st calculat cu ajutorul programului Doclib 38, prin introducerea manuală a
articolelor și can tităților de lucrări. Prețul pentru 1 m2 pentru suprastructură este 1137.52 lei.
În urma real izării programări i și execuției lucrărilor a rezultat o durată de 120 de zile lucrătoare,
și execuția a fost structurată în 37 de activități.
În graficul tip Gant t, se găsesc activitățile care sunt pe drumul critic, și anume :
Confecționare armătură stâlp parter – Montare a rmătură stâlp parter – Cofrare stâlp parter -Turnare
beton stâlp parter – Cofrare grinzi placă parter – Montare armătură grinzi,placă parter – Turnare
beton grinzi, placă parter – Montare armătură stâlp E1 – Cofrare stâlp E1 – Turnare beton stâlp E1-
Cofrare grinz i placă E1 – Montare armătură grinzi,placă E1 – Turnar e beton grinzi, placă E1 –
Montare armătură stâlp E2 – Cofrare stâlp E2 – Turnare beton stâlp E2 – Cofrare grinzi placă E2 –
Montare armătură grinzi,placă E2 – Turnare beton grinzi, placă E2 – Montare armătură s tâlp E3 –
Cofrare stâlp E3 – Turnare beton stâlp E3 – Cofrare grinzi placă E3 – Montare armătură grinzi,placă
E3- Turnare beton grinzi, placă E3.
În graficul tip Gantt se poate observa că există o neuniformizare a resurselor, și necesită o
optimizare a acestui a.

87
S-au re spectat normele de siguranța si protecția muncii pentru lucru la înălțime, normele pentru
prepararea, transport și turnarea betonului ș i măsurile de prevenire și stingere a incendiilor.