P100 - 2004

UNIV ERSITATEA TEHNIC Ă DE CONSTRUC ŢII BUCURE ŞTI

COD DE PROIECTARE SEISMICĂ P100

PARTEA I - P100-1/2004 PREVEDERI DE PROIECTARE PENTRU CLĂDIRI

CONTRACT 174/2002 REDACTAREA a IV-a BENEFICIAR M.T.C.T

-

FEBRUARIE 2005 –

STRUCTURA CODULUI P100

P100

– 1

Prevederi de proiectare pentru clădiri

P100

– 2

Prevederi de proiectare pentru poduri

P100

– 3 Prevederi pentru evaluarea şi pentru proiectarea consolidării construcţ iilor vulnerabile seismic

P100

– 4 Prevederi pentru proiectarea rezervoarelor, silozurilor şi conductelor

P100

– 5 Prevederi pentru proiectarea fundaţ iilor, pereţ ilor de sprijin şi pentru proprietăţ ile geotehnice ale terenurilor.

P100

– 6 Prevederi pentru proiectarea turnurilor, antenelor şi coşurilor de fum.

P100

– 7 Prevederi pentru proiectarea barajelor, pereţ ilor de sprijin, lucrărilor portuare

P100

– 8 Prevederi pentru proiectarea consolidării monumentelor istorice şi a construcţ iilor cu valoare arhitecturală

COLECTIV DE ELABORATORI: Capitolele 1, 2, 4 Secţ iunea 4.5 Capitolul 3

Capitolul 5

Capitolul 6

Capitolul 7 Capitolul 8 Capitolul 9 Capitolul 10 Anexa A

Anexa B Anexa C Anexa D Anexa E

Anexa F Anexa G

Tudor Postelnicu Dan Creţ u Sorin Demetriu Dan Lungu Alexandru Aldea Cristian Arion Tiberiu Cornea Radu Văcăreanu Tudor Postelnicu Radu Pascu Dan Zamfirescu Viorel Popa Şerban Dima Paul Ioan Dan Dubină Mircea Neacşu Mircea Mironescu Radu Petrovici Maria Darie Daniela Ţăpuşi Radu Petrovici Dan Lungu Alexandru Aldea Cristian Arion Tiberiu Cornea Radu Văcăreanu Dan Creţ u Sorin Demetriu Dan Creţ u Sorin Demetriu Tudor Postelnicu Dan Zamfirescu Tudor Postelnicu Dan Zamfirescu Viorel Popa Şerban Dima Paul Ioan Mircea Neacşu

Coordonarea lucrării: Tudor Postelnicu

Cuprins: 1. GENERALITĂŢI

1.1

1.1. Domeniu de aplicare

1.1

1.2. Unită ţ i de mă sură

1.3

1.3. Simboluri

1.3

1.3.1. Simboluri folosite în capitolele 2 ş i3ş i anexa A

1.4

1.3.2. Simboluri folosite în capitolul 4

1.5

1.3.3. Simboluri folosite în capitolul 5

1.7

1.3.4. Simboluri folosite în capitolul 6

1.8

1.3.5. Simboluri folosite în capitolul 7

1.10

1.3.6. Simboluri folosite în capitolul 8

1.11

1.3.7. Simboluri folosite în capitolul 10

1.14

2. CERINŢE DE PERFORMANŢĂŞ I CONDIŢII DE ÎNDEPLINIRE

2.1

2.1. Cerinţ e fundamentale

2.1

2.2. Condiţ ii pentru controlul îndeplinirii cerinţ elor

2.1

2.2.1. Generalită ţ i

2.1

2.2.2. Stă ri limităultime

2.2

2.2.3. Starea de limitare a degradă rilor

2.2

2.2.4. Mă suri suplimentare

2.3

3. ACŢIUNEA SEISMICĂ

3.1

3.1. Reprezentarea acţ iunii seismice pentru proiectare

3.1

3.1.1. Descrieri alternative ale acţ iunii seismice

3.6

3.1.2. Accelerograme artificiale

3.7

3.1.3. Accelerograme înregistrate

3.7

3.1.4. Variabilitatea în spatiu a acţ iunii seismice

3.7

3.2. Spectrul de proiectare

3.8

3.3. Combinarea acţ iunii seismice cu alte tipuri de acţ iuni

3.8

4. PREVEDERI GENERALE DE AMPLASARE Ş I DE ALCĂTUIRE A CONSTRUCŢIILOR 4.1 4.1. Generalită ţ i

4.1

4.2. Condiţ ii de planificare a construcţ iilor

4.1

4.3. Condiţ ii privind amplasarea construcţ iilor

4.1

4.4. Alcă tuirea de ansamblu a construcţ iilor

4.2

I

4.4.1. Aspecte de bazăale concepţ iei de proiectare

4.2

4.4.1.1. Simplitate structurală

4.2

4.4.1.2. Redundanţ a structurală

4.2

4.4.1.3. Geometria (configuraţ ia) structurii

4.3

4.4.1.4. Rigiditate ş i rezistenţ ăla translaţ ie pe douădirecţ ii

4.3

4.4.1.5. Rigiditate ş i rezistenţ ăla torsiune

4.3

4.4.1.6. Acţ iunea de diafragmăa planş eelor

4.3

4.4.1.7. Realizarea unei fundaţ ii (infrastructuri) adecvate

4.4

4.4.1.8. Condiţ ii referitoare la masele construcţ iilor

4.4

4.4.2. Elemente structurale principale ş i secundare în preluarea forţ elor seismice

4.5

4.4.3. Condiţ ii pentru evaluarea regularită ţ ii structurale

4.5

4.4.3.1. Aspecte generale

4.5

4.4.3.2. Criterii pentru regularitatea structuralăîn plan

4.6

4.4.3.3. Criterii pentru regularitatea pe verticală

4.7

4.4.4. Condiţ ii pentru alcă tuirea planş eelor

4.8

4.4.4.1. Generalită ţ i

4.8

4.4.4.2. Proiectarea la încovoiere

4.9

4.4.4.3. Conectarea planş eelor la elementele structurii laterale

4.10

4.4.4.4. Colectarea încă rcă rilor orizontale

4.10

4.4.4.5. Mă suri specifice în planş ee cu goluri mari

4.10

4.4.5. Clase de importanţ ăş i de expunere la cutremur ş i factori de importanţ ă

4.11

4.5. Calculul structurilor la acţ iunea seismică

4.12

4.5.1. Generalită ţ i

4.12

4.5.2. Modelarea comportă rii structurale

4.12

4.5.2.1. Efecte de torsiune accidentală

4.13

4.5.3. Metode de calcul structural

4.13

4.5.3.1. Generalită ţ i

4.13

4.5.3.2. Metoda forţ elor seismice statice echivalente

4.15

4.5.3.3. Metoda de calcul modal cu spectre de raspuns

4.17

4.5.3.4. Metoda de calcul dinamic liniar

4.20

4.5.3.5. Metode de calcul neliniar

4.20

4.5.3.6. Combinarea efectelor componentelor acţ iunii seismice

4.23

4.5.4. Calculul deformaţ iilor

4.24

4.6. Verificarea siguranţ ei

4.25

4.6.1. Generalită ţ i

4.25

4.6.2. Starea limităultimă

4.25

4.6.2.1. Aspecte generale

4.25

II

4.6.2.2. Condiţ ia de rezistenţ ă

4.25

4.6.2.3. Condiţ ii de ductilitate de ansamblu ş i locală

4.26

4.6.2.4. Rezistenţ a fundaţ iilor

4.27

4.6.2.5. Condiţ ii de deplasare laterală

4.28

4.6.2.6. Rosturi seismice

4.28

4.6.3. Starea limităde serviciu

4.30

4.6.3.1. Generalită ţ i

4.30

4.6.3.2. Limitarea deplasă rii relative de nivel

4.31

4.7. Sinteza metodelor de proiectare

4.31

5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR DE BETON

5.1

5.1. Generalită ţ i

5.1

5.1.1. Domeniu

5.1

5.1.2. Definiţ ii

5.1

5.2. Principii de proiectare

5.2

5.2.1. Capacitatea de disipare de energie. Clase de ductilitate

5.2

5.2.2. Tipuri structurale ş i factori de comportare

5.3

5.2.2.1. Tipuri structurale

5.3

5.2.2.2. Factori de comportare pentru acţ iuni seismice orizontale

5.3

5.2.3. Cerinţ e de proiectare

5.4

5.2.3.1. Generalită ţ i

5.4

5.2.3.2. Condiţ ii de rezistenţ ălocală

5.4

5.2.3.3. Condiţ ii de ductilitate globală

5.5

5.2.3.4. Condiţ ii de ductilitate locală

5.7

5.2.3.5. Condiţ ii de redundanţ ă

5.8

5.2.3.6. Mă suri suplimentare

5.8

5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înaltă(H)

5.9

5.3.1. Condiţ ii referitoare la materiale

5.9

5.3.2. Condiţ ionă ri geometrice

5.9

5.3.2.1. Grinzi

5.9

5.3.2.2. Stâlpi

5.9

5.3.2.3. Pereţ i ductili

5.10

5.3.3. Eforturi de proiectare

5.10

5.3.3.1. Generalită ţ i

5.10

5.3.3.2. Grinzi

5.10

5.3.3.3. Stâlpi

5.11

5.3.3.4. Noduri de cadru

5.11

III

5.3.3.5. Pereţ i ductili

5.12

5.3.3.6. Prevederi specifice pentru pereţ i scurţ i

5.13

5.3.4. Verifică ri la starea limităultimăş i prevederi de alcă tuire

5.13

5.3.4.1. Grinzi

5.13

5.3.4.2. Stâlpi

5.14

5.3.4.3. Pereţ i ductili

5.16

5.4. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie (M)

5.18

5.4.1. Condiţ ii referitoare la materiale

5.18

5.4.2. Condiţ ionă ri geometrice

5.18

5.4.2.1. Grinzi

5.18

5.4.2.2. Stâlpi

5.18

5.4.2.3. Pereţ i ductili

5.18

5.4.3. Eforturi de proiectare

5.18

5.4.3.1. Generalită ţ i

5.18

5.4.3.2. Grinzi

5.18

5.4.3.3. Stâlpi

5.19

5.4.3.4. Noduri de cadru

5.19

5.4.3.5. Prevederi specifice pentru pereţ i ductili

5.19

5.4.3.6. Prevederi specifice pentru pereţ i scurţ i

5.19

5.4.4. Verifică ri la SLU ş i prevederi de alcă tuire

5.19

5.4.4.1. Grinzi

5.19

5.4.4.2. Stâlpi

5.19

5.4.4.3. Noduri de cadru

5.20

5.4.4.4. Pereţ i ductili

5.20

5.5. Fundaţ ii ş i infrastructuri

5.21

5.6. Efecte locale datorate interacţ iunii cu pereţ ii nestructurali

5.21

5.7. Prevederi pentru proiectarea planş eelor de beton

5.23

6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR METALICE

6.1

6.1. Generalită ţ i

6.1

6.1.1. Domeniul

6.1

6.1.2. Principii de proiectare

6.1

6.1.3. Verificarea siguranţ ei

6.2

6.2. Condiţ ii pivind materialele

6.2

6.3. Tipuri de structuri ş i factori de comportare

6.4

6.3.1. Tipuri de structuri

6.4

6.3.2. Factori de comportare

6.5

IV

6.4. Calculul structurii

6.5

6.5. Reguli pentru comportarea disipativăa structurilor

6.8

6.5.1. Generalită ţ i

6.8

6.5.2. Criterii de proiectare pentru structuri disipative

6.8

6.5.3. Reguli de proiectare pentru elemente disipative supuse la compresiune ş i/sau încovoiere

6.8

6.5.4. Reguli de proiectare pentru elemente întinse

6.9

6.5.5. Reguli de proiectare pentru îmbină ri în zone disipative

6.9

6.5.6. Reguli de proiectare pentru ş uruburile de ancoraj

6.10

6.6. Cadre necontravântuite

6.10

6.6.1. Criterii de proiectare

6.10

6.6.2. Grinzi

6.11

6.6.3. Stâlpi

6.12

6.6.4. Îmbină rile grindă -stâlp

6.15

6.6.5. Îmbină rile de continuitate ale stâlpilor

6.16

6.7. Cadre contravântuite centric

6.16

6.7.1. Criterii de proiectare

6.16

6.7.2. Particularită ţ i de calcul

6.17

6.7.3. Calculul diagonalelor

6.18

6.7.4. Calculul grinzilor ş i stâlpilor

6.18

6.8. Cadre contravântuite excentric

6.19

6.8.1. Criterii de proiectare

6.19

6.8.2. Calculul barelor disipative

6.20

6.8.3. Elemente structurale care nu conţ in bare disipative

6.23

6.8.4. Îmbină rile barelor disipative

6.24

6.9. Reguli de proiectare pentru structuri de tip pendul inversat

6.24

6.10. Reguli de proiectare pentru structurile metalice cu nuclee sau pereţ i din beton armat ş i pentru structuri duale

6.25

6.10.1. Structuri cu nuclee sau pereţ i din beton armat

6.25

6.10.2. Structuri duale (cadre necontravântuite plus cadre contravânte)

6.25

6.11. Controlul execuţ iei

6.25

7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR COMPOZITE

7.1

7.1. Generalită ţ i

7.1

7.1.1. Domeniu

7.1

7.1.2. Principii de proiectare

7.1

V

7.2. Materiale

7.2

7.2.1. Beton

7.2

7.2.2. Armă tura din oţ el

7.2

7.2.3. Oţ elul structural (rigid)

7.2

7.3. Tipuri de structuri ş i factori de comportare

7.3

7.3.1. Tipuri de structuri

7.3

7.3.2 Factori de comportare

7.3

7.4. Acţ iunea de diafragmăa planş eelor compozite

7.5

7.5. Proiectarea structurilor disipative compozite

7.5

7.5.1. Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite 7.6. Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite

7.5 7.5

7.6.1. Prevederi generale

7.5

7.6.2. Calculul structural al cadrelor compozite

7.6

7.6.3. Supleţ ea pereţ ilor secţ iunilor din oţ el care alcă tuiesc elementele compozite

7.6

7.6.4. Transferul de eforturi ş i deformaţ ii între oţ el ş i beton

7.7

7.6.5. Grinzi compozite

7.8

7.6.5.1. Grinzi din oţ el compozite cu plă ci de beton armat

7.8

7.6.5.2. Grinzi compozite din beton armat cu armatura rigidă

7.11

7.6.6. Stâlpi compoziţ i din beton armat cu armă turărigidă(cu secţ iunea din oţ el total înglobatăîn beton)

7.12

7.6.7. Stâlpi compoziţ i din ţ eavăumplutăcu beton

7.13

7.6.8. Elemente compozite cu secţ iunea din oţ el parţ ial înglobatăîn beton armat

7.14

7.6.9. Nodurile cadrelor compozite disipative

7.14

7.7. Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice

7.16

7.8. Proiectarea cadrelor compozite cu contravantuiri excentrice

7.16

7.9. Proiectarea structurilor cu pereţ i compoziţ i

7.16

7.9.1 Calculul structurilor cu pereţ i compoziţ i

7.17

7.10. Proiectarea fundatiilor structurilor compozite

7.20

8. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU CONSTRUCŢII DE ZIDĂRIE

8.1

8.1. Generalită ţ i

8.1

8.1.1. Obiectul prevederilor

8.1

8.1.2. Documente de referinţ ă

8.2

8.1.3. Definiţ ii

8.2

8.1.3.1. Zidă rii

8.2

8.1.3.2. Mortare

8.2

8.1.3.3. Corpuri de zidă rie

8.3

VI

8.1.3.4. Pereţ i de zidă rie

8.3

8.1.4. Notaţ ii

8.3

8.2. Materiale

8.3

8.2.1. Corpuri de zidă rie. Domenii de utilizare

8.3

8.2.1.1. Caracteristicile corpurilor de zidă rie

8.4

8.2.1.2. Caracteristici mecanice, valori minime

8.4

8.2.2. Mortare

8.5

8.2.2.1. Tipuri de mortare

8.5

8.2.2.2. Caracteristici mecanice, valori minime

8.5

8.2.3. Ţeserea zidă riei

8.6

8.2.4. Betoane

8.6

8.2.5. Armă turi

8.7

8.2.6. Alte materiale pentru armarea zidă riei

8.7

8.3. Construcţ ii cu pereţ i structurali de zidă rie

8.7

8.3.1. Tipuri de zidă rie

8.7

8.3.2. Condiţ ii de utilizare

8.8

8.3.3. Regularitate ş i neregularitate geometricăş i structurală

8.9

8.3.4. Coeficienţ i de comportare

8.9

8.4. Calculul seismic al construcţ iilor cu pereţ i structurali de zidă rie

8.9

8.4.1. Condiţ ii generale

8.9

8.4.2. Modele ş i metode de calcul pentru stabilirea forţ elor seismice

8.10

8.4.3. Determinarea forţ elor seismice de proiectare pentru pereţ ii structurali

8.10

8.5. Principii ş i reguli generale de alcă tuire specifice construcţ iilor cu pereţ i structurali de zidă rie

8.10

8.5.1. Condiţ ii generale

8.10

8.5.2. Alcă tuirea suprastructurii

8.11

8.5.2.1. Pereţ i structurali

8.11

8.5.2.2. Planş ee

8.13

8.5.3. Proiectarea infrastructurii

8.14

8.5.3.1. Fundaţ iile pereţ ilor structurali

8.14

8.5.3.2. Socluri

8.14

8.5.3.3. Pereţ i de subsol

8.15

8.5.3.4. Planş ee

8.15

8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i structurali de zidă rie

8.15

8.5.4.1. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i structurali de zidă rie nearmată

8.16

8.5.4.2. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i structurali de zidă rie

VII

confinată

8.16

8.6. Verificarea siguranţ ei

8.19

8.6.1. Cerinţ a de rezistenţ ă

8.19

8.6.1.1. Cerinţ a de rezistenţ ăîn raport cu solicită rile în planul peretelui

8.19

8.6.1.2. Cerinţ a de rezistenţ ăîn raport cu solicită rile perpendiculare pe planul peretelui

8.20

8.6.2. Cerinţ a de rigiditate

8.21

8.6.3. Cerinţ a de stabilitate

8.21

8.7. Calculul rezistenţ ei de proiectare pentru pereţ ii de zidă rie

8.21

8.7.1. Prevederi generale de calcul

8.21

8.7.2. Caracteristici geometrice ale sectiunii

8.22

8.7.3. Rezistenţ e unitare de proiectare ale zidă riei, betonului ş i armă turii.

8.22

8.7.4. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor la forţ ăaxialăş i încovoiere în planul peretelui

8.23

8.7.4.1. Condiţ ii generale de calcul

8.23

8.7.4.2. Pereţ i de zidă rie nearmată

8.24

8.7.4.3. Pereţ i de zidă rie confinatăcu sau fă răarmă turi în rosturile orizontale

8.25

8.7.4.4. Pereţ i de zidă rie cu inimăarmată

8.25

8.7.5. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor structurali la forţ ătă ietoare

8.25

8.7.5.1. Ipoteze de calcul

8.25

8.7.5.2. Pereţ i de zidarie nearmată

8.26

8.7.5.3. Pereţ i de zidă rie confinată

8.26

8.7.5.4. Pereţ i de zidă rie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale

8.27

8.7.5.5. Pereţ i de zidă rie cu inimăarmată

8.27

8.7.6. Rezistenţ a de proiectare a panourilor de zidă rie de umplutură

8.28

8.7.7. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor cuplaţ i

8.29

8.7.8. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor supuş i la încovoiere perpendicular pe planul median 8.30 8.8. Calculul deformaţ iilor ş i deplasă rilor laterale în planul peretelui

8.30

8.8.1. Condiţ ii generale

8.30

8.8.2. Deformaţ iile laterale ale pereţ ilor de zidă rie nearmată

8.30

8.8.3. Deformaţ iile laterale ale pereţ ilor de zidă rie confinatăş i zidă rie cu inimăarmată

8.30

8.9. Cerinţ e de calitate

8.31

8.9.1. Generalită ţ i

8.31

8.9.2. Controlul calită ţ ii la proiectare

8.31

8.9.3. Asigurarea ş i controlul calită ţ ii la execuţ ie

8.31

8.10. Reguli pentru "Construcţ ii simple de zidă rie"

8.32

8.10.1. Generalită ţ i, domeniul de utilizare

8.32

8.10.2. Condiţ ii generale de alcă tuire

8.32

8.10.2.1. Regimul de înă lţ ime

8.32

VIII

8.10.2.2. . Forma în plan ş i în elevaţ ie

8.33

8.10.2.3. Alcă tuirea structurii

8.33

8.10.2.4. Alcă tuirea infrastructurii

8.34

9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR DIN LEMN

9.1

9.1. Generalită ţ i

9.1

9.1.1. Domeniul de aplicare

9.1

9.1.2. Definiţ ii

9.1

9.1.3. Concepţ ia de proiectare

9.1

9.2. Condiţ ii privind materialele

9.2

9.3. Tipuri de structuri ş i factori de comportare

9.2

9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative

9.4

9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare

9.4

9.4.2. Reguli pentru îmbină ri

9.5

9.4.3. Reguli pentru diafragmele orizontale

9.5

9.5. Verifică ri de siguranţ ă

9.6

10. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCŢIILOR

10.1

10.1. Generalită ţ i

10.1

10.1.1. Obiectul prevederilor

10.1

10.1.2. Subsistemul componentelor nestructurale

10.1

10.2. Cerinţ e generale de performanţ ăseismicăspecifice CNS

10.2

10.3. Calculul seismic al componentelor nestructurale

10.4

10.3.1. Principii ş i metode de evaluare a forţ ei seismice de proiectare pentru CNS

10.4

10.3.1.1. Metoda spectrelor de etaj

10.4

10.3.1.2. Metoda forţ elor static echivalente

10.4

10.3.1.3. Coeficienţ i de calcul pentru componentele nestructurale

10.6

10.3.2. Determinarea deplasă rilor laterale pentru calculul CNS

10.8

10.4. Proiectarea seismicăa componentelor nestructurale

10.9

10.4.1. Prinderi ş i legă turi

10.9

10.4.1.1. Principii generale de proiectare

10.9

10.4.1.2. Calculul ş i alcă tuirea legă turilor între CNS ş i elementele de rezemare

10.9

10.4.2. Interacţ iuni posibile ale CNS

10.10

10.4.2.1. Interacţ iunile CNS cu elementele/subsistemele structurale

10.10

10.4.2.2. Interacţ iuni cu alte CNS

10.10

10.4.3. . Proiectarea seismicăa componentelor arhitecturale

10.10

IX

10.4.3.1. Principii generale de proiectare

10.10

10.4.3.2. Reguli de proiectare specifice pentru componentele arhitecturale

10.10

10.4.4. Proiectarea seismicăa instalaţ iilor

10.15

10.4.4.1. Gruparea instalaţ iilor în categorii seismice

10.15

10.4.4.2. Condiţ ii generale de proiectare pentru sistemele de instalaţ ii

10.15

10.4.4.3. Reguli de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente ş i/sau subansambluri de instalaţ ii

10.16

10.4.5. Proiectarea seismicăa echipamentelor electromecanice

10.18

10.4.5.1. Reguli generale de proiectare

10.18

10.4.6. Mă suri specifice pentru protecţ ia la acţ iunea seismicăa mobilierului din construcţ ii

10.19

10.4.6.1 Categorii de construcţ ii ş i de mobilier/aparaturăcare necesităprotecţ ia la acţ iunea seismică

10.19

10.4.6.2. Reguli generale de proiectare

10.19

10.5. Verificarea siguranţ ei CNS la ac ţ iunea seismică

10.19

10.5.1. Generalită ţ i

10.19

10.5.2. Încă rcă ri de calcul

10.19

10.5.3. Deplasă ri de calcul

10.20

10.5.4. Reguli generale pentru verificarea siguranţ ei CNS la acţ iunea seismică

10.20

10.5.5. Modele de calcul

10.21

10.6. Asigurarea calită ţ ii la proiectare ş i în execuţ ie

10.22

11. IZOLAREA BAZEI

11.1

11.1 Domenii

11.1

11.2 Definiţ ii

11.1

11.3 Cerinţ e fundamentale

11.2

11.4 Criterii de îndeplinire a cerinţ elor

11.2

11.5 Prevederi generale de proiectare

11.3

11.5.1 Prevederi generale referitoare la dispozitivele de izolare

11.3

11.5.2 Controlul miş că rilor nedorite

11.3

11.5.3 Controlul miş că rilor diferen ţ iale ale terenului

11.4

11.5.4 Controlul deplasă rilor relative faţ ăde terenul faţ ăde terenul ş i construcţ iile înconjură toare

11.4

11.6 Acţ iunea seismică

11.4

11.7 Factorul de comportare

11.4

11.8 Proprietă ţ ile sistemului de izolare

11.4

11.9 Calculul structural

11.5

11.9.1 Generalită ţ i

11.5

X

11.9.2 Calculul liniar echivalent

11.5

11.9.3 Calculul liniar simplificat

11.6

11.9.4 Calculul liniar modal simplificat

11.8

11.9.5 Calculul dinamic

11.8

11.9.6 Elemente nestructurale

11.8

11.10 Verifică ri la starea limităultimă

11.8

ANEXE ANEXA A

Acţ iunea seismică : definiţ ii ş i prevederi suplimentare

ANEXA B

Metode simplificate de determinare a perioadelor si formelor proprii de vibratie

ANEXA C

Calculul modal cu considerarea comportarii spatiale a structurii

ANEXA D

Procedeu de calcul static neliniar (biografic) al structurilor

ANEXA E

Procedeu de verificare a deplasă rii laterale a cadrelor de beton armat

ANEXA F

Aspecte specifice ale alcatuirii elementelor din otel

ANEXA G

Proiectarea plă cii din zona stâlpilor cadrelor compozite

XI

1. GENERALITĂŢI 1.1. Domeniu de aplicare 1.1.1

Codul P100/2004 se aplicăla proiectarea clă dirilor ş i a altor construcţ ii de inginerie civilăîn zone seismice. Codul P100 corespunde Eurocodului 8 (SR EN 1998 – 1:2004) din seria de coduri europene de proiectare structurală, în curs de elaborare. P100/2004 reprezintăo versiune a prescripţ iilor de proiectare seismicăromâneş ti, care pregă teş te, printr-un efort paralel cu elaborarea celorlalte coduri structurale, realizarea unei ediţ ii complet integratăîn sistemul prescripţ iilor de proiectare europene, odatăcu intrarea acestora în vigoare.

1.1.2

Aplicarea prevederilor codului P100/2004 urmă reş te, ca în cazul unor evenimente seismice, să asigure performanţ e suficient de înalte ale construcţ iilor pentru: - evitarea pierderilor de vieţ i omeneş ti sau a ră nirii oamenilor; - menţ inerea, fă răîntrerupere, a activităţ ilor ş i a serviciilor esenţ iale pentru desfă ş urarea continuăa vieţ ii sociale ş i economice, în timpul cutremurului ş i dupăcutremur; - evitarea producerii de explozii sau a degajării unor substanţ e periculoase; - limitarea pagubelor materiale.

1.1.3

Construcţ iile cu risc înalt pentru populaţ ie, cum sunt centralele nucleare ş i barajele de mari dimensiuni, nu intrăîn domeniul de aplicare al lui P100/2004

1.1.4

Construcţ iile care constituie sau adă postesc valori istorice, culturale sau artistice de mare valoare se proiecteazăpe baza unui cod specific

1.1.5

P100/2004 cuprinde numai acele prevederi suplimentare, care împreunăcu prevederile codurilor destinate proiectării la alte acţ iuni a structurilor din diferite materiale (de exemplu, de beton armat, din oţ el, din zidă rie, din lemn etc.) trebuie respectate în vederea protecţ iei seismice a construcţ iilor. Aceste coduri (de exemplu, STAS 10107/0 – 90, STAS 10108/0 – 82 etc.) se aflăţ i ele în revizuire în vederea armoniză rii cu sistemul de coduri europene.

1.1.6

P100 – 1 este partea de cod care se referăla proiectarea seismicăa clă dirilor ş i a altor construcţ ii asimilabile (exemplu, tribune, estacade etc.). Este împărţ it în 10 capitole ş i este completat de 6 anexe, dupăcum urmează : - Capitolul (2) cuprinde cerinţ ele de performanţ ăesenţ iale ş i criteriile pentru controlul îndeplinirii acestora la clă diri din zone seismice. - Capitolul (3) prezintămetodele de reprezentare ale acţ iunii seismice ş i pentru combinarea lor cu alte acţ iuni. 1.1

- Capitolul (4) cuprinde reguli generale de alcă tuire pentru clă diri, precum ş i modelele ş i metodele pentru calculul structural al clă dirilor. - Capitolul (5): cuprinde reguli specifice pentru structuri de beton armat - Capitolul (6): cuprinde reguli specifice pentru structuri din oţ el - Capitolul (7): cuprinde reguli specifice pentru structuri compozite oţ el – beton - Capitolul (8): cuprinde reguli specifice pentru structuri din zidă rie - Capitolul (9): cuprinde reguli specifice pentru structuri din lemn - Capitolul (10): cuprinde cerinţ ele de bazăş i regulile de proiectare a elementelor nestructurale ş i echipamentele adă postite în clădiri - Capitolul (11): cuprinde concepte ş i reguli pentru izolarea seismicăa bazei structurilor. Anexele au urmă torul conţ inut:  Anexa A – Acţ iunea seismică . Definiţ ii ş i prevederi suplimentare.  Anexa B – Metode simplificate de determinare a perioadelor ş i formelor proprii de vibraţ ie  Anexa C – Calculul modal cu considerarea comportă rii spaţ iale a structurii  Anexa D – Procedeu de calcul static neliniar (biografic) al structurilor  Anexa E – Procedee de verificare a deplasă rii laterale a cadrelor de beton armat  Anexa F – Aspecte specifice ale alcă tuirii elementelor din oţ el  Anexa G – Proiectarea plă cii grinzilor la rezemarea pe stâlpii cadrelor compozite În aceastăsecţ iune se dau definiţ ii pentru noţ iunile de bazăutilizate în cuprinsul întregului cod. Aceste definiţ ii se completează, atunci când este cazul, prin explicaţ iile termenilor specifici fiecă rui capitol date la începutul fiecă ruia dintre acestea. Termenii de utilizare generalăse definesc astfel: -

Factor de comportare: Factor utilizat pentru a reduce forţ ele corespunză toare răspunsului elastic ţ inând cont de ră spunsul neliniar al structurii. Depinde de natura materialului structural, tipul de sistem structural ş i concepţ ia de proiectare.

-

Metoda ierarhizării capacităţ ilor de rezistenţ ă: Metodăde proiectare în care unele componente ale sistemului structural sunt proiectate ş i detaliate astfel pentru a permite disiparea energiei seismice prin deformaţ ii inelastice, in timp ce toate celelalte elemente structurale sunt proiectate sa aibăsuficientă capacitate de rezistenţ ăpentru a nu depă ş i limitele comportă rii elastice ş i a permite dezvoltarea mecanismului de disipare de energie ales.

1.2

-

Zonădisipativă(zonăcriticăsau zonăpotenţ ial plastică): Parte a unei structuri, unde se aş teaptăsăse dezvolte deformaţ ii inelastice, înzestratăcu o capacitate ridicatăde disipare a energiei.

-

Structurăcu răspuns inelastic (disipativă): Structura sau parte a unei structuri, la care se aş teaptăsăse dezvolte deformaţ ii inelastice, înzestratăcu o capacitate ridicatăde disipare a energiei.

-

Factor de importanţ ăş i de expunere la cutremur: Factor evaluat pe baza consecinţ elor cedă rii structurale

-

Structurăcu răspuns elastic (nedisipativă): Structurăproiectatăsăreziste la acţ iuni seismice fă răconsiderarea comportă rii inelastice (neliniare).

-

Elemente nestructurale: Elemente, componente ş i sisteme care nu sunt luate in considerare la proiectare seismica fie datorita lipsei de rezistenţ ă , fie datorită modului de conectare la structură .

-

Elemente principale pentru preluarea forţ ei seismice: Elemente componente ale sistemului structural supus la acţ iuni seismice care sunt considerate în calculul structural ş i sunt proiectate si detaliate în concordanţ ă cu normele de proiectare seismică .

-

Elemente secundare: Elemente care nu intră in componenţ a sistemului structural de rezistenţ ăla acţ iuni seismice ş i nu sunt proiectate si detaliate conform normelor de proiectare antiseismică , dar care trebuie astfel alcătuite încât săpermitătransmiterea încă rcă rilor gravitaţ ionale, atunci când structura este supusăla deplasă rile laterale impuse de cutremur.

1.2. Unităţ i de măsură (1) Se utilizeazăunită ţ ile din Sistemul Internaţ ional (SI) conform SR ISO 1000:1995. (2) Pentru calcule sunt recomandate urmă toarele unită ţ i  Eforturi ş i încă rcări: kN, kN/m, kN/m2  Masa: kg, t  Masa specifică(densitate) : kg/m3, t/m3  Greutate specifică : kN/m3  Eforturi unitare ş i rezistenţ e: N/mm2 (MPa), kN/m2 (kPa)  Momente (încovoietoare, de torsiune, etc.): kNm  Acceleraţ ii: m/s2  Acceleraţ ia terenului: g (9.81 m/s2)

1.3. Simboluri Simbolurile utilizate sunt cele date în Eurocode 8 (SR EN 1998 – 1:2004)

1.3

1.3.1. Simboluri folosite în capitolele 2 ş i3ş i anexa A ag

acceleraţ ia terenului pentru proiectare (pentru componenta orizontalăa miş că rii terenului)

avg

acceleraţ ia terenului pentru proiectare (pentru componenta verticalăa miş că rii terenului)

IMR

intervalul mediu de recurenţ ăde referinţ ăal acţ iunii seismice corespunză tor calculului la starea limita ultimă

g

acceleraţ ia gravitaţ ională

TB, TC, TD perioadele de control (colţ ) ale spectrului de răspuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraţ iei terenului

(T)

spectru normalizat de ră spuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraţ iei terenului

0

factorul de amplificare dinamicămaximăa acceleraţ iei orizontale

T

perioada de vibraţ ie a unui sistem cu un grad de libertate dinamicăsi cu răspuns elastic

Se (T) spectrul de răspuns elastic de acceleraţ ii pentru componentele orizontale ale acceleraţ iei terenului SDe (T) spectrul de ră spuns elastic pentru deplasă ri

v (T) spectru normalizat de răspuns elastic pentru componenta verticală a acceleraţ iei terenului TBv, TCv, TDv perioadele de control (colţ ) ale spectrului de răspuns elastic pentru componenta verticalăa acceleraţ iei terenului

0v

factorul de amplificare dinamicămaximăa acceleraţ iei verticale

Sv e(T) spectrul de ră spuns elastic de acceleraţ ii pentru componenta verticalăa acceleraţ iei terenului Tp

perioada predominantăde vibraţ ie a terenului în amplasament

M

magnitudinea Gutenberg-Richter

Mw

magnitudinea moment

Sd(T) spectrul de proiectare pentru acceleraţ ii q

factor de comportare

γ I

factor de importanţ ăş i de expunere la cutremur

EPA

acceleraţ ia efectivăde vârf a miş că rii terenului

EPV

viteza efectivăde vârf a miş că rii terenului

EPD

deplasarea efectivăde vârf a miş cării terenului

SA

spectrul de ră spuns pentru acceleraţ ii absolute

SV

spectrul de ră spuns pentru viteze relative 1.4

SD

spectrul de ră spuns pentru deplasări relative

VS

viteza undelor de forfecare

VP

viteza undelor de compresiune

VS

viteza medie a undelor de forfecare ponderatăcu grosimea stratelor profilului

hi

grosimea stratului de teren i

VSi

viteza undelor de forfecare pentru stratul de teren i

Tg

perioada de vibraţ ie a pachetului de strate de teren

h

grosimea totalăa pachetului de strate de teren din amplasament

1.3.2. Simboluri folosite în capitolul 4 e0 x , eoy distanţ a între centrul de rigiditate ş i centrul maselor mă suratăîn direcţ iile de calcul selectate rx , ry ră dă cina pătratăa raportului între rigiditatea la torsiune a structurii si rigiditatea lateralăîn direcţ iile de calcul

I

factorul de imporţ antă

ds

deplasarea lateralăca efect al acceleraţ iei seismice

de

deplasarea elasticăsub încă rcă ri seismice de proiectare



factor de reducere a valorii deplasă rii aplicat la starea limităde serviciu

q

factor de reducere al forţ ei seismice

c

factor de amplificare al deplasă rii elastice în calculul la starea limităde rezistenţ ă

Ed

valoarea de proiectare a efectului acţ iunii seismice (a efortului)

Rd

efort capabil de proiectare



coeficient de sensibilitate al deplasării relative de nivel

Ptot

încă rcarea verticalătotalăde nivel în calculul la acţ iuni seismice

Vtot

forţ a tă ietoare de nivel

h

înălţ imea de nivel

E fd

valoarea de calcul a efectului acţ iunii seismice (efortului, deplasă rii)

E F ,G

efectul (efortul) încărcă rilor neseismice asupra fundaţ iei

rd

factor de suprarezistenţ ă



lăţ imea necesarăa rostului între clă diri



coeficient care introduce influenţ a factorilor de care depinde amortizarea coliziunii clă dirilor 1.5

e 1i

excentricitatea accidentalăa masei de la nivelul “i” faţ ăde poziţ ia calculatăa centrului maselor

Li

dimensiunea planş eului perpendicularăpe direcţ ia acţ iunii seismice

S d  T1 ordonata spectrului de ră spuns de proiectare corespunză toare perioadei fundamentale T 1 T1

perioada proprie fundamentalăde vibraţ ie a clădirii în planul care conţ ine direcţ ia orizontalăconsiderată

m

masa totalăa clădirii calculata ca suma a maselor de nivel mi



factor de corecţ ie care ţ ine seama de contribuţ ia modului propriu fundamental prin masa modalăefectivăasociatăacestuia

Fi

forţ a seismicăorizontalăstatic echivalentăde la nivelul “i”

Fb

forţ a tă ietoare de bazăcorespunză toare modului fundamental

si

componenta formei fundamentale dinamicăde translaţ ie la nivelul “i”

n

numărul de niveluri al clă dirii

mi

masa de nivel

zi

înălţ imea nivelului “i” faţ ăde baza construcţ iei consideratăin model

pe

direcţ ia

gradului

de

libertate

Fixj , Fiyj forţ ele seismice la nivelul “i” în direcţ ia x, respectiv y, pentru subsistemul plan

j Fix , Fiy forţ ele seismice la nivelul“i” în direcţ ia x, respectiv y, pentru modelul plan general K ixj , K iyj rigidită ţ ile relative de nivel ale elementelor verticale care intră în

componenţ a subsistemului plan j asociate direcţ iei x, respectiv y, calculate considerând numai deplasă rile de translaţ ie ale planş eului indeformabil xj, y j

distanţ e în direcţ ia x, respectiv y, care definesc poziţ ia subsistemului plan în raport cu centrul de rigiditate de la nivelul “i”

eix , e iy distanţ e în direcţ ia x, respectiv y, care definesc poziţ iile deplasate ale forţ elor seismice faţ ăde centrul de rigiditate e0 ix , e 0iy distanţ e în direcţ ia x, respectiv y, dintre centrele de masăş i de rigiditate la nivelul“i” e1ix , e1iy excentricită ţ ile accidentale în direcţ ia x, respectiv y, la nivelul “i” mk

masa modalăefectivăasociatămodului propriu de vibraţ ie k

Tk

perioada proprie în modul propriu de vibraţ ie k

s i, k

componenta vectorului propriu în modul de vibraţ ie k pe direcţ ia gradului de libertate dinamica “i”

