Breviar de Calcul Model

Breviar de calcul

Parchet de pe lângă judecătoria Hârlău

Date ale amplasamentului amplasamentului clădirii: • Localitatea: Harlau; • Clasa de importanta si de expunere III, γ I=1.0 • Conditii seismice: o ag - acceleratia terenului terenului – 0.20g o TB = 0.07 s o TC = 0.7 s o Clasa de ductilitate H (determinata de conditiile seismice) • Zona de zapada: C, s 0,k = 2.5 KN/m2;

1. Evaluarea încărcărilor

ncărcări permanente 1.2 Î ncărcări permanente (P) 

încărcări la nivelul grinzilor de peste mansarda 2 - tabla+astereala+căpriori: 0.5 KN/m -

vata minerala: 0.1 KN/m

2

popi, pane, tălpi: 0.3 KN/m2 n 2 c 2 Total q = 0.9 KN/m → q = 1.35x0.9 = 1.215 KN/m încărcări la nivelul grinzilor grinzilor perimetrale din închideri închideri (GA2, GA3, GA4, GA7) -



-

peste parter:

1.3  (0.3  3.20 15  0.01 0.3  3.20  21) 19 KN / m 2

-

peste etaj:

1.3  (0.3  2.80 15  0.01 0.3  2.80  21) 16.65 KN / m 2

*excepție GA7: 1.3  (0.3  4.45 15  0.01 0.3  4.45  21) 26.40 KN / m 



2

încărcări la nivelul grinzilor grinzilor interioare curente (GA1, GA5, GA6) din închideri -

peste parter:

1.3  (0.25  3.20 15  0.01 0.25  3.20  21) 15.85 KN / m 2

-

peste etaj:

1.3  (0.25  2.80 15  0.01 0.25  2.80  21) 13.85 KN / m 2

încărcări la nivelul planșeelor curente (peste parter, etaj 1) -

tencuiala la tavan 2cm grosime: 0.4 KN/m

-

pardoseală+șapă: 1.5 KN/m2 Total q = 1.9 KN/m

2

2

1

Fig.1 Încărcări permanente

ncărcări variabile 1.3 Î ncărcări variabile 

încărcări la nivelul planșeelor planșeelor curente (peste (peste parter, etaj 1) 2 - utila: qk = 2.0 KN/m , corespunzător categoriei B – clădiri pentru birouri (conform SR-EN 1991-1-1, tabele NA. 6.1 si NA. 6.2) qc = 1.4x2.0 = 2.8 KN/m





2

încărcări la nivelul scărilor scărilor exterioare (peste parter, etaj 1) - utila: a fost aplicata o forță concentrată de 1,5KN in poziția cea mai defavorabilă încărcări la nivelul grinzilor grinzilor de peste mansarda -

zăpada: s k   c  ce  ct  so,k  0.8  0.8 1 2.5  1.6 KN / m 2 (conform CR 1-1-3-2005)

s c k    s k  0.4  1.6  0.64 KN / m 2 -

utila: qk

 0.75 KN / m 2

(conform SR-EN 1991-1-1, tabel NA.6.10) In calcule se introduce valoarea maxima, respectiv cea din zapada.

2

Fig.2 Încărcări din zăpada

2. Calculul structurii la actiunea seismica in domeniul elastic. Metoda calcului modal cu spectre de răspuns . Clădirea analizată nu satisface pe deplin condiţiile de regularitate în plan şi pe verticală datorită formei sale în plan si a variaţiei pe înălţime. Ca urmare, calculul la acţiunea seismică se va efectua pe un model spaţial. Calculul structurii la actiunea fortelor laterale si verticale a fost efectuat folosind programul ETABS. Modelul de calcul al supratructurii este cel spatial considerat incastrat la baza primului nivel (parter) diferenta de rigiditate intre infrastructura (cu pereti de beton armat pe contur) si suprastructura permitand adoptarea acestei ipoteze simplificatoare. Planseul de beton armat are rigididate si rezistenta substantiala pentru a prelua eforturile produse de fortele laterale, iar datorita regularitatii si omogenitatii structurii poate fi considerat indeformabil in planul sau. Elementele structurale ale suprastructurii, stalpi si grinzi, au fost modelate folosind elemente finite de tip bara. Nodurile dintre stalpi si grinzi au fost considerate indeformabile.

