Home - Rasfoiesc.com
Educatie Sanatate Inginerie Business Familie Hobby Legal
Meseria se fura, ingineria se invata.Telecomunicatii, comunicatiile la distanta, Retele de, telefonie, VOIP, TV, satelit



Aeronautica Comunicatii Constructii Electronica Navigatie Pompieri
Tehnica mecanica

Constructii


Index » inginerie » Constructii
Proiect de diploma - sediu banca


Proiect de diploma - sediu banca




UNIVERSITATEA TEHNICA GH. ASACHI IASI

FACULTATEA DE CONSTRUCTII SI INSTALATII IASI

SECTIA C.C.I.A. SERAL

PROIECT DE DIPLOMA




SEDIU BANCA

MEMORIU TEHNIC

Se cere elaborarea unui proiect concretizat printr-o constructie ce indeplineste functia de sediu pentru filiala banca si spatii de cazare.

Regimul de inaltime propus este de P+2E+M.

Parterul si etajul 1 vor indeplini functia de sediu banca, accesul pe verticala se face prin intermediul unei scari elicoidale in consola, formata din 21 de trepte.

Etajul II si mansarda sunt prevazute cu spatii de cazare destinate angajatilor pentru desfasurarea activitatilor de specializare in domeniul bancar.

Pentru solutia constructiva analizata se disting urmatoarele aspecte :

Arie construita 493,21 m2

Arie desfasurata 1801,78 m2

Parter 493,21 m2

Etaj 1 493,21 m2

Etaj 2 493,21 m2

Mansarda 322,15 m2

Volum construit 6382,2 m3

Amplasamentul constructiei se afla in centrul orasului VATRA DORNEI.

Zona de calcul pentru orasul VATRA DORNEI conform Normativului P 100/91 este zona E unde Ks=0.12 iar perioada de colt este Tc = 0.7 .

Sistemul constructiv recomandat este cel dictat de economicitate tinand seama de capacitatea portanta relativ mare a terenului de fundare cu fundatii ce pot fi:

- directe de suprafata - continue

- izolate

adancimea de fundare este dictata in primul rand de acoperirea adancimii de inghet, respectiv 1.25 m si apoi de atingerea stratului bun de fundare care este pachetul de pietris cu grohotis. Acesta din urma se afla la adancimea de 1.4.2.0 m fata de nivelul terenului. In consecinta adancimea de fundare este Hf = 2.0 m .

Nu se recomanda realizarea unui subsol datorita nivelului ridicat al panzei freatice cu regim oscilant al apei care deseori actioneaza rapid si sub presiune.

Betoanele folosite pentru executarea talpilor fundatiei vor fi din beton C10/12iar pentru grinzile de fundatie vom folosi beton C 12/15.

Materialele folosite pentru armarea grinzilor de fundare sunt PC 52 si OB 37.

Stratificatia terenului e data de studiul geotehnic.

Studiul geotehnic efectuat pe amplasamentul respectiv prezinta urmatoarea litografie:

- 0.85 . 1.4 - sol vegetal negru, umplutura de pamant si fragmente mari

0.851.40 - 1.42.0 - praf argilos nisipos, putin malos cafeniu inchis, cu zone cenusii plastic consistent la plastic moale si curgator

1.42.0 - 20.0 - grohotis cu pietris in interspatiile umplute cu nisip argilos.

Infrastructura se va realiza din fundatii directe de suprafata care alcatuiesc o retea de grinzi din beton armat, acest sistem a fost adoptat pentru a asigura rigidizarea la nivelul fundatiilor, a sirurilor de stalpi, pe ambele directii.

Calculul fundatiilor pe retele de grinzi se face cu ajutorul programului RETPLAN.

Grinzile de fundatii sunt solicitate numai cu forte concentrate transmise din stalpi, influenta din momente incovoietoare fiind neglijate.

Pentru respectarea cerintelor privind rezistenta, durabilitatea si stabilitatea impuse de clasa de importanta a cladirii, structura de rezistenta se va alcatui din cadre de beton armat monolit, dispuse dupa doua directii ortogonale, capabile sa asigure dezideratele de mai sus.

Structura a fost calculata la actiunea incarcarilor gravitationale ( permanente, cvasipermanente, utile), incarcari din zapada si sarcini orizontale provenite din seism. Programele utilizate pentru calculul automat al structurii este AXIS-3D v3.6 si CADRE pentru a face o comparatie intre cele doua programe.

Pentru a se asigura o execusie mai rapida, planseele se vor executa in buna parte din semipanouri prefabricate iar acolo unde nu este posibil, de tipul planseu casetat.

Pentru alegerea materialelor pentru inchideri exterioare se efectueaza un calcul de dimensionare si verificare din punct de vedere higrotermic, a planseului peste mansarda si pereti exteriori rezultand urmatoarele:

- peretii de inchidere se vor realiza din BCA

- peretii de compartimentare interioara se vor realiza din gips carton pe structura metalica.

Aceasta solutie duce la micsorarea efectelor defavorabile ale actiunilor seismice prin micsorarea greutatii proprii a constructiei.

Peretii de inchidere vor fi ancorati de elementele de rezistenta adiacente lor.

Materiale utilizate in constructia de rezistenta sunt:

- beton C 12/15

- oteluri pentru armaturi PC 52 si OB 37.

Calculul si dimensionarea elementelor structurale se face la starea limita de rezistenta.

Planseul peste mansarda se executa din beton armat monolit prezinta o panta de 8% fata de orizontala, pe directia longitudinala a cladirii.

Planseele monolite se calculeaza in ipoteza continuitatii pe reazeme si se considera ca planseul lucreaza dupa doua directii.

Pentru determinarea momentului maxim se considera incarcarea utila uniform distribuita pe toate campurile.

La armarea elementelor structurale ( stalpi, grinzi, plansee) se respecta prevederile de armare recomandate de STAS 10107/0-90 si Normativul P100-92.

Planseele vor fi calculate pentru a asigura conditia de rezistenta si deformatii si rezulta un necesar de 13 cm.

In cadrul tehnologiei de executie se studiaza reteta betonului.

Pentru partea de organizare si economie a constructiilor se intocmeste antemasuratoarea pentru infrastructura si devizul aferent pentru varianta de fundatie pe retele de grinzi.

STUDIUL GEOTEHNIC

Date generale

Studiul are ca obiect stabilirea conditiilor de fundare pentru constructia ce indeplineste functia de sediu banca si spatii de cazare.

Amplasamentul constructiei se afla in centrul orasului VATRA DORNEI.

Orasul este asezat in depresiune intre versanti pe care descarca ape pluviale traversand terasa catre emisar.

Pentru informarea geotehnica directa au fost realizate 3 foraje cu diametrul de 2m, amplasate conform planului de situatie prin care se pune in evidenta coloana litologica si din care s-au recoltat probe de material.

Totodata lucrarea de fata se sprijina si pe volumul de investigatii geotehnice efectuate in zona pentru diferite obiective.

Cladirile ridicate pe platforma, in general cu 2 sau 3 niveluri, au o comportare buna in timp fara dificiente de ordin tehnic.

Geomorfologic , locul de amplasare a obiectivului se situeaza in albia majora a raului Dorna in portiunea unde raul este regularizat si indiguit. Diferenta de talveg este de 3-4 m.

Din punct de vedere geologic, perimetrul de referinta are un fundament de natura cristalina construit din situri epizonale.

Acoperisurile cuaternale sunt de natura aluvionala cu granulozitate variata.

La randul lui acest pachet este acoperit de o patura subtire de depozite fine-praf argilos si argila prafoasa cu unele elemente de pietris.

Pe alocuri se semnaleaza prezenta unor lentile de turba.

La suprafata mai apar si umpluturi antropice recente uneori asezate direct pe cristalin. De regula constructiile existente sunt fundate pe stratul grosier de bolovanis ce are o capacitate portanta ridicata.

Prezenta apei subterane la cote ridicate si dificultatile in drenarea ei, constituie principala problema a perimetrului central.