EE

efectul acţ iunii seismice (efort , deplasare) 1.6

E E,k

efectul acţ iunii seismice în modul k de vibraţ ie

E Edx , EEdy valoarea de proiectare a efectului aplică rii miş că rii seismice pe direcţ ia axelor orizontale x ş i y, alese pentru structură, E Edz

valoarea de proiectare a efectului aplică rii miş cării seismice pe direcţ ia axei verticale z

M 1i

moment de torsiune aplicat la nivelul “i” în jurul axei sale verticale

1.3.3. Simboluri folosite în capitolul 5 Ac

aria secţ iunii transversale a unui element de beton

A S1

armăturile de la partea inferioarăa unei grinzi

A S2

armăturile de la partea superioarăa unei grinzi

A sh

aria totalăde etrieri orizontali într-un nod grindă -stâlp

A sv

aria totalăde armăturăverticalăîntr-un nod grindă-stâlp

A wh

aria totalăa secţ iunii orizontale printr-un perete

Hw

înă lţ imea unui perete

ΣM Rb suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale grinzilor care intră intr-un nod, orientate dupădirecţ ia analizată ΣM Rc suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intră intr-un nod, orientate dupădirecţ ia analizată Mi,d

valoarea momentelor la capetele grinzilor sau stâlpilor utilizate pentru calculul forţ ei tăietoare asociate plastifică rii

MRb,i

valoarea de proiectare a momentului capabil în grinzi la capă tul i

MRc,i

valoarea de proiectare a momentului capabil în stâlpi la capă tul i

NEd

valoarea forţ ei axiale rezultatădin calculul seismic al structurii

Vc

forţ a tă ietoare de proiectare în stâlp

V'Ed

forţ a tă ietoare în perete rezultatădin calculul seismic al structurii

VEd

forţ a tă ietoare de proiectare în perete

VEd,max forţ a tă ietoare maximăasociatăplastifică rii, ce acţ ioneazăla capă tul unei grinzi VEd,min forţ a tă ietoare minimăasociatăplastificării ce acţ ioneazăla capă tul unei grinzi V jud

forţ a tă ietoare de proiectare în nod

b

lă ţ imea unei grinzi mă suratăla partea inferioară

beff

lă ţ imea de placăa unei grinzi „T” la faţ a stâlpului

bc

dimensiunea secţ iunii transversale a unui stâlp

bj

lă ţ imea de proiectare a nodului

bo

lă ţ imea miezului de beton confinat într-un stâlp sau în elementele marginale ale unui perete 1.7

bw

lă ţ imea inimii unei grinzi

bwo

grosimea inimii unui perete

d

înă lţ imea efectivă(utilă) a secţ iunii elementului

dbL

diametrul barelor longitudinale

dbw

diametrul unui etrier

f cd

valoarea de proiectare a rezistenţ ei la compresiune a betonului

f ctm

valoarea medie a rezistenţ ei la întindere a betonului

f yk

valoarea caracteristicăa limitei de curgere a oţ elului

f yd

valoarea de proiectare a rezistenţ ei la curgere a o ţ elului

f ywd

valoarea de proiectare a rezistenţ ei la curgere a armă turii transversale

hf

grosimea plă cii la grinzi cu secţ iune „T”

hjc

distanţ a dintre planurile extreme de armă turi din stâlp într-un nod grindă -stâlp

hjw

distanţ a dintre armă turile de jos ş i cele de sus

hs

înă lţ imea de etaj

hw

înă lţ imea secţ iunii transversale a unei grinzi

l cl

înă lţ imea liberăa unui stâlp

l cr

lungimea zonei critice

lw

lungimea secţ iunii transversale a unui perete

s

distanţ a dintre armă turile transversale

xu

înă lţ imea zonei comprimate

α1

factorul de multiplicare a forţ ei seismice orizontale corespunză tor formă rii primei articulaţ ii plastice în sistem

αu

factorul de multiplicare a forţ ei seismice orizontale corespunză tor formă rii mecanismului cinematic global

γ Rd

factor ce ţ ine seama de efectul incertitudinilor legate de model în ceea ce priveş te valorile de proiectare ale eforturilor capabile utilizate la estimarea eforturilor de calcul, în acord cu principiul proiectării capacită ţ ii de rezistenţ ă; ţ ine seama de diferitele surse de suprarezistenţ ă

υ

forţ a axialădeterminatăprin calcul seismic, normalizatăprin Ac fcd

ρ

procentul de armare cu armă turăîntinsă

1.3.4. Simboluri folosite în capitolul 6 l

deschiderea grinzii

MEd

momentul încovoietor de proiectare rezultat din gruparea de încă rcări care include acţ iunea seismică

MEd,E momentul încovoietor rezultat numai din acţ iunea seismică

1.8

MEd,G momentul încovoietor din acţ iunile neseismice conţ inute în gruparea de încă rcări care include acţ iunea seismică Mpl,RdA momentul plastic de proiectare al secţ iunii Mpl,RdB momentul plastic de proiectare al secţ iunii NEd

forţ a axialărezultatădin gruparea de încă rcă ri care include acţ iunea seismică

NEd,E

forţ a axialărezultatănumai din acţ iunea seismică

NEd,G efort axial din acţ iunile neseismice conţ inute în gruparea de încă rcări care include acţ iunea seismică Npl, Rd efort axial plastic de proiectare al secţ iunii Rd

rezistenţ a unei îmbină ri, corespunză toare modului de solicitare la care este supusă

VEd

forţ a tăietoare rezultatădin gruparea de încă rcă ri care include acţ iunea seismică

VEd,E

forţ a tă ietoare rezultatănumai din acţ iunea seismică

VEd,G

forţ a tă ietoare din acţ iunile neseismice conţ inute în gruparea de încă rcări care include acţ iunea seismică

VEd,M valoarea forţ ei tăietoare asociatăplastificării unei grinzi la ambele capete Vpl,Rd

forţ a tă ietoare plasticăde proiectare a secţ iunii

V wp,Ed forţ a tă ietoare în panoul de inimă V wp,Rd rezistenţ a la forţ ătă ietoare a panoului inimii (efort capabil) e

lungimea unei bare disipative

f yd

valoarea de proiectare a rezistenţ ei la curgere a oţ elului

f ymax

valoarea maximăa rezistenţ ei la curgere a oţ elului

q

factor de comportare

tw

grosimea inimii secţ iunii

tf

grosimea tă lpii secţ iunii

Ω

factor de multiplicare al eforturilor Med,E, NEd,E , Ved,E pentru proiectarea elementelor structurale nedisipative

α1

factorul de multiplicare al forţ ei seismice corespunzător apariţ iei primei articulaţ ii plastice în sistem

αu

factorul de multiplicare al forţ ei seismice corespunzător formării mecanismului cinematic global

γ M

factor parţ ial de siguranţ ăpentru o proprietate a unui material

γ ov

factor de amplificare a limitei de curgeresuprarezistenţ ăa materialului

δ

să geata grinzii la mijlocul deschiderii faţ ăde tangenta la axa grinzii la unul din capete

γ s

factor parţ ial de siguranţ ăpentru oţ el

θp

capacitatea de rotire plasticăa articulaţ iei plastice 1.9



valoarea adimensionalăa zvelteţ ei unui element

1.3.5. Simboluri folosite în capitolul 7 A a, Ac , As aria de armă tură, beton ş i respectiv oţ el rigid AS ş i A T armă turi suplimentare amplasate în placăîn zona stâlpului (A S armă tura longitudinalăş i A T armă tura transversală ) lăţ imea secţ iunii stâlpului perpendicularăpe axa grinzii ,

bc

lăţ imea efectivăa plă cii din beton a grinzii din otel compozităcu placa

beff beff

+

beff-

lăţ imea efectivăa plă cii din beton a grinzii din otel compozităcu placa în zona de moment pozitiv lăţ imea efectivăa plă cii din beton a grinzii din oţ el compozităcu placa în zona de moment negativ

be1 ş i be2 lă ţ imile efective parţ iale ale plă cii situate deoparte ş i de alta a axei grinzii bf

lăţ imea tă lpii elementului din otel

bo

dimensiunea minimăa miezului din beton mă suratăîntre axele etrierilor

c

lăţ imea aripii tălpii elementului din oţ el

d

înaltimea sectiunii din oţ el dimensiunea exterioarămaximăa secţ iunii ţ evii din oţ el,

dbL

diametrul barelor longitudinale

dbw

diametrul etrierilor de confinare

E

modulul de elasticitate ale oţ elului

E cm

modulul de elasticitate al betonului pentru încă rcă ri de scurtădurată

EI 1

rigiditatea la încovoiere a grinzii din oţ el compozite cu placa pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a lă ţ imii efective de placa

EI 2

rigiditatea la încovoiere a grinzii din oţ el compozite cu placa pentru zona de moment negativ cu considerarea armăturii din lăţ imea efectivăde placă

f cd

rezistenţ a de calcul a betonului

fy

rezistenţ a caracteristicăa oţ elului

f yd

rezistenţ a de proiectare a oţ elului

f ydf

rezistenţ a de proiectare a oţ elului tă lpii

f ydL

rezistenţ a de proiectare a oţ elului armă turilor longitudinale

f ydw

rezistenţ a de proiectare a oţ elului armă turilor transversale

h

înălţ imea secţ iunii elementului compozit

hb

înălţ imea secţ iunii grinzii compozite

hc

înălţ imea secţ iunii stâlpului compozit

Ia ,

momentul de inerţ ie al sectiunii de armă tură

1.10

Ic

momentul de inerţ ie al secţ iunii brute din beton

Ieq

momentul de inerţ ie echivalent al grinzii compozite

Is

momentul de inerţ ie al secţ iunii brute din oţ el

l

deschiderea grinzii

l cl

înălţ imea liberăa stâlpului.

l cr

lungimea zonei critice a unui element compozit

le

lungimea de înglobare a riglei de cuplare din oţ el în perete

MEd

momentul de proiectare

Mpl,Rd momentul capabil NEd

forţ a axialăde proiectare

Npl,Rd forţ a axialăcapabilăla compresiune centrică q

factorul de comportare

s

distanţ a între etrieri

t

grosimea peretelui ţ evii,

tf

grosimea tă lpii elementului din otel

tw

grosimea inimii elementului din otel

VEd

forţ a tă ietoare de proiectare

VRd

forţ a tă ietoare capabilăa elementului compozit

V wp,Sd forţ a tă ietoare de proiectare a nodului V wp,Rd forţ a tă ietoare capabilăa nodului compozit x/h

înălţ imea relativăa zonei comprimate din betonul grinzii compozite cu placa

αl

factor de multiplicare al încă rcă rilor seismice de cod (în condiţ iile pă strării constante a celorlalte încărcă ri de calcul) corespunză tor formă rii primei articulaţ ii plastice în sistemul structural compozit.

αu

factor de multiplicare al încă rcă rilor seismice de cod (în condiţ ile pă strării constante a celorlalte încă rcă ri de calcul) corespunză tor formării mecanismului complet de disipare in structura compozită.

νd

forţ a axialănormalizatăde proiectare a unui stalp compozit

1.3.6. Simboluri folosite în capitolul 8 A asc

aria armă turii din stâlpiş orul comprimat

A sw

aria armaturilor din rosturile orizontale pentru preluarea forţ ei tă ietoare

C*** marca blocului de zidărie D

lungimea diagonalei panoului de cadru

Eb

modulul de elasticitate al betonului

Ez

modulul de elasticitate secant de scurtăduratăal zidă riei 1.11

E zc

modulul de elasticitate longitudinal al zidă riei confinate

FEd(zu) forţ a axialădin diagonala comprimatăa panoului de umplutură corespunzătoare acţ iunii seismice de proiectare; FRd(zu) rezistenţ a de proiectarea a panoului de umplutură FRd1(zu) rezistenţ a de rupere prin lunecare din forţ ătă ietoare în rosturile orizontale a panoului de zidărie de umplutură FRd2 (zu) rezistenţ a de rupere la strivire a diagonalei comprimate a panoului de zidărie de umplutură FRd3(zu) rezistenţ a de rupere prin fisurare în lungul diagonalei comprimate Gz

modulul de elasticitate transversal al zidă riei simple

Gzc

modulul de elasticitate transversal al zidă riei confinate

Ib

momentul de inerţ ie al secţ iunii de beton a elementelor de confinare

Ist

valoarea medie a momentelor de inerţ ie ale stâlpilor care mă rginesc panoul

Iz

momentul de inerţ ie al secţ iunii de zidărie confinată

HW M

**

înă lţ imea peretelui marca mortarului

Mcap (sus), Mcap (jos) valorile rezistenţ elor de proiectare la încovoiere la extremită ţ ile grinzii de cuplare, sus ş i jos; MEd

valoarea de proiectare a momentului încovoietor în planul peretelui

MExd1 valoarea de proiectare a momentului încovoietor în plan paralel cu rosturile orizontale MExd2 valoarea de proiectare a momentului încovoietor în plan perpendicular pe rosturile orizontale MRd

rezistenţ a de proiectare la încovoiere în planul peretelui

MRxd1

rezistenţ a de proiectare la încovoiere a peretelui în plan paralel cu rosturile orizontale

MRxd2

rezistenţ a de proiectare la încovoiere a peretelui în plan perpendicular pe rosturile orizontale

NEd

valoarea de proiectare a forţ ei axiale

NRd

rezistenţ a de proiectare la forţ ăaxială

VEdu

valoarea forţ ei tăietoare asociatărezistenţ ei la încovoiere a secţ iunii de zidă rie simplă , confinată sau cu inimă armată, determinată ţ inând seama de suprarezistenţ a armă turilor;

VEd

valoarea de proiectare a forţ ei tăietoare determinatăprin calculul structurii în domeniul elastic liniar;

Vg

forţ a tă ietoare maximăîn grinda de cuplare din încărcă rile verticale

1.12

Vgc

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a grinzilor de cuplare din pereţ ii cu goluri

VRd

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare

VRda

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a armă turilor orizontale din stratul median al peretelui cu inimăarmată

VRdb

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a stratului median de beton sau mortar-beton al peretelui cu inimăarmată ;

VRdz

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a zidăriei peretelui cu inimăarmată ;

VRd1

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a panoului de zidă rie confinată

VRd2

rezistenţ a de proiectare la forfecare a armă turii din stâlpiş orul comprimat

VRd3

rezistenţ a de proiectare a armă turilor din rosturile orizontale ale zidă riei

ag

valoarea de proiectare a acceleraţ iei terenului

g

acceleraţ ia gravitaţ ională

bz

grosimea totalăa celor douăstraturi de că rămidăale peretelui cu inima armată

d

diametrul barelor din elementele de beton armat

fb

rezistenţ a caracteristicăla compresiune a corpurilor de zidă rie normal pe faţ a rostului orizontal

f bh

rezistenţ a caracteristicăla compresiune a corpurilor de zidă rie paralel cu faţ a rostului orizontal, în planul peretelui

fd

rezistenţ a de proiectare la compresiune a zidă riei

fk

rezistenţ a caracteristicăla compresiune a zidă riei

fkd1

rezistenţ a caracteristicăa zidăriei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale

f kd2

rezistenţ a caracteristicăa zidă riei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale

fm

rezistenţ a medie la compresiune a mortar-betonului din stratul median al pereţ ilor din zidă rie cu inimăarmată

f vd

rezistenţ a de proiectare la forfecare a zidă riei

f vd0

rezistenţ a de proiectare la forfecare sub efort de compresiune nul a zidă riei

f vk

rezistenţ a caracteristicăla forfecare a zidă riei

f vk0

rezistenţ a caracteristicăla forfecare sub efort de compresiune nul a zidă riei

f xd1

rezistenţ a de proiectare a zidăriei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale

f xd2

rezistenţ a de proiectare a zidăriei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale

f yd

rezistenţ a de proiectare a armă turii din stâlpiş orul comprimat

h

înă lţ imea liberăa peretelui

hef

înă lţ imea efectivăa peretelui

hetaj

înă lţ imea nivelului clă dirii 1.13

hgol

înă lţ imea golului din zidă rie

hp

înălţ imea panoului de zidă rie de umplutură

l

deschiderea grinzii

lo

lungimea de calcul a grinzii de cuplare (între feţ ele montanţ ilor)

lw

lungimea peretelui

lc

lungimea zonei comprimate a peretelui

l min

lătimea minimăa spaletului de zidă rie la o secţ iune compusă

lp

lungimea panoului de zidă rie de umplutură

m

coeficientul conditiilor de lucru pentru zidă rie din STAS 10109-82

n

numă rul de niveluri al clă dirii

q

coeficientul de comportare

s

distanţ a între armă turile Asw

t

grosimea peretelui de zidă rie

t ef

grosimea efectivăa peretelui

tm

grosimea stratului median al peretelui din zidă rie armată

tp

grosimea panoului de zidă rie de umplutură

x

adâncimea zonei comprimate rezultatădin ipoteza secţ iunilor plane

x conv

adâncimea convenţ ionalăa blocului eforturilor de compresiune

x echiv adâncimea echivalentăa zonei comprimate x max

adâncimea maximăa zonei comprimate

 M

coeficientul parţ ial de siguranţ ăpentru material

m

deformaţ ia specificăliniarămaximă



deformaţ ie specificăliniară

uz

deformaţ ia specificăultimăa zidă riei

ub

deformaţ ia specificăultimăa betonului



efort unitar normal

d

efortul unitar de compresiune determinat considerând încă rcarea verticală uniform distribuităpe lungimea peretelui



unghiul cu orizontala al diagonalei panoului de zidă rie de umplutură

1.3.7. Simboluri folosite în capitolul 10 E anc

valoarea de proiectare a eforturilor secţ ionale din elementele de ancoraj 1.14

E Ed,CNS valoarea de proiectare a eforturilor secţ ionale în CNS E Rd,CNS rezistenţ a de proiectare la eforturile secţ ionale în CNS FCNS

forţ a seismicăstatic echivalentăpentru CNS

H

înă lţ imea medie a acoperiş ului în raport cu baza construcţ iei

Kz

coeficient care reprezintăamplificarea acceleraţ iei seismice a terenului pe înălţ imea construcţ iei

La

lungimea de ancoraj a elementului de prindere

MEd,CNS momentul încovoietor de proiectare pentru CNS ş i prinderi MRd,CNS rezistenţ a de proiectare la încovoiere pentru CNS ş i prinderi NEd,CNS forţ a axialăde proiectare pentru CNS ş i prinderi NRd,CNS rezistenţ a de proiectare la forţ ăaxialăpentru CNS ş i prinderi R anc

rezistenţ a de proiectare la eforturile secţ ionale din elementele de ancoraj

VEd,CNS forţ a tăietoare de proiectare pentru CNS ş i prinderi VRd,CNS rezistenţ a de proiectare la forţ ătăietoare pentru CNS ş i prinderi X

cota punctului superior de prindere al CNS de la nivelul "x"

Y

cota punctului inferior de prindere al CNS de la nivelul "y"

ag

valoarea de proiectare a acceleraţ iei terenului

bst

lă ţ imea panoului de sticlă;

c liber

spaţ iul dintre sticlăş i cadrul metalic

c1

spaţ iul liber între marginile verticale ale sticlei ş i cadru;

c2

spaţ iul liber între marginile orizontale ale sticlei ş i cadru.

D

diametrul barei de prindere

daA, daB deplasările relative de nivel admisibile pentru construcţ iile A ş iB dra (sticlă) deplasarea relativăde nivel care produce spargerea/că derea sticlei din peretele cortinăsau din vitrină , dr,CNS deplasarea relativăde nivel de proiectare pentru CNS dsxA

deplasarea construcţ iei A, la nivelul "x"

dsyA

deplasarea construcţ iei A, la nivelul "y"

dsyB

deplasarea construcţ iei B, la nivelul "y"

f xd1

rezistenţ a de proiectare a zidăriei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale

f xd2

rezistenţ a de proiectare a zidăriei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale

g

acceleraţ ia gravitaţ ională

hetA , hetB înă lţ imile de etaj la construcţ iile A ş iB

1.15

hst

înălţ imea panoului de sticlă;

mCNS

masa maximăa CNS în exploatare

qCNS

coeficient de comportare al CNS

z

cota punctului de prindere de structurăa CNS;

S

coeficient de amplificare dinamicăal CNS

 CNS

coeficientul de importanţ ăal CNS

 I

coeficientul de importanţ ăal construcţ iei.

1.16

2. CERINŢE DE PERFORMANŢĂŞI CONDIŢII DE ÎNDEPLINIRE 2.1. Cerinţ e fundamentale (1) Proiectarea la cutremur urmă reş te satisfacerea, cu un grad adecvat de siguranţ ă, a urmă toarelor cerinţ e fundamentale (niveluri de performanţ ă ) - cerinţ a de siguranţ ăa vieţ ii Structura va fi proiectatăpentru a prelua acţ iunile seismice de proiectare stabilite conform capitolului 3, cu o margine suficientăde siguranţ ăfaţ ăde nivelul de deformare la care intervine prăbuş irea localăsau generală , astfel încât vieţ ile oamenilor săfie protejate. Nivelul forţ elor seismice din cap. 3 corespunde unui cutremur cu intervalul mediu de recurenţ ăde referinţ ăIMR = 100 ani. Notă: Nivelul de deformare structuralădin apropierea prăbuş irii se asociazăcu un cutremur mai rar, orientativ cu intervalul mediu de recuren ţ ăde referinţ ăIMR = 475 ani. În cazul construcţ iilor cu alcătuire regulatăş i corect detaliate, dacăsunt satisfăcute criteriile asociate cerinţ ei de siguranţ ăa vieţ ii pentru un cutremur cu IMR = 100 ani, de regulăsunt satisfăcute ş i cerinţ ele de prevenire a pră bu ş irii pentru un cutremur cu IMR = 475 ani.

-

cerinţ a de limitare a degradărilor

Structura va fi proiectatăpentru a prelua acţ iuni seismice cu o probabilitate mai mare de apariţ ie decât acţ iunea seismicăde proiectare, fărădegradă ri sau scoateri din uz, ale căror costuri săfie exagerat de mari în comparaţ ie cu costul structurii. Acţ iunea seismică consideratăpentru cerinţ e de limitare a degradă rilor corespunde unui interval mediu de recurenţ ăde referinţ ăde 30 de ani (2) Diferenţ ierea siguranţ ei este introdusăprin clasificarea structurilor în diferite clase de importanţ ăş i de expunere la cutremur. Fiecă rei clase de importanţ ăi se atribuie un factor de importanţ ă ăse obţ in multiplicând parametrii I . Diferitele niveluri de siguranţ acţ iunii seismice de referinţ ăcu factorul de importanţ ă . Notă: Intervalele de timp la care se produc cutremurele, modul de manifestare al acestora, ca ş i efectele lor asupra construcţ iilor au un caracter imprevizibil, pronunţ at aleatoriu. Din aceastăcauză , eficienţ a măsurilor de protecţ ie seismică prezintăun anumit grad de incertitudine ş i poate fi judecatănumai în mod statistic. Se are în vedere modul în care un eveniment seismic se încadreazăîn ş irul de evenimente aş teptate pe anumite intervale de timp, inclusiv din punctul de vedere al intensităţ ii, precum ş i propor ţ ia construcţ iilor, afectate în diferite grade de avariere ş i impactul care decurge, din punct de vedere social ş i economic. Din aceastăcauzăresponsabilitatea pentru protecţ ia seismicăa construcţ iilor trebuie evaluatăprin mă sura în care se respectă prevederile codurilor de proiectare, execuţ ie ş i de exploatare, ş i nu prin prisma apariţ iei, în cazul unei construcţ ii individuale, a unor urmări mai deosebite.

2.2. Condiţ ii pentru controlul îndeplinirii cerinţ elor 2.2.1. Generalităţ i (1) Cu excepţ ia cazurilor menţ ionate explicit, proiectarea structurilor corespunzătoare nivelului de protecţ ie seismic oferit de aplicarea prezentului cod are în vedere un răspuns seismic cu incursiuni cu degradă ri specifice, în domeniul postelastic de deformare. (2) Îndeplinirea cerinţ elor fundamentale stabilite la pct. 2.1 se controleazăprin verifică rile a douăcategorii de stă ri limită :

2.1

- Stări limităultime, ULS, asociate cu ruperea elementelor structurale ş i alte forme de cedare structuralăcare pot pune în pericol siguranţ a vieţ ii oamenilor - Stări limităde serviciu, SLS, care au în vedere dezvoltarea degradărilor pânăla un nivel, dincolo de care cerinţ ele specifice de exploatare nu mai sunt îndeplinite. (3) Pe lângăverificările explicite ale stărilor limităse vor lua ş i alte mă suri specifice pentru a reduce incertitudinile referitoare la buna comportare la cutremur a construcţ iilor (pct. 2.2.4). (4)

Condiţ iile date în cod au caracter minimal obligatoriu ş i nu sunt limitative.

2.2.2. Stări limităultime (1) Sistemul structural va fi înzestrat cu capacitatea de rezistenţ ăspecificatăîn pă rţ ile relevante ale codului. Acest nivel de rezistenţ ăimplicărespectarea tuturor condiţ iilor date în cod pentru obţ inerea capacităţ ii de disipare de energie necesar (ductilitate) în zonele proiectate special pentru a disipa energia seismică , numite zone disipative (sau zone critice). (2) Se pot avea în vedere în unele situaţ ii (recomandabil în zone de hazard seismic inferior) ş i valori mai mari ale capacită ţ ii de rezistenţ ă , decât cele corespunzătoare valorilor de proiectare a forţ elor seismice, cu relaxarea corespunză toare a mă surilor de ductilizare. În cadrul codului se dau recomandă ri pentru asemenea soluţ ii alternative. (3) Structura clă dirii va fi verificatăla stabilitatea de ansamblu sub acţ iunea seismică de calcul. Se vor avea în vedere atât stabilitatea la ră sturnare, cât ş i stabilitatea la lunecare. (4) Calculul structural va lua în considerare, atunci când sunt semnificative, efectele de ordinul 2. (5) Se vor limita deplasările laterale sub acţ iunile seismice asociate stă rilor limită ultime de valori care: (i) săasigure o margine de siguranţ ăsuficientă , a deformaţ iei laterale a structurii, faţ ă de cea corespunzătoare pră buş irii (ii) săevite riscul pentru persoane pe care-l poate prezenta prăbuş irea elementelor nestructurale 2.2.3. Starea limităde serviciu (de limitare a degradărilor) (1) Se va verifica dacădeplasă rile relative de nivel sub acţ iuni seismice asociate acestei stă ri limită , sunt mai mici decât cele care asigură protecţ ia elementelor nestructurale, echipamentelor, obiectelor de valoare, etc.

2.2

2.2.4. Măsuri suplimentare (1) Se vor alege, pe cât posibil, amplasamente favorabile în mediul natural ş i în mediul construit, cu riscuri seismice minime. Se vor evita, ca regulăgenerală , amplasamente cu proprietă ţ i geologice ş i geotehnice cu influenţ e potenţ iale negative majore asupra cerinţ elor ş i ră spunsului seismic structural (2) Proiectarea va urmă ri realizarea unei conformă ri generale favorabile pentru comportarea seismicăa construcţ iei. Aceasta implică : - alegerea unor forme favorabile în plan ş i pe verticalăpentru construcţ ie ş i pentru structura ei de rezistenţ ă(vezi 4.4.3) - dispunerea ş i conformarea corectăa elementelor structurale ş i a structurii în ansamblul ei, a elementelor de construcţ ie nestructurale, precum ş i a echipamentelor ş i instalaţ iilor adă postite de construcţ ie - evitarea interacţ iunilor necontrolate, cu eventuale efecte defavorabile, între clă dirile ală turate, între elementele structurale ş i nestructurale (de exemplu, între elementele structurilor de tip cadru ş i pereţ ii de umplutură ), între construcţ ie ş i materialul depozitat etc. (3) Construcţ ia va fi înzestratăcu rigiditate lateralăsuficientăpentru limitarea cerinţ elor seismice de deplasare. (4) Proiectarea va avea ca obiectiv esenţ ial, impunerea unui mecanism structural favorabil de disipare de energie (mecanism de plastificare) la acţ iunea cutremurului de proiectare. Acest deziderat presupune următoarele: - dirijarea zonelor susceptibile de a fi solicitate în domeniul postelastic (a zonelor “critice” sau “disipative”) cu prioritate în elementele care prin natura comportării posedăo capacitate de deformare postelasticăsubstanţ ială, elemente a că ror rupere nu pune în pericol stabilitatea generalăa construcţ iei ş i care pot fi reparate fărăeforturi tehnice ş i costuri exagerate - zonele plastice trebuie săfie astfel distribuite, încât capacitatea de deformare postelasticăsăfie cât mai mare, iar cerinţ ele de ductilitate săfie cât mai mici; se va urmări evitarea concentră rii deformaţ iilor plastice în puţ ine zone, situaţ ie care antreneazăcerinţ e ridicate de ductilitate - zonele plastice potenţ iale săfie alcă tuite astfel încât săfie înzestrate cu capacită ţ i suficiente de deformare postelasticăş i o comportare histereticăcât mai stabilă - evitarea ruperilor premature cu caracter neductil, prin modul de dimensionare ş i prin alcă tuirea constructivăadecvatăa elementelor. (5) Fundaţ iile ş i terenul de fundare vor prelua, de regulă , eforturile transmise de suprastructură, fă rădeformaţ ii permanente substanţ iale. La evaluarea reacţ iunilor se vor considera valorile efective ale rezistenţ elor dezvoltate în elementele structurale (asociate mecanismului structural de disipare de energie)

2.3

Rigiditatea fundaţ iilor va fi suficientăpentru a transmite la teren, cât mai uniform posibil, eforturile primite la baza suprastructurii. (6) Calculul structural va fi bazat pe un model adecvat al structurii care, atunci când este necesar, va lua în considerare interacţ iunea cu terenul de fundare, cu elementele structurale sau cu clă dirile învecinate. Metodele de calcul vor fi diferenţ iate din punct de vedere al complexită ţ ii ş i instrumentelor (programelor de calcul folosite) funcţ ie de complexitatea clădirii (caracterul ei, regulat sau neregulat), de regimul de înă lţ ime, de zona seismicăde calcul ş i, de incertitudinile mai mari sau mai mici legate de caracteristicile acţ iunii ş i răspunsului seismic. (7) La execuţ ia construcţ iilor se vor introduce în operămateriale cu proprietă ţ ile celor prevă zute în proiect, calitate atestatăconform prevederilor legale. Se vor aplica tehnologii de execuţ ie în mă surăsăasigure realizarea în siguranţ ăa parametrilor structurali prevă zuţ i. (8) La proiectarea construcţ iilor care pun probleme tehnice ş i/sau economice deosebite (construcţ ii de importanţ ămajoră , construcţ ii cu grad mare de repetabilitate, construcţ ii cu dimensiuni ş i/sau cu caracteristici deosebite etc.) se recomandăelaborarea de studii teoretice ş i experimentale vizând, dupănecesită ţ i, aprofundarea unor aspecte cum sunt: - influenţ a condiţ iilor locale ale amplasamentului asupra cerinţ elor seismice ş i asupra ră spunsului structural - stabilirea, prin cercetă ri experimentale pe modele de scarăredusă sau pe prototipuri în mă rime naturală , a caracteristicilor de rezistenţ ăş i de deformabilitate, în diferite stadii de comportare, ale elementelor structurale ş i ale structurii în ansamblu - dezvoltarea ş i aplicarea unor metode avansate de calcul în măsurăsăreflecte cât mai fidel comportarea structurii, evidenţ iind evoluţ ia stărilor de solicitare pe durata cutremurului Se recomandăinstrumentarea clădirii cu aparaturăde înregistrare a parametrilor acţ iunii seismice pentru construcţ iile din clasa I de importanţ ă– expunere la cutremur (vezi 4.4.5) ş i a clădirilor cu peste 15 niveluri. (9) În exploatarea construcţ iilor se vor adopta măsuri de funcţ ionare ş i de întreţ inere, care săasigure pă strarea nediminuatăa capacită ţ ii de rezistenţ ăa structurii Starea construcţ iei se va urmă ri continuu în timp pentru a detecta prompt eventualele degradă ri ş i a elimina cauzele acestora.

2.4

3. ACŢIUNEA SEISMICĂ 3.1. Reprezentarea acţ iunii seismice pentru proiectare (1) Pentru proiectarea construcţ iilor la acţ iunea seismică , teritoriul României este împă rţ it în zone de hazard seismic. Nivelul de hazard seismic în fiecare zonăse consideră , simplificat, a fi constant. Pentru centre urbane importante ş i pentru construcţ ii de importanţ a specialăse recomandăevaluarea localăa hazardului seismic pe baza datelor seismice instrumentale ş i a studiilor specifice pentru amplasamentul considerat. Nivelul de hazard seismic indicat în prezentul cod este un nivel minim pentru proiectare. (2) Hazardul seismic pentru proiectare este descris de valoarea de vârf a acceleraţ iei orizontale a terenului ag determinatăpentru intervalul mediu de recurenţ ă de referinţ ă(IMR) corespunzător stă rii limităultime, valoare numităîn continuare “acceleraţ ia terenului pentru proiectare”. (3) Acceleraţ ia terenului pentru proiectare, pentru fiecare zonăde hazard seismic, corespunde unui interval mediu de recurenţ ăde referinţ ăde 100 ani. Zonarea acceleraţ iei terenului pentru proiectare ag în România, pentru evenimente seismice având intervalul mediu de recurenţ ă(al magnitudinii) IMR = 100 ani, este indicatăîn Figura 3.1 ş i se foloseş te pentru proiectarea construcţ iilor la starea limităultimă .

Figura 3.1 Zonarea teritoriului Romaniei in termeni de valori de vârf ale acceleraţ iei terenului pentru proiectare ag pentru cutremure avand intervalul mediu de recurentă IMR = 100 ani (4) Miş carea seismicăîntr-un punct pe suprafaţ a terenului este descrisăprin spectrul de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii absolute.

3.1

(5) Acţ iunea seismicăorizontală asupra construcţ iilor este descrisăprin doua componente ortogonale considerate independente între ele; în proiectare spectrul de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii absolute se considerăacelaş i pentru cele 2 componente. (6) Spectrele normalizate de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii se obţ in din spectrele de răspuns elastic pentru acceleraţ ii prin împă rţ irea ordonatelor spectrale cu valoarea de vârf a acceleraţ iei terenului ag. (7) Condiţ iile locale de teren sunt descrise prin valorile perioadei de control (colţ ) TC a spectrului de răspuns pentru zona amplasamentului considerat. Aceste valori caracterizeazăsintetic compoziţ ia de frecvenţ e a miş că rilor seismice. Perioada de control (colţ ) TC a spectrului de răspuns reprezintăgraniţ a dintre zona (palierul) de valori maxime în spectrul de acceleraţ ii absolute ş i zona (palierul) de valori maxime în spectrul de viteze relative (vezi Anexa A). TC se exprimăîn secunde. În condiţ iile seismice ş i de teren din România, pentru cutremure având IMR = 100 ani, zonarea pentru proiectare a teritoriului României în termeni de perioadăde control (colţ ), TC , a spectrului de ră spuns obţ inutăpe baza datelor instrumentale existente pentru componentele orizontale ale miş că rii seismice este prezentatăîn Figura 3.2.

Figura 3.2 Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (colţ ), TC a spectrului de raspuns (8) Formele normalizate ale spectrelor de ră spuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraţ iei terenului, (T), pentru fracţ iunea din amortizarea critică =0.05 ş i în funcţ ie de perioadele de control (colţ ) TB, TC si TD sunt:

3.2

TTB

 1T (T) 1  0 TB

(3.2)

TB
    0

(3.3)

TC
T (T) 0 C T

(3.4)

T> TD

T T (T) 0 C 2D T

(3.5)

unde:

(T) spectrul normalizat de răspuns elastic; 0

factorul de amplificare dinamicămaximăa acceleraţ iei orizontale a terenului de că tre structură ;

T

perioada de vibraţ ie a unei structuri cu un grad de libertate dinamicăsi cu raspuns elastic.

Perioada de control (colţ ) TB poate fi exprimatăsimplificat în funcţ ie de TC: TB =0,1T C. Valorile TB sunt indicate în Tabelul 3.1. Perioada de control (colţ ) TD a spectrului de ră spuns reprezintăgraniţ a dintre zona (palierul) de valori maxime în spectrul de viteze relative ş i zona (palierul) de valori maxime în spectrul de deplasă ri relative (vezi Anexa A). Valorile TD sunt indicate în Tabelul 3.1. TB ş i TC sunt limitele domeniului de perioade în care acceleraţ ia spectralăare valorile maxime ş i este modelatăsimplificat printr-un palier de valoare constantă . Tabelul 3.1 Perioadele de control (colţ ) TB, TC, TD ale spectrului de ră spuns pentru componentele orizontale ale miş cării seismice Interval mediu de recurenţ ăa magnitudinii cutremurului

Valori ale perioadelor de control (colţ )

IMR = 100ani,

TB, s

0,07

0,10

0,16

Pentru starea limităultimă

TC , s

0,7

1,0

1,6

TD, s

3

3

2

Spectrele normalizate de ră spuns elastic (=0.05) pentru acceleraţ ie pentru condiţ iile seismice ş i de teren din România sunt reprezentate în Figura 3.3 pe baza valorilor TB, TC si TD din Tabelul 3.1. Spectrul normalizat de ră spuns elastic pentru acceleraţ ie din Figura 3.4 se foloseş te în Banat în zonele caracterizate de acceleraţ ia ag = 0,20g si ag = 0,16g. Pentru zonele din Banat în care ag = 0,12g si ag = 0,08g se utilizeazăspectrul normalizat din Figura 3.3 pentru TC 0,7s.

3.3

3.5 3

TC ≤0.7s

b 0 =2.75

=0.05

2.5 2 1.925/T

1.5

5.775/T

1

2

0.5 T B =0.07 TTCC=0.7s = 0.7s

T D =3

0 0

0.5

1

1.5 2 2.5 Perioada T , s

3

3.5

4

3.5

b 0 =2.75

3

0.7s
=0.05

2.5 2.75/T 2 1.5 8.25/T 2

1 0.5

T B =0.1

TTCC =1.0s = 1.0s

T D =3

1

3

0 0

0.5

1.5 2 2.5 Perioada T , s

3.5

4

3.5

b 0 =2.75

3

4.4/T 2.5

1.0s
=0.05

2

8.8/T

1.5

2

1 0.5

TT CC =1.6s = 1.6s

T B =0.16

T D =2

0 0

0.5

1

1.5 2 2.5 Perioada T , s

3

3.5

4

Figura 3.3 Spectre normalizate de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii pentru componentele orizontale ale miş cării terenului, în zonele caracterizate prin perioadele de control (colţ ): TC = 0.7, TC = 1.0 si TC = 1.6s.