3

Fig.3 Modelul spațial cu elemente finite al suprastructurii clădirii (P+1+M) Modelul (Fig.3) consideră planşeele infinit rigide în planul lor şi neglijează aportul plăcii, prin zona activă aferentă, la definirea rigidităţii grinzilor. Masele calculate din încărcările gravitaţionale stabilite anterior se consideră distribuite uniform la nivelul planşeelor clădirii. La acestea se adaugă masele aferente stâlpilor, grinzilor şi pereţilor de la fiecare nivel. Masele concentrate şi coordonatele centrului maselor au fost calculate automat, cu programe de calcul specializate. În modelul spaţial, î n centrul maselor de nivel s-au considerat trei grade de libertate dinamică, şi anume translaţii pe două direcţii perpendiculare din planul orizontal, Ox şi Oy , şi rotirea în jurul axei verticale Oz . Analiza modală pe un model spaţial va urmări determinarea următoarelor elemente: - poziţia centrului maselor şi a centrului de rigiditate de la fiecare nivel; - vectorii şi valorile proprii; - caracterul oscilaţiilor corespunzător fiecărui mod propriu de vibraţie; - conformarea de ansamblu, pentru eliminarea oscilaţiilor de torsiune din primele două moduri proprii de vibraţie; - coeficienţii de echivalenţă modală (factorii de participare a maselor modale efective); - determinarea direcţiilor principale de oscilaţie; - calculul forţelor seismice modale; - compunerea răspunsurilor modale obţinute prin considerarea acţiunii seismice independent, după fiecare direcţie principală de oscilaţie; - compunerea răspunsurilor asociate celor două direcţii principale de oscilaţie; - evidenţierea efectului torsiunii generale provenite din distribuţia neuniformă a maselor de nivel şi din variaţia spaţială a mişcării seismice a terenului. Mase

În tabelul 1 se prezintă distribuţia maselor din încărcările gravitaţionale şi coordonatele centrelor maselor (CM), pe niveluri. Poziţia centrelor de masă, raportată la sistemul de axe în care este descrisă structura, se calculează cu relaţiile:

Tabel 1. Story

Diaphragm

MassX

MassY

XCM

YCM

STORY2

D1-rigid

33.4874

33.4874

18.121

5.921

STORY1

D1-rigid

35.6093

35.6093

18.114

5.934

Vect ori şi valori proprii

Ipoteza planşeului infinit rigid în planul său implică trei grade de libertate dinamică ( GLD) pe nivel – două translaţii în planului planşeului şi o rotire în jurul axei normale pe planşeu. Gradele de libertate dinamică de nivel sunt raportate la centrul maselor. Formele proprii de vibraţie se obţin prin rezolvarea sistemului de ecuaţii algebrice, liniare şi omogene: 4

Condiţia de compatibilitate pentru sistemul de ecuaţii furnizează ecuaţia algebrică:

ale cărei soluţii sunt pătratele pulsaţiilor proprii ω 2k cu ω1 < ω 2 <…< ω k < … < ω n . Perioadele proprii de vibraţie se obţin din pulsaţiile proprii:

În tabelul 2 sunt prezentate perioadele proprii de vibrație şi coeficienţii de echivalenţă modali pentru primele 10 moduri de vibr aţie. Tabel 2. Mode

Period

Modal Participating Mass Ratios SumUX

SumUY

1

0.586997

88.8706

1.1108

2

0.510359

89.3659

22.4005

3

0.502918

91.9764

89.7711

4

0.199972

99.5125

89.8292

5

0.170107

99.53

91.2744

6

0.164712

99.6027

99.2667

7

0.151209

99.9686

99.2696

8

0.125124

99.9688

99.2803

9

0.115934

99.9746

99.4948

10

0.113964

99.9965

99.4993

Conform P100-2006, pentru evaluarea răspunsului seismic total sunt suficiente primele moduri

proprii de vibraţie la care masele modale efective reprezintă cel puţin 5% din masa totală şi suma lor reprezintă cel puţin 90% din masa totală a structurii. Pentru structura analizată sunt suficiente primele 5 moduri de vibraţie.

5

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

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

6

Fig.6 Modul 3 de vibrație T=0.5029s (oscilație generala de r ăsucire) Calculul forţelor tăietoare de bază maxime modale Forţele tăietoare de bază modale maxime se calculează (conform P100 – 2006, cap. 4) folosind relaţia de mai jos:

unde: Sd(T) - ordonata spectrului de răspuns de proiectare corespunzătoare perioadei fundamentale T1 T 1 - perioada proprie fundamentală de vibraţie a clădirii în planul ce conţine direcţia orizontală

considerată m- masa totală a clădirii calculata ca suma a maselor de nivel i

γI - factorul de importanta al constructiei λ - factor de corecţie care ţine seama de contribuţia modului propriu fundamental prin masa modală efectivă asociată acestuia, ale cărui valori sunt λ = 0,85 dacă T 1 ≤ T C şi clădirea are mai mult de două niveluri λ = 1,0 în celelalte situaţii.