La ploi abundente si in special la cele torentiale sau la topirea zapezilor afluxul de apa nu este echilibrat ceea ce conduce la inundarea subsolurilor, a pivnitelor si a tuturor demisolurilor din care evacuarea naturala este in cele mai multe cazuri imposibila. Raul Dorna se umfla periodic la viituri provocand in multe locuri inundatii.

Lucrarile de adancire a albiei si de protejare a malurilor nu rezolva situatia cu o asigurare absoluta, fiind posibil ca la ape si nivele extraordinare ridicarea apei pana la suprafata terenului. Majoritatea pivnitelor existente sunt pline cu apa si nu sunt folosite.

Caracteristicile principare ale constructiei pentru care se efectueaza studiul geotehnic sunt :

- numar de niveluri P+2.E+M

- arie construita    1830=540m

zona de calcul pentru orasul VATRA DORNEI conform Normativului P100/92 este zona E unde Ks=0.12 iar perioada de colt este Tc=0.7

Pe suprafata de amplasare a noului obiectiv se afla in prezent o lociunta veche cu un singur nivel construita din lemn si uzata.

Din istoria orasului rezulta ca anterior acestei generatii de cladiri, perimetrul orasenesc actual era cuprins intr-o fasie de lunca cu multe balti si izvoare iar drumul principal traversa o zona la cote superioare.

Date speciale

Din examinarea fiselor de stratificatie anexate pentru cele 3 foraje se desprinde urmatoarea litologie locala :

- sol vegetal negru, umplutura de pamant si fragmente mari

- praf argilos nisipos, putin malos cafeniu inchis cu zone cenusii plastic consistent la plastic moale si curgator

- 20.0 - grohotis cu pietris in interspatiile umplute cu nisip argilos.

Nivelul hidrostati a fost interceptat in fiecare sondaj la nivelul orizontului de granulatie mare (grohotis sau pietris)

Concluzii , recomandari

Stabilitatea terenului este asigurata prin orizontalitatea suprafetelor, prin stratificarea uniforma si prin absenta componentelor orizontale de impingere.

Sistemul constructiv recomandat este cel dictat de economicitate tinand seama de capacitatea portanta relativ mare a terenului de fundare cu fundatii care pot fi :

- directe de suprafata - continue

- izolate

adancimea de fundare este dictata in primul rand de acoperirea adancimii de inghet, respectiv 1.25 m si apoi de atingerea stratului bun de fundare care este pachetul de pietris cu grohotis. Acesta din urma se afla la adancimea de 1.4..2.0 m fata de nivelul terenului. In consecinta adancimea optima de fundare este Hf = 2.00 m.

Nu se recomanda realizarea unui subsol datorita nivelului ridicat al panzei freatice cu regim oscilant al apei care deseori actioneaza rapid si sub presiune.

Permeabilitatea stratului de grohotis este de 10.10 cm/sec. (permeabilitate mare).

In conformitate cu prevederile STAS 3300/2-89 terenul se incadreaza in categoria terenurilor bune de fundare ( tabel 1, pozitia 1 blocuri, bolovanisuri sau pietrisuri continand mai putin de 40% nisip si mai mult de 30% argila in conditiile unei stratificatii practice uniforme si orizontale, avand inclinarea mai mica de 10%).

Constructia proiectata se incadreaza in categoria constructiilor obisnuite nesensibile la tasari.

Fiind indeplinite simultan ambele conditii, calculul se face pe baza presiunilor conventionale. Se adopta presiunea conventionala de baza Pconv = 250 Kpa.

In acest calcul se considera indeplinite implicit conditiile de tasare orientativ-admise de prevederile STAS 330/2-89 pentru constructii neadaptate special la tasari.

Pamantul sapat se incadreaza in categoria terenurilor mijlocii si tari.

LABORATOR GEOTEHNIC    IASI

FISA STRATIFICATIE

LUCRARE:    SEDIU BANCA NUMAR FORAJ : 1

STRAT NUMAR

COTA FATA DE FORAJ

COTA FATA DE NIVELUL MARII

GROSIME STRAT

COTA APEI SUPTERANE

DENUMIREA STRATELOR

794 m

SOL VEGETAL NEGRU

NH

PRAF ARGILOS NISIPOS CU GROHOTIS MARUNT ,GALBEN, UMED

GROHOTIS CU INTERSPATIILE UMPLUTE CU NISIP

1

GROHOTIS CU INTERSPATIILE UMPLUTE CU NISIP

LABORATOR GEOTEHNIC IASI

FISA STRATIFICATIE

LUCRARE:    SEDIU BANCA NUMAR FORAJ: 2

STRAT NUMAR

COTA FATA     DE FORAJ

COTA FATA DE NIVELUL MARII

GROSME

STRAT

COTA APEI SUPTERANE

DENUMIREA STRATELOR

794 m

NH

UMPLUTURA DE PAMANT

PRAF ARGILOS NISIPOS PUTIN MALOS, CAFENIU INCHIS CU ZONE CENUSII, PLASTIC CONSISTENT -MOALE

GROHOTIS CU INTERSPATIILE UMPLUTE CU NISIP ARGILOS ,GALBEN

GROHOTIS CU INTERSPATIILE UMPLUTE CU NISIP

LABORATOR GEOTEHNIC IASI

FISA STRATIFICATIE

LUCRARE:    SEDIU BANCA NUMAR FORAJ : 3

STRAT NUMAR

COTA FATA DE FORAJ

COTA FATA DE NIVELUL MARII

GROSIME

STRAT

COTA APEI SUPTERANE

DENUMIREA STRATELOR

794 m

NH

UMPLUTURA DE PAMANT SI

RESTURI DE CONSTRUCTIE

PRAF ARGILOS NISIPOS CU .GALBEN , CU ZONE CAFENII, PLASTIC ,MOALE, CURGATOR

GROHOTIS CU INTERSPATIILE UMPLUTE CU NISIP ARGILOS ,GALBEN

GROHOTIS CU INTERSPATIILE UMPLUTE CU NISIP ARGILOS ,GALBEN

CALCULUL HIGROTERMIC

1. CALCULUL TERMIC

Calculul termic al terasei

Structura acoperisului terasa este formata din:

Tencuiala tavan M50: d1 = 0.015 m

Planseu BA: d2 = 0.13m

Strat mortar egalizare d3 = 0.01 m

Bariera de vapori 1C + 2B: d4 = 0,015 m

Termoizolatie BCA: d5 = x

Strat sapa egalizare d 6 =0.05 m

Astereala : d7 = 0,02 m

Hidroizolatie IC + 2B: d8 = 0,001 m

Tabla tip Lindab: d9 = 0,004 m

Calculul grosimii termoizolatiei se face verificand relatia: C107/1997

Ros = ROef = RSl + > ROnec

;

αi - coeficient de schimb de caldura la suprafata interioara

e- coeficient de schimb de caldura la suprafata exterioara

m2k/W

m2k/W

Rsi - rezistenta la transfer termic la suprafata interioara

Rse - rezistenta la transfer termic la suprafata exterioara

d - grosimea stratului [m]

b - coeficient de calitate al materialului

conductibilitatea termica a materialului [W/m2k]

Calculul termic al peretilor exteriori



Se adopta peretele exterior din zidarie de b.c.a. cu grosimea de 60 cm

CALCULUL COEFICIENTULUI GLOBAL DE IZOLARE

TERMICA

(Normativul C107/2-1997)

Destinatia: cladire cu alta destinatie decat locuinta - SEDIU BANCA Succesiunea etapelor:

Stabilirea planurilor si sectiunilor caracteristice ale cladirii

Caracteristici:

amplasament: Vatra Dornei - zona climatica IV;    Te = -21 C

tipul cladirii: categoria birouri si cladiri comerciale

categoria 2 - cu ocupare discontinua

Calculul suprafetelor elementelor de inchidere
a) Pereti exteriori (parte opaca si tamplarie)