3.4

4.5 Tc ≤0.7s

4

=0.05

3.5

b 0 =3

3

2.1/T

2.5 2 1.5 6.3/T

1

2

T C =0.7s

0.5

T D =3

T B =0.07s

0 0

0.5

1

1.5 2 2.5 Perioada T , s

3

3.5

4

Figura 3.4 Surse crustale în Banat: spectru normalizat de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii pentru componentele orizontale ale miş că rii terenului pentru zonele în care hazardul seismic este caracterizat de ag = 0,20g ş i ag = 0,16g. Spectrul de ră spuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraţ iei terenului în amplasament Se(T) este definit astfel: S e ( T ) a g  T

(3.6)

Spectrul de ră spuns elastic pentru deplasari pentru componentele orizontale ale miş că rii terenului, SDe(T), se obţ ine prin transformarea directăa spectrelor de ră spuns elastic pentru acceleraţ ie Se(T) utilizând urmatoarea relaţ ie: 2

T  S De ( T ) Se ( T )  2

(3.7)

(9) Componenta verticalăa acţ iunii seismice este reprezentatăprin spectrul de răspuns elastic pentru acceleraţ ii pentru componenta verticalăa miş că rii terenului. Formele normalizate ale spectrelor de ră spuns elastic pentru componenta verticală v (T), pentru fracţ iunea din amortizarea critica =0,05 ş i in funcţ ie de perioadele de control (colţ ) pentru spectrul componentei verticale TBv , TCv, TDv sunt descrise de relaţ iile urmatoare:

0v 1

TTBv

v (T) 1 

TBv
v    0v

3.5

TBv

T

(3.8) (3.9)

TCv
v (T) 0 v

TCv T

T> TDv

v (T) 0v

TCvTDv T

(3.10)

2

(3.11)

unde ov = 3,0 este factorul de amplificare dinamicămaximăa acceleratiei verticale a miş că rii terenului de că tre structura având fracţ iunea din amortizarea critica =0,05. Perioadele de control (colţ ) ale spectrelor de ră spuns normalizate pentru componenta verticalăa miş cării seismice se considerăsimplificat astfel: TBv = 0,1 TCv

(3.12)

TCv = 0,45 TC

(3.13)

TDv = TD.

(3.14)

Spectrul de ră spuns elastic pentru componenta verticalăa miş că rii terenului în amplasament Sve este definit astfel: Sve ( T ) avg v  T .

(3.15)

Valoarea de vârf a acceleraţ iei pentru componenta verticalăa miş că rii terenului avg se evalueazăca fiind: avg = 0,7 ag.

(3.16)

(10) În municipiul Bucureş ti, existăevidenţ a instrumentalăfoarte clarăa perioadei predominante lungi (Tp=1,41,6s) a vibraţ iei terenului în timpul cutremurelor Vrâncene de magnitudini moderate ş i mari (magnitudine Gutenberg-Richter M 7,0; magnitudine moment Mw7,2). Definirea perioadei predominante a vibraţ iei terenului este datăîn Anexa A. Proiectarea de structuri cvasiresonante cu perioada predominantăa vibraţ iei terenului trebuie evitată.

3.1.1. Descrieri alternative ale acţ iunii seismice În calculul dinamic al structurilor miş carea seismicăeste descrisăprin variaţ ia în timp a acceleraţ iei terenului (accelerogramă). Atunci când este necesar un model de calcul spaţ ial, miş carea seismicătrebuie săfie caracterizatăprin trei accelerograme simultane corespunzatoare celor trei direcţ ii ortogonale (douăorizontale ş i una verticală). Pe cele doua direcţ ii orizontale se folosesc simultan accelerograme diferite.

3.6

3.1.2. Accelerograme artificiale Accelerogramele artificiale sunt accelerogramele generate pe baza unui spectru de răspuns elastic pentru acceleraţ ii în amplasament, Se (T). Spectrul de ră spuns elastic al accelerogramelor artificiale trebuie săfie apropiat de spectrul de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii în amplasament. Pe baza spectrului de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii în amplasament Se(T) trebuie generat un set de accelerograme artificiale care sărespecte urmă toarele condiţ ii: a) Numărul minim de accelerograme sa fie 3 (trei); b) Media aritmetica a valorilor acceleraţ iilor de vârf ale accelerogramelor generate sănu fie mai micădecât valoarea ag pentru amplasamentul respectiv; c) Toate valorile spectrului mediu calculat prin medierea aritmeticăa ordonatelor spectrelor elastice de răspuns pentru acceleraţ ii corespunzând tuturor accelerogramelor artificiale generate trebuie sa nu fie mai mici cu mai mult de 10% din valoarea corespunzatoare a spectrului elastic de ră spuns în amplasament Se(T). 3.1.3. Accelerograme înregistrate Accelerogramele înregistrate pot fi utilizate dacăele sunt înregistrate în apropierea amplasamentului în cauză , cu condiţ ia ca valoarea maximăa acceleraţ iei înregistrate săfie scalatăastfel încat săfie aceeaş i cu valoarea ag în amplasament, iar conţ inutul de frecvenţ e săfie compatibil cu condiţ iile locale de teren. Se pot utiliza ş i accelerograme înregistrate în alte amplasamente, cu respectarea urmatoarelor condiţ ii: acceleraţ ia maxima sa fie scalata, caracteristicile surselor seismice, distanţ a sursă -amplasament ş i condiţ iile de teren din amplasament sa fie similare. În toate cazurile trebuie utilizate cel puţ in 3 (trei) accelerograme. Toate valorile spectrului mediu al accelerogramelor înregistrate care se vor utiliza sa nu fie mai mici cu mai mult de 10% decât valoarea corespunzatoare a spectrului elastic de răspuns în amplasament Se(T). 3.1.4. Variabilitatea în spatiu a acţ iunii seismice Pentru structurile cu caracteristici speciale, cum ar fi cele în cazul că rora nu se poate aplica ipoteza excitaţ iei uniforme a tuturor punctelor de reazem, se recomanda utilizarea de modele spaţ iale ale acţ iunii seismice care să ia în considerare variabilitatea miş cării terenului de la un punct la altul. Trebuie verificatăcompatibilitatea dintre spectrele de răspuns ale accelerogramelor din diferite puncte ş i spectrul de ră spuns elastic pentru acceleraţ ii în amplasament Se (T) recomandat de normativ, la fel ca în cazul accelerogramelor artificiale.

3.7

3.2. Spectrul de proiectare Spectrul de proiectare pentru acceleraţ ii Sd(T) este un spectru de ră spuns inelastic care se obţ ine cu relaţ iile 3.17 ş i 3.18:

0 < T TB

T > TB

 0  q 1 S d ( T ) a g  1 T  TB  

a g

     

( T ) . q

(3.17)

(3.18)

unde, Sd(T) se exprimăîn m/s2. T

perioada, în secunde.

q

este factorul de comportare al structurii (factorul de modificare a raspunsului elastic în ră spuns inelastic), cu valori în funcţ ie de tipul structurii ş i capacitatea acesteia de disipare a energiei.

Valorile factorului de comportare q sunt indicate pentru diferite tipuri de materiale ş i de sisteme structurale în capitolele prezentului normativ. Valoarea factorului de comportare q poate fi diferităpe direcţ ii orizontale diferite ale structurii, dar clasificarea ductiliţ ă tii trebuie să fie aceeaş i indiferent de direcţ ia considerată . Spectrul de proiectare pentru componenta verticalăa miş că rii seismice se obţ ine în mod asemă nă tor. Valoarea factorului de comportare în acest caz se considerăsimplificat 1,5 pentru toate materialele ş i sistemele structurale, cu exceptia cazurilor în care valori mai mari pot fi justificate prin analize speciale. Spectrele de proiectare mai sus mentionate nu se utilizeazăpentru proiectarea structurilor care utilizeazăizolarea bazei sau sisteme de disipare a energiei. 3.3. Combinarea acţ iunii seismice cu alte tipuri de acţ iuni Pentru proiectarea la starea limităultimăa construcţ iilor amplasate în zone seismice, valoarea pentru proiectare a efectelor combinate ale acţ iunilor se determină din grupările de încărcă ri conform standardelor în vigoare.

3.8

4. PREVEDERI GENERALE DE AMPLASARE ŞI DE ALCĂTUIRE A CONSTRUCŢIILOR 4.1. Generalităţ i Capitolul 4 al codului conţ ine reguli generale pentru alegerea amplasamentelor ş i alcă tuirea de ansamblu a clă dirilor. În capitolul 4 se dau, de asemenea, indicaţ ii generale pentru alegerea modelelor ş i metodelor de calcul structural la acţ iuni seismice ş i pentru selectarea valorilor factorilor de comportare în funcţ ie de mă sura în care construcţ iile satisfac condiţ iile de bunăconformare pentru cutremur. Capitolul este corelat cu secţ iunile 5 – 11, în care sunt detaliate aspectele de proiectare specifice construcţ iilor din diferite materiale. 4.2. Condiţ ii de planificare a construcţ iilor (1) Încadrarea noilor construcţ ii în mediul natural ş i în mediul construit se va face în aş a fel încât săse evite sporirea riscurilor implicate de efectele potenţ iale, directe sau indirecte, ale unor viitoare cutremure puternice. În acest scop se recomandăsăse limiteze densitatea de construire, precum ş i a numă rului de persoane care pot ocupa pe perioade lungi de timp construcţ iile de tip curent, cum sunt clă dirile de locuit. Aceasta înseamnă , de regulă, limitarea înă lţ imii acestor construcţ ii, mă surăcare poate avea ş i efecte economice favorabile. De asemenea, se vor asigura căi multiple de acces ş i de comunicare pentru eventuala necesitate a evacuă rii de urgenţ ăîn scopul limită rii efectelor unor cutremure puternice. (2) Se va limita durata situaţ iilor provizorii care pot apă rea în timpul execută rii construcţ iilor în care gradul de protecţ ie structuralăeste mai redus ş i riscul unor efecte grave sporeş te în eventualitatea unor acţ iuni seismice de intensitate ridicată (3) Activitatea de realizare a construcţ iilor noi se va corela cu activitatea de înlocuire sau de consolidare în timp util a fondului construit vechi, vulnerabil seismic. 4.3. Condiţ ii privind amplasarea construcţ iilor (1) Amplasamentele construcţ iilor se vor alege, de regulă , în zone în care structura geologicăş i alcă tuirea straturilor superficiale de teren permite realizarea protecţ iei seismice în condiţ ii economice, fărămăsuri costisitoare. (2) Se va evita, ca regulăgenerală, amplasarea construcţ iilor pe maluri, râpe sau alte terenuri care prezintă risc de alunecare sau surpare. În cazul în care amplasamentele de acest fel nu se pot evita, se vor lua măsurile necesare pentru stabilizarea terenurilor. (3) În cazurile în care amplasarea construcţ iilor pe terenuri cu proprietă ţ i mecanice inferioare (nisipuri cu grad mare de afânare, refulante sau lichefiabile, mâluri, umpluturi neconsolidate etc) nu poate fi evitată , se vor lua măsurile necesare pentru consolidarea terenurilor, astfel încât aceasta săpoatăasigura o bunăcomportare seismicăa construcţ iilor

4.1

(4) Pentru construcţ iile a că ror eventualăavariere poate avea urmări de gravitate deosebităse vor preciza, în funcţ ie de specificul construcţ iilor ş i al proceselor tehnologice, criterii specifice de excludere a anumitor categorii de amplasamente. (5) Condiţ ii mai detaliate pentru selectarea amplasamentului construcţ iei se dau în P100 – 5 4.4. Alcătuirea de ansamblu a construcţ iilor 4.4.1. Aspecte de bazăale concepţ iei de proiectare (1) Proiectarea seismicăurmă reş te realizarea unei construcţ ii sigure în raport cu hazardul seismic asociat amplasamentului, care săîndeplineascăîn condiţ ii acceptabile de cost, cerinţ ele fundamentale enunţ ate la 2.1. (2)

Aspectele conceptuale de bazăse referăla: - simplitatea structurii - redundanţ a structurii - geometria structurii ş i a clă dirii în întregul ei, cu considerarea modului de distribuire a elementelor structurale, nestructurale ş i a maselor - rezistenţ aş i rigiditatea lateralăîn orice direcţ ie - realizarea ca diafragme a planş eelor - realizarea unor fundaţ ii adecvate.

Realizarea unei structuri simple, compacte, pe cât posibil simetrice, reprezintă obiectivul cel mai important al proiectă rii, deoarece modelarea, calculul, dimensionarea, detalierea ş i execuţ ia structurilor simple este supusăla incertitudini mult mai mici ş i, ca urmare, se poate impune construcţ iei, cu un grad înalt de încredere, comportarea seismicădorită . 4.4.1.1. Simplitate structurală (1) Simplitatea structuralăpresupune existenţ a unui sistem structural continuu ş i suficient de puternic care săasigure un traseu clar, cât mai direct, ş i neîntrerupt al forţ elor seismice, indiferent de direcţ ia acestora, pânăla terenul de fundare. Forţ ele seismice care iau naş tere în toate elementele clă dirii, ca forţ e masice, sunt preluate de planş eele - diafragme orizontale ş i transmise structurii verticale, iar de la aceasta sunt transferate la fundaţ ii ş i teren. Proiectarea trebuie săasigure cănu existădiscontinuităţ i în acest drum. De exemplu un gol mare în planş eu sau absenţ a în planş eu a armă turilor de colectare a forţ elor de inerţ ie, pentru a le transmite la structura verticală– reprezintăasemenea discontinuită ţ i. 4.4.1.2. Redundanţ a structurală (1) Proiectarea seismicăva urmă ri săînzestreze structura clă dirii cu redundanţ a adecvată . Prin aceasta se asigurăcă : ruperea unui singur element sau a unei singure legături structurale nu expune structura la pierderea stabilită ţ ii 4.2

se realizeazăun mecanism de plastificare cu suficiente zone plastice, care să permităexploatarea rezervelor de rezistenţ ăale structurii ş i o disipare avantajoasăa energiei seismice. Notă : Pentru a fi redundantăo structurăcu multiple legă turi interioare (multiplu static nedeterminată ) trebuie săaibă toate legăturile dimensionate adecvat. Astfel, de exemplu, un cadru etajat de beton armat nu prezintăredundanţ ă , dacă lungimile de înnădire ale armă turilor din stâlpi sunt insuficiente.

4.4.1.3. Geometria (configuraţ ia) structurii (1) Proiectarea seismicăva urmă ri realizarea unei structuri cât mai regulate, distribuite cât mai uniform în plan, permiţ ând o transmitere directăş i pe un drum scurt a forţ elor de inerţ ie aferente maselor distribuite în clă dire (2) Structura trebuie săprezinte, pe cât posibil, ş i uniformitate pe verticala construcţ iei, urmă rindu-se săse elimine apariţ ia unor zone sensibile, în care concentrarea unor eforturi sau deformaţ ii plastice excesive ar putea produce ruperi premature (3) Prin alegerea unei forme avantajoase a construcţ iei, printr-o distribuţ ie adecvatăa maselor, a rigidită ţ ii ş i a capacită ţ ii de rezistenţ ălaterale a structurii se va urmări reducerea în cât mai mare măsurăa excentricită ţ ilor. 4.4.1.4. Rigiditate ş i rezistenţ ăla translaţ ie pe douădirecţ ii (1) Întrucât acţ iunea orizontală a cutremurelor se manifestă bidirecţ ional, elementele structurale vor fi dispuse în plan într-un sistem ortogonal, în mă surăsă ofere caracteristici de rezistenţ ăş i de rigiditate suficiente în douădirecţ ii. Sistemele structurale pot fi diferite în cele douădirecţ ii. (2) Rigiditatea lateralăva fi suficientăpentru limitarea deplasă rilor orizontale, astfel încât efectele de ordinul 2 ş i degradă rile construcţ iei săpoatăfi controlate. (3) La clă dirile etajate se recomandăutilizarea soluţ iilor cu rigiditate laterală sporită , prin prevederea unor pereţ i structurali pe toatăînă lţ imea clădirilor, în toate cazurile în care necesitatea funcţ ionalăa unor spaţ ii libere sau forma construcţ iei nu împiedicăintroducerea lor. De asemenea, la alegerea sistemului structural pe criterii de rigiditate se vor avea în vedere ş i modul de realizare a pereţ ilor de compartimentare ş i de închidere, a legă turii între elementele nestructurale ş i elementele structurii de rezistenţ ă , precum ş i măsura în care primele împiedicădeformaţ iile libere ale ultimelor. 4.4.1.5. Rigiditate ş i rezistenţ ăla torsiune (1) Structura trebuie săfie înzestratăcu suficientărigiditate ş i rezistenţ ăla torsiune pentru a limita manifestarea unor miş cări de răsucire în ansamblu a construcţ iei, care ar putea spori periculos eforturile ş i deplasă rile orizontale ale clădirilor. Soluţ ia cea mai eficientăpentru aceasta este dispunerea adecvatăa unor elemente suficient de rigide ş i rezistente pe perimetrul construcţ iei (cel puţ in douăîn fiecare direcţ ie). 4.4.1.6. Acţ iunea de diafragmăa planş eelor (1) Într-o construcţ ie corect alcă tuită pentru preluarea încă rcărilor seismice, planş eele joacăun rol esenţ ial prin: 4.3

- colectarea forţ elor de inerţ ie ş i transmiterea lor la elementele verticale ale structurii - acţ iunea de diafragmăorizontală, care asigurăangajarea solidarăa elementelor verticale în preluarea forţ elor seismice orizontale Alcătuirea diafragmelor, respectiv forma, secţ iunea de beton ş i armarea lor, a elementelor metalice sau de lemn, dupăcaz, trebuie săasigure într-un grad înalt îndeplinirea acestor roluri. (2) Proiectarea planş eelor cu alcătuiri neregulate (cu forme neregulate ş i cu goluri relativ mari etc) ş i proiectarea planş eelor în structuri neregulate (cu lipsă de uniformitate în plan ş i pe verticală ) se va baza pe modelele de calcul în mă surăsă evidenţ ieze suficient de fidel comportarea acestor elemente la cutremur. (3) Comportarea planş eelor de la fiecare nivel ca diafragme practic infinit rigide ş i rezistente pentru forţ e aplicate în planul lor permite adoptarea unor modele de calcul structural simplificate, caracterizate de manifestarea a numai 3 deplasări la fiecare nivel (2 translaţ ii ş i o rotaţ ie) 4.4.1.7. Realizarea unei fundaţ ii (infrastructuri) adecvate (1) Alcătuirea fundaţ iilor construcţ iei ş i a legă turii acesteia cu suprastructura trebuie săasigure condiţ ia ca întreaga clădire săfie supusăunei excitaţ ii seismice cât mai uniforme (2) În cazul structurilor alcă tuite dintr-un numă r de pereţ i structurali cu rigiditate ş i capacită ţ i de rezistenţ ădiferite, infrastructurile de tip cutie rigidăş i rezistentăsau de tip radier casetat sunt în general recomandabile. (3) În cazul adoptă rii unor elemente de fundare individuale (directăsau la adâncime, prin piloţ i), este recomandabilăutilizarea unei plă ci de fundaţ ie (radier) sau prevederea unor grinzi de legă turăîntre aceste elemente, în ambele direcţ ii. (4) Se recomandăsăse evite formele de construcţ ii la care, pentru anumite direcţ ii de acţ iune seismică, pot apă rea suprasolicitări ale unor elemente verticale ş i solicitarea dezavantajoasăa infrastructurilor. (5) La proiectarea fundaţ iei, forţ ele transmise de suprastructurăsunt cele care corespund mecanismului structural de disipare de energie. (6) - 5.

Alte condiţ ii ş i criterii pentru realizarea sistemului de fundare sunt date în P100

4.4.1.8. Condiţ ii referitoare la masele construcţ iilor (1) În vederea reducerii efectelor nefavorabile datorate poziţ ionă rii neregulate a încă rcărilor masice, se va urmă ri dispunerea cât mai uniformă a încărcă rilor gravitaţ ionale pe planş ee, atât în plan cât ş i pe verticală . (2) În vederea reducerii forţ elor de inerţ ie seismice care acţ ionează asupra construcţ iilor se va urmă ri realizarea de construcţ ii cu mase cât mai mici. În acest scop: La realizarea elementelor nestructurale: învelitori, termoizolaţ ii, ş ape, pereţ i de compartimentare ş i de închidere, parapete de balcoane etc., se vor utiliza cu prioritate materiale uş oare. De asemenea, se va căuta săse reducăgrosimea tencuielilor ş i a

4.4

ş apelor de egalizare, a straturilor pentru realizarea pantelor ş i săse micş oreze greutatea elementelor ornamentale la clădirile la care acestea sunt necesare. La construcţ iile cu regim ridicat de înă lţ ime ş i/sau cu mase mari se recomandă utilizarea betoanelor de înaltărezistenţ ăîn elementele structurale, în special în stâlpi ş i pereţ ii structurali. La acoperiş urile halelor parter cu deschideri mari (inclusiv elementele luminatoarelor ş i ale deflectoarelor) se vor aplica cu prioritate soluţ ii din materiale uş oare. În cazul clă dirilor cu funcţ iuni diferite pe înă lţ ime se recomandăca activităţ ile (funcţ iunile) care implicăîncă rcări utile mari săfie plasate la nivelurile inferioare. 4.4.2. Elemente structurale principale ş i secundare în preluarea forţ elor seismice (1) Unele elemente structurale pot sănu fie considerate ca făcând parte din sistemul structural care preia forţ ele seismice ş i săfie proiectate ca elemente seismice secundare. Rezistenţ aş i rigiditatea acestor elemente la forţ e laterale va fi neglijabilă, ş i nu este necesar ca ele săsatisfacăprevederile speciale date în secţ iunile 5 – 9. În schimb, aceste elemente ş i legă turile lor cu structura seismicăde bazăvor fi alcă tuite astfel încât săpreia încărcă rile gravitaţ ionale aferente, în situaţ ia deplasă rilor laterale produse de solicitarea seismicăcea mai nefavorabilă . (2) Elementele secundare vor satisface condiţ iile din codurile de proiectare pentru structuri realizate din diferite materiale. (3) Rigiditatea lateralăa elementelor secundare, a că ror contribuţ ie la preluarea forţ elor seismice este neglijatănu va fi mai mare de 15% din rigiditatea lateralăa structurii. (4) Elementele care nu sunt considerate secundare, se proiecteazăca elemente seismice principale, fă când parte din sistemul care preia forţ ele laterale. Modelarea lor pentru calcul satisface prevederile cap. 4, iar dimensionarea ş i detalierea acestora vor respecta prevederile specifice din secţ iunile 5 – 9. 4.4.3. Condiţ ii pentru evaluarea regularităţ ii structurale 4.4.3.1. Aspecte generale (1)

În vederea proiectării seismice construcţ iile se clasifică în regulate ş i neregulate.

(2) Condiţ iile pentru caracterizarea construcţ iilor din punct de vedere al regularită ţ ii sunt date în 4.2.3.2 ş i 4.2.3.3. Aceste criterii trebuie considerate drept condiţ ii necesare, care trebuie, de regulă , respectate. (3)

În funcţ ie de tipul construcţ iei, regulate sau neregulate, se aleg diferenţ iat: - modelul structural, care poate fi plan sau spaţ ial - metoda de calcul structural, care poate fi procedeul simplificat al forţ ei laterale echivalente (evaluate direct pe baza spectrului de ră spuns) sau procedeul de calcul modal 4.5

- valoarea coeficientului de comportare, q, care are valori mai reduse în cazul structurilor neregulate, în conformitate cu indicaţ iile din tabelul 4.1. Tabelul 4.1 Modul de considerare a regularită ţ ii structurale asupra proiectă rii seismice Regularitate Caz

Simplificare de calcul admisă

Factor de comportare

În plan

În elevaţ ie

Model

Calcul elastic liniar

Calcul elastic liniar

1

Da

Da

Plan

* Forţ a laterală echivalentă

Valoarea de referinţ ă

2

Da

Nu

Plan

Modal

Valoare redusă

3

Nu

Da

Spaţ ial

Modal

Valoarea de referinţ ă

Nu

Spaţ ial

Modal

Valoare redusă

4

Nu Notă:

(4)

-* Numai dacăconstrucţ ia are o înălţ ime pânăla 30 m ş i o perioadăa oscilaţ iilor proprii T < 1,50 s. - Indicaţ iile din tabelul 4.1, referitoare la alegerea modelului ş i a metodei de calcul structural corespund nivelului de calcul minimal admis

Valorile de referinţ ăale factorilor de comportare sunt date în capitolele 5 – 9.

(5) Reducerea factorilor de comportare pentru a lua în considerare incertitudinile privind comportarea seismicăa structurilor neregulate se va stabili funcţ ie de gradul acestei neregularită ţ i. Orientativ pentru cazul 2 factorul de comportare de referinţ ăse va reduce cu 20%, iar pentru cazul 4, cu 30%. 4.4.3.2. Criterii pentru regularitatea structuralăîn plan (1) Construcţ ia trebuie săfie aproximativ simetricăîn plan în raport cu 2 direcţ ii ortogonale, din punct de vedere al distribuţ iei rigidităţ ii laterale, capacită ţ ilor de rezistenţ ăş i al maselor. (2) Construcţ ia are formăcompactă , cu contururi regulate. Dacăconstrucţ ia prezintăretrageri în plan, la diferite niveluri (margini retrase), se considerăcăclă direa prezintăsuficientăregularitate dacă , aceste retrageri nu afecteazărigiditatea în plan a planş eului ş i dacăpentru fiecare retragere, diferenţ a între conturul planş eului ş i înfăş urătoarea poligonalăconvexă(circumscrisă ) a planş eului nu depă ş eş te 15% din aria planş eului. Dacăforma în plan este neregulată , cu discontinuităţ i în care pot apărea eforturi suplimentare semnificative (fig. 4.1), se recomandătronsonarea construcţ iei prin rosturi seismice, astfel ca pentru fiecare tronson în parte săse ajungăla o formă regulatăcu distribuţ ii avantajoase a volumelor, maselor ş i rigidită ţ ilor. (3) La clădirile etajate, la nivelurile unde se realizeazăreduceri de gabarit acestea se vor realiza pe verticala elementelor portante (stâlpi, pereţ i). Se vor evita, de regulă , rezemă rile stâlpi pe grinzi, acestea fiind acceptate numai în cazul stâlpilor cu încă rcări mici de la ultimele 1 – 2 niveluri ale clă dirilor etajate. (4) Rigiditatea planş eelor în planul lor este suficient de mare în comparaţ ie cu rigiditatea laterală a elementelor structurale verticale, astfel încât deformaţ ia planş eelor săaibăun efect neglijabil asupra distribuţ iei forţ elor orizontale între elementele structurale verticale. 4.6

Figura 4.1 (5) La fiecare nivel, în fiecare din direcţ iile principale ale clă dirii, excentricitatea va satisface condiţ iile: e ox 0,30 rx

(4.1 a)

e oy 0,30 ry

(4.1 b)

unde: e ox, eoy – distanţ a între centrul de rigiditate ş i centrul maselor, măsuratăîn direcţ ie normalăpe direcţ ia de calcul rx, ry – ră dăcina pă tratăa raportului între rigiditatea structurii la torsiune ş i rigiditatea lateralăîn direcţ ia de calcul (6) În cazul structurilor monotone pe verticală , rigiditatea laterală a componentelor structurale (cadre, pereţ i) se poate considera proporţ ionalăcu un sistem de forţ e cu o distribuţ ie simplificată(vezi secţ iunea 4.5) care produce acestor componente o deplasare unitarăla vârful construcţ iei (7) Alternativ condiţ iilor date la (5), structura este consideratăregulată , cu sensibilitate relativ mică la ră sucirea de ansamblu, dacă deplasarea maximă , înregistratăla o extremitate a clă dirii este de cel mult 1,35 ori mai mare decât media deplasă rilor celor 2 extremită ţ i. 4.4.3.3. Criterii pentru regularitatea pe verticală (1) Sistemul structural se dezvoltămonoton pe verticalăfă răvariaţ ii de la nivelul fundaţ iei pânăla vârful clădirii. Dacăexistăretrageri pe înă lţ imea clă dirii acestea nu depă ş esc, la oricare nivel, 20% din dimensiunea de la nivelul imediat inferior. (2) Structura nu prezintăla nici un nivel reduceri de rigiditate lateralămai mari de 30% din rigiditatea nivelului imediat superior (structura nu are niveluri flexibile). (3) Structura nu prezintăla nici un nivel, o rezistenţ ălateralămai micăcu mai mult de 20% decât cea a nivelului situat imediat deasupra (structura nu are niveluri slabe din punct de vedere al rezistenţ ei laterale). (4) Dacădimensiunile elementelor structurale se reduc de la bazăcă tre vârful structurii, variaţ ia rigidită ţ ii ş i rezistenţ ei laterale este uniformă , fă răreduceri bruş te de la un nivel inferior la un nivel superior.

4.7

(5) Masele aplicate pe construcţ ie sunt distribuite uniform. Aceasta înseamnăcăla nici un nivel masa aferentănu este mai mare cu mai mult de 50% decât masele aplicate la nivelurile adiacente. (6) Structura nu prezintădiscontinuită ţ i pe verticală, care sădevieze traseul încă rcărilor că tre fundaţ ii. Devierea poate avea loc în acelaş i plan al structurii (fig 4.2 a) sau dintr-un plan în alt plan vertical al construcţ iei (fig 4.2 b).

perete la etaje, întrerupt la parter

perete numai la parter

tirant

t

stâlp “critic”

(b)

(a) Figura 4.2

Devierile structurale pot fi însoţ ite de sporuri substanţ iale ale eforturilor în elementele verticale (de exemplu, în stâlpii care susţ in pereţ ii întrerupţ i la parter) ş i în planş eele diafragmăcare trebuie sărealizeze transferul între elementele verticale, în acelaş i plan (fig 4.2 a) sau între planuri diferite (fig 4.2 b). 4.4.4. Condiţ ii pentru alcătuirea planş eelor 4.4.4.1. Generalităţ i (1) Diafragmele orizontale acţ ioneazăca grinzi orizontale, cu proporţ ii de grinzi pereţ i, rezemate în planurile unde se dezvoltăsubsistemele structurale verticale (cadre, pereţ i). Încă rcările lor sunt constituite din forţ ele de inerţ ie orizontale asociate greutăţ ii tuturor elementelor structurale ş i nestructurale, echipamentelor ş i, respectiv, fracţ iunii de lungăduratăa încă rcă rilor temporare, conform prevederilor de la capitolul 3. (2)

Diafragmele se modeleazăîn calcul ca grinzi pereţ i sau ca grinzi cu ză brele.

(3) Diafragmele trebuie săfie capabile săposede suficientăcapacitate de rezistenţ ă astfel încât sătransmităefectele acţ iunii seismice la elementele structurii laterale la care sunt conectate, lucrând preponderent în domeniul elastic. (4) Proiectarea trebuie săurmă reascăevitarea solicită rii planş eelor în domeniul inelastic, care poate altera semnificativ distribuţ ia încă rcă rilor laterale (ş i prin aceasta ş i valorile forţ elor tă ietoare din elementele verticale) ş i, ponderea modurilor de vibraţ ie ale planş eelor ş i structurii verticale. (5)

Aspectele specifice ale proiectării planş eelor se referăla - preluarea eforturilor de întindere din încovoiere - transmiterea reacţ iunilor la reazeme, pereţ i sau grinzi de cadru, prin legă tura dintre aceste elemente ş i placa planş eului

4.8

- colectarea încărcă rilor aplicate în masa planş eului, în vederea transmiterii lor la elementele verticale - preluarea forţ elor tă ietoare prin mecanismele specifice grinzilor pereţ i (prin acţ iune de arc sau grindăcu ză brele), inclusiv cu armături transversale de suspendare de zona comprimatăa încărcă rilor seismice distribuite în masa planş eului. 4.4.4.2. Proiectarea la încovoiere (1) Întinderile din încovoiere sunt preluate de armă turi dispuse în elementele de bordare ale planş eului. Aceste elemente, realizate sub formăde centuri pe pereţ i, grinzi (de beton armat, oţ el, lemn, dupăcaz) sau ca armă turi montate între rosturile unei zidării vor îndeplini 2 condiţ ii: - săfie continue - săfie conectate adecvat la placa (elementele) planş eului. Dacăsunt continue, armă turile din placăparalele cu marginea planş eului pot îndeplini, de asemenea, acest rol. (2) La evaluarea eforturilor de întindere din planş eu se va ţ ine seama de efectele flexibilităţ ii (rigidită ţ ii) relative a elementelor verticale (fig. 4.3) (3) Atunci când planş eele nu pot fi considerate practic infinit rigide, în raport cu componentele structurii laterale, precum ş i atunci când rigiditatea planş eelor are valori diferite la diferitele niveluri ale clă dirii, se va ţ ine seama de efectul deformabilită ţ ii lor asupra distribuţ iei forţ elor laterale pe orizontala ş i verticala clădirii. În acest scop se pot utiliza modele de calcul simplificate, în care ansamblul structurii, inclusiv planş eele este reprezentat printr-o reţ ea de grinzi.

Figura 4.3.

(4) La colţ urile intrânde ale planş eelor de beton armat cu formăneregulatăse vor prevedea armă turi adecvate în vederea limitării dezvoltării ca lungime ş i deschidere, a fisurilor periculoase care pot apărea în aceste zone. 4.9

În aceste zone, ca ş i la reducerea localăa dimensiunilor în plan ale planş eului, armă tura de bordare trebuie continuatăsuficient de departe de colţ , pentru a asigura angajarea armă turilor curente ale planş eului. Mă suri cu rol similar vor fi luate ş i la planş ee realizate din alte materiale. 4.4.4.3. Conectarea planş eelor la elementele structurii laterale (1) Conectarea planş eelor cu elementele structurii laterale se va dimensiona ş i alcă tui astfel încât săfie în măsurăsătransmităforţ ele de forfecare rezultate din acţ iunea de diafragmăorizontală . Atunci când aceste forţ e sunt excesive se poate recurge la îngroş area localăa planş eului. (2) Aceastălegăturăse realizeazăfuncţ ie de modul concret de alcătuire al planş eului, în corelare cu sistemele de cofrare ş i tehnologia de execuţ ie, prin: - armă turi perpendiculare pe interfaţ a placă-perete (grindă ), adecvat ancorate, la planş eele de beton armat - legă turi sudate, buloane, la planş eele metalice - scoabe, solidarizare prin cuie, buloane, la planş eele din lemn (3) Elementele de conectare pot servi ş i pentru ancorarea (rezemarea) unor pereţ i de zidă rie sau beton, la forţ e normale pe planul acestora. 4.4.4.4. Colectarea încărcărilor orizontale (1) Comportarea planş eelor ca grinzi pereţ i impune prevederea unor armă turi de suspendare necesare pentru preluarea eforturilor de întindere din planul plă cii, rezultate din aplicarea distribuităa forţ elor seismice orizontale pe planş eu (fig. 4.4 a).

a)

b) Figura 4.4

(2) În vederea reducerii eforturilor tangenţ iale la interfaţ a planş eului – structura lateralăse recomandăprevederea unor “colectori”, elemente care transmit prin suspendare directă , încă rcările masice (fig. 4.4 b) 4.4.4.5. Măsuri specifice în planş ee cu goluri mari (1) Se va evita prevederea golurilor de circulaţ ie pe verticalăîn zonele în care secţ iunea diafragmei este redusăsemnificativ, pentru a evita fracturarea planş eelor astfel slăbite.

4.10

(2) În jurul golurilor de dimensiuni mari se vor prevedea elemente de bordare similare cu cele dispuse la marginea planş eului. În asemenea cazuri, armarea planş eului pentru forţ e din planul acestuia trebuie determinate pe scheme de calcul care săia în considerare slăbirile produse de goluri. (3) La dispunerea golurilor în planş eu (funcţ ionale, de instalaţ ii etc) se vor analiza eventualele efecte ale discontinuită ţ ilor astfel create asupra modului în care sunt transmise forţ ele orizontale de la planş eu la elementele structurii laterale ş i, implicit, asupra modelului de calcul structural. Prezenţ a golurilor suprapuse pe mai multe niveluri poate expune elementele verticale riscului de pierdere a stabilită ţ ii sau la ruperi sub forţ e normale pe planul lor. Tabelul 4.3. Clase de importanţ ăş i de expunere la cutremur pentru clă diri Clasa de importanţ ă

Tipuri de clă diri

 I

I

Clă diri cu funcţ iuni esenţ iale, a căror integritate pe durata cutremurelor este vitală pentru protecţ ia civilă : staţ iile de pompieri ş i sediile poliţ iei; spitale ş i alte construcţ ii aferente serviciilor sanitare care sunt dotate cu secţ ii de chirurgie ş i de urgenţ ă ; clădirile instituţ iilor cu responsabilitate în gestionarea situaţ iilor de urgenţ ă , în apă rarea ş i securitatea naţ ională ; staţ iile de producere ş i distribuţ ie a energiei ş i/sau care asigurăservicii esenţ iale pentru celelalte categorii de clă diri menţ ionate aici; garajele de vehicule ale serviciilor de urgenţ ăde diferite categorii; rezervoare de apăş i staţ ii de pompare esenţ iale pentru situaţ ii de urgenţ ă ; clă diri care conţ in gaze toxice, explozivi ş i alte substanţ e periculoase.

1,4

II

Clă diri a căror rezistenţ ăseismicăeste importantăsub aspectul consecinţ elor asociate cu pră buş irea sau avarierea gravă : clă diri de locuit ş i publice având peste 400 persoane în aria totalăexpusă spitale, altele decât cele din clasa I, ş i instituţ ii medicale cu o capacitate de peste 150 persoane în aria totalăexpusă penitenciare aziluri de bă trâni, creş e ş coli cu diferite grade, cu o capacitate de peste 200 de persoane în aria totală expusă auditorii, să li de conferinţ e, de spectacole cu capacită ţ i de peste 200 de persoane clă dirile din patrimoniul naţ ional, muzee etc.

1,2

III IV

Clă diri de tip curent, care nu aparţ in celorlalte categorii Clă diri de micăimportanţ ăpentru siguranţ a publică , cu grad redus de ocupare ş i/sau de micăimportanţ ăeconomică , construcţ ii agricole, locuinţ e unifamiliale.