7

Pentru zona Hârlău perioadele de colt ale spectrului de răspuns sunt: T B = 0.07s, TC = 0.7s, TD = 0.07s, iar accelerația pentru proiectare la cutremure având intervalul mediu de recurentă IMR = 100 ani ag=0.20g.

Spectrul de proiectare pentru acceleraţii Sd(T), exprimat in m/s2, este un spectru de răspuns inelastic care se obţine cu relaţiile 3.17 şi 3.18 din P100-2006, capitolul 3.2. In cazul de fata vom aplica for mula 3.18, si anume:

unde: ag - este valoarea de vârf a acceleraţiei orizontale a terenului şi corespunde pentru verificări la starea

limită ultimă de rezistenţă; ag = 0.20g = 1.962 m/s

2

β(T ) - este factorul de amplificare dinamică maximă a acceleraţiei terenului ca urmare a mişcării de oscilaţie a structurii; pentru T B < T < T C , β(T ) = β0 = 2,75 , pentru fractiunea din amortizarea critica ξ=0.05 q - este factorul de comportare al struc turii;

conform tabelului 5.1(P100-2006), q = 5αu/α1 pentru o structură duală având clasa H de

ductilitate. Această valoare este valabilă numai dacă la proiectare se va asigura structurii de beton armat o capacitate de disipare a energiei induse de mişcarea seismică prin deformaţii plastice corespunzătoare clasei H. Factorul de suprarezistenţă αu/α1 se consideră 1,35 − structura fiind alcătuită preponderent din cadre, cu mai multe niveluri şi deschideri. Factorul de comportare q se va reduce cu 20%, conform cap. 5.2.2.2, aliniatul (2), ca urmare a neregularităţilor pe verticală ale clădirii: q = 5×1.35× 0.8 = 5.4 În tabelul 3 se prezintă forţele tăietoare de bază modale maxime, pentru acţiunea seismică definită printr-un spectru de proiectare corespunzător unei mişcări de translaţie independente pe una din direcţiile principale 0 x sau 0y , pentru primele şase moduri de vibraţie, respectiv sumate după regulile de suprapunere modala CQC. Tabel 3. Spectrum

Mode

Dir.

F1 [KN]

F2 [KN]

M1 [KNm]

M2 [KNm]

M3 [KNm]

EX

1

U1

861.5

96.31

-599.403

5201.15

-5285.1

EX

2

U1

4.8

31.48

-189.249

28.771

676.796

EX

3

U1

25.31

-128.56

792.795

151.394

-1015.55

EX

4

U1

73.05

6.42

2.973

-143.831

-439.178

EX

5

U1

0.17

1.55

1.669

-0.386

38.527

All

964.83

7.2

8.785

5237.098

-6024.5

EX

All

EY EY

1 2

U2 U2

96.31 31.48

10.77 206.38

-67.012 -1240.77

581.479 188.633

-590.864 4437.271

EY

3

U2

-128.56

653.08

-4027.49

-769.099

5159.081 8

EY

4

U2

6.42

0.56

0.261

-12.63

-38.566

EY

5

U2

1.55

14.01

15.134

-3.498

349.316

All

7.2

884.8

-5319.88

-15.115

9316.238

EY

All

3. Verificarea deplasarilor laterale Combinatiile de incarcari folosite (conform CR0-2005 ) sunt urmatoarele: Grupari fundamentale:

SLU : 1.35 P  1.5U  1.05 Z  SLS : P  U  Grupari speciale:

 SLU  Ex : P  0.4U  Ex  SLU  Ex : P  0.4U  Ex   SLU  Ey : P  0.4U  Ey  SLU  Ey : P  0.4U  Ey   SLS  Ex : P  0.4U  0.6 Ex  SLS  Ex : P  0.4U  0.6 Ex SLS  Ey : P  0.4U  0.6 Ey   SLS  Ey : P  0.4U  0.6 Ey 3.1. Verificarea la starea limita de serviciu