Pparter =25.075 + 22 + 17.3 x 2 =81.675 m

H parter = 3.60 m

A pereti parter =81.675 x 3.60 =294.03 m2

Petaj 1=26.525 x 2 + 17.25x 2 =87.55 m

H etaj 1 = 3.68 m

A pereti etaj 1 =87.55 x 3.68 =322.184 m2

Petaj 2=26.525 x 2 + 17.25x 2 =87.55 m

H etaj 2 = 2.98 m

A pereti etaj 2 =87.55 x 2.98=260.899 m2

P mansarda=21.60 x 2 + 13.55x 2 =70.30 m

H mansarda = 3.25 m

A mansarda =70.30 x 3.25=228.473 m2

Total pereti = A pereti parter + A pereti etaj 1+ A pereti etaj 2 + A mansarda

A 1 = 294.03 + 322.184 +260.899 + 228.473 = 1105.59 m 2

b) Acoperis

A 2 =14.32 x 22.65 =324.348 m2

c) Planseu inferior: pe sol

A 3 = 22.4 x 18.05 = 404.32 m2

d) Tamplarie exterioara tip termopan

Aparter =9 x 1.6 x 1.0+3 x 2.4x 1.6 +6 x 2.6 +11.65 x 2.6+1.2x 3.6+11.375 x 2.6 =109.84m

Aetaj 1 = 3.15x20.25+11 x 2.4x 1.6 + 2x2.6x0.6 + 2.2x 1.6= 114.667m2

Aetaj 2= 2 x 2.4 x 2.35 +2 x 1.4x2.35 + 1.8 x 2.35 + 13 x 1.6x1.6+13x0.8x2.35 +

x 1.6 + 2 x 1.6 +1.2 x 2.3 = 89.67m2

Amansarda = 2.4x1.6x6 +2x1.6x1.6+2x2.1 x 0.8 + 1.2x2.2+ 5 x 1.2 x 0.9 =39.56 m2

Total pereti = A parter + A etaj 1 + A etaj 2 + A mansarda

A4= 109.84+114.667 + 89.67 + 39.56 = 353.737 m2

Calculul perimetrului exterior al spatiului incalzit
Total anvelopa Al +A2 + A3+A4

A=735.75 + 369.837 +324.348 +404.32 =1834.26 m 2

Calculul volumului incalzit

V = Aparete x hparter + A etaj lx hi + Aetaj2x h 2+ Amansarda x hmansarda V=407.2 x 3.6 + 457.55 x (3.68 +2.98) +292.68 x 3.25 5464.4 m3

Rezistente termice medii corectate pe element si pe cladire:

Pereti exteriori: Rmed =1,4 m2k/W

Terasa: Rmed=4,0 m2k/W => minim 10 cm vata minerala
sau polistiren cu

Placa pe sol: Rmed =4,0 m2k/W => minim 10 cm de vata
minerala sau polistiren cu

Tamplarie exterioara: Rmed=0,5 m2k/W

7. Coeficientii a, b, c, d, e (Normativul CI07/2-1997)

< 0,5 => nu se ia in considerare efectul de sera.

Pentru zona IV climatica tab. 2; pg. 43 (C107/2-1997)

a = 0,85 m2k/W d = 1,4 m2k/W

b = 2,45 m2k/W e = 0,3 m2k/W

c=l,lm2k/W

8. Factor de corectie θi

θi= 1 cladire pe sol

9. Calculul coeficientului global de izolare termica

G1 <> G1 ref

W/m3k

= 0.522 W/m3k

G1 =0,144 <G1ref =0,522 W/m3k

Cladirea este bine conformata din punct de vedere al compactitatii si are elemente de inchidere izolate corespunzator.

DETERMINAREA INCARCARILOR

GREUTATE ACOPERIS

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA daN /m3

INCARCARE

NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL

daN / m 2

TABLA LINDAB

CARTON    ASFALTAT

ASTEREALA

RIGLE    LEMN

SAPA    EGALIZARE

TERMOIZOLATIE    BCA

BARIERA    VAPORI

STRAT MORTAR EGALIZARE

PLANSEU BA

TENCUIALA

TOTAL

PLANSEU MONOLIT (cu mocheta)

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL

daN / m 2

GREUTATE PROPRIE PLACA

GREUTATE SAPA

TENCUIALA

GREUTATE PLACI MOZAICATE

MOCHETA

TOTAL

PLANSEU MONOLIT (granit)

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA

daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

GREUTATE PROPRIE PLACA

GREUTATE SAPA

TENCUIALA

GREUTATE PLACI GRANIT

TOTAL

PLANSEU PREFABRICAT (cu mocheta)

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE





TEHNICA daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

GREUTATE PROPRIE PLACA

GREUTATE SAPA

TENCUIALA

GREUTATE PLACI MOZAICATE

MOCHETA

TOTAL

PLANSEU MONOLIT (gresie)

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA daN /m3

INCARCARE

NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DECALCUL

daN / m 2

GREUTATE PROPRIE PLACA

GREUTATE SAPA

TENCUIALA

GREUTATE GRESIE

TOTAL

PLANSEU PREFABRICAT (gresie)

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE

TEHNICA daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF.

INCARC.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

GREUTATE PROPRIE PLACA

GREUTATE SAPA

TENCUIALA

GREUTATE GRESIE

TOTAL

PERETI INTERIORI DIN CARAMIDA 25cm

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL

daN / m 2

TENCUIALA

CARAMIDA

TENCUIALA

TOTAL

PERETI EXTERIORI DIN CARAMIDA 37.5cm

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

CARAMIDA

TENCUIALA

TOTAL

PERETI INTERIORI DIN GIPS CARTON IZOLATI FONIC

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL

daN / m 2

PLACAJ VATA MINERALA

IPSOS

PLACAJ VATA MINERALA

TOTAL

PERETI EXTERIORI DIN BCA 40cm

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA

daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

ZIDARIE BCA

SAPA EXTERIOARA

PLACAJ PIATRA

TOTAL

PERETI EXTERIORI DIN BCA 60cm

NRCRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL

daN / m 2

TENCUIALA

ZIDARIE BCA

SAPA EXTERIOARA

PLACAJ PIATRA

TOTAL

GRINZI CADRU TRANSVERSAL 30x65

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF INCARC

INCARCARE

DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

BETON ARMAT

TOTAL

GRINZI CADRU TRANSVERSAL 30x65

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

BETON ARMAT

TOTAL

GRINZI CADRU TRANSVERSAL 30 x50

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF. INCARC.

INCARCARE DE CALCUL

daN / m 2

TENCUIALA

BETON ARMAT

TOTAL

GRINZI CADRU LONGITUDINAL 25x65

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE TEHNICA

daN /m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF

incarc.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

BETON ARMAT

TOTAL

GRINZI CADRU LONGITUDINAL 25x50

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE

TEHNICA

daN m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF.

incarc.

INCARCARE DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

BETON ARMAT

TOTAL




GRINZI CADRU LONGITUDINAL 25x40

NR.CRT

DENUMIRE STRAT

GROSIME

GREUTATE

TEHNICA daN m3

INCARCARE NORMATA daN / m 2

COEF.

incarc.

INCARCARE

DE CALCUL daN / m 2

TENCUIALA

BETON ARMAT

TOTAL

2. INCARCARI VARIABILE

ACTIUNEA ZAPEZII

Localitatea Vatra Dornei se afla in zona climatica E. Conform STAS 10101/21-92

gz - greutatea de referinta a stratului de zapada [kN/m2]

Czi - coeficient prin care se tine seama de aglomerare cu zapada pe suprafata constructiei expusa zapezii

Ce - coeficient care tine seama de conditiile de expunere a constructiei

gz = 1,5 Pc = 1,1 95.04 = 104.54 kN/m2 pentru o revenire de 10 ani

Ce = 0,8 Czi= 1

Pnz = Czi Cegz = 144 daN/m2 Pzn=144 daN/m2

Coeficient partial de siguranta

Starea limita ultima de rezistenta si stabilitate, sub actiunea incarcarilor fundamentale

Ya = 2,2

g'p = 638.48 daN/m2

yF = 0.66

daN/m2

INCARCARE UTILA

- terasa necirculata pn = 75 daN/m2
-
planseu curent pn = 300 daN/m2

- instalatii + plafon pn = 35 daN/m2

INCARCARI EXCEPTIONALE

- Seism

Orasul Vatra Dornei se afla in zona E, conform zonificarii teritorului din punct de vedere al valorilor coeficientului ks.