1 0,8

4.4.5. Clase de importanţ ăş i de expunere la cutremur ş i factori de importanţ ă (1) Nivelul de asigurare al construcţ iilor se diferenţ iazăfuncţ ie de clasa de importanţ ăş i de expunere la cutremur din care acestea fac parte. Importanţ a construcţ iilor depinde de consecinţ ele prăbuş irii asupra vieţ ii oamenilor, de importanţ a lor pentru siguranţ a publicăş i protecţ ia civilăîn perioada de imediat dupăcutremur ş i de consecinţ ele sociale ş i economice ale pră buş irii sau avarierii grave. (2) Clasa de importanţ ăş i de expunere la cutremur este caracterizatăde valoarea factorului de importanţ ă ,I conform 2.1(3). (3)

Definirea claselor de importanţ ăş i valorile asociate  I se dau în tabelul 4.3 4.11

(4) Factorul de importanţ ă I = 1.0 este asociat cu evenimente seismice având perioada de revenire de referinţ ă , datăla 2.1. 4.5. Calculul structurilor la acţ iunea seismică 4.5.1. Generalităţ i (1) Secţ iunea cuprinde prevederi pentru evaluarea forţ elor seismice ş i pentru calculul efectelor structurale (eforturi ş i deplasă ri) generate de aceste forţ e. În calculele inginereş ti se vor considera, în functie de modul de manifestare a acţ iunii seismice: - forţ e seismice de inerţ ie generate de miş carea structurii produsă de acceleraţ iile seismice de la interfaţ a teren-construcţ ie; - forţ e seismice transmise de sistemele de rezemare ş i de conectare cu structura suport a componentelor nestructurale, echipamentelor ş i instalaţ iilor. 4.5.2. Modelarea comportării structurale (1) Pentru determinarea efectelor structurale se utilizeazămodele de calcul care descriu comportarea structurii la acţ iunea seismică. Modelul structural trebuie să reprezinte adecvat configuraţ ia generală(geometrie, legă turi, material), distribuţ ia caracteristicilor inerţ iale (mase de nivel, momentele de inerţ ie ale maselor de nivel raportate la centrul maselor de nivel), a caracteristicilor de rigiditate ş i de amortizare, conducând la determinarea corectăa modurilor proprii de vibraţ ie semnificative, a forţ elor seismice ş i a caracteristicilor de ră spuns seismic. În cazul metodelor de calcul neliniar, modelele trebuie săreprezinte corect capacită ţ ile de rezistenţ ăş i de deformare ale elementelor în domeniul postelastic. (2) Clădirea se schematizeazăprin sisteme rezistente la acţ iuni verticale ş i laterale, conectate sau nu prin planş ee (diafragme orizontale). (3) Pentru construcţ iile care satisfac criterii de regularitate în plan ş i de uniformitate pe verticală , calculul seismic liniar se poate realiza considerând două modele plane, definite de elementele verticale ş i de legă turile dintre acestea, orientate dupădirecţ iile principale ortogonale ale ansamblului structural. (4) În modelarea deformabilită ţ ii structurilor trebuie consideratăş i comportarea conexiunilor dintre grinzi, stâlpi ş i/sau pereţ i structurali. Se vor include în model ş i elementele nestructurale care influenţ eazără spunsul seismic al ansamblului structural, de exemplu pereţ ii de compartimentare care sporesc semnificativ rigiditatea lateralăş i rezistenţ a structurilor în cadre. (5) Pentru reducerea dimensiunii modelului, masa distribuită continuu este concentratăîn puncte caracteristice, modelul dinamic obţ inut având un numă r finit de grade de libertate dinamică. Forţ ele seismice asociate miş că rii structurii sunt acţ iuni concentrate cu punctele de aplicare în punctele de concentrare a maselor. (6) La construcţ iile etajate, cu planş ee din beton armat indeformabile în planul lor, masele ş i momentele de inertie ale maselor de la fiecare etaj se concentreazăla nivelul planş eului, în centrul maselor. Rezultătrei grade de libertate dinamică(douătranslaţ ii orizontale ş i o rotire în jurul axei verticale) pentru fiecare nivel. În cazul planş eelor 4.12

flexibile în planul lor (de exemplu, planş ee din beton armat cu dimensiuni mari ş i goluri importante), acestea vor fi incluse în modelul structural, cu valori corespunză toare ale rigidită ţ ii ş i grade suplimentare de libertate dinamică. În cazul în care între elementele de rezistenţ ănu sunt realizate legă turi care se pot considera indeformabile, masele se vor aplica în nodurile de intersecţ ie ale elementelor de rezistenţ ăale structurii. (7) Masele se calculeazădin încă rcă rile gravitaţ ionale ce rezultădin combinaţ iile de incă rcă ri specifice acţ iunii seismice conform secţ iunii 3.3. (8) Pentru structurile complexe cu modele de dimensiuni mari se admite utilizarea unor modele dinamice condensate cu dimensiuni reduse. Caracteristicile dinamice ş i de rezistenţ ăechivalente se determinăprin tehnici standard de condensare dinamică sau statică. (9) Pentru structurile clădirilor alcă tuite din beton armat, din beton cu armă tură rigidăsau din zidă rie, la evaluarea rigidită ţ ilor elementelor de rezistenţ ăse vor considera ş i efectele fisurării betonului, respectiv mortarului. (10) Deformabilitatea fundaţ iei ş i/sau deformabilitatea terenului trebuie considerate, dacăacestea au o influenţ ăsemnificativăasupra ră spunsului structural. 4.5.2.1. Efecte de torsiune accidentală (1) În cazul construcţ iilor cu planş ee indeformabile în planul lor, efectele generate de incertitudinile asociate distribuţ iei maselor de nivel ş i/sau a variaţ iei spaţ iale a miş că rii seismice a terenului se consideră prin introducerea unei excentricită ţ i accidentale adiţ ionale. Aceasta se considerăpentru fiecare direcţ ie de calcul ş i pentru fiecare nivel ş i se raporteazăla centrul maselor. Excentricitatea accidentalăse calculeazăcu expresia: e 1i =  0.05 Li

(4.2)

unde e 1i

excentricitatea accidentală a masei de la nivelul “i” faţ ă de poziţ ia calculată a centrului maselor, aplicată pe aceeaş i direcţ ie la toate nivelurile

Li

dimensiunea planş eului perpendicularăpe direcţ ia acţ iunii seismice.

4.5.3. Metode de calcul structural 4.5.3.1. Generalităţ i (1) În funcţ ie de caracteristicile structurale ş i de importanţ a construcţ iei se poate utiliza una din urmă toarele metode de calcul pentru proiectarea curentă : - metoda forţ elor laterale asociate modului de vibraţ ie fundamental, pentru clă dirile care satisfac condiţ iile specificate în paragraful 4.4.3, - metoda calculului modal cu spectre de răspuns, aplicabilăîn general tuturor tipurilor de clădiri.

4.13

În metoda de calcul cu forţ e laterale, caracterul dinamic al acţ iunii seismice este reprezentat în mod simplificat prin distribuţ ii de forţ e statice. Pe aceastăbazămetoda se mai numeş te si metoda staticăechivalentă . (2)

În afara acestor metode de calcul se pot aplica: - metoda de calcul dinamic liniar - metoda de calcul static neliniar - metoda de calcul dinamic neliniar

(3) Metoda de referinţ ăpentru determinarea efectelor seismice este calculul modal cu spectre de ră spuns. Comportarea structurii este reprezentatăprintr-un model liniarelastic, iar acţ iunea seismicăeste descrisăprin spectre de ră spuns de proiectare. (4) În metodele de calcul dinamic liniar ş i neliniar, acţ iunea seismicăeste reprezentatăprin accelerograme înregistrate în diferite condiţ ii de amplasament ş i/sau prin accelerograme artificiale, compatibile cu spectrul de proiectare specificat. Preciză ri referitoare la selectarea, calibrarea ş i utilizarea accelerogramelor sunt date în capitolul 3. (5) Metodele de calcul neliniar se pot utiliza dacă se asigură: calibrarea corespunză toare a acţ iunii seismice de proiectare; selectarea unui model constitutiv adecvat pentru comportarea neliniară; interpretarea corectăa rezultatelor obţ inute ş i verificarea cerinţ elor ce trebuie satisfă cute. (6) Pentru construcţ iile care satisfac criterii de regularitate în plan ş i de uniformitate pe verticală, calculul seismic liniar se poate realiza considerând două modele plane orientate dupădirecţ iile principale ortogonale ale ansamblului structural. (7) La construcţ iile din clasele de importanţ ăcu coeficientul γ I 1, calculul seismic liniar elastic poate fi realizat pe modele plane, chiar dacăcriteriile de regularitate în plan nu sunt satisfă cute, dar sunt îndeplinite urmă toarele condiţ ii: (a) construcţ ia are compartimentări ş i închideri distribuite relativ uniform; (b) înălţ imea construcţ iei nu depă ş eş te 10 m; (c) raportul înă lţ ime/lungime nu depaş eş te 0,4; (d) planş eele orizontale au o rigiditate suficient de mare în raport cu rigiditatea lateralăa elementelor verticale de rezistenţ ă , pentru a fi considerate diafragme indeformabile în planul lor. (8) Construcţ iile care nu satisfac criteriile de mai sus trebuie calculate cu modele structurale spaţ iale. În cazul modelelor spaţ iale, acţ iunea seismicăde proiectare trebuie aplicatăîn lungul tuturor direcţ iilor relevante. Caracterul spaţ ial al acţ iunii seismice este definit într-un sistem de referinţ ăreprezentat prin trei axe ortogonale, una verticalăş i douăorizontale selectate astfel: - la construcţ iile cu elemente de rezistenţ ăverticale orientate pe douădirecţ ii ortogonale se considerădirecţ iile orizontale respective; - la celelalte construcţ ii se aleg direcţ iile principale orizontale ale ansamblului structurii de rezistenţ ă(vezi Anexa C)

4.14

4.5.3.2. Metoda forţ elor seismice statice echivalente 4.5.3.2.1. Generalităţ i (1) Aceastămetodăse poate aplica la construcţ iile care pot fi calculate prin considerarea a douămodele plane pe direcţ ii ortogonale ş i al căror ră spuns seismic total nu este influenţ at semnificativ de modurile proprii superioare de vibraţ ie. În acest caz, modul propriu fundamental de translaţ ie are contribuţ ia predominantă în răspunsul seismic total. (2) care:

Cerinţ ele de la paragraful (1) sunt considerate satisfă cute pentru clă dirile la

a) Perioadele fundamentale corespunză toare direcţ iilor orizontale principale sunt mai mici decât valoarea T 1,6 s

(4.3)

b) Sunt satisfă cute criteriile de regularitate pe verticalădefinite la paragraful 4.4.3.2. 4.5.3.2.2. Forţ a tăietoare de bază (1) Forţ a tă ietoare de bazăcorespunză toare modului propriu fundamental, pentru fiecare direcţ ie orizontalăprincipalăconsideratăîn calculul clădirii, se determinădupa cum urmează : Fb I S d  T1 m

(4.4)

unde S d  T1 ordonata spectrului de ră spuns de proiectare corespunză toare perioadei fundamentale T 1 T1

perioada proprie fundamentalăde vibraţ ie a clădirii în planul ce conţ ine direcţ ia orizontalăconsiderată

m

masa totalăa clă dirii calculata ca suma a maselor de nivel mi conform notatiilor din anexa C

 I

este factorul de importanta-expunere al constructiei din sectiunea 3.2



factor de corecţ ie care ţ ine seama de contribuţ ia modului propriu fundamental prin masa modalăefectivăasociatăacestuia, ale că rui valori sunt

= 0,85 dacăT1 TC ş i clă direa are mai mult de douăniveluri ş i = 1,0 în celelalte situaţ ii. (2) Perioada proprie fundamentalăT1 se determinăpe baza unor metode de calcul dinamic structural. Pot fi utilizate si metode aproximative cum ar fi metoda energetică Rayleigh descrisăîn anexa B. (3) Perioada fundamentalăpoate fi estimatăaproximativ cu formulele simplificate specificate pentru diferite categorii de structuri din anexa B.

4.15

4.5.3.2.3. Distribuţ ia forţ elor seismice orizontale (1) Efectele acţ iunii seismice se determinăprin aplicarea forţ elor seismice orizontale asociate nivelurilor cu masele mi pentru fiecare din cele douămodele plane de calcul. Forţ a seismicăcare acţ ioneazăla nivelul “i” se calculeazăcu relaţ ia mi si

Fi Fb

(4.5)

n

m s

i i

i1

unde F

forţ a seismicăorizontalăstatic echivalentăde la nivelul “i”

Fb

forţ a tă ietoare de bază corespunză toare modului fundamental, determinată cu relaţ ia (4.4), reprezentând rezultanta forţ elor seismice orizontale de nivel.

si

componenta formei fundamentale dinamicăde translaţ ie la nivelul “i”

n

numărul de niveluri al clă dirii

mi

masa de nivel, determinatăconform anexei C

pe

direcţ ia

gradului

de

libertate

(2) Forma proprie fundamentalăpoate fi aproximatăprintr-o variaţ ie liniară crescă toare pe înă ltime. In acest caz forţ ele orizontale de nivel sunt date de relaţ ia mi zi

Fi Fb

(4.6)

n

m z i

i

i1

unde reprezintăînălţ imea nivelului “i” faţ ăde baza construcţ iei consideratăin model.

zi

(3) Forţ ele seismice orizontale se aplicăsistemelor structurale ca forţ e laterale la nivelul fiecărui planş eu considerat indeformabil în planul să u. 4.5.3.2.4. Efecte de torsiune (1) Modelele plane considera aceeasi poziţ ie pentru centrele de rigiditate si centrele maselor la fiecare nivel. Pentru a considera efectele de torsiune produse de pozitiile diferite ale acestora, precum si efectul unor excentricitati accidentale, calculul pe modelul plan trebuie corectat prin determinarea fortelor seismice de nivel suplimentare care revin subsistemelor plane care alcatuiesc modelul. (2) Forţ ele seismice de nivel obţ inute pentru modelele plane asociate la două direcţ ii principale ortogonale se distribuie subsistemelor plane componente din fiecare direcţ ie conform relaţ iei: -

pentru direcţ ia x de acţ iune seismică Fixj 

K ixj

Fix  p

p

K j 1

j ix

K ixj y j

K j1

j ix

Fix eiy

y K x 2 j

j iy

2 j



4.16

-

pentru direcţ ia y de acţ iune seismică Fiyj 

K iyj

Fiy  p

p

K j 1

K

j iy

j1

Kiyj x j j ix

Fiy eix

y K x 2 j

(4.7)

j iy

2 j



în care, Fixj , Fiyj - forţ ele seismice la nivelul “i” în direcţ ia x, respectiv y, pentru subsistemul

plan j Fix , Fiy - forţ ele seismice la nivelul “i” în direcţ ia x, respectiv y, pentru modelul plan general j

j

K ix , K iy - rigidită ţ ile relative de nivel ale celor p elemente verticale care intrăîn

componenţ a subsistemului plan j asociate direcţ iei x, respectiv y, calculate considerând numai deplasă rile de translaţ ie ale planş eului indeformabil. xj, y j

- distanţ e în direcţ ia x, respectiv y, care definesc poziţ ia subsistemului plan în raport cu centrul de rigiditate de la nivelul “i”

eix , e iy - distanţ e în direcţ ia x, respectiv y, care definesc poziţ iile deplasate ale forţ elor seismice faţ ăde centrul de rigiditate: eix e 0 ix e1ix

eiy e 0 iy e1iy

unde, e0 ix , e0 iy - distanţ e în direcţ ia x, respectiv y, dintre centrele de masăş i de rigiditate la nivelul “i” e1ix , e1iy - excentricităţ ile accidentale în direcţ ia x, respectiv y, la nivelul “i”, calculate conform paragrafului 4.5.2.1. În relaţ iile de mai sus s-au neglijat rigidită ţ ile axiale ş i de torsiune ale elementelor de rezistenţ ăverticale. 4.5.3.3. Metoda de calcul modal cu spectre de raspuns 4.5.3.3.1. Generalităţ i (1) În metoda de calcul modal, acţ iunea seismicăse evalueazăpe baza spectrelor de ră spuns corespunză toare miş că rilor de translaţ ie unidirecţ ionale ale terenului descrise prin accelerograme. (2) Acţ iunea seismicăorizontalăeste descrisăprin douăcomponente orizontale evaluate pe baza aceluiaş i spectru de ră spuns de proiectare. Componenta verticalăa acţ iunii seismice este caracterizatăprin spectrul de ră spuns vertical. (3) Aceastămetodăde calcul se aplicăclă dirilor care nu îndeplinesc condiţ iile specificate pentru utilizarea metodei simplificate cu forţ e laterale static echivalente. Pentru construcţ iile care satisfac criteriile de regularitate în plan ş i criteriile de uniformitate verticală, calculul se poate realiza utilizând doua modele structurale plane corespunză toare direcţ iilor principale orizontale ortogonale. 4.17

(4)

Clădirile care nu satisfac criteriile de mai sus se vor calcula cu modele spaţ iale.

(5) La utilizarea unui model spaţ ial, acţ iunea seismicăse va aplica pe direcţ iile orizontale relevante ş i pe direcţ iile principale ortogonale. Pentru clădirile cu elemente de rezistenţ ăamplasate pe douădirecţ ii perpendiculare, acestea pot fi considerate ca direcţ ii relevante. În general, direcţ iile principale corespund direcţ iei forţ ei tă ietoare de bazăasociatămodului fundamental de vibraţ ie de translaţ ie si normalei pe aceasta direcţ ie. (6) Structurile cu comportare liniarăsunt caracterizate de modurile proprii de vibraţ ie (perioade proprii, forme proprii de vibraţ ie, mase modale efective, factori de participare a maselor modale efective). Acestea se determinăprin metode de calcul dinamic, utilizând caracteristicile dinamice inerţ iale ş i de deformabilitate ale sistemelor structurale rezistente la acţ iunea seismică . (7) În calcul se vor considera modurile proprii cu o contribuţ ie semnificativăla răspunsul seismic total. (8)

Condiţ ia din paragraful (7) de mai sus este îndeplinitădacă : - suma maselor modale efective pentru modurile proprii considerate reprezintă cel puţ in 90% din masa totalăa structurii, - au fost considerate în calcul toate modurile proprii cu masămodalăefectivă mai mare de 5% din masa totală .

(9) Forţ a tă ietoare de bazăF b,k aplicatăpe direcţ ia de acţ iune a miş că rii seismice în modul propiu de vibraţ ie k este Fb ,k I Sd  Tk m k

(4.8)

mk este masa modalăefectivăasociatămodului propriu de vibraţ ie k ş i se determină cu relaţ ia 2

n   mi si ,k    mk i1n mi si2,k

(4.9)

i 1

unde mi

masa de nivel

Tk

perioada proprie în modul propriu de vibraţ ie k

s i, k

componenta vectorului propriu în modul de vibraţ ie k pe direcţ ia gradului de libertate dinamicăde translaţ ie la nivelul “i”

Suma tuturor maselor modale efective (pentru toate direcţ iile ş i toate modurile de vibraţ ie) este egalăcu masa structurii. (10) În cazul modelelor spaţ iale, condiţ ia (8) de mai sus se va verifica pentru fiecare direcţ ie de calcul. În anexa C se prezintădetalii privind calculul modal cu considerarea comportă rii spaţ iale. (11) În cazul în care condiţ iile paragrafului (8) nu pot fi satisfă cute (spre exemplu, la clă dirile cu o contribuţ ie semnificativăa modurilor de torsiune), numă rul minim r 4.18

de moduri proprii ce trebuie incluse într-un calcul spaţ ial trebuie săsatisfacă următoarele condiţ ii r 3 n

ş i

Tr 0,05Tc

(4.10)

unde r

numărul minim de moduri proprii care trebuie considerate

n

numărul de niveluri deasupra terenului

Tr

perioada proprie de vibraţ ie a ultimului mod de vibraţ ie considerat r

4.5.3.3.2. Combinarea răspunsurilor modale (1) Ră spunsurile modale pentru douămoduri proprii de vibraţ ie consecutive, k si k 1 sunt considerate independente dacăperioadele proprii de vibraţ ie Tk si Tk+1 (în care Tk+1 Tk ) satisfac următoarea condiţ ie Tk 1 0,9Tk

(4.11)

Pentru ră spunsurile modale maxime, independente între ele, efectul total maxim se obţ ine cu relaţ ia de compunere modală EE 

E

2 E ,k

(4.12)

în care EE

efectul acţ iunii seismice (efort secţ ional, deplasare)

E E,k

efectul acţ iunii seismice în modul k de vibraţ ie

(2) În cazul în care condiţ ia de la paragraful (1) nu este satisfăcută , se vor considera alte reguli de suprapunere a maximelor modale (spre exemplu, combinarea pătraticăcompletă, sumarea algebricăa ră spunsurilor modale succesive etc.). 4.5.3.3.3. Efectele torsiunii accidentale (1) În cazul în care pentru obţ inerea ră spunsului seismic se utilizeazăun model spaţ ial, efectul de torsiune produs de o excentricitate accidentalăse poate considera prin introducerea la fiecare nivel a unui moment de torsiune M 1i e1 i Fi

(4.13)

în care M 1i

moment de torsiune aplicat la nivelul “i” în jurul axei sale verticale

e1i

excentricitate accidentalăa masei de la nivelul “i” conform relaţ iei (4.2)

Fi

forţ a seismicăstatic echivalentăorizontalăaplicatăla nivelul “i”

Momentul de torsiune se va calcula pentru toate direcţ iile ş i sensurile considerate în calcul

4.19

4.5.3.4. Metoda de calcul dinamic liniar (1) Ră spunsul seismic liniar în timp se obţ ine prin integrarea directăa ecuaţ iilor diferenţ iale de miş care care exprimăechilibrul dinamic instantaneu pe direcţ iile gradelor de libertate dinamicăconsiderate în model. (2) Miş carea seismicăa terenului este caracterizatăprin accelerograme discretizate în timp, reprezentative pentru evenimentele seismice de proiectare ş i condiţ iile locale de amplasament. (3) În calculul dinamic liniar se va considera un numă r suficient de accelerograme pentru fiecare direcţ ie. Dacă nu se dispune de accelerograme înregistrate în amplasament sau acestea sunt insuficiente, se pot utiliza accelerograme artificiale conform prevederilor din paragraful 3.1.2. (4) Valorile de proiectare se obţ in din ră spunsul structural prin considerarea tuturor situaţ iilor la diferite momente de timp, corectate cu factorul de comportare q, in care cel puţ in un efect (efort, deplasare) este maxim. 4.5.3.5. Metode de calcul neliniar 4.5.3.5.1. Generalităţ i 1) Modelul folosit pentru calculul liniar elastic va fi completat prin introducerea parametrilor de comportare postelastică(eforturi capabile plastice, curbe sau suprafete de interacţ iune, deformaţ ii ultime etc.). (2) O condiţ ie minimăeste folosirea curbelor biliniare efort-deformaţ ie la nivel de element. Pentru elementele ductile, care pot avea incursiuni în domeniul postelastic, rigiditatea elasticăva fi rigiditatea secantăîn punctul de curgere. Se pot considera modele ideal elasto-plastic. Se pot utiliza ş i relaţ ii triliniare, care iau în considerare ş i rigidităţ ile în stadiile înainte ş i dupăfisurare ale elementelor de beton sau zidă rie. Se pot realiza modele de calcul în care comportarea neliniarăa materialului este descrisă prin legi constitutive ş i criterii de curgere sau de cedare mai apropiate de comportarea reală . (3) La alegerea modelului de comportare se va ţ ine seama de posibilitatea degradă rii rezistenţ ei ş i mai ales a rigiditaţ ii, situaţ ie intălnita in cazul elementelor de beton, al pereţ ilor de zidă rie ş i al elementelor fragile. (4) Dacănu se fac alte preciză ri, proprietăţ ile elementelor se vor determina pe baza valorilor medii ale rezistenţ elor materialelor utilizate. (5) Modelul de calcul va include acţ iunea încărcă rilor permanente, constantăîn timp ş i acţ iunea seismică, variabilăîn timp. Nu se acceptăformarea de articulaţ ii plastice sau cedări din acţ iunea independentăa încărcă rilor permanente. (6) La determinarea relaţ iilor efort-deformaţ ie pentru elementele structurale se va ţ ine seama de forţ ele axiale provenite din încă rcă rile permanente. Pentru elementele verticale se pot neglija momentele încovoietoare provenite din încărcările permanente, dacăacestea nu influenţ eazăsemnificativ comportarea de ansamblu a structurii. (7) Acţ iunea seismicăse va aplica în sens pozitiv ş i negativ, în vederea obţ inerii celor mai defavorabile efecte.

4.20

4.5.3.5.2. Calculul static neliniar (biografic) 4.5.3.5.2.1. Generalităţ i (1) Calculul biografic este un calcul static neliniar în care încă rcă rile permanente sunt constante, în timp ce încărcă rile orizontale cresc monoton. Se poate aplica la clă dirile noi ş i la cele existente, în urmă toarele scopuri: a) pentru stabilirea sau corectarea valorilor raportului dintre forţ a tă ietoare de bazăasociatămecanismului de cedare ş i forţ a tăietoare de bazăasociată formă rii primei articulaţ ii plastice (raportul u / 1 estimat in sectiunea 5.2.2.2) . b) pentru stabilirea mecanismelor plastice posibile ş i a distribuţ iei degradărilor c) pentru evaluarea performanţ ei structurale d) ca o alternativăde proiectare faţ ăde un calcul elastic-liniar cu forţ e seismice care foloseş te factorul de comportare q. În acest caz, calculul se va raporta la deplasarea ultimăadmisă . (2) Pentru clă dirile care nu îndeplinesc condiţ iile de regularitate de la paragrafele 4.4.3.2 ş i 4.4.3.3 se va utiliza un model de spaţ ial de calcul. (3) Pentru clă dirile care îndeplinesc condiţ iile de regularitate de la paragrafele 4.4.3.2 ş i 4.4.3.3 se poate face un calcul plan folosind douămodele, câte unul pentru fiecare direcţ ie orizontalăprincipală. (4) Pentru clă dirile de zidă rie de înă lţ ime mică , la care comportarea structurală este dominatăde forfecare, fiecare nivel poate fi calculat independent. (5) Cerinţ ele de la punctul (4) se considerăîndeplinite dacănumă rul etajelor este mai mic sau egal cu 3 ş i dacă , la fiecare nivel pereţ ii structurali au raportul înălţ ime/lă ţ ime mai mic decât 1. 4.5.3.5.2.2. Incărcări laterale (1) Se vor aplica cel puţ in douătipuri de distribuţ ie pe verticalăa încărcă rilor laterale: -

o distribuţ ie uniformă , cu forţ e laterale proporţ ionale cu masa indiferent de înălţ imea cladirii (acceleraţ ie de răspuns uniformă), în scopul evaluării forţ elor tă ietoare maxime

-

o distribuţ ie “modală”, în care forţ ele seismice laterale convenţ ionale sunt determinate prin calcul elastic (conform 4.5.3.2 sau 4.5.3.3), în scopul determină rii momentelor încovoietoare maxime

(2) Încărcă rile laterale se vor aplica în punctele în care se concentreazămasele in model. Se va considera excentricitatea accidentalăconform relaţ iei (4.2). 4.5.3.5.2.3 Curba de răspuns (1) Relaţ ia dintre forţ a tă ietoare de bazăş i deplasarea de referinţ ă(curba de răspuns) se determinăprin calcul biografic pentru valori ale deplasă rii de referinţ ă între zero ş i 150% din deplasarea ultimă , definităîn 4.5.3.5.2.6.

4.21

(2) Deplasarea de referinţ ăpoate fi luatăîn centrul maselor situat la nivelul acoperiş ului clădirii. 4.5.3.5.2.4 Raportul u 1 (1) Raportul ( u 1 ) se determinăprin calcul biografic pentru cele douătipuri de distribuţ ie a încă rcării laterale prezentate în paragraful (1) de la sectiunea 4.5.3.5.2.2. La evaluarea fortelor seismice se va alege valoarea maxima a raportului. 4.5.3.5.2.5 Mecanismul de cedare (1) Mecanismul de cedare prin articulaţ ii plastice se va determina pentru ambele distribuţ ii ale încă rcă rii laterale. Mecanismele de cedare trebuie săfie în acord cu mecanismele pe care se bazeazăfactorul de comportare q folosit in proiectare. 4.5.3.5.2.6. Deplasarea ultimă (1) Deplasarea ultimăeste cerinţ a seismicăde deplasare derivatădin spectrele de răspuns inelastic în funcţ ie de deplasarea sistemului cu un grad de libertate echivalent. În absenţ a unor spectre inelastice de deplasare, se pot aplica metode aproximative bazate pe spectrul de ră spuns elastic conform cu Anexa E. Notă : D.

Procedeul de determinare al curbei de ră spuns prin calcul static neliniar este prezentat in anexa

4.5.3.5.2.7 Evaluarea efectelor torsiunii (1) Calculul biografic efectuat pe structuri plane, poate subestima semnificativ deformaţ iile pe latura rigidă/puternicăa unei structuri flexibile la torsiune (structura la care primul mod de vibraţ ie este predominant de torsiune). Acest lucru este valabil ş i pentru structurile în care modul al doilea de vibraţ ie este predominant de torsiune. În aceste cazuri, deplasările pe latura rigidă /puternicătrebuie majorate în comparaţ ie cu cele obţ inute printr-un calcul plan în care nu se considerăefectele torsiunii. Notă :

Latura rigidă /puternicăîn plan este aceea în care se dezvoltădeplasă ri orizontale mai mici decât latura opusăsub acţ iunea forţ elor laterale paralele cu ea.

(2) Cerinţ a de mai sus în mod simplificat se considerăsatisfăcutăatunci cînd factorul de amplificare aplicat deplasă rilor de pe latura rigidă/puternicăse bazeazăpe rezultatele din calculul elastic modal al modelului spaţ ial. (3) Dacăpentru calculul structurilor regulate în plan se folosesc douămodele plane, efectele din torsiune se estimeazăconform 4.5.3.2.4 sau 4.5.3.3.3. 4.5.3.5.3. Calculul dinamic neliniar (1) Ră spunsul în timp al structurii poate fi obţ inut prin integrarea directăa ecuaţ iilor diferenţ iale de miş care, folosind acelerogramele definite în capitolul 3 pentru reprezentarea miş că rii terenului. (2) Modelele de element conform 4.5.3.5.1(2)-(4) trebuie săfie suplimentate cu reguli care sădescrie comportarea elementului sub cicluri de încă rcare-descă rcare

4.22

postelastică . Aceste reguli trebuie săreflecteze realist disiparea de energie în element în limita amplitudinilor deplasă rilor aş teptate la seismul de proiectare considerat. (3) Dacără spunsul este obţ inut din calculul dinamic neliniar, la cel puţ in 7 miş că ri ale terenului compatibile cu spectrul de proiectare conform capitolului 3, în verifică ri (deplasă ri, deformaţ ii) se va folosi media valorilor de ră spuns din toate aceste calcule ca efect al acţ iunii E d. Dacănu se realizează7 calcule dinamice neliniare, pentru E d se va alege cea mai defavorabilăvaloare de ră spuns din calculele efectuate. 4.5.3.6. Combinarea efectelor componentelor acţ iunii seismice 4.5.3.6.1. Componentele orizontale ale acţ iunii seismice (1) În calcul, se va considera acţ iunea simultanăa componentelor orizontale ale acţ iunii seismice. (2) Combinaţ ia componentelor orizontale ale acţ iunii seismice poate fi realizată astfel: a) Se evalueazăseparat ră spunsul structural pentru fiecare direcţ ie de acţ iune seismică , folosind regulile de combinare pentru ră spunsurile modale date în 4.5.3.3.2. b) Valoarea maximăa efectului acţ iunii seismice reprezentatăprin acţ iunea simultanăa douăcomponente orizontale ortogonale, se obţ ine cu regula de combinare probalisticăexprimatăprin radical din suma pă tratelor valorilor efectului asupra structurii, obţ inut conform punctului (a) de mai sus, a fiecarei componente orizontale. c) Regula (b) de mai sus estimeazăîn spiritul siguranţ ei valorile probabile ale efectelor altor directii de acţ iune seismică . (3) Ca o alternativăla punctele b) ş i c) din paragraful (2) de mai sus, efectele acţ iunii datorate combinaţ iei componentelor orizontale ale acţ iunii seismice se pot calcula folosind combinaţ iile de mai jos: a) E Edx ”+”0,30 E Edy

(4.14)

b) 0,30 E Edx ”+” E Edy

(4.15)

unde “+”

înseamnă“a se combina cu”,

E Edx

reprezintăefectele acţ iunii datorate aplică rii miş că rii seismice pe direcţ ia axei orizontale x alese pentru structură ,

E Edy

reprezintăefectele acţ iunii datorate aplică rii miş că rii seismice pe direcţ ia axei orizontale y , perpendicularăpe axa x a structurii.

(4) Semnul fiecă rei componente în combinaţ iile de mai sus se va lua astfel încât efectul acţ iunii considerate săfie defavorabil. (5) Când se realizeazăun calcul dinamic liniar sau neliniar pe un model spaţ ial al structurii, acesta va fi acţ ionat simultan de accelerograme distincte pe ambele direcţ ii orizontale.

4.23

(6) Pentru clădiri care satisfac criteriile de regularitate în plan ş i la care pereţ ii sau sistemele independente de contravântuire verticalăîn plane asociate celor douădirecţ ii orizontale principale sunt singurele elemente care preiau efectele miş că rii seismice, se poate considera acţ iunea separatăa cutremurului în cele douădirecţ ii orizontale principale fă răa se face combinaţ iile din paragrafele (2) ş i (3) de mai sus. 4.5.3.6.2. Componenta verticalăa acţ iunii seismice (1) Se va ţ ine cont de componenta verticalăa acţ iunii seismice, aş a cum a fost definităîn capitolul 3, dacăavg este mai mare decât 0,25 g ş i în situaţ iile de rezemare indirectă(stălpi pe grinzi) si la console cu deschidere mare. (2) Efectele componentei verticale a acţ iunii seismice se pot determina prin calculul unui model parţ ial al structurii, care săconţ inăacele elemente pe care se considerăcăacţ ioneazăcomponenta verticală(cum ar fi cele enunţ ate la paragraful anterior) ş i în care săse ţ inăseama de rigiditatea elementelor adiacente. (3) Efectele componentei verticale trebuie luate în considerare numai pentru elementele pe care aceasta acţ ioneazăş i pentru elementele sau substructurile care constituie reazeme pentru acestea. (4) Dacăpentru aceste elemente sunt importante ş i componentele orizontale ale acţ iunii seismice, atunci se pot aplica regulile (2) de la paragraful 4.5.3.6.1, extinse la cele trei componente ale acţ iunii seismice. Alternativ, pentru calculul efectelor acţ iunii seismice se pot folosi toate combina ţ iile de mai jos:

a) 0,30 EEdx ”+” 0,30 E Edy ”+” E Edz

(4.16)

b) E Edx ”+” 0,30 E Edy ”+” 0,30 E Edz

(4.17)

c) 0,30 EEdx ”+” E Edy ”+” 0,30 E Edz

(4.18)

unde “+”

înseamna “a se combina cu”,

E Edx ş i E Edy E Edz

vezi 4.5.3.6.1(3),

reprezintăefectele acţ iunii datorate aplicării componentei verticale a acţ iunii seismice de proiectare aş a cum a fost definităîn capitolul 3.

4.5.4. Calculul deformaţ iilor (1) Calculul deformaţ iilor (deplasă ri laterale) este necesar pentru verifică ri la starea limităde serviciu, iar pentru unele structuri cu deformabilitate mai mare, cum sunt structurile tip cadru, si pentru verifică ri la starea limităultimă(vezi 2.2.1 (2)). (2)

Calculul deplasărilor laterale pentru SLS se face cu relaţ ia d s q d e

(4.19)

unde,

4.24

ds

deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al acţ iunii seismice

q

factorul de comportare specific tipului de structură(vezi capitolele 5..9)

de

deplasarea aceluiaş i punct din sistemul structural, determinatăprin calcul static elastic sub încă rcă ri seismice de proiectare (capitolul 3)



factor de reducere care ţ ine seama de perioada de revenire mai scurtăa acţ iunii seismice

(3)

Calculul deplasărilor laterale pentru ULS se face cu relaţ ia d s c q d e

(4.20)

unde, c

factor supraunitar care ţ ine seama de faptul căîn ră spunsul seismic inelastic cerinţ ele de deplasare sunt superioare celor din ră spunsul elastic pentru structuri cu perioada de oscilaţ ie mai micădecât Tc; pentru structuri tip cadre de beton armat valorile c sunt date în Anexa E

(4) Valorile deplasă rilor ds pentru SLS ş i ULS se pot obţ ine ş i din calculul dinamic liniar, respectiv, neliniar. 4.6. Verificarea siguranţ ei 4.6.1. Generalităţ i (1) Verificarea siguranţ ei se realizeazăprin intermediul condiţ iilor specifice stărilor limitărelevante ş i prin respectarea mă surilor specifice, menţ ionate la 2.2.4 4.6.2. Starea limităultimă 4.6.2.1. Aspecte generale (1) Cerinţ ele asociate stă rii limite ultime, se consideră realizate dacă sunt îndeplinite condiţ iile privind rezistenţ a, ductilitatea, stabilitatea. 4.6.2.2. Condiţ ia de rezistenţ ă (1)

Pentru toate elementele structurale ş i nestructurale se va respecta relaţ ia: E d R d

(4.21)

E d – este valoarea de proiectare a efectului (vezi 3.3) acţ iunii (efortului secţ ional), în combinaţ ia care conţ ine acţ iunea seismică , tinând seama ş i de efectele de ordinul 2, atunci când acestea sunt semnificative Rd –

valoarea corespunză toare efortului capabil, calculatăpe baza regulilor specifice diferitelor materiale (în funcţ ie de valorile caracteristice ale rezistenţ elor ş i factorilor parţ iali de siguranţ ă ) ş i a modelelor mecanice specifice tipului de sistem structural, conform secţ iunilor 5 la 9 ş i codurilor specifice diferitelor materiale

(2) Efectele de ordinul doi pot fi considerate nesemnificative dacăla toate nivelurile este îndeplinităcondiţ ia: 4.25

P d  tot r 0 ,10 Vtot h

(4.22)

unde:



coeficientul de sensibilitate al deplasă rii relative de nivel

Ptot

încă rcarea verticalătotalăla nivelul considerat, în ipoteza de calcul seismic

dr

deplasarea relativăde nivel, determinatăca diferenţ a deplasărilor laterale medii la partea superioarăş i cea inferioarănivelului considerat, calculată conform (4.5.4)

Vtot

forţ a tă ietoare totalăde etaj

h

înă lţ imea etajului

(3)

Dacă0,1 < 0,2, efectele de ordinul 2 pot fi luate în considerare în mod aproximativ, multiplicând valorile de calcul ale eforturilor cu factorul 1/1-.

(4)

Dacă0,2 < < 0,3 determinarea valorilor eforturilor secţ ionale se face pe baza unui calcul structural cu considerarea echilibrului pe poziţ ia deformatăa structurii (printr-un calcul de ordinul 2 consecvent)

(5)

Nu se admit valori 0,3

(6)

Dacăeforturile de calcul Ed sunt obţ inute prin metode de calcul neliniar (utilizând valori medii ale rezistenţ elor), verificarea de la paragraful (1) se exprimăîn termeni de forţ ănumai pentru elementele cu comportare fragilă . În zonele disipative, proiectate ca zone ductile ş i pentru ansamblul structurii, relaţ ia (4.2a) se exprimăîn termeni de deformaţ ii (deplasări).

4.6.2.3. Condiţ ii de ductilitate de ansamblu ş i locală (1) Structura în ansamblu ş i elementele structurale implicate în mecanismul structural de disipare al energiei seismice, asociat tipului de structurăş i coeficientului de comportare specific, prezintăductilitate adecvată . (2) În acest scop, se vor respecta condiţ iile date în capitolele 5 la 9, specifice diferitelor materiale structurale utilizate, privind impunerea unor mecanisme favorabile de disipare a energiei ş i înzestrarea zonelor disipative cu suficientă capacitate de deformaţ ie în domeniul postelastic (3) Prin dimensionarea adecvatăa rezistenţ ei elementelor structurale la clădirile multietajate se va evita manifestarea unor mecanisme de disipare de energie de tip nivel slab, la care săse concentreze cerinţ e excesive de ductilitate (4) Impunerea mecanismului de plastificare dorit se realizează practic prin dimensionarea capacită ţ ilor de rezistenţ ăîn zonele selectate pentru a avea un răspuns seismic elastic la valori de momente suficient de mari. Modul în care se stabilesc valorile momentelor de dimensionare se prezintăla capitolele 5 – 9, funcţ ie de tipul de structurăş i natura materialului din care este alcă tuităstructura clă dirii (5) Legă turile între elementele structurale (de exemplu nodurile structurilor tip cadru), inclusiv conectorii dintre elementele realizate din materiale diferite sau din betoane cu vârste diferite, ş i planş eele vor fi proiectate la eforturi de calcul suficient de

4.26

mari, astfel încât săse asigure cără spunsul seismic al acestor elemente nu depăş eş te limitele stadiului elastic. (6) Pentru a satisface condiţ iile de la (5) planş eele vor fi proiectate la forţ e cu 30% mai mari decât cele furnizate de calculul structural sub încărcă rile seismice de calcul 4.6.2.4. Rezistenţ a fundaţ iilor (1) Sistemul fundaţ iilor va fi verificat în acord cu prevederile P100 – 5 ş i Normativului de proiectare a fundaţ iilor de suprafaţ ăP10/2004. (2) La dimensionarea fundaţ iilor, acţ iunea suprastructurii în combinaţ ia de încă rcări care include acţ iunea seismicăcorespunde mecanismului de plastificare asociat tipului de structurăutilizat, considerând efectele suprarezistenţ ei elementelor structurale (3) În cazul fundaţ iilor elementelor verticale individuale (stâlpi, pereţ i), condiţ ia de la paragraful (1) se poate considera satisfăcutădacăefectele acţ iunii EFd asupra fundaţ iei se determinădupăcum urmează : E Fd = E F,G +  Rd  EF,E

(4.23)

în care: E F,G -

efectul acţ iunii (efortul secţ ional) din încă rcările neseismice, incluse în combinaţ ia de acţ iuni considerate în calculul la cutremur

E F,E -

efectul acţ iunii (efortul secţ ional) din încă rcările seismice de proiectare

 Rd -

factorul de suprarezistenţ ă , egal cu 1 pentru q 3, ş i 1,15 în celelalte cazuri

 -

valoarea (Rdi/Edi) q în zona disipativăa elementului i a structurii care are influenţ a cea mai mare asupra efortului EF considerat, iar

R di -

rezistenţ a (efortul capabil) al elementului i

E di -

valoarea de proiectare a efortului în elementul i corespunză toare acţ iunii seismice de proiectare

(1)

Raportul  se calculeazăastfel: - în cazul fundaţ iilor de stâlpi ş i pereţ i,  se determinăca valoare a raportului momentelor MRd/MEd în secţ iunea transversalăde la baza zonei plastice - în cazul fundaţ iilor stâlpilor cadrelor cu contravântuiri centrice  este valoarea minimăa raportului forţ elor axiale NRd/NEd, determinate pentru toate diagonalele întinse - în cazul fundaţ iilor stâlpilor cu contravântuiri excentrice,  este valoarea minimăa raportului forţ elor tă ietoare VRd/VEd determinatăpentru toate zonele disipative forfecate sau a raportului momentelor încovoietoare MRd/MEd determinate în toate zonele disipative.