Verificarea la starea limita de serviciu are drept scop mentinerea functiunii principale a cladirii in urma unor cutremure, ce pot aparea de mai multe ori in viata constructiei, prin controlul degradarilor elementelor nestructurale si al componentelor instalatiilor aferente constructiei. Cutremurul asociat acestei stari limita este un cutremur moderat ca intensitate, avand o probabilitate de aparitie mai mare decat cel asociat starii limita ultime (perioada medie de revenire 30 ani). Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei:

d r SLS    q  d r  d r SLS ,a SLS

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

ν - factor de reducere care tine seama de perioada de revenire mai mica a cutremurului = 0.5 pentru cladirile încadrate in clasele III si IV de importanta. q - factorul de comportare specific tipului de structura dr - deplasarea relativa a aceluiasi nivel, determinata prin calcul static elastic sub încarcari seismice de proiectare SLS

dr,a - valoarea admisibila a deplasarii relative de nivel 9

Valorile admisibile ale deplasarii relative de nivel pentru cazul in care elementele nestructurale (cu cedare fragila) sunt atasate structurii: 0 ,005h (h – inaltimea etajului). In tabelul 4. (tabelul de mai jos) sunt pre zentate deplasarile relative de nivel, in cazul incarcarilor asociate SLS, obtinute prin rularea progr amului ETABS.

Story

Item

Load

X

Y

Z

DriftX

STORY3-1

Max Drift X

GF-SLS

18

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GF-SLS

14,7

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLS-EY-NEG

18

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLS-EY-NEG

1,92

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLS-EY-POZ

18

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLS-EY-POZ

1,92

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLS-EX-POZ

2,76

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLS-EX-POZ

1,92

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLS-EX-NEG

2,76

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLS-EX-NEG

1,92

7,2

9,72

STORY3

Max Drift X

GF-SLS

18

5,1

9,08

STORY3

Max Drift Y

GF-SLS

0

12

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLS-EY-NEG

18

5,1

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLS-EY-NEG

11,4

12

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLS-EY-POZ

18

5,1

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLS-EY-POZ

11,4

12

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLS-EX-POZ

11,4

7,2

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLS-EX-POZ

2,76

5,1

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLS-EX-NEG

11,4

7,2

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLS-EX-NEG

2,76

5,1

9,08

STORY2

Max Drift X

GF-SLS

18

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GF-SLS

0

12

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLS-EY-NEG

18

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLS-EY-NEG

19,425

2,4

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLS-EY-POZ

18

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLS-EY-POZ

19,425

2,4

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLS-EX-POZ

12,225

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLS-EX-POZ

0

12

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLS-EX-NEG

12,225

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLS-EX-NEG

0

12

6,4

STORY1

Max Drift X

GF-SLS

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GF-SLS

18

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLS-EY-NEG

0

12

3,2

DriftY

0,000022 0,000039 0,000036 0,000175 0,000036 0,000175 0,00017 0,00011 0,00017 0,00011 0,000015 0,000029 0,000047 0,000328 0,000047 0,000328 0,000308 0,000142 0,000308 0,000142 0,000018 0,000023 0,000122 0,000692 0,000122 0,000692 0,000918 0,000334 0,000918 0,000334 0,00001 0,000009 0,00014 10

STORY1

Max Drift Y

GS-SLS-EY-NEG

18

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLS-EY-POZ

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLS-EY-POZ

18

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLS-EX-POZ

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLS-EX-POZ

0

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLS-EX-NEG

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLS-EX-NEG

0

12

3,2

d r SLS  d r SLS , a  0 .008  3.2  0.0256m

0,000699 0,00014 0,000699 0,001067 0,00032 0,001067 0,00032

(se verifica)

3.1. Verificarea la starea limita ultima

Verificarea de deplasare la starea limita ultima are drept scop principal prevenirea prabusirii inchiderilor si compartimentarilor, limitarea degradarilor structurale si a efectelor de ordinul II. Cutremurul asociat acestei stari limita este cutremurul considerat pentru calculul rezistentei la forte laterale a structurii.

d r ULS  d r ULS ,a ULS

dr

- deplasarea relativa de nivel sub act iunea seismica asociata ULS

ULS dra -valoarea

admisibila a deplasarii relative de nivel, egala c u 2.5% din inaltimea etajului.

In tabelul 5 sunt prezentate deplasarile relative de nivel, in cazul incarcarilor asociate ULS, obtinute prin rularea programului ETABS. Tabel5. Deplasarile relative de nivel pentru incarcarile aferente U LS Story