Determinarea incarcaturii seismice orizontale conform normativului P100-92 PROCEDEUL INDIRECT:

St=CrG

unde: Cr=αks βrφεr

care

Cr = coeficient seismic global corespunzator modulului 'r' de vibratie

G = rezultanta incarcarilor gravitationale pentru intrega structura

α = coeficient de importanta a constructiei, functie de clasele de importanta

α = 1,2 - cladiri facand parte din clasa II-a de importanta conform tab. 5.2

din Normativul P 100-92

ks - coeficient de intensitate functie de zona seismica de calcul a

amplasamentului

Vatra Dornei - zona E ks = 0,12 conf. Tab. 5.1

r - coeficient de amplificare dinamica in modul 'r' de vibratie, functie de

compozitia spectrala a miscarii seismice de amplasament

Vatra Dornei - Tc = 0.7 - perioada de colt

φ - coeficient de reducere a efectelor actiunii seismice tinand cont de ductilitatea structurii, de capacitatea de redistructie a eforturilor, de ponderea cu care intervin rezervele de rezistenta neconsiderate in calcul, precum si de efectele de amortizare a vibratiilor, altele decat cele asociate structurii de rezistenta

= 0,20 conf.Tab. 5.4

εr - coeficientul de echivalenta intre sistemul real cu n GLD si un sistem echivalent cu un grad de libertate corespunzator modului propriu 'r' de vibratie

Se determina cu relatia :

unde: Ukr - ordonata dupa GLD k in forma r de vibratie

η|kr coeficient de forma

Gk - rezultanta incarcarilor gravitationale ale nivelului 'k'

ε123>..

Skr forta seismica care actioneaza la nivelul k corespunzator modului r de vibratie

Skr = Sr Sr =

βr = 2,5 pt. Tr ≤Tc βr = 2,5 - Tr -Tc ≥ 1pt. Tr > Tc

PROCESUL DIRECT:

Skr= ckr Gk

ckr=αksβψ ηkr

Skr - forta seismica corespunzatoare gradului de libertate k si modului r de vibratie

ckr - coeficient seismic corespunzator gradului de libertate k si modului r de vibratie

- coeficient de forma

Gk - greutatea corespunzatoare gradului de libertate dinamica k

CALCULUL STATIC

Predimensionarea elementelor de rezistenta

1 . Plansee

= 12/11 =540/360 =1.5 < 2 placa armata pe doua directii

hP =11/45 =540/45 -12 cm se adopta hP =13 cm

l1,l2 = deschiderea placii curente dupa cele doua directii

l1 = deschiderea mai mica

2. Grinzi:

hgrmin =(1/15-1/20)1 =(1/151/20)600 cm

Din conditii de functionalitate si pentru preluarea incarcarilor de armatura si etrieri:

Se adopta hgr = 50,60,65 cm

bgrmin=(l/2.1/3)hgr =(1/21/3)65 = 2030cm

Se adopta bgr = 20.. .30 cm

3.Stalpi

Abnec = (cm)

Ab =aria sectiunii transversale a stalpului

N = efortul axial de compresiune din stalp din incarcari gravitationale

Rb =marca betonului (B250-Bc20) N = qSafm

q =incarcare conventionala

m = numar de niveluri cu incarcari identice

n =coeficient functie de pozitia stalpului in cadrul structurii si de gradul de

seismicitate al zonei de amplasare a cladirii

n= 0.2 stalp de colt

stalp marginal

stalp central


S marginal


Stalpul central

S af =(6/2 +5.4/2) x 3.6 =20.52 cm2

N =Q terasa x S af + Qplanseu x S af x 3 +Q util x S af x 3 +Qpereti despartitori x S af x 3 +Qgrinda x (11+12)=768.3 x 20.52 + 585.7 x 20.52 x3 +300 x 20.53 x3 +573 x 20.53 x 3 +598.65 x (3.6+5.7) =111156.72 daN

bS = hS = 45 cm

Stalpul marginal

Saf=5.4/2x3.6=9.72cm2

N =Q terasa x S af + Qplanseu x S af x 3 +Q util x S af x 3 +Qpereti despartitori x S af x 3 +Qgrinda x (11+12)=768.3 x 9.72 + 585.7 x 9.72 x3 +300 x 9.72 x3 +573 x 9.72 x 3 +598.65 x (3.6+2.7) =53787.46 daN

bs= hs = 45 cm

Stalpul de colt

Saf = 5.4/2 x 3.6/2 = 4.5 cm2

N =Qterasa x Saf + Qplanseu x Saf x 3 +Qutil x Saf x 3 + Qpereti despartitori x Saf x 3 +Qgrinda x (11+12) = 768.3 x 4.5 + 585.7 x 4.5 x3 +300 x 4.5 x3 +573 x 4.5 x 3 +598.65 x (3.6+5.4) /2 =25849.46 daN

bs =hs = 45 cm

Calculul incarcarilor ce actioneaza asupra cadrelor

CADRUL TRANSVERSAL
Incarcari distribuite, din actiuni permanente
Etaj 1 Gnplanseu =gpl 11L2=515 x 3.6 x 16.8 =31147.7 daN

Gngrinda 414 daN/m

Gnpereti = 150 daN/m

q= Gnplanseu/L2 + Gngrinda +Gnpereti = 31147.7/16.8+414+150=2414daN/m

Etaj Gnplanseu = gp1x l1 L2 515 x 3.6 x 16.8 =31147.7 daN

Gngrinda =414daN/m

Gnpereti = 150 daN/m

q= Gnplanseu/L2 + Gngrinda +Gnpereti = 31147.7/16.8+414+150=2414daN/m

Etaj 3 Gnplanseu = gp1x l1 L2 515 x 3.6 x 16.8 =31147.7 daN

Gngrinda =414daN/m

Gnpereti = 150 daN/m

q= Gnplanseu/L2 + Gngrinda +Gnpereti = 31147.7/16.8+535.5+150=2539,5daN/m

Mansarda Gnacoperis gacoperis x l1L2=638.48 x 3.6 x 16.8 =38615.27 daN

Gngrinda 414 daN/m

q Gnacoperis/L2+Gngrinda 38615.27/16.8+414 =2712.52 daN/m

Incarcari distribuite, din incarcari utile

Etaj 1.2.3 Gnutil = gutil x 11 x L2 = 300 x 3.6 x 16.8 =18144 daN

q= Gnacoperis/L2= 18144/16.8 =1080 daN/m

Gnutil =gutil x l1 x L2 = 400 x 3.6 x 16.8 = 24192 daN

q = Gnacoperis /L2 = 24192/16.8 1440 daN/m

Gnulil =gutil x 11 x L2= 150x3.6x 16.8-9072daN

q Gnacoperis /L2 = 9072/16.8 540 daN/m

Incarcari distribuite, din actiunea zapezii

Mansarda Gnzapada = gzapadaxl1 x L2= 144 x 3.6 x 16.8 =8709.12 daN

q Gnzapada /L2 = 8709.12/16.8 -518.4 daN/m

Mase concentrate in noduri dupa directia gradelor de libertate dinamica

M5 = M8 =b2stalp h stalp + 1/2 ggrinda + h stalp gplanseu d +1/2 gperete

d =0.452 4.35+5.4/2 414 +4.35 650.2 3.6 +515 3.6 5.4/2 =16306.61 daN

M6 = M7 = b stalp h stalp + 1 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1 gperete

d 21979.26 daN

M9 = M12 = b2stalp h stalp ggrinda hstalp gplanseu d + 1/2 gperete

d 14316.8 daN

M10 M11 = b stalp h stalp 1/2 ggrinda hstalp gplanseu d + 1 gperete

d = 21120 daN

Ml3 = Ml8 = b stalp h stalp + 1/2 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1/2 gperete

d =0.452 3.605+5.4/2 414 +3.605 650.2 3.6 +515 3.6 5.4/2 =14316.8 daN

M15 = M16 = b stalp h stalp + 1 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1 gperete

d = 21120 daN

M19 M22 = b stalp h stalp + 1/2 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1/2 gperete

d =0.302 4.06+3.925/2 414 +3.925/2 650.2 3.6 = 5323.7 daN

M20 = M21 = b stalp h stalp + 1 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1 gperete

d =O.3O2 4.06+4.9625 414 +4.9625 650.2 3.6 =13461.28 daN


Gruparea incarcarilor

Gruparea fundamentala

Gruparea speciala :