(2) Pentru fundaţ ii comune pentru mai multe elemente verticale (grinzi de fundaţ ii, radiere sau infrastructuri tip cutie) relaţ ia (EFd = EF,G +  Rd  EF,E ) se aplicăpentru baza tuturor elementelor verticale, considerând  Rd = 1.

4.27

4.6.2.5. Condiţ ii de deplasare laterală (1) Verificarea structurii la starea limităultimătrebuie săaibăîn vedere ş i limitarea deplasărilor laterale pentru: - limitarea degradă rilor structurale, în vederea asigură rii unei margini de siguranţ ăsuficiente faţ ăde deplasarea lateralăcare produce pră buş irea - evitarea prăbuş irii unor elemente nestructurale care ar putea pune în pericol vieţ ile oamenilor - limitarea efectelor de ordinul 2, care dacăsunt excesive pot conduce la pierderea stabilită ţ ii structurilor - pentru evitarea sau limitarea efectelor coliziunii între clă dirile vecine, în situaţ iile în care dimensiunile rosturilor seismice nu pot fi oricât de mari. (2) Verifică rile deplasă rilor laterale prevă zute la (1) nu sunt necesare pentru construcţ iile amplasate în zonele seismice, caracterizate de valori a g 0,12g. De asemenea, aceastăverificare nu este necesarăpentru construcţ iile aflate sub influenţ a cutremurelor crustale din zona Banatului. (2) În cazul clădirilor cu pereţ i structurali, cu rigiditate lateralăconsistentă (orientativ cu perioada oscilaţ iilor proprii 0,8 sec.) se considerăcădeplasă rile laterale sunt suficient de mici pentru a satisface condiţ iile date la (1). (3) Pentru restul clădirilor cu structura din cadre verificarea deplasărilor laterale se efectueazăconform procedeului dat în Anexa E. 4.6.2.6. Rosturi seismice (1) Rosturile seismice se prevă d cu scopul de a separa între ele corpuri de construcţ ie cu caracteristici dinamice diferite pentru a le permite săoscileze independent sub acţ iunea miş că rilor seismice sau pentru a limita efectele eventualelor coliziuni, la un nivel situat sub capacitatea de rezistenţ ăa acestor clă diri, dimensionate în ipoteza unei comportă ri independente. (2) În cazul în care rosturile separătronsoane cu caracteristici dinamice ş i constructive similare, acestea pot avea dimensiuni stabilite din condiţ ia de rost de dilataţ ie – contracţ ie. (3)

În cazul în care corpurile de clădire învecinate:

- au caracteristici dinamice (mase, înă lţ imi, rigidităţ i) foarte diferite; - au rezistenţ e laterale foarte diferite (de exemplu, când construcţ ia nouăeste plasată în vecinătatea unei construcţ ii vechi, cu vulnerabilitate seismicăînaltă ); - au unul faţ ă de celă lalt poziţ ii excentrice (planurile principale verticale perpendiculare pe rost sunt relativ distanţ ate - fig. 4.7); - au planş eele decalate pe verticală - lă ţ imea rostului se dimensioneazăpunând condiţ ia ca în timpul cutremurului tronsoanele separate prin rost sănu se afecteze prin coliziune, atunci când acestea ar oscila defazat; (4)

Lă ţ imea necesarăa rosturilor definite la (3) se determinăcu relaţ ia:

4.28

d1 d2 20 mm

(4.26)

în care (în fig. 4.8) Δ

lă ţ imea necesarăa rostului seismic

d1, d2

deplasă rile maxime ale celor douătronsoane sub acţ iunea încărcă rilor seismice orizontale la nivelul extremită ţ ilor superioare a corpului de clă dire cu înă lţ imea mai mică , deplasă ri calculate conform 4.5.4. Δ

Figura 4.7

(1)

(2)

Δ1

Δ2

20 mm

Figura 4.8 (5) În cazuri intermediare celor definite la (2) ş i (3), respectiv pentru clă diri proiectate pentru un nivel de siguranţ ăsimilar (pe baza unor Coduri de proiectare apropiate conceptual ş i la nivelul prevederilor de detaliu), cu caracteristici apropiate din punct de vedere dinamic ş i al gabaritelor, dimensiunea rosturilor se determinăcu relaţ ia:

 d12 d 22 21 ,2 d1 d 2 (4.27) în care: ρ– coeficient care introduce influenţ a factorilor de care depinde amortizarea coliziunii 4.29

(6) Valoarea ρ1,2 < 0 se stabileş te cu expresia:

1 ,2 1 -  1 e 1 e 1 (4.28) 2

2

unde:

T  2 1 , raportul perioadelor fundamentale ale celor douăcorpuri de clă diri T1

 1 ,2 , media geometricăa fracţ iunilor din amortizarea critică , corespunză toare celor douăclă diri 1 factorul de restituţ ie al ciocnirii; în cazurile curente   (q – factorul de q comportare al structurii) ψ

În cazul ideal al unei coliziuni elastice, T 1, T 2 ş i ξ 1, ξ 2 se determinăpe baza proprietă ţ ilor iniţ iale (elastice) ale celor 2 corpuri de clădire. (7) se admite săse adopte rosturi de dimensiuni inferioare valorilor obţ inute prin aplicarea relaţ iilor (4.27) ş i (4.28), dacă : (a) forţ ele de impact rezultate dintr-un calcul dinamic sunt luate în considerare la dimensionarea celor douătronsoane; (b) în rosturi se poziţ ioneazădispozitive de amortizare (tampoane, resoarte etc.) cu caracteristici ş i poziţ ii determinate printr-un calcul dinamic adecvat. (8) La alegerea poziţ iei rosturilor se va urmă ri ca tronsoanele de la extremităţ ile clă dirii, care suportă ş ocul maxim, să aibă, în raport cu tronsoanele intermediare, o masăsporită(inclusiv prin prevederea unui numă r suplimentar de travei) ş i/sau o capacitate de rezistenţ ăsuperioarăpentru a limita efectele negative suplimentare în aceste corpuri de clădire. (9) Dimensiunile rosturilor stabilite conform alineatelor (4) ş i (5) sunt valabile ş i pentru elementele de finisaj. În cazurile în care se adoptăelemente de mascare, acestea vor fi astfel alese încât sănu aibăo influenţ ăsemnificativăasupra oscilaţ iilor corpurilor de clă dire învecinată, iar în cazul degradă rii elementelor de mascare sănu existe riscul de desprindere ş i că dere a unor piese care săpericliteze vieţ ile oamenilor sau unele componente importante ale construcţ iilor, instalaţ iilor etc. 4.6.3. Starea limităde serviciu 4.6.3.1. Generalităţ i (10) Cerinţ ele de limitare a degradă rilor asociate stă rii limităde serviciu se considerăsatisfă cute, dacăsub acţ iuni seismice având o probabilitate mai mare de manifestare decât acţ iunea seismicăfolosităîn cazul verificării la starea limităultimă (conform 2.1), deplasările relative de nivel se încadreazăîn limitele date la 4.6.3.2.

4.30

(11) În cazul clă dirilor cu importanţ ă pentru protecţ ia civilă sau conţ inând echipamente sensibile pot fi necesare verifică ri suplimentare pentru starea limităde serviciu, cerinţ e prevă zute în reglementă ri specifice 4.6.3.2. Limitarea deplasării relative de nivel (1) Dacăîn secţ iunile 5 – 9 nu se dau prevederi specifice diferite, vor fi satisfă cute următoarele condiţ ii: (a)pentru clă diri cu elemente nestructurale din materiale fragile ataş ate structurii

d r 0 ,004h

(4.24)

(b) Pentru clă diri având elemente nestructurale fixate astfel încât nu afectează deformaţ iile structurale sau având elemente nestructurale ductile

d r 0 ,008h

(4.25)

unde dr

deplasarea relativăde nivel

h

înă lţ imea de nivel



factorul de reducere care ţ ine seama de perioada de revenire mai scurtăa acţ iunii seismice asociate cu starea limităde serviciu; valorile se dau în Anexa E.

4.7. Sinteza metodelor de proiectare (1) Funcţ ie de importanţ a construcţ iei, ş i mai general, funcţ ie de exigenţ ele impuse în ceea ce priveş te performanţ a seismicăa acesteia, procesul de proiectare poate fi organizat în douămetode generale de calcul, care sunt denumite în continuare metoda A ş i metoda B. (2) Cele douămetode diferăîn esenţ ăprin modul indirect, implicit, în cazul metodei A, ş i direct, explicit, în cazul metodei B, în care este considerat în calcul caracterul neliniar al ră spunsului seismic. Funcţ ie de caracteristicile structurii ş i de precizia necesarăa rezultatelor calcului structural se pot folosi, dupăcaz, procedee de calcul structural statice sau dinamice, pe modele plane sau spaţ iale. (3) Metoda A, cu caracter minimal, obligatoriu, utilizeazămetode de calcul structural în domeniul elastic. (4) Impunerea prin proiectare a mecanismului de plastificare (de disipare de energie) dorit se face plecând de la valorile eforturilor produse de încărcă rile seismice de proiectare, printr-o ierarhizare adecvatăa capacită ţ ii de rezistenţ ăa elementelor structurale (metoda „proiectă rii capacită ţ ii de rezistenţ ă ”). (5) Condiţ iile de rigiditate laterală(de control al deplasă rilor laterale) la starea limităultimăimplicăevaluarea cerinţ elor de deplasare pe baza valorilor deplasă rilor furnizate de calculul structural elastic sub încă rcările de calcul. Acestea se amplifică prin coeficienţ i supraunitari, funcţ ie de ductilitatea cu care este structura ş i de caracteristicile de oscilaţ ie (perioada vibraţ iilor proprii), ale acesteia pentru a evalua, într-o manierăaproximativă, valorile efective ale deplasă rilor seismice.

4.31

(6) Condiţ iile de ductilitate, de ansamblu sau locale, sunt considerate satisfă cute prin respectarea unor reguli de dimensionare (de exemplu, prin limitarea zonelor comprimate la elementele structurilor de beton armat) ş i/sau de alcă tuire constructivă (de exemplu, prin prevederea unei armă turi transversale minime). (7) Metoda B, se bazeazăpe utilizarea metodelor de calcul neliniar, static sau dinamic. Ca urmare metoda se aplică , ca metodăde verificare, unor structuri complet dimensionate prin aplicarea metodei A. Caracteristicile de rezistenţ ăş i de deformaţ ie ale elementelor se determinăpe baza valorilor medii ale rezistenţ elor materialelor. (8) Mecanismul de plastificare la acţ iuni seismice este pus în evidenţ ăexplicit, în mod aproximativ în cazul aplică rii metodei de calcul static neliniar (de tip biografic), sau riguros, în cazul aplică rii metodei de calcul dinamic neliniar. (9) Metoda de calcul dinamic neliniar furnizeazăcerinţ ele de deplasare ş i de ductilitate corespunză toare accelerogramelor utilizate. Capacitatea de deformare se stabileş te separat, individual pentru fiecare element esenţ ial pentru stabilitatea clădirii. (10) Metoda de calcul static neliniar permite evaluarea capacită ţ ilor de deformare. Cerinţ ele de deplasare lateralăsau de ductilitate se stabilesc separat, cel mai bine din spectrele ră spunsului seismic neelastic. Elementele esenţ iale care caracterizeazămetodele A ş i B sunt prezentate în tabelul 4.4.

4.32

Tabelul 4.4 Nr. crt. 0 1

Metoda de proiectare 1 Metoda A metoda curentă proiectare

Metoda de calcul 2 Statică liniară(SL)

de

Caracteristicile de bazăale modelului structural Legea fizică Caracterul Tipul a materiaacţ iunii modelului ului seismice structural 3 4 5 6 forţ e convenţ ionale liniară(L) static (S) a) plan (PL), cu distribuite după o considerarea lege similară simplificată a distribuţ iei forţ elor efectelor de de inerţ ie în torsiune generală ră spunsul seismic liniar Modelarea acţ iunii seismice

b) spaţ ial (SP)

2

Dinamică liniară(DL)

accelerograme

liniară(L)

dinamic (D)

a) plan (PL)

Stabilirea eforturilor secţ ionale de dimensionare

Verificarea condiţ iilor de conformare antiseismică

7 - valorile eforturilor de la extremită ţ ile unor elemente ale structurii se modifică în raport cu valorile rezultate din calculul structural, în vederea impunerii mecanismului de plastificare dorit - diagramele de eforturi pe elementele structurale sunt cele asociate mecanismului de plastificare

8 Se impun urmă toarele condiţ ii generale: a) Condiţ ia de rigiditate: Valorile de calcul ale deplasă rilor trebuie săfie mai mici decât valorile admise

- eforturile rezultate din calculul structural se reduc proporţ ional pânăla valorile corespunză toare forţ ei seismice de calcul.

Nu se poate verifica explicit realizarea mecanismului de plastificare urmă rit

- se procedează în continuare ca la pct. 1 b) spaţ ial (SP)

4.33

b) Condiţ ia de ductilitate: Aceasta se exprimă , în mod aproximativ, prin condiţ ii de alcă tuire a secţ iunilor în funcţ ie de valorile eforturilor secţ ionale

0 3

1 2 Metoda B Statică metoda bazată neliniară pe considerarea (SNL) proprietă ţ ilor de deformare a structurii

3 4 forţ e convenţ ionale neliniară distribuite după o (NL) lege similară distribuţ iei forţ elor de inerţ ie în ră spunsul seismic

5 static (S)

6 a) plan (PL)

7 -

a) mecanismul de plastificare a structurii (în ipoteza considerată privind distribuţ ia forţ elor orizontale) b) capacită ţ ile de deformare ş i de ductilitate a structurii

b) spaţ ial (SP)

4

Dinamică neliniară (DNL)

accelerograme

neliniară (NL)

8 Se stabilesc:

dinamic (D)

a) plan (PL)

b) spaţ ial (SP)

4.34

-

Se stabilesc: a) mecanismul plastificare structurii b) cerinţ ele deplasare structurii ş i ductilitate articulaţ iile plastice

de a de ale de în

5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR DE BETON 5.1. Generalităţ i 5.1.1. Domeniu (1) Acest capitol se referăla proiectarea în zone seismice a clă dirilor ş i altor construcţ ii similare, definite la 1.1, cu structura din beton armat, numite în continuare construcţ ii de beton. (2) Pentru proiectarea construcţ iilor de beton la încărcă ri neseismice se foloseş te STAS 10107/0-90. Prevederile date în continuare completeazăprevederile STAS 10107/0-90 pentru cazul proiectă rii la acţ iuni seismice. Notă : Dupăintrarea în vigoare a codului armoni zat cu Eurocode 2, în curs de elaborare, în locul STAS 10107/0 -90 se va utiliza acest cod.

(3)

Alte reglementă ri tehnice complementare prezentului capitol sunt :

P 85 /2004 :

Ghid de proiectare pentru construcţ ii cu pereţ i structurali.

NP 033 - 99 : Cod de proiectare pentru structuri din beton cu armăturărigidă . P10 /1986 : Normativ privind proiectarea ş i executarea lucră rilor de fundaţ ii directe în construcţ ii. NP 012 – 99 : Ghid de practicăpentru executarea lucră rilor din beton, beton armat ş i beton precomprimat. ST 009 – 96 : Specificaţ ie privind cerinţ eş i criterii de performanţ ăpentru armături. 5.1.2. Definiţ ii (1) Termenii specifici prezentului capitol, pentru zone, elemente ş i sisteme structurale, se definesc dupăcum urmează: - Zonăcritică(zonădisipativă ): zonăa unui element structural principal, unde apar cele mai nefavorabile combinaţ ii de eforturi (M, N, V, T) ş i unde pot sa apara deformaţ ii plastice. Lungimea zonelor critice este precizatăîn articolele relevante ale prezentului capitol. - Grindă: Element structural solicitat preponderent de încărcă ri transversale, la care forţ a axialăde proiectare normalizată(eforturile de compresiune sunt considerate pozitive) d N Ed / Ac f cd 0 ,1 . - Stâlp: Element structural, care susţ ine încă rcări gravitaţ ionale prin compresiune axială, la care d > 0,1. - Perete (perete structural): Element structural vertical care susţ ine alte elemente, la care raportul dimensiunilor laturilor secţ iunii l w/bw 4. - Perete ductil: perete cu rotirea împiedicatăla bazădimensionat ş i alcă tuit pentru a disipa energie prin deformaţ ii de încovoiere în zona criticăde la baza lui. - Perete cuplat: element structural alcă tuit din doi sau mai mulţ i pereţ i (montanţ i), conectaţ i într-un mod regulat prin grinzi ductile (grinzi de cuplare), capabile săpreia

5.1

prin efect indirect cel puţ in 30% din momentele de la baza montanţ ilor, lucrând separat. - Sistem structural tip pereţ i: Sistem structural în care pereţ ii verticali, cuplaţ i sau nu, preiau majoritatea încă rcă rilor verticale ş i orizontale, a că rui rezistenţ ăla forţ e laterale este cel puţ in 70% din rezistenţ a întregului sistem structural. Altfel spus, acest sistem este proiectat pentru a prelua cel puţ in 70% din forţ a seismicălateralăde proiectare. - Sistem structural tip cadru: sistem structural în care încă rcările verticale cât ş i cele orizontale sunt preluate în proporţ ie de peste 70% de cadre spaţ iale. - Sistem structural dual: Sistem structural în care încă rcările verticale sunt preluate în principal de cadre spaţ iale, în timp ce încă rcările laterale sunt preluate parţ ial de sistemul în cadre ş i parţ ial de pereţ i structurali, individuali sau cuplaţ i. Sistemul are douăvariante de realizare: - Sistem dual, cu pereţ i predominanţ i: Sistemul dual în care contribuţ ia pereţ ilor în preluarea forţ elor laterale reprezintăpeste 50% din total. - Sistem dual, cu cadre predominante: Sistemul dual în care contribuţ ia cadrelor în preluarea forţ elor laterale reprezintăpeste 50% din total. - Sistem flexibil la torsiune: În aceastăcategorie se încadreazăsistemele cu pereţ i, ş i cele duale fă rărigiditatea suficientăla torsiune (4.4.1.5), de exemplu sisteme structurale constând din cadre flexibile combinate cu pereţ i concentraţ i în zona din centrul clă dirii (sistem cu nucleu central). - Sistem tip pendul inversat: Sistem în care peste 50% din masăeste concentratăîn treimea superioarăa structurii sau la care disiparea de energie se realizeazăîn principal la baza unui singur element al clă dirii. Notă : Structurile parter tip cadru, cu stâlpi la care νd<0,3, având extremităţ ile superioare conectate prin intermediul unui planş eu-diafragmă , nu aparţ in acestei categorii.

5.2. Principii de proiectare 5.2.1. Capacitatea de disipare de energie. Clase de ductilitate (1) Proiectarea seismicăa construcţ iilor de beton armat va asigura o capacitate adecvatăde disipare de energie, fă răo reducere substanţ ialăa rezistenţ ei la forţ e orizontale ş i verticale. În acest scop se vor respecta cerinţ ele ş i criteriile date în capitolul 2. (2) Aplicarea prevederilor din prezentul cod pentru construcţ ii de beton asigură acestora, cu un grad de încredere înalt, o capacitate substanţ ialăde deformare în domeniul postelastic, distribuităîn numeroase zone ale structurii, ş i evitarea cedă rilor de tip fragil. Construcţ iile care respectăaceste prevederi se încadreazăîn clasa de ductilitate înaltăH. (3) Alternativ, pentru construcţ ii amplasate în zonele seismice de caracterizate de valori a g  0,12g , se poate adopta o proiectare care săînzestreze structurile cu capacitate de ductilitate mai mică , cu un spor corespunză tor de rezistenţ ă. În acest caz construcţ iile se încadreazăîn clasa de ductilitate medie (M), pentru care codul cuprinde prevederi separate. În cazuri deosebite (de exemplu la structuri cu elemente care au secţ iuni dezvoltate ş i cu rezistenţ ăînaltăca urmare a respectării altor condiţ ii) se admite ş i pentru 5.2

construcţ iile amplasate în zonele seismice ag  0,12g proiectarea pentru clasa medie de ductilitate. (4) Opţ iunea de a proiecta pentru una din cele doua clase de ductilitate se face prin selectarea valorilor coeficienţ ilor de comportare q date în tabelul 5.1. 5.2.2. Tipuri structurale ş i factori de comportare 5.2.2.1. Tipuri structurale (1) Clădirile din beton pot fi clasificate într-una din următoarele tipuri, corespunză tor comportă rii estimate sub încă rcări seismice orizontale: (a) sistem tip cadre; (b) sistem dual (preponderent cu cadre sau cu pereţ i); (c) sistem tip pereţ i; (d) sistem pendul inversat; (e) sistem flexibil la torsiune; (2) Cu excepţ ia sistemelor flexibile la torsiune, construcţ iile de beton pot fi încadrate în sisteme structurale diferite în cele douădirecţ ii principale. (3) Pentru sistemele tip cadru ş i tip pereţ i cu elementele verticale distribuite uniform în plan, condiţ ia (4.1) pentru estimarea rigidită ţ ii la torsiune nu trebuie verificatăexplicit pentru încadrarea construcţ iei în sistemele definite la paragraful (1). 5.2.2.2. Factori de comportare pentru acţ iuni seismice orizontale (1)Factorul de comportare q, care ţ ine seama de capacitatea de disipare de energie a structurii pentru fiecare direcţ ie de calcul a clă dirii, are valorile din tabelul 5.1. Tabelul 5.1 Valorile factorului de comportare q pentru structuri regulate în elevaţ ie q

Tipul de structură Clasa de ductilitate H

Clasa de ductilitate M

Cadre, Sistem dual, Pereţ i cuplaţ i

5αu/α1

3,5 αu /α1

Pereţ i

4 αu/α1

3,0

Nucleu (flexibilăla torsiune)

3,0

2,0

Structuri tip pendul inversat

3,0

2,0

(2) În cazul clă dirilor cu neregularitate pe verticală , valorile q din tabelul 5.1 se reduc cu 20%. (3) αu/α1 introduce influenţ a unora dintre factorii că rora li se datorează suprarezistenţ a structurii, în special a redundanţ ei construcţ iei.

5.3

(4) αu/α1 se poate determina din calculul static neliniar pentru construcţ ii din aceeaş i categorie, ca valoare a raportului între forţ a lateralăcapabilăa structurii (atinsă când s-a format un număr suficient de articulaţ ii plastice, care săaducăstructura în pragul situaţ iei de mecanism cinematic) ş i forţ a lateralăcorespunză toare atingerii capacită ţ ii de rezistenţ ăîn primul element al structurii. u/ 1 este astfel raportul valorilor adimensionalizate ale acestor forţ e. (5) Pentru cazurile obiş nuite se pot adopta urmă toarele valori aproximative ale raportului u/1: (a) -

Pentru cadre sau pentru structuri duale cu cadre preponderente: clă diri cu un nivel: αu/α1 = 1.15; clă diri cu mai multe niveluri ş i cu o singurădeschidere: αu/α1 = 1.25 ; clă diri cu mai multe niveluri ş i mai multe deschideri: αu/α1 = 1.35 ;

(b) -

Pentru sisteme cu pereţ i structurali ş i sisteme duale cu pereţ i preponderenţ i: structuri cu numai 2 pereţ i în fiecare direcţ ie: αu/α1 = 1.0; structuri cu mai mulţ i pereţ i: αu/α1 = 1.15; structuri cu pereţ i cuplaţ iş i structuri duale cu pereţ i preponderenţ i: αu/α1 = 1.25.

(6) În cazul în care structura prezintăregularitate completăş i se pot asigura condiţ ii de execuţ ie perfect controlate, factorul αu/α1 poate lua valori sporite cu pânăla 20%. 5.2.3. Cerinţ e de proiectare 5.2.3.1. Generalităţ i (1) Prevederile prezentei secţ iuni se aplică structurilor de rezistenţ ă ale construcţ iilor prevă zute la 5.1.1(1), executate monolit, prefabricat sau mixt (parţ ial monolit – parţ ial prefabricat). Proiectarea seismicăa structurilor de beton precomprimat se va face pe baza unor prescripţ ii speciale. (2) La proiectarea seismicăa structurilor de beton armat, prevederile date în prezenta secţ iune vor fi considerate împreunăcu prevederile specifice celorlalte coduri care reglementeazăproiectarea construcţ iilor de beton armat (vezi 5.1.1.(2) ş i (3)). 5.2.3.2. Condiţ ii de rezistenţ ălocală (1) Acţ iunea seismică , implicând incursiuni în domeniul postelastic, nu trebuie să producăreduceri semnificative ale capacită ţ ii de rezistenţ ă . (2) Se admite căcerinţ a de rezistenţ ăîntr-o anumităsecţ iune este satisfăcutădacă valoarea de proiectare a capacită ţ ii de rezistenţ ă , determinatăpa baza STAS 10107/090, este mai mare, la limităegală, cu valoarea de proiectare a efortului maxim din secţ iunea considerată, conform relaţ iei (4.21).

5.4

5.2.3.3. Condiţ ii de ductilitate globală 5.2.3.3.1. Mecanismul structural de disipare de energie (1) Proiectarea seismicăare ca principal obiectiv dezvoltarea unui mecanism de plastificare favorabil (vezi paragraful 4.6.2.3.). Aceasta înseamnă: (a)

La structurile tip cadre etajate, deformaţ iile plastice săaparămai întâi în secţ iunile de la extremită ţ ile riglelor ş i ulterior ş i în secţ iunile de la baza stâlpilor.

(b)

În cazul structurilor cu pereţ i, deformaţ iile plastice săse dezvolte în grinzile de cuplare (atunci când acestea există )ş i în zonele de la baza pereţ ilor.

(c)

Nodurile (zonele de legă turăîntre elementele verticale ş i orizontale) ş i planş eele săfie solicitate în domeniul elastic.

(d)

Zonele disipative săfie distribuite relativ uniform în întreaga structură , cu cerinţ e de ductilitate reduse, evitându-se concentrarea deformaţ iilor plastice în câteva zone relativ slabe (de exemplu, în stâlpii unui anumit nivel).

(2) Verificarea formă rii unui asemenea mecanism se poate realiza utilizând calculul dinamic neliniar cu accelerograme naturale sau sintetice, compatibile spectrului de proiectare. (3) Pentru structuri obiş nuite, obiectivul precizat la (1) se poate realiza dimensionând elementele la eforturi determinate în acord cu metoda proiectării capacită ţ ii de rezistenţ ă , realizând pentru zonele pentru care se urmă reş te o comportare elasticăo asigurare suplimentarăfaţ ăde zonele critice (disipative). (4) Dimensionarea ş i alcă tuirea elementelor structurale va evita manifestarea unor ruperi cu caracter neductil sau fragil (vezi 5.2.3.3.3). (5) Deplasă rile laterale asociate cerinţ elor de ductilitate vor fi suficient de reduse pentru a nu apă rea pericolul pierderii stabilită ţ ii sau pentru a nu spori excesiv efectele de ordinul 2. 5.2.3.3.2. Valorile de proiectare (de dimensionare) ale eforturilor (1) În vederea impunerii mecanismului structural de disipare de energie, care să îndeplineascăcerinţ ele date la (5.2.3.3.1), la nodurile grinzi – stâlpi ale structurilor tip cadru, va fi îndeplinităurmă toarea condiţ ie:

M Rc Rd M Rb

(5.1)

în care:

M Rc

suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor; se considerăvalorile minime, corespunzătoare variaţ iei posibile a forţ elor axiale în combinaţ ia de încărcă ri care cuprinde acţ iunea seismică ;

M Rb suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile în grinzile care intrăîn nod;

Rd

factorul de suprarezistenţ ădatorat efectului de consolidare al oţ elului, care se va considera 1,3 pentru clasa de ductilitate înaltă(H) ş i 1,2 pentru clasa de ductilitate medie (M).

5.5

(2) Expresia (5.1) va fi îndeplinităîn cele 2 planuri principale de încovoiere. Se considerăambele sensuri ale acţ iunii momentelor din grinzi în jurul nodului (orar ş i antiorar), sensul momentelor din stâlp fiind opus totdeauna momentelor din grinzi. Dacăstructura tip cadru este dezvoltatănumai într-una din direcţ ii, satisfacerea relaţ iei (5.1) se verificănumai pentru acea direcţ ie. (3)

Nu este necesarăverificarea relaţ iei (5.1) la : - construcţ ii cu un nivel; - ultimul nivel al construcţ iilor etajate; - primul nivel al clă dirilor cu 2 niveluri, dacăvaloarea normalizatăa forţ ei axiale d 0,3 în toţ i stâlpii. Notă: Obiectivul impunerii mecanismului de disipare de energie urmărit, se poate atinge şi dacăîn locul verificării condiţ iei (5.1) la fiecare nod, stâlpii se dimensioneazăla valorile de momente

sumele momentelor capabile din grinzi

M 'Edb

M RB

M Edc M 'Edc

M RB M 'E db

, în care

ş i ale momentelor în grinzi rezultate din calculul structural

se refrăla extremităţ ile din toate deschiderile de la nivelul considerat.

M 'Ed c

este momentul în stâlp

rezultat din calculul structural sub încă rcările seismice de proiectare.

(4) În cazul structurilor cu pereţ i, incertitudinile legate de distribuţ ia eforturilor în răspunsul inelastic se pot lua în considerare în mod acoperitor prin adoptarea unei diagrame înfăş ură toare de momente de proiectare ca în fig. 5.1. S-a notat: M 'Ed momentele rezultate din calculul structural la încă rcă rile seismice de proiectare M Ed momentele de proiectare hs înă lţ imea primului nivel de deasupra bazei Notă: Alternativ, pentru determinarea valorilor M Ed în pereţ i se poate utiliza procedura datăîn P 85/2004, unde se dau ş i alte prevederi necesare, cum sunt cele care se referăla aplicarea metodei ierarhizării capacită ţ ii de rezistenţ ăîn pereţ i cuplaţ i, sau în pereţ i în care la bazăse dispune mai multăarmă tur ădecât cea strict necesarădin calcul (de exemplu, din necesitatea respectării coeficienţ ilor minimi de armare).

MEd '

M

MEd

' Ed

hs

hs sistem cu perete

sistem dual

Figura 5.1 (5) Eforturile (momentele încovoietoare) de dimensionare se pot redistribui între elementele verticale ale structurii în limita a 30%, iar între elementele orizontale în limita a 20%, pe baza capacităţ ii înalte de deformare plasticărealizatăprin aplicarea măsurilor prevăzute în cod. În urma redistribuţ iei, valorile însumate ale eforturilor nu trebuie săfie inferioare celor

5.6

obţ inute din calculul structural. 5.2.3.3.3. Evitarea ruperilor cu caracter neductil (1) Prin modul de dimensionare ş i de alcă tuire a elementelor structurale de beton armat se vor evita ruperile premature, cu caracter neductil, care pot împiedica mobilizarea mecanismului proiectat de disipare a energiei. Asigurarea faţ ăde aceste tipuri de rupere va fi superioarăîn raport cu cea faţ ăde cedarea la moment încovoietor, cu sau fărăforţ ăaxială . În acest scop se vor evita: (a) Ruperile în secţ iuni înclinate datorate acţ iunii forţ elor tă ietoare; (b) Dislocă rile produse de forţ ele de lunecare în lungul unor planuri prefisurate, ca de exemplu rosturile de lucru la elemente monolite sau rosturile dintre elementele prefabricate ş i suprabetonare; (c) Pierderea ancorajului armă turilor ş i degradarea aderenţ ei cu betonul la armăturile de oţ el în zonele de înnă dire; (d) Ruperile zonelor întinse, armate sub nivelul corespunză tor eforturilor de fisurare ale secţ iunilor. (2) Valorile de proiectare ale forţ elor tă ietoare ş i forţ elor de lunecare vor fi cele asociate mecanismului de plastificare structural ş i includ eventualele efecte de suprarezistenţ ă , precum ş i, acolo unde este semnificativ, sporul datorat manifestării modurilor superioare de vibraţ ie pe structura plastificată . Prevederi pentru evaluarea forţ elor tă ietoare de proiectare în elementele structurilor cu pereţ i sunt date în prescripţ iile de calcul specifice acestor construcţ ii (P 85/2004). (3) În anumite situaţ ii, ca de exemplu la grinzile de cadru care conlucreazăcu zone ample de planş eu, momentul de fisurare poate avea o valoare superioarămomentului capabil, ipotezăcare trebuie luatăîn considerare la evaluarea forţ ei tăietoare de dimensionare a armă turilor transversale. (4) Pentru evitarea ruperilor zonelor întinse, se vor prevedea cantită ţ i de armă tură suficiente, care vor respecta cantităţ ile minime din prescripţ iile de calcul specifice construcţ iilor de beton armat (STAS 10107/0-90 ş i P85/2004, etc.). 5.2.3.4. Condiţ ii de ductilitate locală (1) În vederea obţ inerii unei ductilită ţ i de ansamblu substanţ iale, prin dimensionarea ş i alcă tuirea elementelor structurale de beton armat se va asigura în zonele critice ale acestora o capacitate înaltăş i stabilăde disipare a energiei, fără reducerea semnificativăa rigidită ţ ii ş i/sau a rezistenţ ei. (2)

Acest obiectiv se considerărealizat dacăsunt satisfă cute următoarele condiţ ii:

(a) Zonele comprimate la starea limităde rezistenţ ăîn secţ iunile elementelor de beton armat au o dezvoltare limitată , funcţ ie de natura elementului ş i a solicită rii acestuia. În cazul pereţ ilor structurali se admite condiţ ia echivalentăa limită rii efortului unitar mediu de compresiune în secţ iune. Prevederi concrete referitoare la aceste condiţ ii se dau în continuare diferenţ iat funcţ ie de tipul elementelor. (b) Flambajul barelor de oţ el comprimate în zonele plastice potenţ iale este împiedicat prin prevederea de etrieri ş i agrafe la distanţ e suficient de mici, conform prevederilor date la 5.3 ş i 5.4.

5.7

(c) Proprietăţ ile betonului ş i oţ elului sunt favorabile sub aspectul realiză rii unei ductilităţ i locale suficient de mari. Astfel: - betonul trebuie săaibăo rezistenţ ăsuficientăla compresiune ş i o capacitate de deformare suficientă. - oţ elul folosit în zonele critice ale elementelor seismice principale trebuie să posede alungiri plastice substanţ iale. Oţ elurilor neductile, cum este STNB din plase ş i carcase sudate, pot fi utilizate numai în situaţ iile în care, prin modul de dimensionare, se poate asigura o comportare elasticăa acestor armă turi. - raportul între rezistenţ a oţ elului ş i limita lui de curgere trebuie sănu fie excesiv de mare (orientativ 1,4). - armă turile utilizate la armarea zonelor plastice potenţ iale trebuie săposede proprietă ţ i de aderenţ ăsubstanţ iale printr-o profilaturăeficientă . (3) Pentru sporirea ductilităţ ii locale se poate aplica una sau mai multe dintre următoarele mă suri: - modificarea secţ iunii transversale a elementelor, în sensul mă ririi lă ţ imii (evază rii) acesteia în zona comprimată; - în cazul elementelor comprimate, reducerea efortului unitar mediu de compresiune, respectiv sporirea dimensiunilor secţ iunii transversale; -

sporirea armă turii din zona comprimatăa secţ iunilor;

-

limitarea cantită ţ ii de armă turăîn zona întinsăa secţ iunii;

-

mă rirea clasei betonului;

- confinarea betonului din zona comprimată prin armături transversale adecvate. 5.2.3.5. Condiţ ii de redundanţ ă (1) Se va urmă ri realizarea unui grad înalt de redundanţ ăîmpreunăcu o bună capacitate de redistribuire a eforturilor, pentru a permite ca disiparea energiei săfie distribuităîn toatăstructura ş i săcreascăenergia totalădisipată . În consecinţ ă , sistemelor structurale cu grad redus de nedeterminare staticăli s-a atribuit un factor de comportare mai mic (vezi tabelul 5.1). Capacitatea de redistribuţ ie necesarăeste asiguratăprin prevederile de asigurare a ductilităţ ii locale date in secţ iunile 5.3 ş i 5.4. 5.2.3.6. Măsuri suplimentare (1) Aceste măsuri urmăresc o asigurare suplimentarăfaţ ăde incertitudinile privind comportarea elementelor structurale ş i a construcţ iei în ansamblu, precum ş i fidelitatea modelului de calcul în raport cu răspunsul seismic real. (2) Alegerea unei configuraţ ii cât mai regulate în plan ş i în elevaţ ie reduce substanţ ial incertitudinile în ceea ce priveş te comportarea de ansamblu a construcţ iei ş i permite alegerea unor modele ş i metode de calcul structural în acelaş i timp simple ş i suficient de sigure. (3) În vederea reducerii incertitudinilor referitoare la rezistenţ a elementelor structurale: 5.8

- se vor adopta dimensiuni suficiente pentru secţ iunile elementelor structurale, astfel încât abaterile de execuţ ie, încadrate în toleranţ ele admise, sănu influenţ eze semnificativ comportarea structuralăş i/sau sănu sporeascăexagerat efectele de ordinul 2; - se va limita Raportul dimensiunilor secţ iunii elementelor liniare de beton armat, pentru a minimiza riscul instabilită ţ ii laterale a acestora; - se va prevedea o armare minimăpe toatădeschiderea, la partea superioarăa grinzilor, pentru a acoperi diferenţ ele dintre distribuţ ia reală a momentelor încovoietoare ş i diagramele de momente rezultate din calcul; - se va prevedea o armăturăminimăla partea inferioarăa grinzilor pe reazeme, pentru a asigura o capacitate suficientăde rezistenţ ăpentru momente pozitive, care pot apă rea în aceste secţ iuni chiar atunci când nu rezulta din calculul structural. (4) În vederea reducerii incertitudinilor legate de localizarea zonelor plastice ş i pentru a asigura elementelor de beton armat o comportare ductilă: - se vor lua măsuri de armare transversalăpentru a obţ ine capacită ţ i de deformare minimale în toate secţ iunile, astfel încât săpoatăfi acoperite cerinţ e limitate de ductilitate care s-ar putea manifesta ş i în afara zonelor critice; - se va prevedea o cantitate de armăturăîntinsăsuficientăpentru a împiedica producerea unei ruperi casante dupăfisurarea betonului întins; - se vor prevedea lungimi de ancorare ş i de înnădire ale armăturilor suficiente pentru a împiedica smulgerea barelor din beton la solicitarea lor ciclic alternantă . 5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înaltă(H) 5.3.1. Condiţ ii referitoare la materiale (1) La realizarea elementelor seismice principale se vor utiliza betoane de clasa cel puţ in C 20/25. (2) Elementele structurale se armeazănumai cu bare din oţ el profilat. Fac excepţ ie etrierii închiş iş i agrafele pentru armarea transversală . (3) În zonele critice ale elementelor principale se vor utiliza oţ eluri cu alungiri specifice corespunzătoare efortului maxim de cel puţ in 7,5%. 5.3.2. Condiţ ii geometrice 5.3.2.1. Grinzi (1)

Lăţ imea grinzilor va fi cel puţ in 200 mm.