Item

Load

X

Y

Z

DriftX

STORY3-1

Max Drift X

GF-SLU

14,7

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GF-SLU

4,8

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLU-EX-POZ

2,76

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLU-EX-POZ

1,92

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLU-EX-NEG

2,76

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLU-EX-NEG

1,92

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLU-EY-POZ

18

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLU-EY-POZ

1,92

7,2

9,72

STORY3-1

Max Drift X

GS-SLU-EY-NEG

18

5,1

9,72

STORY3-1

Max Drift Y

GS-SLU-EY-NEG

1,92

7,2

9,72

STORY3

Max Drift X

GF-SLU

18

12

9,08

STORY3

Max Drift Y

GF-SLU

0

12

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLU-EX-POZ

11,4

7,2

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLU-EX-POZ

2,76

5,1

9,08

DriftY

0,000031 0,00008 0,000277 0,00016 0,000277 0,00016 0,000047 0,000269 0,000047 0,000269 0,000021 0,000053 0,000507 0,000221 11

STORY3

Max Drift X

GS-SLU-EX-NEG

11,4

7,2

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLU-EX-NEG

2,76

5,1

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLU-EY-POZ

18

5,1

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLU-EY-POZ

11,4

12

9,08

STORY3

Max Drift X

GS-SLU-EY-NEG

18

5,1

9,08

STORY3

Max Drift Y

GS-SLU-EY-NEG

11,4

12

9,08

STORY2

Max Drift X

GF-SLU

18

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GF-SLU

0

12

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLU-EX-POZ

5,625

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLU-EX-POZ

0

12

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLU-EX-NEG

5,625

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLU-EX-NEG

0

12

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLU-EY-POZ

9,75

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLU-EY-POZ

19,425

2,4

6,4

STORY2

Max Drift X

GS-SLU-EY-NEG

9,75

12

6,4

STORY2

Max Drift Y

GS-SLU-EY-NEG

19,425

2,4

6,4

STORY1

Max Drift X

GF-SLU

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GF-SLU

18

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLU-EX-POZ

8,1

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLU-EX-POZ

0

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLU-EX-NEG

8,1

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLU-EX-NEG

0

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLU-EY-POZ

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLU-EY-POZ

18

12

3,2

STORY1

Max Drift X

GS-SLU-EY-NEG

0

12

3,2

STORY1

Max Drift Y

GS-SLU-EY-NEG

18

12

3,2

d r ULS  d r ULS , a  0.025  3.20  0.08m

0,000507 0,000221 0,000069 0,000536 0,000069 0,000536 0,000025 0,00003 0,001519 0,000542 0,001519 0,000542 0,000193 0,001148 0,000193 0,001148 0,000015 0,000012 0,001772 0,000532 0,001772 0,000532 0,000226 0,00116 0,000226 0,00116

(se verifica)

4. Calculul eforturilor in elementele structurale 4.1 Forte axiale in stalpi

Dupa analizarea rezultatelor obtinute pentru efortul axial in stalpi s-a constatat ca acestea sunt maxime in cazul combinatiei GF-SLU, diagramele aferente sunt prezentate in figurile de mai jos. Nmax = 551,2 KN. (pentru stalpul C26) 12

Fig. 7. Diagrama forta axiala cadru longitudinal 1


13



14

Fig. 11. Diagrama forta axiala cadru t ransversal 1

Fig. 12. Diagrama forta axiala cadru tr ansversal 2

15



16


Fig. 16. Diagrama forta axiala cadru t ransversal 6

17

4.2 Forte taietoare in grinzi

Dupa analizarea rezultatelor obtinute pentru fortele taietoare in grinzii s-a constatat ca acestea sunt maxime in cazul combinatiei GF – SLU, diagramele aferente sunt prezentate in figurile de mai jos. Vmax = 104,73 KN. (pentru grinda B29)

Fig. 17. Diagrama forta taietoare cadru longitudinal 1

18



19

Fig. 20. Diagrama forta taietoare c adru longitudinal 4

Fig. 21. Diagrama forta taietoare cadru transversal 1

20



21



22

4.3 Momente de incovoiere in grinzi

Dupa analizarea rezultatelor obtinute pentru momentului incovoietor in grinzi s-a constatat ca acestea sunt maxime in cazul combinației GF-SLU, diagramele aferente sunt prezentate in figurile de mai jos. Mmax = -74.625 KNm. (pentru grinda B29)

Fig. 26. Diagrama de moment incovoietor cadru longitudinal 1

23

Fig. 27. Diagrama de moment încovoietor cadru longitudinal 2


24


Fig. 30. Diagrama de moment încovoietor cadru transversal 1

25



26



27

Principalele reglementari tehnice avute in vedere sunt: [1] Cod de proiectare seismica P100/2006; [2] STAS 10107/0-90 Calculul si alcatuirea elementelor structurale din beton, beton armat si beton precomprimat; [3] CR0-2005 Cod de proiectare. Bazele proiectarii structurilor in constructii.

Intocmit, Ing. Airinei Constantin

28

Breviar de Calcul Model

Recommend Documents