CADRUL LONGITUDINAL

Incarcari distribuite, din actiuni permanente

Etaj 1.2.3 Gnplanseu =gpl x 11 L2 = 515 x 5.7 x 25.2 =73974.6 daN = 351.5 daN/m

Gngrinda 351.5 daN/m

Gnpereti 150 daN/m

q = Gnplanseu/L2 + Gngrinda +Gnpereti = 73974.4/25.2+351.5+150 =3437 daN/m

Mansarda Gnacoperis =gacoperis x l1L2 = 638.48 x 5.7 x 25.2 = 91711.26 daN

Gngrinda= 315.5 daN/m q

q = Gnacoperis/L2 + Gngrinda = 91711.22/25.2 +315.5 =3990.83 daN/m

Incarcari distribuite,din incarcari utile

Etaj 1.2.3    Gnutil =gutil x 11 x L2 = 300 x 25.2 x 5.7 43092 daN

q Gnacoperis/L2 = 43092/25.2 =1710 daN/m

Gnutil = gutil x 11 x L2 = 400 x 25.2 x 5.7 =57456 daN

q Gnacoperis/L2 = 57456/25.2 =2280 daN/m

Gnutil = gutil x 11 x L2 = 150 x 25.2 x 5.7 =21546 daN

q Gnacoperis/L2 21546/25.2 = 850 daN/m

Incarcari distribuite, din actiunea zapezii

Mansarda    Gnzapada =gzapada x l1 xL2= 144x25.2 x 5.7 =20684.16 daN

q = Gnzapada/L2 = 20684.16/16.8 =820.8 daN/m

Mase concentrate in noduri dupa directia gradelor de libertate dinamica

M 8 = M 14 = b2 stalp hstalp + 1/2 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1/2 gperete d

=0.452 4.35 +3.6/2 351.5 +4.35 474 5.7 +515 5.7 3.6/2 =17670.3 daN

M 9 = M 10 = b2 stalp hstalp ggrinda hstalp gplanseu d +1 gperete d =

1 351.5 +4.35 474 5.7 +515 5.1 5.7 =28517.41 daN

M 11 = M12 = M13= b2 stalp hstalp ggrinda hstalp gplanseu d +1 gperete d gperete d

=0.452 4.35 +3.6 351.5 +4.35 474 5.7 +515 5.7 3.6 = 23587 daN

M15 = M21 = M22= M28 = b2 stalp hstalp + 1/2 ggrinda + hstalp gplanseu d + 1/2 gperete d

0.452 3.5+3.6/2 351.5 +3.5 474 5.7 +515 5.7 3.6/2 =15383 daN

M16 = M17 = M23= M24= b2 stalp hstalp ggrinda hstalp gplanseu d +1 gperete d =

0.452 3.5+5.1 351.5 +3.5 474 5.7 +515 5.1 5.7 =15383 daN

M18 = M19 =M20 = M25 = M26 = M27

b2 stalp hstalp ggrinda hstalp gplanseu d +1 gperete d =

0.452 3.5+3.6 351.5 +3.5 474 5.7 +515 5.7 3.6 =21290 daN

M31 = 5b2 stalp hstalp ggrinda hstalp gplanseu d +1 gperete d =

= 5 0.452 1.815+3.6 515 5.7+5.7 638.48 3.6 =76109.54 daN




Calculul grinzilor

Calculul la starea limita de rezistenta in sectiuni normale

Grinzile cadrului transversal

Dimensionarea sectiunii de armatura in camp


Stabilirea latimii active bp a placii

A . Δb =1/6 Ic =300/6 =50 cm

Lc= 0.5 1 =0.5 x 600 =300

(distanta dintre punctele de moment nul al grinzii)

B. hp/h =0.13/0.6 =0.216< 1

nu sunt plafonari ale lui bp fata de punctul A

C . bp real = (b1 +b2)/2 =(6.00+3.60)/2 =480 cm

D. bp =b+2 b = 30 + 2x 50=130 cm < bp real= 600 cm

Stabilirea axei neutre

Se calculeaza Mcap placa pentru cazul x= hp

Mcap placa =bp hpRc(hp - 0.5hp) =130 xl3 x 125 x (56.5-0.5 x 13) =10562500 daNcm

Daca Mcamp < Mcap placa axa neutra trece prin placa iar sectiunea se

calculeaza cu o sectiune dreptunghiulara cu dimensiunile bp hp

Dimensionarea sectiunii de armatura in reazem

Calculul si armarea grinzilor

Utilizand programul CADRE


GRINDA 1(19 din cadrul transversal)

Tj (x)=0

120.08-x 38.18=0

x =120.08/38.18 =3.145 m

Mcamp= 120.08 x 3.145 -91.73-38.18 x 3.1452/2 =97.10kN m

Mcamp= 97.10 kNm < Mcap placa = 1056 kNm

Mcamp < Mcap placa

ξ=1-= 0.0279 cm2 Mreazemmax = 121.29 kNm

ξ=1-= 0.179 cm2

Calculul la starea limita de rezistenta in sectiunile inclinate

Qmax =131.03 kN

.5< Q<4 este necesar sa se faca calculul la forta taietoare se impun etrieri Φ 8 din OB37 cu Ae =0.503 cm2

Se impune distanta dintre etrieri ae=10cm

Aeef 0.503 cm2 < Ae cm2

Efortul limita preluat de etrieri pe unitatea de lungime

Qeb=16658.4 daN >Qmax=13103 daN nu este necesara prevederea de armatura inclinata, efortul fiind preluat de etrieri si beton


Tj (x)=0

x =3 m

Mcamp= 139.51x3 -137.81-

46.5x32/2=71.47kNm


GRINDA 2(18 din cadrul transversal)

Mcamp= 71.47 kNm < Mcap placa = 1056 kNm

Mcamp < Mcap placa

ξ=1-= 0.0205 cm2

Mreazemmax = 121.29 kNm

ξ=1-= 0.207 cm

Calculul la starea limita de rezistenta in sectiunile inclinate

Qmax =139.51 kN

O.5 < Q < 4 este necesar sa se faca calculul la forta taietoare se impun etrieri Φ 8 din OB37 cu Ae =0.503 cm2

Se impune distanta dintre etrieri ae = 10 cm

Aeef =0.503 cm2 < Ae =cm2

Efortul limita preluat de etrieri pe unitatea de lungime

cm2

Qeb= 18876.67 daN >Qmax=13951 daN nu este necesara prevederea de armatura inclinata efortul fiind preluat de etrieri si beton

GRINDA 4 (30 din cadrul longitudinal)


Tj (x)=0

203.91-x 61.06=0

x =203.91/61.06 =3.33

Mcamp= 203.91 x 3.33 -190.74-

61.06 x 3.3372 =149.74kN m


Mcamp= 149.74 kNm < Mcap placa = 1656 kNm

Mcamp< Mcap placa

ξ=1-= 0.0435 cm2

Mreazem max= 305.32 kNm

ξ=1-= 0.57 cm2

Calculul la starea limita de rezistenta in sectiunile inclinate

Qmax =235.73 kN

0.5< Q< 4 este necesar sa se faca calculul la forta taietoare se impun etrieri Φ 8 din OB37 cu Ae =0.503 cm2

Aeef 0.503 cm2 < Ae cm2

Se impune distanta dintre etrieri ae=10cm

Efortul limita preluat de etrieri pe unitatea de lungime

Qeb=24393,42 daN >Qmax=23573 daN nu este necesara prevederea de armatura inclinata, efortul fiind preluat de etrieri si beton


GRINDA 4(31 din cadrul longitudinal)

Tj (x)=0

71.16-x61.06 = 0m

x =1.16 m

Mcamp= 71.16x1. 61.06xl.l62/2=36.98kNm


Mcamp < Mcap placa

cm

Mreazemmax = 137,81 kNm

0,201 ξ=1-= 0.226 17,95 cm

Calculul la starea limita de rezistenta in sectiunile inclinate

1,391

Qmax =148.66 kN

0.5< Q< 4 este necesar sa se faca calculul la forta taietoare se impun etrieri Φ 8 din OB37 cu Ae =0.503 cm2

Se impune distanta dintre etrieri ae=10cm

Aeef 0.503 cm2 < Ae cm2

Efortul limita preluat de etrieri pe unitatea de lungime


Qeb=19321,38 daN >Qmax=14866 daN nu este necesara prevederea de armatura inclinata, efortul fiind preluat de etrieri si beton

Calculul stalpilor

Dimensionarea armaturilor pentru sectiunea stalpului ax 5/ax C utilizand programul CADRE

Stalpul va fi calculat la compresiune excentrica dreapta ,dupa directiile X si Y apoi va fi verificat la compresiune excentrica oblica .