(2)

Raportul între lăţ imea bw ş i înă lţ imea secţ iunii hw nu va fi mai mic decât ¼.

(3) Excentricitatea axului grinzii, în raport cu axul stâlpului la noduri va fi cel mult 1/5 din lă ţ imea bc a stâlpului normalăla axa grinzii. 5.3.2.2. Stâlpi (1)

Dimensiunea minimăa secţ iunii nu va fi mai micăde 300 mm. 5.9

5.3.2.3. Pereţ i ductili (1) Prevederile date aici se referăla pereţ i individuali sau cuplaţ i, ancoraţ i adecvat la baza lor în infrastructură(fundaţ ie) astfel încât aceş tia nu se pot roti. (2)

Grosimea bwo, a inimii satisface relaţ ia: bwo max {150 mm, h s/20}

(5.2)

unde hs este înălţ imea liberăa nivelului. (3) Prevederi suplimentare referitoare la dimensiunile necesare ale bulbilor sunt date în P85/2003. (4) Cuplarea pereţ ilor prin goluri distribuite neregulat nu este permisă , cu excepţ ia situaţ iilor în care neregularitatea poate fi apreciatăca nesemnificativăsau aceasta este consideratăîn calculul structural ş i de dimensionare prin modele de calcul adecvate. 5.3.3. Eforturi de proiectare 5.3.3.1. Generalităţ i (1) Valorile de proiectare ale eforturilor se ob ţ in din calculul structural pentru situaţ ia de calcul seismic, considerând efectele de ordinul 2, conform 4.6.2.2, ş i regulile ierarhizării capacităţ ii de rezistenţ ă , conform 5.2.3.3.2. 5.3.3.2. Grinzi (1) Pentru evaluarea momentelor încovoietoare de proiectare se aplicăprevederile de la 5.3.3.1 (1). (2) Forţ ele tăietoare de proiectare în grinzi se determinădin echilibrul fiecă rei deschideri sub încă rcarea transversalădin gruparea seismicăş i momentele de la extremită ţ ile grinzii, corespunză toare pentru fiecare sens de acţ iune formă rii articulaţ iei plastice în grinzi sau în elementele verticale conectate în nod. (3) La fiecare secţ iune de capăt, se calculează2 valori ale forţ elor tă ietoare de proiectare, maximăVEd,max ş i minimăVEd,min, corespunzând valorilor maxime ale momentelor pozitive ş i negative Mdb,i , care se dezvoltăla cele 2 extremită ţ ii=1ş ii= 2 ale grinzii:  M Rc   M db ,i Rd M Rb ,i min 1, M   Rb  (5.3)

în care: MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i, în sensul momentului asociat sensului de acţ iune a forţ elor; Rd 1,2, factorul de suprarezistenţ ădatorat efectului de consolidare al oţ elului;

M

Rc

ş i

M

Rb

sumele valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale

stâlpilor ş i grinzilor care întrăîn nod. Valoarea M Rc trebuie săcorespundă forţ ei axiale din stâlp în situaţ ia asociatăsensului considerat al acţ iunii seismice.

5.10

5.3.3.3. Stâlpi (1) Valorile momentelor încovoietoare ş i a forţ elor axiale se determinăconform 5.3.3.1(1). (2) Valorile de proiectare ale forţ elor tă ietoare se determinădin echilibrul stâlpului la fiecare nivel, sub momentele de la extremităţ i, corespunzând, pentru fiecare sens al acţ iunii seismice, formării articulaţ iei plastice care apare în grinzile sau în stâlpii conectaţ i în nod. Momentul de la extremită ţ i se determinăcu:

(3)

 M Rb   M dc ,i Rd M Rc ,i min 1,    M Rc  (5.4)

în care: Rd factor care introduce efectul consolidă rii oţ elului ş i a fretă rii betonului în zonele comprimate: Rd = 1,3 pentru nivelul de la baza construcţ iei ş i Rd = 1,2 pentru restul nivelurilor. MRc,i

M

valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i corespunză toare sensului considerat.

ş i M Rb au semnificaţ iile date la 5.3.3.2. Valorile momentelor capabile în stâlpi sunt stabilite pe baza valorilor forţ elor axiale din situaţ ia corespunză toare sensului considerat al acţ iunii seismice. Rc

5.3.3.4. Noduri de cadru (1) Forţ a tă ietoare de proiectare în nod se stabileş te corespunză tor situaţ iei plastifică rii grinzilor care intrăîn nod, pentru sensul de acţ iune cele mai defavorabil al acţ iunii seismice. (2) Valorile forţ elor tăietoare orizontale se pot stabili cu urmă toarele expresii simplificate: (a) pentru noduri interioare





V jhd Rd As1 As2 f yd Vc

(5.5)

(b) pentru noduri de margine V jhd Rd As1 f yd V c

(5.6)

în care: As1 , As2

Vc γ Rd

ariile armă turilor de la partea superioarăş i de la partea inferioarăa grinzilor; forţ a tă ietoare din stâlp, corespunză toare situaţ iei considerate (vezi 5.3.3.3(2) ş i (3)); factor de suprarezistenţ ă, 1,2.

5.11

5.3.3.5. Pereţ i ductili (1) Determinarea momentelor încovoietoare în pereţ ii structurali se face în conformitate cu prevederile articolului 5.2.3.3.2.(4). (2) Valorile de proiectare VEd ale forţ elor tăietoare în pereţ ii structurali se stabilesc cu expresia: ' cu respectarea condiţ ' VEd  V Ed iei 1,5VEd VEd qVEd'

(5.7)

în care: VEd'

forţ a tă ietoare rezultatădin calculul structural la încărcările seismice de proiectare;



raportul dintre valoarea momentului de ră sturnare (momentul capabil), calculat la baza suprastructurii, asociat mecanismului de plastificare al peretelui (sau pereţ ilor cuplaţ i) ş i valoarea momentului de ră sturnare rezultat din calculul la încă rcările seismice de proiectare; la evaluarea momentelor capabile se va considera un coeficient de suprarezistenţ ăγ Rd=1,1.

ε

coeficient de amplificare care introduce efectul modurilor superioare de vibraţ ie; ε= 1,2

(3) La dimensionarea la forţ e tăietoare a pereţ ilor care fac parte din structuri duale se va utiliza diagrama înfăş ură toare din fig. 5.2, pentru a ţ ine seama de efectele modurilor superioare de vibraţ ie. În fig. 5.2, diagrama (a) reprezintăvalorile forţ elor tăietoare obţ inutădin calculul structural la forţ ele seismice de proiectare, în timp ce diagrama (b) este cea asociată mecanismului de plastificare (momentului de răsturnare capabil). Notă : Alternativ, pentru determinarea valorilor de proiectare ale forţ ei tă ietoare din pereţ i, în locul prevederilor de la (2) ş i (3) se pot aplica procedeele date în Ghidul de proiectare pentru construcţ ii cu pereţ i structurali P85/2004.

0,5Vw,b

(c)

2 H 3 w

(b) (a)

1 Hw 3 Vw,b

Figura 5.2

5.12

5.3.3.6. Prevederi specifice pentru pereţ i scurţ i (1) În cazul pereţ ilor cu raportul înălţ ime/lungime Hw/lw 2, valorile de proiectare ale momentelor sunt cele obţ inute din calculul structural la încă rcă rile seismice de proiectare. (2)

Forţ a tă ietoare de proiectare se calculeazăcu expresia :

M ' qV ' VEd  Rd VEd Ed M Ed în care valorile MRd ş i MEd sunt determinate la baza pereţ ilor

(5.8)

Notă: Se pot folosi procedee mai riguroase de determinare a valorilor de proiectare a forţ elor tă ietoare, indiferent de proporţ iile acestora, date în ghidul P85/2004

5.3.4. Verificări la starea limităultimăş i prevederi de alcătuire 5.3.4.1. Grinzi 5.3.4.1.1. Rezistenţ a la încovoiere ş i forţ ătăietoare (1) Calculul grinzilor la starea limităde rezistenţ ă , la încovoiere ş i forţ ătăietoare se face conform STAS 10107/0-90. (2) Lăţ imea efectivăa grinzilor cu secţ iune în formăde T, în zona aripilor, beff se determinădupăcum urmează: - în cazul grinzilor care intrăîntr-un stâlp exterior, beff se ia egalăcu lă ţ imea stâlpului bc , dacănu existăgrinzi transversale în nod ş i egalăcu bc plus de douăori grosimea plăcii hf de fiecare parte a grinzii, dacăasemenea grinzi există . - în cazul grinzilor care intrăîn stâlpii interiori, beff este mai mare decât valorile indicate mai sus cu câte 2hf de fiecare parte a grinzii; (3) Armă turile din placă , paralele cu grinda se considerăactive în preluarea momentelor grinzii pe reazeme, dacăsunt plasate la interiorul dimensiunii beff ş i dacă sunt ancorate adecvat. 5.3.4.1.2. Asigurarea cerinţ elor de ductilitate locală (1) Zonele de la extremită ţ ile grinzilor cu lungimea lcr = 1,5h w, măsurate de la faţ a stâlpilor, precum ş i zonele cu aceastălungime, situate de o parte ş i de alta a unei secţ iuni din câmpul grinzii unde poate interveni curgerea în cazul combinaţ iei seismice de proiectare, se considerăzone critice (disipative). (2) Cerinţ ele de ductilitate în zonele critice ale grinzilor se considerăsatisfă cute dacăsunt îndeplinite condiţ iile de armare date în continuare la alineatele (3)…(7). (3) Cel puţ in jumă tate din secţ iunea de armăturăîntinsăse prevede ş i în zona comprimată. A Coeficientul de armare longitudinalădin zona întinsă  s satisface b d condiţ ia :

(4)

5.13

f 0,5 ctm f yk

(5.9)

Limita inferioarăa coeficientului de armare trebuie respectatăpe toatădeschiderea grinzii. (5) Armă turile longitudinale se vor dimensiona astfel încât sănu se depă ş ească înălţ imea zonei comprimate admisăde STAS 10107/0-90. (6)

Se prevede armare continuăpe toatădeschiderea grinzii. Astfel:

(a)

la partea superioarăş i inferioarăa grinzilor se prevă d cel puţ in câte douăbare cu suprafaţ a profilatăcu diametrul 14 mm;

(b)

cel puţ in un sfert din armă tura maximăde la partea superioarăa grinzilor se prevede continuăpe toatălungimea grinzii;

(7)

Etrierii prevăzuţ i în zona criticătrebuie sărespecte condiţ iile :

(a)

diametrul etrierilor dbw 6 mm;

(b)

distanţ a dintre etrieri s va fi astfel încât : s min{

hw ;150mm;7 d bL } 4

(5.10)

în care dbL este diametrul minim al armă turilor longitudinale.

5.3.4.2. Stâlpi 5.3.4.2.1. Rezistenţ a la încovoiere ş i la forţ ătăietoare (1) Calculul stâlpilor la starea limităde rezistenţ ă , la încovoiere cu forţ ăaxialăş i la forţ a tă ietoare se face conform STAS 10107/0-90. 5.3.4.2.2. Asigurarea cerinţ elor de ductilitate locală (1) Valorile normalizate ale forţ ei axiale d vor respecta condiţ iile din STAS 10107/0-90 pentru stâlpii fă când parte din structuri care preiau efectul acţ iunii seismice, ca ş i prevederile din acelaş i standard privind armarea transversalănecesară în situaţ iile în care valorile d nu respectă , în limitele indicate, aceste condiţ ii. (2) Coeficientul de armare longitudinal ătotalăva fi cel puţ in 0,01 ş i maximum 0,04. (3) Între armă turile din colţ uri se va prevedea, pe fiecare latură, cel puţ in câte o barăintermediară . (4) Zonele de la extremită ţ ile stâlpilor se vor considera zone critice pe o distanţ ălcr , datăla (5). (5) În afara cazului când este determinatăprintr-un calcul riguros, lungimea zonelor critice se determinăcu : lcr max{1,5hc ;

l cl ;600 mm} 6

(5.11)

5.14

unde hc este cea mai mare dimensiune a secţ iunii stâlpului, iar lcl este înă lţ imea liberă . (6) Dacălcl/hc < 3, întreaga lungime a stâlpului se considerăzona criticăş i se va arma în consecinţ ă . (7) În interiorul zonelor critice se vor prevedea etrieri ş i agrafe, care săasigure ductilitatea necesarăş i împiedicarea flambajului local al barelor longitudinale. Modul de dispunere a armă turii transversale va fi astfel încât săse realizeze o stare de solicitare triaxialăeficientă . Condiţ iile minime pentru a realiza aceste cerinţ e sunt cele date la (8)…(10). (8)

Coeficientul de armare transversalăcu etrieri va fi cel puţ in: -

0,005 în zona criticăa stâlpilor de la baza lor, la primul nivel;

-

0,0035 în restul zonelor critice.

(9)

Armarea transversalăva respecta condiţ iile:

(a) Distanţ a dintre etrieri nu va depă ş i: s min{

b0 ;125mm ;7 d bL } 3

(5.12)

în care b0 este latura minimăa secţ iunii utile (situatăla interiorul etrierului perimetral), iar dbL este diametrul minim al barelor longitudinale; Ultima condiţ ie se înlocuieş te la baza stâlpului (în secţ iunea teoreticăde încastrare) cu condiţ ia s ≤6 dbL . (b) Distanţ a în secţ iune dintre barele consecutive aflate la colţ ul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 150 mm. (10) La primele douăniveluri ale clădirilor cu peste 5 niveluri ş i la primul nivel în cazul clădirilor mai joase, se vor prevedea la bazăetrieri îndesiţ iş i dincolo de zona criticăpe o distanţ ăegalăcu jumă tate din lungimea acesteia. 5.3.4.2.3. Noduri de cadru (1) Forţ a de compresiune înclinatăprodusăîn nod de mecanismul de diagonală comprimatănu va depăş i rezistenţ a la compresiune a betonului solicitat transversal la întindere. (2) În afarăde cazul în care se foloseş te un model de calcul mai riguros, cerinţ a de la (1) se considerăsatisfă cutădacă: (a) la noduri interioare:

 V jhd  1  d b j hc f cd 

(5.13)

în care = 0,6(1 – fck /250), d este forţ a axialănormalizatăîn stâlpul de deasupra, iar f cd este în MPa. (b) la nodurile exterioare:

 V jhd 0,8 1  d b j hc f cd 

(5.14)

unde: 5.15

V jhd este datăde expresia (5.5) sau (5.6), dupăcaz. Lăţ imea de proiectare a nodului bj se ia bj = min{bc ; (bw+0,5h c)}

(5.15)

(3) În nod se va prevedea suficientăarmă turătransversalăpentru a asigura integritatea acestuia, dupăfisurarea înclinată . În acest scop armă tura transversală , Ash, se va dimensiona pe baza relaţ iilor: (a) la noduri interioare: A shfywd 0,8(As1 + A s2)fyd (1 – 0,8d)

(5.16a)

(b) la noduri exterioare: A shfywd 0,8As2fyd (1 – 0,8d)

(5.16b)

În relaţ iile (5.16a) ş i (5.16b), d corespunde forţ ei axiale a stâlpului inferior. Aceste relaţ ii sunt valabile, dacăexistăgrinzi care intrăîn nod în direcţ ie transversală. În caz contrar coeficientul 0,8 se mă reş te la 1. (4) Etrierii orizontali calculaţ i cu (5.16a) ş i (5.16b) se vor distribui uniform pe înălţ imea nodului. În cazul nodurilor exterioare, etrierii vor cuprinde capetele îndoite ale armă turilor longitudinale din grindă . (5) Armă tura longitudinalăverticalăAsv care trece prin nod, incluzând armă tura longitudinalăa stâlpului, va fi cel puţ in : 2 Asv  Ash  h jc / h jw  3

(5.17)

în care : hjw distanţ a interax între armă turile de la partea superioarăş i cea inferioarăa grinzilor; hjc

distanţ a interax între armăturile marginale ale stâlpilor

(5) Armă tura orizontalăa nodului nu va fi mai micădecât armă tura transversală îndesitădin zonele critice ale stâlpului. 5.3.4.3. Pereţ i ductili 5.3.4.3.1. Rezistenţ a la încovoiere ş i la forţ ătăietoare (1) Calculul pereţ ilor la starea limităde rezistenţ ă , la încovoiere cu forţ a axialăse face conform STAS 10107/0-90, cu completă rile date în P85/2004. (2) Calculul pereţ ilor la forţ ătăietoare în secţ iuni înclinate ş i la lunecare în rosturi orizontale se va face conform P85/2004.  5.3.4.3.2. Asigurarea cerinţ elor de ductilitate locală



În 5.3.4.3.2. sunt cuprinse cele mai importante prevederi privind asigurarea proprietăţ ilor de deformabilitate în domeniul postelasic din zonele critice din P85/2004. La proiectarea pereţ ilor structurali trebuie avute în vedere ş i celelalte măsuri impuse în acest ghid de proiectare .

5.16

(1) Cerinţ ele de ductilitate se considerăsatisfă cute dacăsunt respectate prevederile P85/2004, privind alcă tuirea secţ iunilor de beton, ş i cele referitoare la armarea longitudinalăş i transversală. (2)

Înălţ imea zonei critice l cr deasupra bazei se determinăcu: l cr = 0,4l w + 0,05Hw

(5.18)

cu limită rile: hs, pentru n 6 niveluri l cr  2hs, pentru n 7niveluri 2lw

(5.19)

în care hs este lumina liberăa etajului, iar baza se defineş te drept nivelul superior al fundaţ iei sau al infrastructurii. (3)

Înălţ imea zonei comprimate în secţ iunile pereţ ilor nu va fi mai mare decât : x u 0,10 (Ω+ 2) lw

(5.20)

Condiţ ia (5.20) reprezintăş i criteriul pentru prevederea de bulbi sau tă lpi la capetele libere ale secţ iunilor pereţ ilor (4) În caz cănecesitatea bulbilor rezultădin aplicarea condiţ iei (5.20), lă ţ imea bulbului va fi cel puţ in hs/10, iar lungimea lui cel puţ in egalăcu de douăori grosimea inimii peretelui, bwo, ş i cel puţ in 0,10 lungimea peretelui, lw. (5) Dacăcondiţ ia (5.20) nu este respectatăse prevă d măsuri speciale de confinare a zonelor comprimate conform alineatului (7). (6) În zonele critice se vor lua măsuri pentru evitarea pierderii stabilită ţ ii laterale. În cazurile curente aceste cerinţ e se realizeazăprevă zând o lă ţ ime a bulbului hs /15. (7) În cazul în care relaţ ia (5.20) nu este satisfă cutăse va prevedea o armă tură specialăde confinare, pe o distanţ ăde cel puţ in xu/2 de la marginea cea mai comprimatăa secţ iunii. Secţ iunea armă turii de confinare, A wh, în fiecare direcţ ie va fi stabilităpe baza relaţ iei : f  x  Awh 0 ,10 sbo cd  0 ,5  u  (5.21)  f ywd  lw   în care: s

distanţ a interax pe verticalăîntre seturile de etrieri de confinare;

bo

dimensiunea miezului de beton cuprins de etrierii de confinare mă surată perpendicular pe direcţ ia braţ elor etrierilor.

(7) Armarea transversalăla capetele secţ iunilor în zonele critice va respecta condiţ iile (a)

diametrul dbw al etrierilor dbw max (dbL /3; 6mm)

(b)

(5.22)

distanţ a între etrieri s min (120mm, 10dbL)

(5.23)

5.17

Dacă în zonele de capă t ale secţ iunilor coeficientul de armare longitudinală 2  distanţ a dintre etrieri nu va depă ş i 6dbL. f yd N / mm 2





5.4. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie (M) 5.4.1. Condiţ ii referitoare la materiale (1) La realizarea elementelor seismice principale se vor utiliza betoane de clas ăcel puţ in C 16/20. (2) Elementele structurale se armeazănumai cu bare din oţ el profilat. Fac excepţ ie etrierii închiş iş i agrafele pentru armarea transversală . (3) În zonele critice ale elementelor principale se vor utiliza o ţ eluri cu alungiri specifice corespunzătoare efortului unitar maxim de cel puţ in 5%.

5.4.2. Condiţ ii geometrice 5.4.2.1. Grinzi (1)

Se aplică5.3.2.1.

5.4.2.2. Stâlpi (1)

Se aplică5.3.2.2.

5.4.2.3. Pereţ i ductili (1)

Se aplică5.3.2.3.

5.4.3. Eforturi de proiectare 5.4.3.1. Generalităţ i (1)

Se aplică5.3.3.1.

5.4.3.2. Grinzi (1)

Se aplică5.3.3.2., cu Rd = 1.0 în relaţ ia 5.3.

5.18

5.4.3.3. Stâlpi (1)

Se aplică5.3.3.3., cu Rd = 1.0 în relaţ ia 5.4.

5.4.3.4. Noduri de cadru (1)

Se aplică5.3.3.4., cu Rd = 1.0.

5.4.3.5. Prevederi specifice pentru pereţ i ductili (1) Se aplică5.3.3.5. La calculul lui  din relaţ ia (5.7), momentele capabile se determinăcu Rd = 1.0: 5.4.3.6. Prevederi specifice pentru pereţ i scurţ i (1)

Se aplică5.3.3.6

5.4.4. Verificări la SLU ş i prevederi de alcătuire 5.4.4.1. Grinzi 5.4.4.1.1. Rezistenţ a la încovoiere ş i forţ ătăietoare (1)

Se aplică5.3.4.1.1.

5.4.4.1.2. Asigurarea ductilităţ ii locale (1) Zonele de la extremită ţ ile grinzilor cu lungimea l cr = hw, mă surate de la faţ a stâlpilor, precum ş i zonele cu aceastălungime situate de o parte ş i de alta a unei secţ iuni din câmpul grinzii unde poate interveni curgerea în cazul combinaţ iei seismice de proiectare, se considerăzone critice. (2) Cerinţ ele de ductilitate în zonele critice se considerăsatisfă cute dacăsunt îndeplinite condiţ iile de armare date la 5.3.4.1.2.(3)…(7), cu excepţ ia relaţ iei (5.10) care se modificăastfel : s min{hw/4; 200 mm; 8dbL}

(5.26)

5.4.4.2. Stâlpi 5.4.4.2.1. Rezistenţ a la încovoiere ş i forţ ătăietoare (1)

Se aplică5.3.4.2.1.

5.4.4.2.2. Asigurarea ductilităţ ii locale (1)

Valorile normalizate ale forţ ei axiale d nu vor depăş i valoarea 0,55.

(2) Coeficientul de armare longitudinalătotalăva fi cel puţ in 0,008 ş i maximum 0,04. (3) Se aplică5.3.4.2.2.(3).

5.19

(4)

Se aplică5.3.4.2.2.(4).

(5) În afara cazului când este determinatăprintr-un calcul riguros, lungimea zonelor critice se determinăcu: l cr max{hc; l cl/6; 450 mm}

(5.27)

(6)

Se aplică5.3.4.2.2.(6).

(7)

Se aplică5.3.4.2.2.(7).

(8)

Coeficientul de armare transversalăcu etrieri va fi cel puţ in: - 0,0035 în zona criticăa stâlpilor de la baza lor, la primul nivel; - 0,0025 în restul zonelor critice.

(9)

Armarea transversalăva respecta condiţ iile:

(a) Distanţ a dintre etrieri nu va depă ş i s {bo/2;175 mm; 8dbL}

(5.28)

în care bo este latura minimăa secţ iunii utile (situatăîn interiorul etrierului perimetral), iar dbL este diametrul minim al barelor longitudinale; (b) Distanţ a în secţ iune dintre barele consecutive aflate la colţ ul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 200 mm. 5.4.4.3. Noduri de cadru (1) Armă tura orizontalăde confinare în nodurile de cadru ale elementelor seismice principale va fi cel puţ in egalăcu cea dispusăîn zonele critice adiacente ale stâlpilor care concurăîn nod, cu excepţ ia cazurilor prevă zute la alineatul (2). (2) Dacăîn nod intrăgrinzi pe toate cele 4 laturi ş i lă ţ imea acestora este cel puţ in egalăcu 3/4 din lă timea stâlpului paralelăcu secţ iunea transversalăa grinzii, distanţ a între etrierii orizontali se poate dubla faţ ăde valoarea prevă zutăla alineatul (1), fără însăa depăş i 150 mm. (3) Trebuie prevă zutăcel puţ in o barăverticalăintermediară(între barele de la colţ urile stâlpului) pe fiecare laturăa nodului. 5.4.4.4. Pereţ i ductili 5.4.4.4.1. Rezistenţ a la încovoiere ş i forţ ătăietoare (1)

Se aplică5.3.4.3.1.

5.4.4.4.2. Asigurarea ductilităţ ii locale (1) Cerinţ ele de ductilitate se considerăsatisfă cute dacăsunt respectate prevederile P85/2004 privind alcă tuirea secţ iunilor de beton ş i cele referitoare la armarea longitudinalăş i transversalăcu excepţ iile din alineatele urmă toare.

5.20

(2) Procentele minime de armare în câmp în zona criticăde la baza peretelui, pentru zonele seismice cu ag > 0,12g vor fi cel puţ in egale cu 80% din cele prevăzute in P85/2004, în tabelul 3 de la paragraful 7.4.2. (3) Procentele minime de armare longitudinalăin zonele de la extremităţ ile pereţ ilor, în zona criticăde la baza peretelui pentru zonele seismice cu ag > 0,12g vor fi cel puţ in egale cu 80% din cele prevă zute in P85/2004, în tabelul 4 de la paragraful 7.5.1. (4) În cazul în care zona comprimatănu depăş eş te valoarea limitădatăla paragraful 6.4.1 din P85/2004, distanţ a maximădintre etrieri va fi 150 mm, dar nu mai mult decât 12dbL. (5) În cazul în care zona comprimatădepă ş eş te valoarea limitădatăla paragraful 6.4.1 din P85/2004, trebuie prevă zutăarmă turătransversalăde confinare, în cantitate cel puţ in egalăcu 80% din valoarea datăîn P85/2004, relaţ ia 7.2 de la paragraful 7.5.2. 5.5. Fundaţ ii ş i infrastructuri (1) Prezenta secţ iune cuprinde prevederi de principiu ş i un numă r restrâns de prevederi de alcă tuire pentru proiectarea elementelor infrastructurilor (fundaţ iilor) structurilor de beton. Elementele de bazăale proiectă rii seismice ale acestor elemente constituie obiectul părţ ii 5 (P100 - 5) a codului. (2) Dacăeforturile de proiectare aplicate fundaţ iilor (infrastructurilor) reprezintă reacţ iunile unor structuri disipative, proiectate pe baza conceptelor ierarhiză rii capacită ţ ii de rezistenţ ă , fundaţ iile trebuie, de regulă , săevidenţ ieze o comportare în domeniul elastic de deformaţ ie. (3) Întrucât ră spunsul seismic al fundaţ iilor (infrastructurilor) prezintăun grad de incertitudine mai mare decât în cazul suprastructurii, la proiectare se recomandăsăse prevadămă suri pentru a asigura acestor elemente, în special prin armarea transversală a zonelor cele mai solicitate, o capacitate minimalăde deformare în domeniul postelastic. (4) Dacără spunsul aş teptat al structurii este quasi – elastic (orientativ q 1,5), dimensionarea elementelor fundaţ iilor se va face ca pentru elemente de beton armat care nu se proiecteazăpentru a prelua acţ iunea seismică , conform codului de proiectare pentru structuri de beton armat. 5.6. Efecte locale datorate interacţ iunii cu pereţ ii nestructurali (1) Prezenta secţ iune se referăla structuri tip cadru de beton armat cu panouri de umplutură din zidă rii executate din materiale ş i cu legă turi care influenţ ează semnificativ comportarea structurilor. Aceasta cuprinde mă suri pentru evitarea efectelor locale nefavorabile ale interacţ iunii dintre elementele cadrului ş i panourile de umpluturăş i prevederi pentru protejarea elementelor structurale prin dimensionare ş i alcă tuire adecvate faţ ăde aceste efecte, urmărind, în special, evitarea ruperii cu caracter neductil la acţ iunea forţ elor tă ietoare. (2) Se va urmă ri, pe cât posibil, ca prin modul de dispunere a zidăriei în rama formatăde elementele structurale (de exemplu, pentru realizarea parapeţ ilor, a golurilor de supralumină , etc) sănu se creeze proporţ ii ş i comportare de tip stâlp sau

5.21

grinda scurtă. În situaţ iile când aceasta nu este posibil se vor lua măsurile indicate la (5). (3) Zonele în care pot apărea forţ e tă ietoare suplimentare faţ ăde cele rezultate din comportarea de ansamblu – acţ ionând local extremităţ ile grinzilor ş i stâlpilor - vor fi dimensionate ş i armate transversal pentru a prelua în condiţ ii de siguranţ ă corespunză toare acestor forţ e, care pot proveni din: (a) acţ iunea de diagonalăcomprimatăcu lăţ ime relativ mare, exercitatăde panoul de zidă rie, rezultatădin împănarea zidă riei în zona nodurilor de cadru (fig.5.3);

Fig. 5.3

Figura 5.4 (b) lipsa contactului între pereţ ii de umpluturăş i intradosul grinzilor, ca urmare a execuţ iei incorecte, care are ca efect concentrarea acţ iunii de diagonalăcomprimată asupra extremităţ ilor stâlpilor; (c) crearea unor condiţ ii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grindăscurtă , ca urmare a zdrobirii locale a zidăriei pe o anumităporţ iune în zona nodurilor unde se concentreazăeforturile de compresiune diagonale sau ca urmare a desprinderii locale a zidă riei a elementelor cadrului de beton armat, rezultate din diferenţ a deformaţ iilor structurii ş i a panourilor de umplutură(fig. 5.4); 5.22

(d) prevederea unor goluri de uş i sau ferestre în panoul de zidărie (vezi aliniatul (2)). Notă: Pentru stabilirea eforturilor din elementele cadrului în aceste situaţ ii se va apela la modele în care acţ iunea structuralăa panoului se echivaleazăprintr-o diagonală. Pentru a ţ ine seama de variabilitatea mare a caracteristicilor mecanice ale zidă riei este recomandabil săse facămai multe ipoteze, cu caracter nefavorabil pentru structura de beton armat, în ceea ce priveş te proprietăţ ile de rigiditate ş i de rezistenţ ăale zidăriei. Lă ţ imea diagonalei în calcul se va lua 0,1 din lungimea acesteia.

(4) În vederea reducerii efectelor negative ale interacţ iunii structură– panouri de zidă rie, în cazurile când acestea se datoreazăcapacită ţ ii de rezistenţ ărelativ mari a panourilor, se pot avea în vedere ş i soluţ ii implicând fragmentarea acestor panouri sau adoptarea unor legături flexibile între panouri ş i structură . (5) Pentru a ţ ine seama de incertitudinile legate de efectele interacţ iunii structură– panou de umpluturăse vor considera zone critice : (a)

ambele extremităţ i ale stâlpilor în contact cu panourile de zidă rie.

(b)

întreaga lungime a stâlpilor de la primul nivel;

(c)

întreaga lungime a stâlpilor, în cazul în care panoul este prevă zut cu un gol de fereastrăsau de uş ă , adiacent stâlpului;

(d)

întreaga lungime când pereţ ii de umpluturăsunt dispuş i numai pe o parte a stâlpilor (aş a cum se întâmplăla stâlpii marginali ş i de colţ ).

(6) În cazul stâlpului adiacent unui gol în panoul de umpluturăse vor lua suplimentar urmă toarele măsuri: (a) Forţ a tă ietoare de proiectare în stâlpi se determinăconsiderând un model de calcul cu articulaţ ii plastice dezvoltate la cele douăextremită ţ i ale golului. În cazul stâlpilor din clasa de ductilitate H momentele capabile de proiectare se multiplică cu un coeficient  Rd= 1,3; (b) Armătura transversalăde forţ ătă ietoare se prevede pe distanţ a golului, plus o lungime egalăcu hc (dimensiunea secţ iunii stâlpului) în zona în contact cu zidă ria; (c) Dacălungimea pe care stâlpul nu este în contact cu panoul de umpluturăeste mai micăde 1,5h c, forţ a tăietoare se va prelua prin armături înclinate. 5.7. Prevederi pentru proiectarea planş eelor de beton (1) Plă cile de beton armat pot îndeplini rolul de diafragmăorizontalăpentru încă rcări aplicate în planul lor, dacăau grosimi de cel puţ in 80 mm ş i sunt armate pentru a fi în mă surăsăpreia eforturile ce le revin din încărcă rile verticale ş i orizontale. (2) Planş eele diafragmăpot fi realizate ş i ca elemente mixte: din dale prefabricate suprabetonate, cu condiţ ia conectă rii adecvate a celor douăstraturi de beton. (3) Calculul eforturilor în diafragme se va face pe baza prevederilor date în reglementările specifice diferitelor tipuri de structuri (de exemplu, P85/2004) iar dimensionarea lor pe baza prevederilor STAS 10107/0-90. (4) În cazul planş eelor aparţ inând structurilor cu pereţ i de beton armate din categoria de ductilitate H se va verifica transmiterea forţ elor orizontale de la diafragme la perete. Aceasta implică :

5.23

(a)

Limitarea eforturilor unitare de forfecare la interfaţ a perete – diafragme la valoarea 1,5f ctd.

(b)

Prevederea unei armă turi de conectare, dimensionate pe baza unui model cu diagonale înclinate la 45

5.24

6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR METALICE 6.1. Generalităţ i 6.1.1. Domeniul (1) Acest capitol se referăla proiectarea în zone seismice a clă dirilor ş i a altor construcţ ii cu structurămetalică, denumite în continuare construcţ ii metalice. (2) Prevederile cuprinse în acest capitol se referăla clă diri cu raportul dintre înă lţ ime (H) ş i latura cea mai mică(B) a acesteia, mai mic sau egal cu 4. (3) Pentru proiectarea construcţ iilor metalice la încă rcă ri neseismice se foloseş te STAS 10108/0-78. Prevederile date în continuare completeazăprevederile STAS 10108/0-78 pentru cazul proiectă rii la acţ iuni seismice. NOTĂ: Dupăintrarea în vigoare a codului pentru structuri de oţ el, armonizat cu Eurocode 3, în curs de elaborare, în locul STAS 10108/0-78 se va utiliza acest cod.

(4) Pentru clă diri cu structuri compozite metal-beton, se aplicăprevederile din capitolul 7. (5)

Codurile complementare prezentului capitol sunt:

(6) SR EN 10025+A1:1994 Produse laminate la cald din oteluri de construcţ ie nealiate. Condiţ ii tehnice de livrare SR EN 10210-1:1998

C150 - 99

Profile cave finisate la cald pentru constructii, din oteluri de constructie nealiate si cu granulatie fina. Partea 1: Condiţ ii tehnice de livrare Normativ pentru calitatea îmbinărilor sudate din oţ el ale construcţ iilor civile, industriale ş i agricole.

C133 - 82

Instrucţ iuni tehnice privind îmbinarea elementelor de construcţ ii metalice cu ş uruburi pretensionate de înaltă rezistenţ ă .

GP 016 - 97

Ghid pentru proiectarea îmbinărilor prin contact ale stâlpilor din oţ el făcând parte din structura clă dirilor etajate.

6.1.2. Principii de proiectare (1) Clă dirile rezistente la seism vor fi proiectate în concordanţ ăcu unul din urmă toarele concepte (vezi tabelul 6.1) privind răspunsul seismic al structurilor: a) Comportare disipativăa structurii b) Comportare slab disipativăa structurii (2) În conceptul (a) se ţ ine cont de capacitatea unor pă rţ i ale structurii (zone disipative) de a prelua acţ iunea seismicăprintr-o comportare inelastică . Când se folosesc condiţ iile de proiectare (spectrul de proiectare) definite în capitolul 3, factorul de comportare q, care depinde de tipul structurii (vezi 6.3), se ia mai mare de 2,0. Aplicarea conceptului (a) presupune îndeplinirea prevederilor date în 6.2 6.11 .

6.1

(3) Structurile proiectate dupăconceptul (a) trebuie săaparţ inăclaselor de ductilitate a structurii M sau H. Acestor clase le corespunde o capacitate substanţ ialăa structurii de a disipa energia în mecanisme plastice. Pentru o anumit ăclasăde ductilitate trebuie satisfă cute cerinţ e specifice în ceea ce priveş te tipul structurii, clasa secţ iunilor ş i capacitatea de rotire a zonelor potenţ ial plastice. Tabelul 6.1: Concepte de proiectare, factori de comportare ş i clase de ductilitate ale structurii

Conceptul de proiectare

Factor de comportare q

Clasa de ductilitate cerută

Structuri cu disipare mare

q > 4,0

H (mare)

Structuri cu disipare medie

2,0 < q ≤4,0

M (medie)

Structuri slab disipative

q = 1,0

L (redusă )

(4) În conceptul (b) efectele acţ iunilor (eforturile ş i deplasă rile) sunt evaluate pe bazele unui calcul structural în domeniul elastic, q luându-se egal cu 1,0 (vezi Tabelul 6.1.). Rezistenţ a elementelor ş i a îmbinărilor trebuie evaluatăîn conformitate cu STAS 10108/0-78, fă rănici o cerinţ ăsuplimentară . 6.1.3. Verificarea siguranţ ei (1) La proiectare se ţ ine cont de posibilitatea ca limita de curgere efectivăa oţ elului săfie mai mare decât limita de curgere caracteristică(f yd), prin introducerea unui coeficient de amplificare a limitei de curgere ov 1,25 .

6.2. Condiţ ii pivind materialele (1)

Oţ elul utilizat trebuie sărespecte prevederile standardelor de la 6.1.1.(4)

(2) Raportul dintre rezistenţ a la rupere f ud ş i rezistenţ a minimăde curgere f yd va fi cel puţ in 1,20, iar alungirea la rupere A 5 va fi cel puţ in 20%. Oţ elurile folosite în elementele structurale cu rol disipativ vor avea un palier de curgere distinct, cu alungire specificăla sfârş itul palierului de curgere, de cel puţ in 1,5%. Oţ eluri cu limita de curgere de proiectare f yd 350 N/mm 2 se pot folosi numai dacă proprietăţ ile plastice ale materialului sunt atestate prin încercă ri experimentale. (3) Elementele din tablăde grosimi mai mari de 16 mm, solicitate la tensiuni de întindere, perpendicular pe planul lor, se vor controla ultrasonic pe toatăzona astfel solicitată. Se vor efectua încercă ri la tracţ iune pe direcţ ia grosimii (conform SR EN 10002-1:2002) a pieselor din zona îmbină rilor rigide grindă -stâlp. (4) Îmbinările cu ş uruburi ale structurilor rezistente la seism se vor proiecta cu ş uruburi de înaltărezistenţ ăgrupele 8.8 ş i 10.9.

6.2

(5) În cazul prinderilor grindă- stâlp cu placăde capă t, se vor folosi ş uruburi de înaltărezistenţ ă . La montaj se va asigura o pretensionare a acestora cu un efort de 50% din efortul de pretensionare prescris pentru îmbinările care lucreazăprin frecare. (6) Şuruburile de ancoraj ale stâlpilor în fundaţ ii vor fi realizate din oţ eluri din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 ş i 6.8. În cazul solicită rilor foarte mari, care ar conduce la rezolvă ri constructive complicate ale bazelor stâlpilor, se acceptăutilizarea ş uruburilor cu caracteristici fizico-mecanice ale grupei de calitate 8.8. (din oţ el slab aliat cu tratament termic de normalizare). (7) Pentru zonele ş i barele disipative, valoarea limitei de curgere fy,max care nu poate fi depă ş ităde materialul folosit efectiv la realizarea structurii, trebuie specificatăş i notatăîn planurile de execuţ ie. (8) Limita de curgere f y,max nu va fi mai mare ca limita de curgere care defineş te marca oţ elului amplificatăcu 1,1γ ). ov ( f y ,max 1,1  ov f yd NOTĂ: Pentru oţ elul OL37 (cu fyd = 230 N/mm 2 ) rezultăfy,max = 323 N/mm2.

(9) Energia de rupere KV a oţ elului ş i a îmbinărilor sudate va fi cel puţ in 27 J la temperatura minimăde exploatare consideratăîn gruparea de încă rcă ri care include acţ iunea seismică . Aceste valori vor fi înscrise în planurile de execuţ ie. (10) Alegerea clasei de calitate a oţ elului funcţ ie de condiţ iile de lucru, temperatura de exploatare ş i grosime se face conform Tabelului 6.2

Tabelul 6.2

Alegerea clasei de calitate a oţ elului Grosimea maximăpentru elementele structurale din oţ el

Marca oţ elului ş i clasa de calitate cf. SR EN 10025+ A1:1994

Grosime maximă(mm) pentru cea mai joasătemperaturăde lucru 0ºC

- 20ºC

- 10ºC

S1 S2 S1 S2 OL 37.2 150 41 108 30 OL 37.3 250 110 250 75 OL 37.4 250 250 250 212 OL 44.2 90 26 63 19 OL 44.3 250 63 150 45 OL 44.4 250 150 250 127 OL 52.2 40 12 29 9 OL 52.3 106 29 73 21 OL 52.4 250 73 177 52 OL 52.4kf 250 128 250 85 Condiţ ii de lucru : - S1: ● Elemente nesudate, indiferent de solicitare ● Elemente sudate, comprimate - S2: ● Elemente sudate, întinse

6.3

S1 74 187 250 45 123 250 21 52 150 250

S2 22 53 150 14 33 84 6 16 38 59

6.3. Tipuri de structuri ş i factori de comportare 6.3.1. Tipuri de structuri (1) Construcţ iile metalice vor fi încadrate în unul din urmă toarele tipuri structurale în funcţ ie de comportarea structurii de rezistenţ ăsub acţ iunea seismică(vezi tabel 6.3): a) Cadre necontravântuite. Forţ ele orizontale sunt preluate în principal prin încovoiere. La aceste structuri, zonele disipative sunt situate la capetele grinzilor în vecină tatea îmbină rii grinda-stâlp, iar energia este disipatăprin încovoiere ciclică. b) Zonele disipative pot fi situate ş i în stâlpi : - la baza stâlpilor; - la partea superioarăa stâlpilor de la ultimul etaj al clădirilor multietajate; - la partea superioarăş i la baza stâlpilor la clă dirile cu un singur nivel la care NSd în stâlpi satisface condiţ ia NSd/NRd < 0,3. (NSd – efortul axial de proiectare în gruparea de încă rcări care conţ ine seismul; N Rd - rezistenţ a la compresiune centrică ). c) Cadrele contravântuite centric. Forţ ele orizontale sunt, în principal, preluate de elemente supuse la forţ e axiale. În aceste structuri, zonele disipative sunt, de regulă, situate în diagonalele întinse. Contravântuirile pot fi proiectate în una din urmă toarele douăsoluţ ii: - Contravântuiri cu diagonale întinse active, la care forţ ele orizontale sunt preluate numai de diagonalele întinse, neglijând diagonalele comprimate. - Contravântuiri cu diagonale în V, la care forţ ele orizontale sunt preluate atât de diagonalele întinse cât ş i cele comprimate. Punctul de intersectare al acestor diagonale este situat pe grindă, care trebuie săfie continuă . Contravântuirile în K, la care intersecţ ia diagonalelor este situatăpe stâlpi (vezi 6.1) nu sunt permise.

fig.

Figura 6.1 : Cadru cu contravântuiri în K d) Cadre contravântuite excentric. La aceste cadre forţ ele orizontale sunt, preluate, în principal, de elementele încărcate axial. Prinderea excentricăa diagonalelor pe grindă duce la apariţ ia unor bare disipative care disipeazăenergia prin încovoiere ciclică ş i/sau prin forfecare ciclică . Trebuie utilizate configuraţ iile din Tabelul 6.3.,care asigurăcătoate barele disipative pot fi active.

6.4

e) Structuri de tip pendul inversat. La aceste structuri, cel puţ in 50% din masăeste amplasatăîn treimea superioarăa înă lţ imii construcţ iei (de exemplu structurile cu un singur stâlp cu secţ iune plinăsau cu zăbrele). Structurile de tip cadre parter necontravântuite pe ambele direcţ ii, la care forţ ele axiale din stâlpi îndeplinesc condiţ ia NSd<0,3N pl,Rd, nu fac parte din aceastăcategorie. f) Structuri metalice asociate cu nuclee sau pereţ i de beton armat. La aceste structuri forţ ele orizontale sunt preluate, în principal, de nucleele sau pereţ ii din beton armat amplasaţ i, de regulă, în centrul clă dirii, situaţ ie în care nu asigurăo rigiditate suficientă la torsiune, în timp ce structura metalicăpreia numai forţ ele gravitaţ ionale. g) Structuri duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite). La aceste structuri forţ ele orizontale sunt preluate de ambele tipuri de cadre proporţ ional cu rigiditatea acestora. 6.3.2. Factori de comportare (1) Factorul de comportare q, exprimăcapacitatea structurii de disipare a energiei. Coeficientul q poate fi luat din Tabelul 6.3, cu condiţ ia satisfacerii cerinţ elor de regularitate a structurii din cap. 4 ş i a condiţ iilor de la 6.4 6.11. (2) Dacăclă direa este neregulatăîn elevaţ ie (vezi 4.4.3.3.), valorile lui q menţ ionate în Tabelul 6.3 trebuie reduse cu 20%. (3) Când nu sunt efectuate calcule pentru evaluarea multiplicatorului αu /α1 pot fi utilizate valorile aproximative ale raportului αu/α1 prezentate în Tabelul 6.3. Parametrii αu ş i α1 sunt definiţ i dupăcum urmează : α1

coeficient de multiplicare al forţ ei seismice orizontale de proiectare care corespunde apariţ ie primei articulaţ ii plastice.

αu

coeficient de multiplicare al forţ ei seismice orizontale de proiectare, care corespunde apariţ iei unui numă r de articulaţ ii plastice suficient de mare pentru a aduce structura în vecinătatea de mecanism cinematic. Coeficientul αu poate fi obţ inut printr-un calcul structural static neliniar (pushover).

(4) Valorile raportului αu/α1 obţ inute prin calcul pot rezulta mai mari decât cele date în Tabelul 6.3. Valoarea adoptatăîn calcul se limiteazăla: αu/α1 = 1,6. (5)

Structura va fi conformatăastfel încât săaibăcapacitatea de deformare în domeniul inelastic cât mai apropiatăpe ambele direcţ ii. Factorul de comportare q se va considera pe fiecare direcţ ie cu valoarea datăîn Tabelul 6.3.

6.4. Calculul structurii (1)

Proiectarea planş eelor ca diafragme orizontale, trebuie săsatisfacă4.4.1.6.

(2) Calculul structurii se realizeazăîn ipoteza cătoate elementele structurilor sunt active, cu excepţ ia structurilor în cadre contravântuite centric, cu diagonale în X sau alternante, la care, dacănu se efectuazăun calcul neliniar, diagonala comprimatănu participăla preluarea acţ iunii seismice.

6.5

Tabelul 6.3.

Factorii de comportare maximi q Clasa de ductilitate

Tipuri de structuri

H

M

3

2,5

u 1

4

a) Cadre necontravântuite - Structuri parter

u 1,0 1

u 1,1 1

5

- Structuri etajate

u 1,2 1

u 1,3 1 5

u 1

4

4

4

2,5

2

u 1

4

- Zone disipative in grinzi si la baza stâlpilor b) Cadre contravântuite centric Contravântuiri cu diagonale intinse

Zonele disipative - numai diagonalele întinse Contravântuiri cu diagonale in V

- Zone disipative diagonale întinse ş i comprimate

u 1,2 1

c) Cadre contravântuite excentric

5

- Zone disipative în barele disipative încovoiate sau forfecate

6.6

Tabelul 6.3 (continuare) Factorii de comportare maximi q Clasa de ductilitate

Tipuri de structuri

H

M

u 1

2

d) Pendul inversat

u 1 1

u 1,1 1 2

- Zone disipative la baza stâlpilor

Zone disipative in stâlpi NSd / Npl Rd ≥0,3

e) Structuri cu nuclee sau pereţ i de beton

vezi cap. 5

f) Cadre duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite în X ş i alternante) u 1,2 1

-

4

u 1

4

5

u 1

4

Zone disipative in cadrele necontravântuite ş i in diagonalele întinse

Cadre duale (cadre necontavântuite asociate cu cadre contavântuite excentric)

u 1,2 1

- Zone disipative in cadrele necontravântuite ş i in barele disipative

6.7

6.5. Reguli pentru comportarea disipativăa structurilor 6.5.1. Generalităţ i (1) Criteriile de proiectare date la 6.5.2. se aplicăzonelor sau barelor structurilor proiectate conform conceptului comportă rii disipative la acţ iunea seismică . (2) Criteriile de proiectare date la 6.5.2 se considerăsatisfă cute dacăsunt respectate regulile date la 6.5.3. 6.5.5. 6.5.2. Criterii de proiectare pentru structuri disipative (1) Structurile cu zone disipative trebuie proiectate astfel încât plastificarea secţ iunilor, pierderea stabilităţ ii locale sau alte fenomene datorate comportă rii histeretice sănu conducăla pierderea stabilităţ ii generale a structurii. (2) Elementele componente ale secţ iunii zonelor disipative trebuie săîndeplinească condiţ iile de ductilitate ş i rezistenţ ă. (3) Zonele disipative vor fi situate numai în barele structurii, evitându-se apariţ ia articulaţ iilor plastice în îmbinări. (4) Zonele nedisipative, elementele nedisipative ş i îmbinările zonelor disipative cu restul structurii trebuie săaibăo rezervăde rezistenţ ăsuficientăpentru a permite dezvoltarea plastifică rilor ciclice numai în zonele potenţ ial plastice (disipative). 6.5.3. Reguli de proiectare pentru elemente disipative supuse la compresiune ş i/sau încovoiere (1) Elementelor care disipeazăenergia lucrând la compresiune ş i/sau încovoiere, trebuie săli se asigure o ductilitate suficientăprin limitarea supleţ ii pereţ ilor secţ iunii, conform claselor de secţ iuni transversale definite în Anexa F. Corelarea dintre capacitatea globalăa structurii de a disipa energia (clasa de ductilitate), exprimatăprin factorul de comportare q ş i ductilitatea localăa elementelor, exprimatăprin clase de secţ iuni (vezi anexa F) este indicatăîn Tabelul 6.4.

Tabelul 6.4. Relaţ ia dintre clasa de secţ iune ş i factorul de comportare q al structurii. Clasa de ductilitate H M L

Clasa de secţ iune clasa 1 clasa 2 sau 1 clasa 3, 2 sau 1

6.8

6.5.4. Reguli de proiectare pentru elemente întinse Pentru elemente întinse trebuie respectate condiţ iile din STAS 10108/0-78. 6.5.5. Reguli de proiectare pentru îmbinări în zone disipative (1) Alcă tuirea constructivăa elementelor cu zone potenţ ial disipative trebuie să limiteze apariţ ia tensiunile reziduale mari, defectele de execuţ ie ş i să dirijeze dezvoltarea deformaţ iilor plastice în zonele special conformate în acest scop. (2) Îmbinările elementelor disipative realizate cu sudurăîn adâncime cu pătrundere completă(nivel de acceptare B – conform normativ C150-99) trebuie proiectate astfel încât sălucreze în domeniul elastic pe toatădurata de acţ iune a seismului. Eforturile la care se verificăîmbinarea (Npl,Rd, Mpl,Rd, Vpl,Rd ale elementelor disipative) se amplifică cu 1,20. (3) Pentru îmbină rile cu suduri în relief sau cu ş uruburi trebuie satisfă cută urmă toarea relaţ ie : Rd 1,1ov R fy

(6.1)

Rd

rezistenţ a îmbină rii (corespunză toare modului de solicitare la care este supusă) calculatăcu relaţ iile din STAS 10108/0-78

R fy

rezistenţ a plastică a elementului disipativ care se îmbină (corespunză toare modului de solicitare la care acesta este supus), conform prevederilor din 6.6.2., 6.7.3. ş i 6.8.2. utilizând limita de curgere de proiectare a oţ elului

γ ov

conform 6.1.3(1)

(4) Pentru îmbină rile solicitate în planul lor se vor folosit ş uruburi din categoriile A ş i B, iar pentru îmbină rile solicitate perpendicular pe planul acestora se vor utiliza ş uruburi din categoria B ş i C. Suprafeţ ele îmbină rilor care transmit eforturile prin frecarea dintre suprafeţ e trebuie săfie prelucrate în conformitate cu prevederile Normativului C133-82 ş i protejate prin metalizare. (5) La îmbină rile cu ş uruburi solicitate în planul lor, rezistenţ a la forfecare a ş uruburilor trebuie sădepăş eascăcu cel puţ in 20% rezistenţ a la presiune pe pereţ ii găurii. (6) Atunci când existăincertitudini asupra comportă rii unor elemente structurale se va recurge ş i la testarea acestora prin încercă ri experimentale. În aceste situaţ ii, rezistenţ aş i ductilitatea elementelor ş i a îmbină rilor vor fi stabilite prin încercă ri la încă rcări ciclice, pentru a satisface cerinţ ele specifice definite la 6.6  6.9 pentru fiecare tip de structurăş i clasăde ductilitate structurală. (7)

Se pot folosi rezultatele experimentale obţ inute pe elemente similare.

(8) Rezistenţ a de calcul la forfecare sau presiune pe pereţ ii gă urii a îmbinărilor cu ş uruburi de înaltărezistenţ ă, se admite săse calculeze ca cea pentru îmbină ri cu ş uruburi obiş nuite. Rezistenţ a îmbină rilor supuse la forfecare ş i/sau întindere ş i forfecare, va fi determinatăîn concordanţ ăcu STAS 10108/0-78. Rezistenţ a la presiune pe pereţ ii gă urii va fi mai micădecât 2 ,5d tfyd .

6.9

(9) Într-o îmbinare cu ş uruburi nu se vor folosi, pentru preluarea eforturilor, ş i cordoanele de sudură . (10) Se acceptăfolosirea gă urilor ovalizate la îmbinări solicitate în planul lor, cu condiţ ia ca ovalizarea săfie perpendicularăpe direcţ ia de solicitare. 6.5.6. Reguli de proiectare pentru ş uruburile de ancoraj (1) Şuruburile de ancoraj vor fi proiectate la efortul maxim de întindere rezultat din combinaţ ia de încă rcă ri care include acţ iunea seismică . Efectele acţ iunii E Fd (eforturile de la baza stâlpului) se determinăcu relaţ ia (4.23): EFd EF ,G RdEF ,E

(4.23)

Semnificaţ iile termenilor E F,G, γ Rd, E F,E sunt cele de la 4.6.2.4. Raportul Ωse calculeazăfuncţ ie de tipul structurii cu relaţ iile de la 6.6.3 pentru cadre necontravântuite, cu relaţ iile de la 6.7.4 pentru cadre contravântuite centric ş i cu relaţ iile de la 6.8.3 pentru cadre contravântuite excentric. În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile din Anexa F. (2) Pentru evitarea ruperii fragile, se recomandăca detaliul de prindere a stâlpilor în infrastructurăsăasigure o zonăde deformaţ ie liberăa ş uruburilor de ancoraj de minim 5d, unde d este diametrul tijei ş urubului. (3) Se recomandă ca transmiterea forţ elor orizontale de la infrastructură la suprastructurăsănu se realizeze prin intermediul ş uruburilor de ancoraj. Pentru aceasta, se poate aplica una din următoarele condiţ ii constructive: a) înglobarea bazei stâlpului într-o suprabetonare armatăcu înălţ imea egalăcu cel puţ in 40 cm sau 0,5 din înă lţ imea secţ iunii stâlpului; b) prevederea unor elemente sudate sub placa de bazăa stâlpului, care vor fi înglobate în goluri special executate în fundaţ ii, odat ăcu subbetonarea bazei. Aceste elemente vor fi dimensionate astfel încât săpoatătransmite forţ a tăietoare de la baza stâlpului la fundaţ ie. c) înglobarea stâlpului în infrastructurăpe o înălţ ime care sa îi asigure ancorarea directă , fă răa fi necesare ş uruburi de ancoraj. 6.6. Cadre necontravântuite 6.6.1. Criterii de proiectare (1) Cadrele necontravântuite trebuie proiectate astfel încât articulaţ iile plastice săse formeze în grinzi, conform 4.6.2.3. Se acceptăformarea articulaţ iilor plastice ş i în stâlpi conform 6.3.1.(1)a. (2) Zonele nedisipative ş i îmbină rile zonelor disipative cu restul structurii vor respecta 6.5.2.(4) (3) Formarea articulaţ iilor plastice în zonele special conformate în structurăpoate fi obţ inutărespectând 4.6.2.3, 6.6.2 ş i 6.6.3.

6.10

6.6.2. Grinzi (1) Grinzile vor fi conformate ş i verificate la stabilitate generalăconform STAS 10108/0-78 în ipoteza cănumai la unul din capete s-a format o articulaţ ie plastică. (2) În zonele potenţ ial plastice (clasa de secţ iune 1) trebuie îndeplinite următoarele condiţ ii :

M Ed 1,0 M pl ,Rd

(6.2)

N Ed 0 ,15 N pl ,Rd

(6.3)

VEd 0,5 V pl ,Rd

(6.4)

unde : VEd=VEd,G + VEd,M

(6.5)

NEd, MEd, VEd sunt eforturile de proiectare, respectiv forţ a axială , moment încovoietor ş i forţ a tăietoare de proiectare din gruparea de încărcă ri care include acţ iunea seismică Npl, Rd, M pl,Rd, Vpl, Rd sunt eforturile (capabile) plastice de proiectare ale secţ iunii Npl,Rd = Afyd Mpl,Rd = Wplfyd V pl,Rd =  d t f  t w f yd V pl,Rd = hwt w f yd

3

pentru secţ iuni dublu T laminate

3 pentru secţ iuni dublu T sudate

A – aria netăa secţ iunii d, t f, tw , hw conform figurii 6.6. V Ed,G forţ a tă ietoare din acţ iunile neseismice V Ed,M forţ a tă ietoare rezultatădin aplicarea momentelor capabile Mpl,Rd,A ş i M pl,Rd,B cu semne opuse la cele douăcapete A ş i B ale grinzii. V Ed,M= (Mpl,Rd,A+Mpl,Rd,B) / l; l = deschiderea grinzii (3) Pentru secţ iuni aparţ inând clasei de secţ iuni 3, în relaţ iile (6.2) (6.5) se vor înlocui Npl, Rd, Mpl,Rd, Vpl, Rd cu Nel, Rd, Mel,Rd , Vel, Rd . Af yd

N el ,Rd 

s

Wf yd M el ,Rd  s

6.11

d t t f

V el ,Rd  NOTĂ:

f

w

yd

s 3 Coefi ci entul γ s est e coefi cientul γ m din STAS 10108/0-78 pânăla intrarea în vigoare a codului CR3, în curs de elaborare.

(4) Ambele tălpi ale grinzilor vor fi rezemate lateral, direct sau indirect. Suplimentar, reazeme laterale vor fi amplasate în zonele unde se aplicăforţ ele concentrate, în dreptul schimbă rii secţ iunii transversale ş i în alte locuri unde calculul structurii indicăposibilitatea apariţ iei unei articulaţ ii plastice. (5) Reazemele laterale adiacente zonelor potenţ ial plastice trebuie săpreia o forţ ă lateralăegalăcu 0,06γ ă ov f yd tf b. Celelalte reazeme laterale vor fi calculate pentru o forţ egalăcu 0,02γ ov f yd t f b. (6) Pentru dirijarea articulaţ iilor plastice în grindă , în vecină tatea îmbină rii grindăstâlp (vezi anexa F), se poate reduce lă ţ imea tălpilor (prin racordă ri cu pantăde 1:3 ÷ 1:5) cu pânăla 35% pe lungimea de 1,5 hw (hw fiind înălţ imea inimii grinzii). Zona de secţ iune redusăva fi mă rginităde rigidiză ri tranversale amplasate pe ambele feţ e ale inimii. Secţ iunea redusăse va verifica în domeniul elestic la starea limităultimăla eforturile rezultate din grupă rile de încă rcări (3.21) ş i (3.22). (7)

Pentru zonele disipative ale grinzii se vor folosi sec ţ iuni din clasa 1 (vezi anexa F).

6.6.3. Stâlpi (1) Stâlpii trebuie verificaţ i considerând cea mai defavorabilăcombinaţ ie de forţ ă axialăş i moment încovoietor. În verifică ri, eforturile NEd, M Ed, V Ed, trebuie calculate cu relaţ iile : M NEd= NEd,G + 1,1γ ov  NEd,E M MEd= M Ed,G+ 1,1 γ ov  M Ed,E

(6.6)

M V Ed= V Ed,G+ 1,1 γ ov  VEd,E

în care: NEd,G , MEd,G , VEd,G

efortul axial, momentul încovoietor ş i forţ a tă ietoare în stâlp din acţ iunile neseismice conţ inute în gruparea de încărcă ri care include acţ iunea seismică.

NEd,E , MEd,E , VEd,E efortul axial, momentul încovoietor ş i forţ a tăietoare în stâlp din acţ iunile seismice de proiectare (vezi 3.4).

M

valoarea maximăa lui iM = Mpl,Rd,i / M Ed,i calculată pentru toate grinzile în care sunt zone potenţ ial plastice; MEd,i reprezintă momentul încovoietor în grinda "i" din gruparea de încă rcă ri care include acţ iunea seismică , M pl,Rd,i M rezistenţ a plasticăde proiectare în grinda "i". i se calculeazănumai pentru grinzile dimensionate din combinaţ ia de încă rcă ri care include acţ iunea seismică (în calcul nu se consideră grinzile dimensionate din condiţ ii M constructive). Pentru o direcţ ie de acţ iune a seismului, Ω este unic pe întreaga structură .

6.12

NOTĂ:

Pentru fiecare grindăa structurii, se calculeazăun singur raport i , la capătul grinzii unde momentul M

M Ed ,i are valoarea maximă. Valorile maxime ş i minime ale raportului iM (pe întreaga structură ) nu vor diferi cu mai mult de 25%.

(2) Verificarea de rezistenţ ăş i stabilitate a stâlpilor trebuie fă cutăîn conformitate cu STAS 10108/0-78. (3) Forţ a tăietoare din stâlp, V Ed, rezultatădin calculul structurii trebuie săsatisfacă condiţ ia :

VEd 0,5 V pl ,Rd

(6.7)

(4) Transferul eforturilor de la grinzi la stâlpi se face în ipoteza de îmbinare grindastâlp rigidă . (5) Panourile de inimăale stâlpilor din zona îmbină rilor grindă -stâlp (vezi fig. 6.2) trebuie săsatisfacăurmă toarea condiţ ie: Vwp ,Ed 1,0 Vwp ,Rd

(6.8)

hws Vj

M pl,Rd,j

Vi

b

tw

V wp,Ed

Vj

M pl,Rd,i

hw d

dp

V wp,Ed

Vi

tf

bs

t wp

ds

Figura 6.2. Îmbinare grinda – stâlp. Panoul de inimă în care: V wp,Ed - valoarea forţ ei tă ietoare în panou calculatăfuncţ ie de rezistenţ a plasticăa zonelor disipative ale grinzilor adiacente M M pl ,Rd ,j Vwp ,Ed  pl ,Rd ,i hw

6.13

V wp,Rd - efortul capabil de forfecare a panoului de inimădeterminat astfel:

 3bst 2f  V wp,Rd = 0,6f ydds t wp  1 dacă dd t  s wp   

N Ed 0 ,75 N pl ,Rd

 3bst 2f   1,2 N Ed  V wp,Rd= 0,6fyd dst wp  1 1,9    dd t N pl ,Rd  s wp    

 dacă N Ed 0 ,75 N pl ,Rd  

(6.9)

(6.10)

în care: t wp = grosimea inimii panoului (grosimea inimii stâlpului ş i a plăcilor de dublare – dacăsunt folosite, vezi fig. 6.3) ds = înă lţ imea totalăa secţ iunii stâlpului (inimă+ tă lpi) bs = lă ţ imea tălpii stâlpului t f = grosimea tălpii stâlpului d=

înă lţ imea totalăa secţ iunii grinzii (inimă+ tă lpi)

hw = înă lţ imea inimii grinzii f yd = limita minimăde curgere a oţ elului din panoul de inimă (6) Grosimile inimilor stâlpilor ş i ale plă cilor de dublare (fig.6.3), atunci când acestea sunt necesare, vor satisface urmă toarea condiţ ie: twp (dp + h ws) / 90

(6.11)

unde: twp

- grosimea inimii stâlpului sau plă cii de dublare;

dp - înă lţ imea panoului de inimămăsuratăîntre rigidizările de continuitate a tălpilor grinzilor;

t wp twp

tw

t wp

t wp

hws - înălţ imea inimii stâlpului;

placi de dublare

placi de dublare

Figura 6.3. Panou de inimăîncadrat de plă ci de dublare (7) Când îmbinarea grindă-stâlp se realizeazăprin sudarea directăde tă lpile stâlpului a tălpilor grinzilor sau a ecliselor prevă zute pe tă lpile grinzilor, se vor prevedea rigidiză ri de continuitate pentru a transmite eforturile din tălpile grinzii la inima sau

6.14

inimile stâlpului. Aceste rigidiză ri vor avea grosimea cel puţ in egalăcu grosimea tă lpii grinzii sau a eclisei de pe talpa grinzii. (8) Prinderea rigidiză rilor de continuitate de tălpile stâlpului se va face fie cu sudură în adâncime cu pătrunderea completă , fie cu sudurăîn adâncime cu pă trundere incompletăcombinatăcu suduri de completare în relief sau cu suduri în relief pe ambele feţ e. Îmbină rile sudate vor avea capacitatea de rezistenţ ăegalăcu minimul dintre: - capacitatea de rezistenţ ăa rigidizărilor de continuitate; - efortul maxim din tălpile grinzii. (9) Prinderile rigidizărilor de continuitate de inima stâlpului vor avea capacitatea portantăcel puţ in egalăcu: - suma capacităţ ilor de rezistenţ ăa prinderilor plă cilor de continuitate de tălpile stâlpului; - capacitatea de rezistenţ ăa rigidizărilor de continuitate; - efortul efectiv care este transmis de rigidizare. (10) În zona îmbină rii grindă -stâlp, tălpile stâlpului vor fi legate lateral la nivelul tă lpii superioare a grinzilor. Fiecare rezemare lateralăva fi proiectatăla o forţ ăegală cu 0,02 fyd tf b (t f, b – dimensiunile tălpii grinzii). (11) În planul cadrelor în care grinzile pot forma articulaţ ii plastice, zvelteţ ea stâlpului se limiteazăla:

0 ,7

E f yd

(6.12)

În planul în care nu se pot forma articulaţ ii plastice în grinzi, zvelteţ ea stâlpului se limiteazăla:

1,3

E f yd

(6.13)

(12) Verificarea la compresiune ş i încovoiere pe una sau douădirecţ ii, în domeniul elastic, se realizeazăcu relaţ iile din STAS 10108/0-78, în care se va considera c y = c z = 1,0. (13) La stâlpi se va utiliza clasa de secţ iuni 1, în zonele potenţ ial plastice, ş i clasa 2 în celelalte zone. 6.6.4. Îmbinările grindă-stâlp (1) Dacăstructura este proiectatăsădisipeze energia în grinzi, îmbinările grinzilor cu stâlpii trebuie săfie proiectate astfel încât sălucreze în domeniul elastic pe toată durata de acţ iune a seismului, funcţ ie de momentul capabil Mpl,Rd ş i de forţ a tă ietoare (V Ed,G + V Ed,M) evaluate conform 6.6.2. (2) Zona potenţ ial plastică, adiacentăîmbină rii grindă-stâlp trebuie proiectatăastfel încât capacitatea de rotire plasticăθp în articulaţ ia plasticăsănu fie mai micăde

6.15

0,035 rad, pentru structurile din clasa de ductilitate H ş i de 0,025 rad pentru cele din clasa M. θp este definit ca: 

0.5l

0.5l

Figura 6.4. Să geata  la mijlocul grinzii

 p  0 ,5l

(6.14)

unde: δş i l sunt să geata grinzii la mijlocul deschiderii ş i, respectiv, deschiderea grinzii (vezi fig. 6.4.) 6.6.5. Îmbinările de continuitate ale stâlpilor Îmbină rile de continuitate ale stâlpilor se vor amplasa la aproximativ 1/3 din înălţ imea de etaj a stâlpului ş i se vor calcula în conformitate cu prevederile din GP 016-97. 6.7. Cadre contravântuite centric 6.7.1. Criterii de proiectare (1) Cadrele contravântuite centric trebuie proiectate astfel încât curgerea diagonalelor întinse săse producăînainte de formarea articulaţ iilor plastice sau de pierderea stabilităţ ii generale în grinzi ş i stâlpi. Îmbină rile vor fi verificate la γ ov Npl,Rd în care Npl,Rd este rezistenţ a plasticăa diagonalei întinse (γ ov conf. 6.1.3). (2) Diagonalele contravântuirilor trebuie amplasate astfel încât structura săaibă deplasă ri laterale relative cu valori apropiate, la fiecare nivel ş i pe orice direcţ ie contravântuită . (3)

În acest scop, la fiecare etaj trebuie respectate urmă toarele reguli: A A A A 

0 ,05

(6.15)

în care:

6.16

A+ ş i A - sunt ariile proiecţ iilor orizontale ale secţ iunilor transversale ale diagonalelor întinse, când acţ iunea seismicăorizontalăare sensuri diferite (vezi fig. 6.5). (4) Prinderile grindă -stâlp ale cadrelor contravântuite centric ş i ale cadrelor necontravântuite situate pe direcţ ia contravântuităa clădirii vor fi de tip rigid. (5) Cadrele necontravântuite, situate pe direcţ ia contravântuităa clădirii, vor fi astfel proiectate încât săpoatăprelua cel puţ in 25% din acţ iunea seimicăde calcul, în ipoteza în care cadrele contravântuite au ieş it din lucru. Cadrele contravântuite vor fi proiectate la eforturile rezultate din calculul static în cea mai defavorabilăcombinaţ ie de încă rcări. 6.7.2. Particularităţ i de calcul (1) Încă rcările gravitaţ ionale, se considerăpreluate numai de grinzi ş i stâlpi, fă răa se ţ ine cont de elementele de contravântuire. (2)

Sub acţ iunea seismică , într-un calcul static liniar se considerăcă: -

la cadre cu contravântuiri în X sau alternante (la care diagonalele întinse ş i cele comprimate nu se intersectează , vezi fig. 6.5), se iau în considerare numai diagonalele întinse;

-

la cadre cu contravântuiri în V, se iau în considerare atât diagonalele întinse cât ş i cele comprimate. 2

1

A1

+

A = A1 cos

1 2

A2

1 1

-

A = A 2cos

2

2

Figura 6.5. Exemple de aplicare a prevederilor de la 6.7.1.(3) (3)

Luarea în considerare a ambelor tipuri de diagonale, întinse ş i comprimate, în calculul orică ror tipuri de contravântuiri centrice este permisă, dacăsunt satisfă cute urmă toarele condiţ ii: a) se face un calcul static neliniar sau un calcul dinamic neliniar; b) modelarea diagonalelor se face cu elemente finite care să simuleze flambajul diagonalelor comprimate; 6.17

6.7.3. Calculul diagonalelor (1)

La cadrele cu contravântuiri cu diagonale in X, coeficientul de zvelteţ e Af yd  trebuie săia valori în intervalul: 1,3 2,0 . Limita de 1,3 este Ncr stabilităpentru a evita supraîncă rcarea stâlpilor in stadiul premergă tor atingerii forţ ei critice de flambaj (când atât diagonalele comprimate cat si cele întinse sunt active). 2 EI a criticăde flambaj, Lcr – lungimea de flambaj. Ncr  2 - forţ Lcr (2) La cadrele contravântuite cu diagonale care lucreazăla întindere dar nu sunt dispuse in X (tabel 6.3 ş i figura 6.5), coeficientul de zvelteţ e  trebuie limitat la: 2 ,0. (3) La cadrele cu contravântuiri in V, coeficientul de zvelte ţ e trebuie limitat la 2 ,0. (4) Efortul plastic capabil Npl,Rd al secţ iunii transversale a diagonalelor trebuie sa fie astfel ca: N pl ,Rd N Ed . (5) La cadrele cu contravântuiri in V, diagonalele comprimate trebuie dimensionate la compresiune conform STAS 10108/0-78. (6) Îmbinările diagonalelor cu celelalte elemente ale structurii trebuie săsatisfacă prevederile de la 6.5.5. (7) Valorile maximăş i minimăale raportului iN (definit la 6.7.4.(1))pentru toate diagonalele sistemului nu vor diferi cu mai mult de 25%. (8)

Diagonalele vor avea secţ iuni din clasa 2 de secţ iuni; supleţ ea cornierelor va fi 240 mai micădecât 9,0 (vezi anexa F, fyd în N/mm2). f yd 6.7.4. Calculul grinzilor ş i stâlpilor (1) Stâlpii si grinzile care au forţ e axiale vor fi calculate în domeniul elastic la cea mai defavorabilăcombinaţ ie de încărcă ri. În verifică ri, eforturile NEd ş i M Ed se vor calcula cu relaţ iile: N Ed N Ed ,G 1,1 ov N N Ed ,E

(6.16)

M Ed M Ed ,G 1,1 ov N M Ed ,E

unde: NEd,G , MEd,G

efortul axial, respectiv momentul încovoietor, din stâlp sau grindă produse de acţ iunile neseismice, incluse in gruparea de încă rcă ri care include acţ iunea seismică;

6.18

NEd,E, MEd,E

efortul axial, respectiv moment încovoietor în grindăsau stâlp, produse de acţ iunile seismice de proiectare;

N

este valoarea maximăa raportului iN N pl ,Rd ,i / N E d ,i calculatăpentru diagonalele întinse ale sistemului de contravântuire al cadrului. iN se calculeazănumai pentru diagonalele dimensionate din combinaţ ia de încă rcări care include acţ iunea seismică(în calcul nu se consideră diagonalele dimensionate din condiţ ii constructive). Pentru o direcţ ie de N acţ iune a seismului, Ω este unic pe întreaga structură;

Npl,Rd,i

este efortul axial plastic al diagonalei i;

NEd,i

este efortul axial de proiectare în aceeaş i diagonala "i", in gruparea de încă rcări care include acţ iunea seismică.

(2)

La cadre cu contravântuiri in V, grinzile trebuie proiectate pentru a prelua: -

toate acţ iunile neseismice, fărăa se lua in considerare reazemul format de diagonale (numai în cazul contravântuirilor în V inversat);

-

efortul neechilibrat aplicat grinzii de că tre contravântuiri dupăflambajul diagonalei comprimate. Aceast efort este calculat considerând Npl,Rd pentru diagonala întinsăş i 0,3Npl,Rd pentru diagonala comprimată .

(3) În secţ iunea de intersecţ ie cu diagonalele, grinda va fi prevăzută , atât la talpa superioarăcât ş i la talpa inferioară, cu legături laterale capabile săpreia fiecare o forţ ă lateralăegalăcu 0,02bt f fyd . (4)

Zvelteţ ea stâlpilor în planul contravântuit, se limiteazăla 1,3

E . f yd

(5) Îmbinările de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din înălţ imea de etaj a stâlpului ş i se vor calcula în conformitate cu prevederile din GP 016-97. 6.8. Cadre contravântuite excentric 6.8.1. Criterii de proiectare (1) Cadrele contravântuite excentric trebuie proiectate in aş a fel încât barele disipative, elemente special amplasate în structură , sa fie capabile sa disipeze energia prin formarea de mecanisme plastice de încovoiere ş i/sau de forfecare. (2) Structura va fi astfel proiectatăîncât săse obţ inăo comportare de ansamblu omogenă , prin realizarea unor bare disipative cu caracteristici cât mai apropiate. (3) Regulile date in continuare sunt menite săasigure căformarea articulaţ iilor plastice (inclusiv efectele rezultate din autoconsolidarea o ţ elului în articulaţ iile plastice) va avea loc în barele disipative, înainte de pierderea stabilităţ ii generale sau apariţ ia articulaţ iilor plastice în alte elemente structurale (stâlpi, contravântuiri, grinzi adiacente barelor disipative). (4)

Barele disipative pot fi orizontale sau verticale (vezi structurile din tabelul 6.3.).