Axele vor fi considerate : -X in planul cadrului longitudinal

-Y in planul cadrului transversal

In calcul se considera eforturile Mx max , My max , Ncorespunzator ,rezultate din gruparea speciala .

Se utilizeaza materiale : BC 20 cu Re=105 daN/cm2

Rt =8 daN/cm2

PC52 cu: Ra=3000daN/cm2

Tronson 1 - capetele 4-11 din cadrul longitudinal

capetele 2-6 din cadrul transversal

Din normativul P 100-92 se majoreaza momentele din stalp cu :

Mx max calcul =k x Mx 1.1 =1.1x 1.2x6092 =8041.44 daNm

M

y

max calcul = k x Myx 1.1 =l.l x 1.2 x 10273 =13560.36daNm

Deoarece seismul poate actiona dupa ambele directii se va lua aria de armatura in varianta

Aef x = Aef y

Nc = Nx +Ny = 56104 +69386=125490 daN

Sectiunea de beton este 45 x 45 cm

AaRa

Calculul coeficientilor

n =N/b h Re =127945.31/(45 x 45 x 105) = 0.601 > ξ lim = 0.55(PC52)

Gstalp =0.452 x 4,85 x 2500 =2455.31 daN

N= Nc+Gstalp = 125490+2455.31=127945.31 daN

ea =max : h/30 =45/30 =1.5cm

b/30 =45/30 =1.5cm

2 cm

Mcx = 8041.44 +127945.31 x 0.02=10598.34 daN m

Mcy -13560.36+127945.3) x 0.02 =16119.26 daN m

mx = 0,11 mx = 0,16

mx/my=0.11/0.16 =0.6875

functie de coeficientul n se alege din tabelul A (STAS 10107/6 -90) β = 1,45

calculul coeficientului k y

0,729

calculul coeficientului m yo m y0 =my/ k, =0.16/0.729=0.23

cunoscand my si n se scoate din tabelul 9 INDRUMATOR PENTRU

CALCULUL SI ALCATUIREA ELEMENTELOR STRUCTURALE DIN

BETON ARMAT coeficientul α =0.092

Aax=Aay = α b h Rc/Ra = 0.092 452 105/3000 =6.52 cm2

Aef=8.04cm2 4 Φ 16

Verificarea la compresiune excentrica oblica

Mx max calcul = k x Mx x 1.1 =l.1 x 1.2 x6092 = 8041.44daNm

My max calcul = k x My x 1.1 =l.l x 1.2 x 10273 =13560.36daNm

N=NC + Gstalp= 125490 + 2455.31 = 127945.31 daN

Aax = Aay = α b h Rc/Ra = 0.092 452105/3000 =6.52 cm2

Aef = 8.04 cm2 4 Φ 16

eax = eay = 2 cm

Mcx = 8041.44 +127945.31 x 0.02 =10598.34 daN m

Mcy = 13560.36 +127945.31 x 0.02 =16119.26 daN m

Cu N si Aax se calculeaza Mxo considerand My= 0

a= 3.5cm

n =N/b h Re =127945.31/(45 x 45 x 105) = 0.601> ξ lim = 0.55(PC52)

α =Aax Ra/( b h Re )= 8.04 3000/( 452 x 105 )

Mxo= Myo = m b h2 Rc =0.11 x 45 x 45 x 45 x 105 = 1085400 daN cm

Se verifica relatia:

deci M<M cap

Tronson 2 - capetele 11-18 din cadrul longitudinal

capetele 6-12 din cadrul transversal Calculul dupa directia X

Din normativul P 100-92 se majoreaza momentele din stalp cu :

Mx max calcul =k x Mx x 1.1 = l.l x 1.2 x 3496 =4618.42daNm

My max calcul = k x M y x 1.1 = l.l x 1.2 x 6403 =8451.96daNm

Deoarece seismul poate actiona dupa ambele directii se va lua aria de armatura in varianta

Aef x = Aef y

Nc = Nx +Ny = 49915+33664 = 83579 daN

Sectiunea de beton este 45 x 45 cm

Calculul coeficientilor

n =N/b h Re = 83579/(45 x 45 x 105) = 0.39 < ξ lim = 0.55 (PC52)

Gstalp = 0.452 x 4,85 x 2500 = 2455.31 daN

N = Nc + Gstalp = 83579+2455.31 = 86034.31 daN

ea =max : h/30 = 45/30 =1.5cm

b/30 =45/30 =1.5cm

My max calcul =k x My x 1.1 = l.l x 1.2 x 6403 = 8451.96daN

Mcx = 4618.42 + 86034.31 x 0.02 = 6339.106 daN m

Mcy = 8451.96 + 86034.31 x 0.02 = 10172.65 daN m

mx = = 0,06 my = 0,04

my / mx = 0.04/0.06 =0.666

functie de coeficientul n se alege din tabelul A (STAS 10107/6 -90)

calculul coeficientului k y :


0.737

calculul coeficientului m y0 m y0 = my/ k y = 0.06/0.737=0.081

cunoscand my si n se scoate din tabelul 9 INDRUMATOR PENTRU CALCULUL SI ALCATUIREA ELEMENTELOR STRUCTURALE DIN

BETON ARMAT coeficientul α = 0

armare constructiva Aax = Aay = Aef = 8.04 cm    4 Φ 16

Verificarea la compresiune excentrica oblica

Mx max calcul = k x Mx x 1.1 =l.lx 1.2 x 3496 =4618.42daNm

My max calcul k x My x 1.1 = l.lx 1.2 x 6403 =8451.96daN m

Aefx = Aef y

Nc = Nx +Ny = 49915 +33664 = 83579 daN

N= Nc + Gstalp 86034.31 daN

Cu N si Aax se calculeaza Mxo considerand My= 0

a= 3.5cm

Mcx 4618.42+86034.31 x 0.02= 6339.106 daN m

Mcy = 8451.96 +86034.31 x 0.02 = 10172.65 daN m

n N/b h Re = 86034.31/(45 x 45 x 105) = 0.39 < ξ lim = 0.55 (PC52)

α = Aax Ra/( b h Re ) = 8.04 3000/ ( 452 x 105 )

Mxo = Myo = m b h2 Re 0.11 x 45 x 45 x 45 x 105 1085400 daN cm

Se verifica relatia

deci M < M cap

CALCULUL PLANSEELOR

Plansee casetate

Planseele caseta fac parte din categoria planseelor pe retele de grinzi. Ele se caracterizeaza prin aceea ca grinzile dupa cele doua directii au aceeasi latime si inaltime a sectiunii. Daca grinzile sunt distribuite paralel cu laturile conturului de rezemare, planseul se numeste casetat. Sunt indicate a se folosi atunci cand raportul dintre deschiderile spatiului ce urmeaza a fi acoperit este <1,5. In aceasta situatie sunt mai economice decat oricare tip de planseu cu conditia ca p ≤ 500 daN/m2. Distributia grinzilor se face astfel incat l1/l2 sa fie cat mai aproape de 1. Interaxul grinzilor este cuprins in intervalul 1,5-3 m, planseul fiind cu atat mai estetic cu cat interaxul este mai mic.

L2

L2

L2

L2

L1

L1

L1

L2

L1

Placa planseului se calculeaza in domeniul elastic si deoarece l1/l2 rezulta armata dupa doua directii. Pentru calculul momentelor incovoietoare maxime si minime din campuri placa se considera incarcata pe toata suprafata ei cu sarcina permanenta g, iar incarcarea utila p actioneaza in sah. In acest sens se considera doua scheme conventionale de incarcare si rezemare. Placa se considera simplu rezemata pe conturul exterior si incastrata pe reazeme care sunt date de reteaua de grinzi. Fiecare ochi de placa rezulta cu tipul de rezemare din figura.

Pentru fiecare tip de placa distincta M1 si M2 (momentele incovoietoare in camp dupa cele doua directii), care servesc la calculul armarii inferioare si momentele incovoietoare pe reazeme, de asemenea dupa doua directii, pentru calculul armarii superioare.

Reteaua de grinzi se calculeaza deasemenea in domeniul elastic, grinzile considerandu-se simplu rezemate la capete si incarcate cu forte concentrate la noduri. Deci grinzile sunt static determinate exterior, dar reteaua de grinzi este static nedeterminata interior

L2

L2



L2

L2

L1

L1

L1

L2

L1

Intr-un nod interior ,,i al retelei
actioneaza forta concentrata Pi care este
formata din incarcarea transmisa de
placa si pentru simplificarea calculului, tot ca forta concentrata 1 greutatea proprie a celor doua grinzi aferenta nodului i.

PI = (g+P) l1l1 + Gpr

Gpr = b( h - hpl )l + b ( h h pl) ( l2 b )

Reteaua de grinzi se calculeaza deasemenea in domeniul elastic, grinzile considerandu-se simplu rezemate la capete si incarcate cu forte concentrate la noduri. Deci grinzile sunt static determinate exterior, dar reteaua de grinzi este static nedeterminata interior.

Forta P1 se imparte in X1 si Y1 care reprezinta cota parte din sarcina totala P1, care revine celor doua grinzi dupa directiile 1 si 2. Impartirea se face proportional cu rigiditatea la incovoiere a celor doua grinzi. Deci pentru fiecare nod avem doua necunoscute X1 si Y1 si daca reteaua are n noduri inseamna ca avem 2n necunoscute.

Pentru rezolvarea carora trebuie sa scriem un sistem de 2n ecuatii care sa contina aceste necunoscute. Pentru fiecare nod se poate scrie: P1= X1 + Y1 si ηxi=ηyi .Datorita simetriei geometrice si de incarcare numarul necunoscutelor se micsoreaza, anume ca in nodurile in care se intersecteaza grinzi simetrice sarcina P1 se imparte la jumatate.

Calculul placii planseului casetat   

L2

L2

L2

L2

L1

L1

L1

L2

L1

Li, L2 si p se cunosc din datele proiectului

L1=L1/4 =1.575 (m);

l2=L2/4=1.8(m);

hp=(l/40-l/45)min(l ;I2) hp min 6 cm

hp=13 cm

Predimensionarea grinzilor planseului casetat

hmin=Li/20 (max. 60 cm)=630/20=31.5 > 50cm

b = 20, 25, 30 cm, astfel incat 2 ≤ h/b ≤ 3 ≤ 60/30<3

Stabilirea incarcarilor

Nr

Denumire incarcare

Valori normate (daN/m2)

n

Valori de calcul (daN/m2)

Greutate proprie

Total incarcari permanente

gn = 638.44

g = 768.3

incarcari utile

pn = 50

p = 65

incarcari din zapada

TOTAL INCARCARI

qn = gn

+pn

q = g + p =

Calculul static

Panourile se considera incastrate pe reazemele intermediare si simplu
rezemate pe contur. Pe suprafata tuturor panourilor se aplica o incarcare
conventionala dirijata de sus in jos, care are valoarea: q'=g+p/2=
848.32(daN/m2)

Panourile se considera simplu rezemate pe tot conturul si incarcate cu
q' = p/2 = 80.02 (daN/m2)


Caseta de tip 1l

β12 0.3840

Caseta de tip 111

α12 = 0.0275 β12

Caseta de tip 4

β42

Caseta de tip 51

β52

Caseta de tip 511

α52 = 0.0274 β52

Caseta de tip 6

α62 = 0.0132 β62

Calculul momentelor maxime si minime in campuri

Caseta de tip 4

M41 = α41q'l12 α11q'l12 = 78.1384(daNm)

M α42q'l22 α12q'l22 = 63.0706(daNm)

Caseta de tip 5

M51 = α51q'l12 α11q'l12 = 63.1974(daNm)

M52 = α52q'l22 α12q'l22 = 46.914 (daNm)

Caseta de tip 5'

M51 = α51q'l12 α11q'l12 = 45.3103(daNm)

M52 = α52q'l22 α12q'l22 = 82.7254 (daNm)

Caseta de tip 6

M61 = α61q'l12 α11q'l12 =55.622(daNm)

M62 = α62q'l22 α12q'l22 daNm)

A E

B F

A F

E

C E

C

F

C

F

E

C

E

D

F

C

F

E

C

E

D

F

C

F

E

A

B

A

Calculul momentelor pe reazeme

Ma= - l/10β51ql12 = -177.685 (daNm)

Mb= - l/12 β51ql12 = - 148.07(daNm)

Mc = -l/10 β52ql12 = - 52.5936(daNm)

Md = - l/12 β52ql12 = - 121.482(daNm)

Me = -l/10 β52ql12 = - 134.258 (dNm)

Mf l/10 β62ql12 = -110.4877(daNm)


Calculul la starea limita de rezistenta in sectiuni normale

Armarea campurilor

h01= hp - ab - l,5d = 13-l-1.5*0.8 10.8cm

h02 = hp- ab - 0,5d = 13 - l- 0.5*0.8 = 11.6cm

Se cunoaste:

→ Ob37Ra=2100daN/cm2

ab= l cm, d = Φ 8

b = 100cm, hp=13cm

Caseta 4

B =0,095 → ξ =1-= 0,1 → Aa nec= ξbh01 = 3,6 (cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0066 → ξ =1-=0,0067→ Aa nec=ξbh02=3,6(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

Caseta 5

B=0,0555→ξ =1-= 0,057 →Aa nec=ξbh01= 2,05(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B =0,0877 → ξ =1-= 0,0919 Aa nec=ξbh02=3,55(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

Caseta 5

B=0,0782 →ξ =1-= 0,0816 →Aa nec= ξbh01 = 2,93(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0498→ ξ =1-= 0,0511 Aa nec=ξbh02=1,97(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

Caseta 6

B =0,0681→ξ =1-=0,070→Aa nec=ξbh01 = 2,54(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0463→ξ=1-=0,0474→Aa nec=ξbh02=1,833(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

Armarea reazemelor ( hor = hp ab 0.5d = 13 1 0.5 0.8 = 11.6 )

B =0,0188ξ =1-= 0,190 →Aa nec= ξbh0r= 0.736(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0157→ξ =1-=0,0158→Aa nec=ξbh0r=0.612(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0055→ξ=1-=0,0056→Aa nec= ξbh0r=0.215(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0128→ξ =1-=0,0129→Aa nec=ξbh0r=0.502(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0142 →ξ =1-=0,0143 Aa nec=ξbh0r=0.555(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,01172→ξ =1-=0,0118→Aa nec=ξbh0r=0.453(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

Schita preliminara de armare

Calculul grinzilor planseului casetat

Stabilirea elementelor geometrice b = 20(cm) h =50 (cm).

Calculul incarcarilor

incarcari normate: Pn = qnl1l2 + Gn = 2942.83(daNm); Gn = (l1+l2-b)(h-hpbb = 582.75(daN)

incarcari de calcul: P=ql1l2+nGn = 3046.01(daN),

n=l,l

Calculul static

C

D

C

A

XI

X2

xi A

Yl

Y2

Yl

B

X3

X4

X3    B

Y3

Y4

Y3

B

X3

X4

X3 B

Y3

Y4

Y3

A

XI

X2

X3 A

Yl

Y2

Yl

C

D

C

X1=0,45P =1370.7(daN)

X2=0,60P =1728.6(daN)

X3=0,26P =791.96(daN)

X4=0,39P =1187.9(daN)

Y1=0,55P =1675.3(daN)

Y2=0,40P =1218.4(daN)

Y3=0,74P =2254.05(daN)

Y4=0,61P =1858.067(daN)


grinda A-A: Q = 0,580P=l766.8 (daN) M=0,145PL1=2782.53 (daNm) Mmax=0,177PL1=3396.608 (daNm)

grinda B-B: Q = 0,795P=2421.57(daN) M=0,199PL!=3818.75 (daNm) Mmax=0,247PL,=4739.89 (daNm)

grinda C-C: Q = 0,750P=2284.5(daN) M=0,187PL2=5097.95 (daNm) Mmax=0,237PL2=6461.04 (daNm)

grinda D-D: Q=l,045P=3183.08(daN) M=0,261PL2=7115.33 (daNm) Mmax=0,337PL2=9187.22 (daNm)

Calculul la starea limita de rezistenta in sectiuni normale

Stabilirea hnec a grinzilor planseului casetat

Se impune: p=1,15% μ == 0.0115

μ = 0.276 B= r ==2.0503

honec = r=0.4802 hnec= honec+ ab + d/2= 51.3

hef = 50, astfel incat 2 ≤ h/b ≤ 3

hoef = hef - ab d/2 (cm) = 46,7 cm;

ab = 2,5 cm ; d = Φ16

Dimensionarea grinzii A-A

lc=L1= 630 si Δb = l/61c=105

bp= b + 2Ab = 230 se alege valoarea cea mai mica    bp=200 cm

b < l/212 = 90

bp b + 2Ab = 200

Se verifica: MA max =9187.22 Mcap pl = bphpRc (h0 - 0,5hp) = 73164(daNm)
B == 0,0111
=1-= 0,0111

Aanec = bp h0 (cm2) = 3.48 cm2    Aefectiv = 9.42 cm2 30 Φ 20

Dimensionarea grinzii B-B'

Se verifica: MB max = 4739.89 Mcap pl = bphpRc(ho- 0,5hp) = 73164(daNm)

B = =1-= 0,0156

Aanec = bp h0 (cm2) = 4,87 cm2 Aefectiv = 9.42 cm2 30 Φ 20

Dimensionarea grinzii C-C

lc=L2=890 si b = l/61c = 149

bp= b + 2Ab=318 cm se alege valoarea cea mai mica bp=177.5cm

b ≤ l/21,= 78.7

bp = b + 2 b =177.5cm

Se verifica: Mcmax= 6461.04 Mcap pl bphpRc (ho - 0,5hp) = 64933(daNm)

B == 0,0238 =1-= 0,0241

Aanec = bp h0 (cm2) = 6.66 cm2    Aefectiv = 9.42 cm2 30 Φ 20

Dimensionarea grinzii D-D

Se verifica: MDmas = 9187.22 Mcap pl bphpRc (ho - 0,5hp) = 64933(daNm)

B == 0,0339 =1-= 0,0345

Aanec = bp h0 (cm2) = 9.53 cm2    Aefectiv = 9.42 cm2 30 Φ 20

Plansee monolite

Placa planseului se calculeaza in domeniul elastic si deoarece l1/l2 ≤ 1,5 rezulta armata dupa doua directii. Pentru calculul momentelor incovoietoare maxime si minime din campuri placa se considera incarcata pe toata suprafata ei cu sarcina permanenta q. In acest sens se considera doua scheme conventionale de rezemare. Placa se considera simplu rezemata pe conturul exterior si incastrata pe reazeme care sunt date de reteaua de grinzi. Fiecare ochi de placa rezulta cu tipul de rezemare fig.





Pentru fiecare tip de placa distincta Mi si M2 (momentele mcovoietoare in camp dupa cele doua directii), care servesc la calculul armarii inferioare si momentele incovoietoare pe reazeme, de asemenea dupa doua directii, pentru calculul armarii superioare.

Planseu tip 1 cu: l 1=3.3 m l =3.75 m

Caseta de tip 1

λ = l2/l1 = 3.75/3.3 = 1.136

β12 =

Caseta de tip 5

λ = l2/l1

β52 =

camp M51= α51q l12 reazem M51= -1/12 β51ql12

M52= α51q l12 M51= -1/12 β51ql12

Planseu tip 2 cu: l1 = 3.3 m l2 = 5.75 m

Caseta de tip 1

= 0.986

Caseta de tip 5

l 5l

camp    M l = l q l12 reazem M l 5l ql12 M l = l q l12 M52 = -l/8 ql12

Caseta de tip 6

β

camp    M61 q l12 reazem M61 = -1/12 q l12

M62= ql12 M62 = -1/12 q l12

Calculul momentelor maxime si minime in campuri

Planseu tip 1

Caseta de tip 4

M41= α4lq'll2 α nq'l12 = 352.04(daNm)

=274.309 (daNm)

M42 = 42q'l22 + q'l22 = 276. 75(daNm)

212.934 (daNm)

Caseta de tip 5

M5l = 51 q'll2 11q'li2 =248.46(daNm)

=167.25(daNm)

M52 = 52 q'l22 12q'li2 =193,86 (daNm)

=130.62 (daNm)

Planseu tip 2

Caseta de tip 5

M5l = 51 q'll2 11q'li2 = 131.086 (daNm)

= -16.533(daNm)

M52 = 52 q'l22 12q'li2 1349.32 (daNm)

= 1303.69(daNm)

Caseta de tip 6

M6l = 61 q'll2 11q'li2 = 392.527(daNm)

244.909(daNm)

M62 = 62 q'l22 12q'li2 =1078.93(daNm)

=1030.25 (daNm)

Calculul momentelor pe reazeme

Planseu tip 1

M41= -l/8 β41qli2 = - 787.82 (daNm)

M42 = -l/8 β42qli2 = - 615.108 (daNm)

M51 = -1/12 β51qli2 = -525.218 (daNm)

M52 = -l/8 β52qli2 = -615.108 (daNm)

Planseu tip 2

M51 = -1/12 β51qli2 = - 151.025 (daNm)

M52 = - l/8 β52qli2 = - 3150.28 (daNm)

M61 = - l/12 β61qli2 -759.68 (daNm)

M β62 qli2 = - 252.288 (daNm)

Armare placa tip 1

Caseta 4

Camp

B=0,0431→ =1-= 0,044→Aa nec= bh0r= 1,587(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,00293→ =1-= 0,0297→Aa nec= bh0r= 1,15(cm2/m)

Aefectiv = 1,41 cm2

Reazem

B =0,0964 → =1-= 0,101 →Aa nec= bh0r= 3,66(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,00653→ =1-= 0,0675→Aa nec= bh0r= 2,613(cm2/m)

Aefectiv = 2,82 cm2

Caseta 5

Camp

B =0,0304→ =1-= 0,0309→Aa nec= bh0r=1,11(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0205→ =1-=0,0207→Aa nec= bh0r=0,803(cm2/m)

Aefectiv = 1,41 cm2

Reazem

B=0,0643→ =1-= 0,0665 →Aa nec= bh0r=2,39(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,0653→ =1-=0,0675→Aa nec= bh0r=2,613(cm2/m)

Aefectiv = 2,88 cm2 Φ 6 / 15

Armare planseu tip 2

Caseta 5

Camp

B =0,016 → =1-= 0,017 →Aa nec= bh0r=0,577(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B=0,143 → =1-= 0,155 →Aa nec= bh0r=6,005(cm2/m)

Aefectiv = 7,85 cm2

Reazem

B=0,0185→ =1-=0,0186→Aa nec= bh0r=0,672(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B =0,334 → =1-= 0,46 →Aa nec= bh0r=7,77(cm2/m)

Aefectiv = 7,85 cm2

Caseta 6

Camp

B =0,048 → =1-= 0,0492→Aa nec= bh0r=1,774(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 / 15

B =0,114 → =1-= 0,122 →Aa nec= bh0r=4,71(cm2/m)

Aefectiv = 5,02 cm2

Reazem

B=0,093 → =1-= 0,0945 →Aa nec= bh0r=3,402(cm2/m)

Aefectiv = 3,35 cm2 Φ 8 /15

B =0,026→ =1-= 0,0271→Aa nec= bh0r=1,045(cm2/m)

Aefectiv = 1,41 cm2 Φ 6 / 15




loading...




Politica de confidentialitate


Copyright © 2020 - Toate drepturile rezervate