6.19

(5) Prinderile grindă -stâlp ale cadrelor contravântuite excentric ş i ale cadrelor necontravântuite situate pe direcţ ia contravântuităa clădirii se recomandăsăfie de tip rigid. (6) Cadrele necontravântuite, situate pe direcţ ia contravântuităa clădirii, vor fi astfel proiectate încât săpoatăprelua cel puţ in 25% din acţ iunea seimicăde calcul, în ipoteza în care cadrele contravântuite au ieş it din lucru. Cadrele contravântuite vor fi proiectate la eforturile rezultate din calculul static în cea mai defavorabilăcombinaţ ie de încă rcări. 6.8.2. Calculul barelor disipative (1) Inima unei bare disipative trebuie sa fie realizatădintr-un singur element (fă ră plăci de dublare) fă răgăuri. (2) Barele disipative sunt clasificate in 3 categorii funcţ ie de tipul mecanismului plastic dezvoltat : -

bare disipative scurte, care disipeazăenergia prin plastificarea barei din forţ ă tăietoare (eforturi principale);

-

bare disipative lungi, care disipeazăenergia prin plastificarea secţ iunii din moment încovoietor;

-

bare disipative intermediare, la care plastificarea secţ iunii este produsăde moment încovoietor ş i forţ ătă ietoare;

(3) Pentru secţ iunile dublu T, sunt folosiţ i următorii parametri pentru a defini eforturile capabile plastice (fig. 6.6): M pl ,link f yd bt f  d t f 



(6.17)



V pl ,link  f yd / 3 t w  d t f 

(6.18)

d

tw

hw

tf

b

Figura 6.6. Notaţ ii pentru bara disipativăcu secţ iune dublu T (4) Dacă NEd / N Rd 0 ,15 la ambele capete ale barei disipative vor fi satisfăcute condiţ iile : VEd V pl ,link

(6.19)

6.20

M Ed M pl ,link

(6.20)

unde: NEd, MEd, VEd sunt eforturile de proiectare, forţ a axiala, momentul încovoietor ş i forţ a tă ietoare, la ambele capete ale barei disipative. (5) Dacă NEd /N Rd > 0,15, in relaţ iile (6.19), (6.20) trebuie folosite urmă toarele valori reduse Vpl,link,r si Mpl,link,r :





(6.21)





(6.22)

2 V pl,link,r = Vpl,link 1  N Ed / N pl ,Rd 

0 ,5

Mpl,link,r = 1,18Mpl,link 1 N Ed / N pl ,Rd 

(6) DacăNEd /NRd 0,15 lungimea barei disipative "e", va satisface relaţ ia (6.23) dacăR < 0,3 ş i relaţ ia (6.24) dacăR ≥0,3: e ≤1,6 Mpl,link. / Vpl,link

(6.23)

e ≤(1,15 - 0,5R)1,6 M pl,link. / Vpl,link coeficientul R având expresia: R N Ed t w

d 2t f

(6.24)

VEd A

în care: A este aria brută (7) Valorile maxime ş i minime ale raportului Ωi în elementele disipative ale structurii (definite la (6.8.3.(1)) nu vor diferi cu mai mult de 25% pentru a realiza o comportare disipativăomogenăpe ansamblul structurii. (8) Lungimile “e” care definesc tipul barei disipative cu secţ iune dublu T simetrice se stabilesc dupăcum urmează(fig. 6.7.a): dacăe < 1,6 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativăeste scurtă

(6.25)

dacăe > 3,0 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativăeste lungă

(6.26)

dacă1,6 Mpl,link / Vpl,link ≤e ≤3,0 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativăeste intermediară (6.27) (9) Când se formeazăo singura articulaţ ie plastica la unul din capetele barei disipative (vezi Fig. 6.7.b), lungimile “e” care definesc tipurile de bare disipative cu secţ iune dublu T sunt: e < 0,8 (1 + ) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative scurte

(6.28)

e > 1,5 (1 + ) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative lungi

(6.29)

0,8 (1 + ) M pl,link / Vpl,link ≤e ≤1,5 (1 + ) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative intermediare

(6.30)

6.21

M Ed , A în care:  1,0 , iar M Ed ,A M Ed ,B sunt momentele încovoietoare la M Ed ,B capetele barei disipative produse de acţ iunea seismică e

e

p

p

a)

b)

Figura 6.7 : a) momente egale la capetele barei disipative; b) momente inegale la capetele barei disipative (10) Unghiul de rotire inelasticăal barei disipative θp (definit în fig. 6.7), format între bara disipativăsi elementul din afara acesteia, rezultat în urma unui calcul neliniar, se va limita la: θp ≤0,08 radiani pentru barele disipative scurte; θp ≤0,02 radiani pentru barele disipative lungi; θp va avea o valoare determinata prin interpolare liniara între valorile de mai sus, pentru barele disipative intermediare. (11) La capetele barei disipative, în dreptul diagonalelor contravântuirii, se vor prevedea rigidizări pe toatăînălţ imea inimii pe ambele feţ e ale acesteia. Rigidizările trebuie săaibăo lă ţ ime însumatăde cel puţ in (b – 2t w), iar grosimea tst ≥0,75 tw ş i t st ≥10 mm. (12) Barele disipative trebuie prevăzute cu rigidiză ri ale inimii, dupăcum urmează (vezi anexa F.3): a) Distanţ a "a" dintre rigidiză ri trebuie sărespecte condiţ iile: a ≤(30 t w – hw/5) pentru p = 0,08 rad a ≤(52 t w – hw/5) pentru p ≤0,02 rad Pentru 0,02 rad < p < 0,08 rad "a" se determinăprin interpolare liniară . b) Barele disipative lungi trebuie sa fie prevăzute cu rigidiză ri pe ambele feţ e ale inimii, amplasate la distanta de 1,5b de fiecare capăt al barei disipative (rigidiză ri ce delimiteazăzonele potenţ ial plastice). c) Barele disipative intermediare, trebuie sa fie prevă zute cu rigidiză ri ale inimii care sa întruneascăcerinţ ele de la a) si b) de mai sus. d) Nu sunt necesare rigidiză ri la barele disipative cu o lungime mai mare de 5Mpl,link / Vpl,link. e) Rigidiză rile inimii trebuie sa se prevadă pe toata înălţ imea acesteia. La barele disipative cu o înă lţ ime mai mica de 600 mm, rigidiză rile se pot prevedea numai pe o singura parte a inimii, alternativ.

6.22

Grosimea tst a rigidiză rii va fi tst ≥t w ş i t st ≥10 mm, iar lă ţ imea rigidiză rii bst ≥b/2 – tw. (13) Sudurile in relief ale rigidizărilor de inima barei disipative trebuie sa aibă rezistenţ a mai mare sau egalăcu γ iunii rigidiză rii. ov fyd Ast , unde Ast = tstbst este aria secţ Rezistenţ a sudurilor in relief dintre rigidizare ş i tă lpi trebuie sa fie mai mare sau egală cu γ f A /4. ov yd st (14) La capetele barei disipative, atât la talpa superioarăcât ş i la talpa inferioară, trebuie prevă zute legă turi laterale, având o rezistenţ ăla compresiune mai mare sau egalăcu 0,06f ydbtf (b, t f – dimensiunile secţ iunii tă lpii barei disipative). (15) Inimile grinzilor adiacente barei disipative se vor verifica la pierderea stabilităţ ii locale conform STAS 10108/0-78. (16) Barele disipative vor avea clasa 1 de secţ iune. (17) Intersecţ ia dintre axa diagonalei ş i axa grinzii se va gă si în dreptul rigidizării de la capă tul barei disipative sau în interiorul lungimii barei disipative. Nici o parte a prinderii nu se va extinde pe lungimea barei disipative(vezi Anexa F). 6.8.3. Elemente structurale care nu conţ in bare disipative (1) Elementele care nu conţ in bare disipative stâlpii, diagonalele contravântuirilor ş i grinzile (când se folosesc bare disipative verticale - tabel 6.3 caz c), trebuie verificate în domeniul elastic, luând in considerare cea mai defavorabila combinaţ ie de eforturi. Pentru verifică ri, eforturile NEd, MEd, V Ed se vor calcula cu relaţ iile: N Ed N Ed ,G 1,1ov  N Ed ,E M Ed M Ed ,G 1,1ov  M Ed ,E

(6.31)

V Ed VEd ,G 1,1 ov V Ed ,E NEd, MEd, V Ed

eforturi de proiectare

NEd,G , MEd,G , VEd,G

sunt eforturile (efort axial, moment încovoietor ş i forţ ă tăietoare) din stâlp sau în diagonala contravântuirii din încă rcă rile neseismice incluse în gruparea care include acţ iunea seismică;

NEd,E , MEd,E , VEd,E

sunt eforturile (efort axial, moment încovoietor ş i forţ ă tăietoare) din stâlp sau în diagonala contravântuirii din încă rcă ri seismice.



- pentru bare disipative scurte are valoarea maximă  1,5V pl ,link ,i / V Ed ,i calculatăpentru toate barele disipative dimensionate din combinaţ ia de încărcă ri care include acţ iunea V seismicăPentru o direcţ ie de acţ iune a seismului, i este unic pe întreaga structură . V i

6.23

- pentru bare disipative intermediare ş i lungi are valoarea M maximăi 1,5 M pl ,link ,i / M Ed ,i calculatăpentru toate barele disipative dimensionate din combinaţ ia de încă rcări care include acţ iunea seismică. (În calcul nu se includ barele disipative dimensionate din condiţ ii constructive). Pentru o direcţ ie de acţ iune a seismului, iM este unic pe întreaga structură . - Valorile minimăş i maximăale rapoartelor iV , respectiv

iM (pe întreaga structură ) nu vor diferi cu mai mult de 25%. V Ed,i, MEd,i

sunt eforturile de proiectare ale forţ ei tăietoare ş i momentului încovoietor in bara disipativa "i", în gruparea de încă rcă ri care include acţ iunea seismică ;

V pl,link,i, Mpl,link,i

sunt eforturile plastice, forţ ătă ietoare si moment încovoietor, în bara disipativa "i" conform 6.8.2 (3).

(2) La stâlpi se va utiliza clasa de secţ iuni 1 în zonele potenţ ial plastice ş i clasa 2 în celelalte zone. (3)

Grinzile adiacente barelor disipative ş i diagonalele vor avea clasa de secţ iuni 2.

(4)

Zvelteţ ea stâlpilor, în planul contravântuit, se limiteazăla 1,3

E . f yd

(5) Îmbinările de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din înălţ imea de etaj a stâlpului ş i se vor calcula în conformitate cu prevederile din GP 016-97. 6.8.4. Îmbinările barelor disipative (1) Îmbinările barelor disipative sau ale elementelor care conţ in bare disipative trebuie proiectate luând în considerare rezerva de rezistenţ ăa secţ iunii Ω(vezi 6.8.3) ş i sporul probabil al limitei de curgere a materialului exprimat prin γ ov (vezi 6.1.3). 6.9. Reguli de proiectare pentru structuri de tip pendul inversat (1) La structurile de tip pendul inversat (definite la 6.3.1.(d)), stâlpii vor fi verificaţ i la compresiune ş i încovoiere, luând in considerare cea mai defavorabilăcombinaţ ie de eforturi axiale si momente încovoietoare în gruparea fundamental ăş i gruparea care include acţ iunea seismică. (2)

La verificări se vor folosi eforturile NEd, MEd,VEd calculate conform 6.6.3.

(3)

Coeficientul de zvelteţ e al stâlpilor trebuie limitat la 1,5 ( - vezi 6.7.3.(1));

(4) Coeficientul de sensibilitate la deplasarea relativăde nivel θdefinit la 4.6.2.(2) trebuie limitat la θ0,20.

6.24

6.10. Reguli de proiectare pentru structurile metalice cu nuclee sau pereţ i din beton armat ş i pentru structuri duale 6.10.1. Structuri cu nuclee sau pereţ i din beton armat (1) Elementele metalice trebuie verificate conform prezentului capitol ş i STAS 10108/0-78. Elementele de beton vor fi proiectate conform capitolului 5. (2) Elementele la care exista o interacţ iune intre metal si beton, trebuie verificate conform capitolului 7. 6.10.2. Structuri duale (cadre necontravântuite plus cadre contravântuite) (1) Structurile duale cu cadre necontravântuite si cadre contravântuite lucrând in aceeaş i direcţ ie, trebuie proiectate folosind un singur factor q. Forţ ele orizontale trebuie distribuite între diferitele cadre proporţ ional cu rigiditatea lor elastică. (2) Cadrele necontravântuite vor fi dimensionate pentru a prelua cel puţ in 25% din acţ iunea seismică . (3) Cadrele necontravântuite si cadrele contravântuite vor respecta prevederile 6.6, 6.7 ş i 6.8. 6.11. Controlul execuţ iei (1) Controlul execuţ iei trebuie să asigure ca structura reală corespunde celei proiectate. (2) In acest scop, pe lângăprevederile din C150-99, trebuie satisfă cute următoarele cerinţ e: a) Desenele elaborate pentru execuţ ie si montaj trebuie săindice detaliile îmbină rilor, mărimea si calitatea ş uruburilor ş i sudurilor precum ş i marca otelului. Pe desene va fi notatălimita de curgere maximăadmisăa oţ elului fy,max ce poate sa fie utilizatăde fabricant in zonele disipative; b) Trebuie controlatărespectarea prevederilor din 6.2.(1) 6.2.(5); c) Controlul strângerii ş uruburilor si calitatea sudurilor trebuie săse realizeze în conformitate cu prevederile normelor de la 6.1.1.(4); d) În timpul execuţ iei, se va verifica dacălimita de curgere a oţ elului, folosit în barele ş i zonele disipative, este cea indicatăîn proiect. În mod excepţ ional se acceptăo depăş ire de maxim 10% a valorii fy,max înscrisăpe desene. (3) Atunci când una din condiţ iile de mai sus nu este satisfăcută , trebuie elaborate soluţ ii de remediere a deficienţ elor pentru încadrare construcţ iei în gradul de asigurare în gruparea fundamentalăş i specialăde încărcă ri.

6.25

7. PREVEDERI

SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR COMPOZITE

7.1. Generalităţ i 7.1.1. Domeniu (1) Prevederile din acest capitol se referă la proiectarea structurilor compozite oţ el laminat - beton armat solicitate la acţ iunea seismică.Structurile compozite sunt structurile alcă tuite din elemente compozite la care conlucrarea intre betonul armat ş i otelul laminat se manifestăla nivel de secţ iune. Într-o secţ iune compozită , componentele din oţ el laminat pot fi neînglobate, parţ ial sau total înglobate în beton armat (secţ iuni din beton armat cu armă tura rigidă -BAR). În cadrul acestui capitol se fac de asemenea referiri la structurile hibride. Aceste structuri sunt alcă tuite din elemente sau subsisteme din materiale diferite care conlucreazăîntre ele în cadrul structurii hibride de exemplu stâlpi din beton armat ş i grinzi din oţ el. (2) Regulile din acest capitol sunt complementare prevederilor din celelalte norme în vigoare pentru structuri compozite ca de exemplu: - NE 033-99 Cod pentru structuri din beton armat cu armatura rigidă NOTĂ: Dupăintrarea în vigoare a codului pentru structuri de oţ el, armonizat cu Eurocode 3, în curs de elaborare, în locul STAS 10108/0-78 se va utiliza acest cod.

- P134-93

Instrucţ iuni tehnice pentru calculul ş i alcă tuirea plă cilor compuse tablă cutată - beton armat

- P83-81

Instrucţ iuni tehnice pentru calculul ş i alcă tuirea constructivăa elementelor compuse oţ el-beton

(3) Dacăpentru anumite situatii, nu se dau preciză ri specifice în acest capitol, se pot aplica, dupăcaz, prevederile pentru construcţ iile de beton armat din cap 5 sau pentru construcţ iile de oţ el din cap 6 cuprinse în prezentul cod . 7.1.2. Principii de proiectare (1) Structurile compozite rezistente la acţ iunea seismică vor fi proiectate în concordanta cu urmatoarele concepte privind ră spunsul seismic al structurilor: (a) ră spuns structural disipativ al structurii (b) răspuns structural slab disipativ al structurii (2) În cazul (a), comportarea structurală se caracterizează prin dezvoltarea deformaţ iilor postelastice seismice în anumite zone ale structurii numite zonele disipative . Factorul de comportare q va avea în acest caz valori mai mari decat 1.5 ş i va depinde de tipul structurii compozite. (3) Prevederile de proiectare pentru structurile disipative compozite urmă resc mobilizarea unui mecanism structural favorabil de disipare a energiei seismice. (4) În proiectarea structurilor disipative compozite, se definesc două clase de ductilitate: M- medie ş i H –mare. Ele corespund unei anumite capacită ţ i de disipare a energiei prin mecanisme structurale plastice. O structurăîncadrata într-o clasa de 7.1

ductilitate trebuie sărespecte anumite condiţ ii referitoare la: tipul structurii, clasa secţ iunilor din oţ el, capacitatea de rotire a articulaţ iilor plastice, detaliile constructive. (5) În cazul ( b) structura va avea un raspuns în domeniul elastic. Clasa de ductilitate este în aceastăsituaţ ie L-redusa. Factorul de comportare q se va considera egal cu 1.5. Aceste tipuri de structuri compozite nu se recomandăîn zone seismice caracterizate de valori mari ale acceleratiei de vârf a terenului . (6)

În tabelul 7.1 sunt prezentate variantele de proiectare ale unei structuri compozite :

Tabelul 7.1 Conceptul de proiectare

Factotul de comportare q

Clasa de ductilitate

Structurăcu disipare mare

q ≥4

H – mare

Structurăcu disipare medie

1,5-2
M -medie

Structurăslab disipativa

q=1.5

L -redusă

(7) În cazul structurilor hibride se recomandăsoluţ ii care sănu conducăla variaţ ii bruste de rezistenţ ăş i rigiditate pe verticală. 7.2. Materiale 7.2.1. Beton (1)

În structurile compozite se vor utiliza betoane de clasăcel puţ in C20/25.

(2)

Caracteristicile de calcul ale betonului sunt date în STAS 10107/90 .

7.2.2. Armătura din oţ el (1) Armă tura din oţ el beton utilizatăîn zonele disipative ş i în zonele puternic solicitate ale structurilor nedisipative va avea caracteristicile de calcul date în STAS 10107-90 respectand ş i conditiile date în cap 5 din prezentul cod. (2) Ca armaturi se vor folosi numai bare cu profil periodic ( PC 52, PC60). Excepţ ie fac armăturile pentru etrieri ş i agrafe, care pot fi realizate din OB37. ( 3) Plasele sudate din oţ el neductil se vor folosi în zonele disipative numai dacăsunt dublate de o armaturăductilăsau dacăarmăturile neductile sunt solicitate sub limita convenţ ionalăde curgere. 7.2.3. Oţ elul structural ( rigid) (1) Condiţ iile impuse oţ elului structural (rigid) utilizat la structurile compozite rezistente la acţ iuni seismice sunt cele prevazute în capitolul 6 „ Prevederi specifice pentru construcţ ii de oţ el” în afara regulilor din prezentul capitol.

7.2

7.3. Tipuri de structuri ş i factori de comportare 7.3.1. Tipuri de structuri (1) Structurile compozite se clasificăîn funcţ ie de alcă tuirea ş i de comportarea lor la acţ iuni seismice astfel : a) Cadre necontravântuite. Cadrele pot fi realizate în soluţ ie compozităcu grinzi ş i stâlpi compoziti sau hibridăalcatuite de exemplu cu stâlpi din beton armat ş i grinzi din oţ el sau compozite. b) Cadre contravântuite. Contravântuirile cadrelor compozite sau hibride se pot realiza în soluţ ie compozităsau din oţ el. Cadrele pot avea: b1) contravântuiri centrice b2) contravântuiri excentrice. Dintre cele douăsoluţ ii de mai sus se recomandăcadrele cu contravântuiri excentrice Barele disipative ale acestor cadre se vor realiza din oţ el sau în soluţ ie compozită. c) Structuri de tip pendul inversat . La aceste tipuri de structuri, cea mai mare parte a masei se concentreazăîn treimea superioarăa înă lţ imii structurii iar zonele disipative se dezvoltăîn elementele compozite verticale. d) Structuri compozite cu pereţ i structurali compoziti. e) Structuri compozite duale : pereti ş i cadre compozite f) Structuri compozite cu nuclee alcatuite din pereti compoziti 7.3.2 Factori de comportare (1) Factorii de comportare q exprimăcapacitatea de disipare a energiei seismice a unui anumit tip de structura compozita. În condiţ iile în care sunt respectate criteriile de bună conformare date în prezentul cod se pot considera în calcul factorii de comportare din tabelul 7.2. (2) Valorile factorului de comportare q date în tabelul 7.2 se vor reduce cu 20% dacă clă direa nu are regularitate în elevaţ ie. (3) In cazul în care raportul αu/αl nu este determinat prin calcul se pot folosi valorile date în tabelul 7.2 (4) Se pot adopta pentru q valori mai mari decât cele date în tabelul 7.2 dacăraportul αu/αl se determinăprintr-un calcul biografic. Valoarea raportului αu/αl nu va depăş i 1,6.

7.3

Tabelul 7.2 Valori maxime ale factorilor de comportare pentru structuri compozite Tipuri de structuri compozite

Clasa de ductilitate H

M

a) Cadre compozite fă răcontravântuiri cu zone disipative în grinzi ş i la baza stâlpilor

5αu/αl

a1) Cadre cu o deschidere ş i un nivel

αu/αl =1,1

a2) Cadre cu o deschidere ş i mai multe niveluri

αu/αl =1,2

a3) Cadre cu mai multe deschideri ş i niveluri

αu/αl =1,3

4

.

b) Cadre compozite contravântuite . b1) cu contravântuiri centrice

4 αu/αl =1,2

b2) cu contravântuiri excentrice. c) Structuri de tip pendul invers. c1) Zone disipative la baza stâlpilor

αu/αl =1,0

c2) Zone disipative la extremităţ ile stâlpilor

αu/αl =1,1

d) Structuri cu pereţ i structurali compoziţ iş i structuri duale

4

5αu/αl

4

2αu/αl

2 .

4αu/α1 3αu/αl

d1) pereţ i compoziţ i la care zonele de capă t sunt compozite iar inima este din beton armat

αu/αl =1,1

d2) pereţ i compoziţ i la care zonele de capă t sunt compozite iar inima este din beton armat cuplaţ i αu/αl =1,1

cu grinzi compozite sau din oţ el

d3) pereţ i compoziţ i alcă tuiţ i dintr-un panou vertical din oţ el înglobat în betonul armat al inimii peretelui ş i sudat de cadrul de înră mare din oţ el sau din αu/αl =1,2

beton armat cu armăturărigidă d4) pereţ i din beton armat cu armaturărigidă cu diagonale din oţ el înglobate în betonul armat al inimii peretelui cu bulbii ş i centurile armati cu

armatura rigida eventual cuplaţ i cu grinzi compozite αu/αl =1,2 f) Structuri cu un singur nucleu

. 3

2

unde: αu reprezintăfactorul de multiplicare al încărcă rilor seismice de cod (în condiţ ile pă strării constante a celorlalte încă rcă ri de calcul) corespunză tor formarii mecanismului complet de disipare.

7.4

αl reprezintăfactorul de multiplicare al încărcă rilor seismice de cod (în condiţ iile pă strării constante a celorlalte încă rcă ri de calcul) corespunză tor formă rii primei articulaţ ii plastice în sistemul structural. 7.4. Acţ iunea de diafragmăa planş eelor compozite (1) Planş eele compozite trebuie săfie capabile săcolecteze ş i sătransmitălucrând în domeniul elastic, forţ ele seismice de calcul la sistemele structurale verticale la care sunt conectate. Pentru verifică rile de rezistenţ ăale planş eelor compozite ca diafragme orizontale, se vor utiliza forţ ele seismice asociate mecanismului structural de disipare avand valori mai mari decat forţ ele seismice obţ inute din calcul vor multiplicate cu 1,3. (2) Pentru ca plă cile compozite cu tablăcutată săîndeplineascărolul de diafragmă , vor avea o grosime minimăde 100mm, iar grosimea minimăa stratului de beton de peste tabla cutatăva fi de 50mm. (3) Conectorii dintre placă(compozităsau din beton armat) ş i grinzile din oţ el se vor verifica la acţ iunea combinatăa încărcă rilor gravitaţ ionale ş i seismice. Relaţ iile pentru calcul conectorilor sunt date în NE033-99 cap 5 7.5. Proiectarea structurilor disipative compozite 7.5.1. Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite (1) Zonele disipative se vor dirija prin proiectare de regulăcă tre elementele structurale compozite cu potenţ ial de ră spuns postelastic favorabil, elemente la care fenomenul de curgere, flambajul local ş i alte fenomene asociate comportă rii postelastice alternante nu afecteazăstabilitatea generalăa structurii, în zone în care exista posibilitatea de interventie post seism. (2) Zonele disipative ale structurilor compozite vor fi înzestrate prin proiectare cu o capacitate de rezistenţ ăş i o ductilitate adecvate. Ductilitatea va fi asiguratăprin respectarea unor reguli de alcatuire constructivăş i indeplinirea unor condiţ ii de ductilitate. (3) Zonele nedisipative, vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior faţ ăde zonele critice pentru a se dirija dezvoltarea deformaţ iilor plastice ciclice numai catre zonele disipative . 7.6. Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite 7.6.1. Prevederi generale ( 1) Cadrele compozite se vor proiecta astfel încât zonele critice săfie dirijate la extremită ţ ile grinzilor compozite. Se admit deformaţ ii plastice în secţ iunile de la baza stâlpilor ş i în secţ iunile stâlpilor de partea superioara a ultimului nivel al cadrelor etajate în condiţ iile în care forţ a axiala indeplineste relaţ ia 7.16. (2) Zonele disipative ale cadrelor compozite se vor înzestra prin proiectare cu o ductilitate adecvată . (3) Nodurile grindă -stâlp vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative astfel încât sălucreze în domeniul elastic.

7.5

7.6.2. Calculul structural al cadrelor compozite (1) Rigiditatea secţ iunilor compozite având beton în zona comprimatăse calculează prin transformarea lor în secţ iuni echivalente cu considerarea unui coeficient de echivalenţ a n=E/Ecm unde : E ş i Ecm sunt modulul de elasticitate al oţ elului ş i respectiv modului de elasticitate al betonului pentru incarcari de scurta durata (2) În calculul rigidită ţ ii secţ iunilor compozite, betonul întins se neglijeazăfiind fisurat. (3) In cazul grinzilor compozite, se considerădouărigidităţ i la încovoiere: EI 1 pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a lă ţ imii efective de placăş i EI 2 pentru zona de moment negativ cu considerarea armăturii din lăţ imea efectivăde placă(tab 7.5). (4) Se poate realiza un calcul simplificat al rigiditatii considerând pentru întreaga grindăcompozităun moment de inerţ ie echivalent constant egal cu: Ieq =0,6I1+0,4I2 (5)

(7.1)

Pentru stâlpii compoziţ i, rigiditatea se va calcula cu relaţ ia : (EI) c=0,9(EI a+ 0,5EcmIc +EIs )

(7.2)

(EA)c =0,9(EAa+ 0,5E cmAc +EAs )

(7.3)

unde: Ia , Ic , Is ş i Aa, Ac, As, sunt momentele de inerţ ie ş i ariile secţ iunilor de armă tură , din beton ş i respectiv din oţ el rigid. (6) Relaţ iile de calcul ale eforturilor de proiectare pentru impunerea mecanismului de disipare în cazul cadrelor compozite sunt cele date în cap 5.3.3 7.6.3. Supleţ ea pereţ ilor secţ iunilor din oţ el care alcătuiesc elementele compozite (1) Ductilitatea elementelor compozite disipative solicitate la compresiune ş i încovoiere este condiţ ionatăde evitarea fenomenelor de instabilitate localăa elementelor din otel. De aceea se impune limitarea supleţ ei pereţ ilor secţ iunilor din oţ el. Zonele compozite cu secţ iunea din oţ el neînglobatăîn beton vor respecta condiţ iile de supleţ e prevăzute în anexa G. În cazul zonelor disipative ale elementelor compozite cu sectiunea din o ţ el înglobatăîn beton, supleţ ea limităva fi cea datăîn tabelul 7.3 (2) Limitele c/tf date în tabelul 7.3 pot fi mă rite dacăsunt prevă zute detaliile speciale de conectare ale tălpilor prevă zute în paragraful 7.6.8

7.6

Tabelul 7.3 Relaţ ia intre factorul de comportare ş i limitele supleţ ei pereţ ilor secţ iunilor din oţ el ale elementelor compozite Clasa de ductilitate a structurii

H

M

Factorul de comportare q

q≥4

1,5
Talpile secţ iunilor I sau H parţ ial înglobate (c/t f )

9ε

14ε

Secţ iuni de ţ evi rectangulare umplute cu beton (h/t)

24ε

38ε

Secţ iuni de ţ evi cilindrice umplute cu beton (d/t)

80ε2

2 85ε

Tă lpile secţ iunilor I sau H ale elementelor BAR (c/tf )

23ε

35ε

Inimile secţ iunilor I sau H ale elementelor BAR (d/tw)

96ε

150ε

Ţevi rectangulare umplute ş i înglobate în beton (d/t)

72ε

100ε

Ţevi cilindrice înglobate ş i umplute cu beton (d/t)

150ε2

2 180ε

ε= (fy/235) 0.5 unde : c/tf reprezintăraportul dintre lă ţ imea aripii tălpii ş i grosimea ei, d/tw raportul dintre înaltimea ş i grosimea inimii secţ iunii din oţ el, d/t raportul între dimensiunea exterioarămaximăş i grosimea peretelui ţ evii, fy

rezistenta caracteristica a otelului (in N /mm2).

7.6.4. Transferul de eforturi ş i deformaţ ii între oţ el ş i beton (1) Pentru manifestarea acţ iunii compozite pe tot domeniul de solicitare, se va asigura transferul de eforturi ş i deformaţ ii între componenta din oţ el ş i componenta din beton armat prin aderenţ ă, frecare sau prin conectori. Atingerea capacită ţ ilor de rezistenţ ăla încovoiere cu forţ ăaxialăş i la forţ ătă ietoare ale elementelor compozite este condiţ ionată de asigurarea unei conlucrări eficiente între componenta din beton armat ş i cea din oţ el. (2) Pentru calculul capacită ţ ii de rezistenţ ăla lunecare longitudinalădatoratăaderenţ ei ş i frecă rii între componentele de oţ el ş i beton se vor folosi următoarele valori capabile ale efortului tangenţ ial în funcţ ie de zona de acţ iune : -

secţ iuni din oţ el total înglobate

0,55N/mm2

-

tălpile profilelor parţ ial înglobate

0,2N/mm2

-

inimile profilelor parţ ial înglobate

-

-

interiorul ţ evilor cilindrice umplute cu beton

0,2 N/mm2

-

interiorul ţ evilor rectangulare umplute cu beton

0,125 N/mm2

(3) Valorile de proiectare ale forţ ele de lunecare vor fi cele asociate mecanismului de disipare. (4) În cazul grinzilor din oţ el compozite cu placa de beton armat se va neglija aderenţ a între beton ş i talpa secţ iunii din oţ el, în preluarea eforturilor tangentiale, lunecarea fiind preluatăîn întregime de conectori.

7.7

(5) In cazul folosirii conectorilor ductili de tipul gujoanelor,grinzile disipative vor avea conexiune totalăsau parţ ialăcu un grad de conectare mai mare de 0,8 între placa din beton armat ş i grinda din oţ el. (6) În cazul în care se utilizeazăconectori neductili, conexiunea între placăş i grindă va fi totală . (7) În calculul capacită ţ ii conectorilor în zonele disipative se va aplica un coeficient de reducere egal cu 0,75. Relaţ iile de calcul ale eforturilor capabile ale conectorilor sunt date în NE 033-99 cap 5. (8) La stâlpii compoziţ i trebuie săse asigure prin aderenţ aş i eventual prin conectori repartizarea reacţ iunilor transmise de grinzi în noduri între componentele din beton armat ş i oţ el ale acestor stâlpi. (9) În cazul stâlpilor compoziţ i dacăaderenţ a ş i frecarea nu pot asigura intregral transferul de eforturi tangenţ iale asociate mecanismului de disipare, se vor dispune conectori care săasigure o conexiune totalăprin care săse preia în întregime forţ ele de lunecare de proiectare. 7.6.5. Grinzi compozite (1)

În zonele disipative ale grinzilor compozite se vor verifica urmă toarele condiţ ii : MEd /Mpl,Rd ≤1,0

(7.4)

NEd/Npl,Rd ≤0,15

(7.5)

VEd/Vpl,Rd≤0,5

(7.6)

unde: MEd , NEd ,VEd sunt eforturile de proiectare iar Npl,Rd Mpl,Rd Vpl,Rd sunt eforturile capabile ale grinzii (2) Pentru grinzile compozite se vor determina eforturile de proiectare VEd, MEd cu relaţ iile prevă zute în articolul 5.3.3.2 (3) Eforturile capabile ale grinzilor compozite se vor determina în conformitate cu prevederile NP033-99 cap 4.2.1 7.6.5.1. Grinzi din oţ el compozite cu plăci de beton armat (1) Pentru asigurarea ductilită ţ ii, în zonele disipative se va limita înălţ imea relativa a zonei comprimate a betonului plăcii grinzii compozite x/h conform tabelului 7.4 (2) În zonele disipative ale grinzilor compozite din apropierea nodului grinda - stalp vor fi prevă zute în placăarmă turi suplimentare. Dispunerea acestor bare este arătatăîn fig 7.2 iar calculul lor este dat în anexa G.

7.8

Tabelul 7.4 Valori maxime ale înălţ imii relative a zonei comprimate din beton x/h pentru asigurarea ductilităţ ii grinzilor din oţ el compozite cu placădin beton

Clasa de ductilitate

q

fy

(x/h)max

H

q ≥4

355

0,20

H

q ≥4

235

0,27

M

1,5 < q < 4

355

0,27

M

1,5 < q < 4

235

0,36

unde: h este înălţ imea totalăa grinzii compozite ş i f y este rezistenţ a caracteristicăa oţ elului armăturii (3)

Lă ţ imea efectivăa plăcii beff (fig 7.1) va avea valoarea: beff = be1 +be2

(7.7) beff be1

be2 h

b1

b1

b2

Figura 7.1 Definiţ ia lăţ imilor efective be ş i beff (4) Lă ţ imile efective parţ iale ale plă cii situate deoparte ş i de alta a axei grinzii ,be1 şi respective be2 utilizate pentru calculul momentelor capabile MRd ş i respectiv a rigiditatilor EI se vor determina conform tabelului 7.5. Aceste valori nu vor depăş i jumătatea distanţ elor între grinzi (b1) ş i distanţ a pânăla marginea liberăa plă cii (b2). (5) Valorile date în tabel sunt valabile în condiţ iile în care în placăsunt prevă zute armă turile suplimentare din fig 7.2.

7.9

Tabelul 7.5 Lăţ imea efectivăa plăcii be be

Element transversal perpendicular pe axa grinzii

be pentru

A.Stâlp interior

Existăsau nu grindătransversală

Pentru M - : 0,1l

B1. Stâlp exterior

Existăo grindămarginalătransversala Pentru M - : 0,1l rezematăpe stâlp, cu conexiune totală Pentru M + : 0,075l cu placa ş i armă turi suplimentare în placăA T ş i AS corespunză tor ancorate de conectori

B2. Stâlp

Existăo fâş ie de placăîn consolăfaţ ă Pentru M - : 0,1l de stâlp cu armă turi suplimentare Pentru M +:b /2+0,7h /2 c c ancorate cu bucle. sau h c/2+0,7bc/2

exterior

be pentru I(elastic)

M Rd(plastic) Pentru M + : 0,075l

Pentru M- : 0.05 l Pentru M+: 0,0375 l Pentru M- :0

B3. Stâlp exterior

Existăun dispozitiv adiţ ional fixat de talpa stâlpului cu o lă ţ ime bel mai mare decât lă ţ imea tălpii stâlpului bc

Pentru M - : 0

B4. Stâlp exterior

Nu existăelement transversal sau nu existăarmă turi suplimentare ancorate

Pentru M - : 0

de stâlp

M+ : bel/2≤0.05l

Pentru hc /2

M+ :bc /2

Pentru M+: 0,0375 l Pentru M-: 0

sau

Pentru M+ : 0,0025 l

unde : - M -, M + indicăsituaţ iile de calcul ale valorii lă ţ imii efective de placăbe (în zona de moment negativ ş i respectiv pozitiv). Pentru momentul negativ, betonul plă cii fiind fisurat, lă ţ imea efectivăde placăbe cuprinde armăturile întinse care intervin în determinarea momentului capabil ş i al rigiditatii. - l reprezintădeschiderea grinzii. - bc reprezintălăţ imea stâlpului perpendicularăpe axa grinzii , hc înălţ imea secţ iunii stâlpului, bel latimea elementului suplimentar sudat de stâlp. - AS ş i AT sunt armă turile suplimentare amplasate în placăîn zona stâlpului (A s armătura longitudinalăş i A T armătura transversală ). Relaţ iile de calcul pentru aceste armă turi ş i pentru rezultanta eforturilor de compresiune din placăsunt date în anexa G. Cazurile A, B1, B2, B3 sunt ilustrate în fig 7.2

7.10

A - Nod interior

B - Nod exterior

C - Grindăcompozită

D - Grindămarginala compozităE - Fâsie de placăîn consolăfaţ ăde stâlp F - Conectori G - Dispozitive suplimentare sudate de stâlp pentru preluarea compresiunilor din placă Figura 7.2 Dispunerea barelor suplimentare As, AT ş i situaţ ii de calcul ale lăţ imii efective de placă 7.6.5.2. Grinzi compozite din beton armat cu armatura rigidă (1)

Pentru proiectarea acestui tip de grinzi se vor respecta prevederile NP033-99

cap 4.2.1 (2)

Lă ţ imea efectivăde placăse va determina în conformitate cu 5.3.4.1.1.

(3) În structurile disipative, se considerăzone disipative (critice), zonele de la extremită ţ ile grinzilor cu lungimea lcr =1.5hb (hb - înălţ imea grinzii) mă suratăde la faţ a stâlpilor sau zonele de aceeaş i lungime situate deoparte ş i de alta a unei secţ iuni din câmpul grinzii în care poate interveni curgerea din acţ iuni seismice. (4) Asigurarea cerinţ elor de ductilitate localăîn aceste zone se va face respectând condiţ iile de la 5.3.4.1.2

7.11

7.6.6. Stâlpi compoziţ i din beton armat cu armăturărigidă( cu secţ iunea din oţ el total înglobatăîn beton ) (1) Pentru stâlpii compoziţ i se vor determina eforturile de proiectare cu relaţ iile prevăzute în articolul 5.3.3.3. Aceste eforturi vor respecta următoarele condiţ ii : MEd /Mpl,Rd ≤1,0

(7.8)

NEd/Npl,Rd ≤0,3

(7.9)

VEd/Vpl,Rd ≤0,5

(7.10)

unde: MEd , NEd ,VEd sunt momentele, forţ ele axiale ş i forţ ele taietoare de proiectare iar Npl,Rd, Mpl,Rd, Vpl,Rd sunt momentele, forţ ele axiale de compresiune centrică şi forţ ele taietoare capabile (2) Eforturile de proiectare se vor determina astfel încât să favorizeze dezvoltarea mecanismului favorabil de disipare a energiei sismice. La un anumit nivel momentele din stâlpi ş i grinzi se pot redistribui în condiţ iile realizarii echilibrului de nod ş i a pă strari i constante a forţ ei tăietoare de nivel. (3) Relaţ iile de calcul ale eforturilor capabile Npl,Rd, Mpl,Rd , Vpl,Rd ale stâlpilor compoziţ i sunt date în NE033-99 cap 4.2.2. Capacitatea de rezistenţ ăla forţ ătă ietoare a stâlpului se va determina ca suma a contribuţ iilor componentelor din oţ el laminat ş i din beton armat. (4) În structurile compozite disipative, zonele de la extremitatile stâlpilor se proiecteaza ca zone disipative pentru care se iau măsuri de asigurare a ductilită ţ ii. (5)

Lungimea zonelor critice ale stâlpilor compoziţ i se calculeazăcu relaţ iile: l cr=max(hc ,lcl/6,600mm) pentru clasa de ductilitate M

(7.11)

l cr=max(1,5hc ,lcl/6,600mm) pentru clasa de ductilitate H

(7.12)

unde: hc este înălţ imea secţ iunii stâlpului compozit lcl înălţ imea liberăa stâlpului. (6) Pentru a asigura o capacitate de rotire plasticăsuficientăş i pentru a compensa pierderea capacită ţ ii de rezistenţ ădatoratădesprinderii betonului de acoperire , în zonele disipative definite mai sus se vor respecta condiţ iile de confinare cu etrieri date în 5.3.4.2.2., în care forţ a axialănormalizatăde proiectare se calculeazăcu relaţ ia: ν d = NEd / Npl,Rd = NEd / (Aa fyd +A c f cd + A s fyd )

(7.13)

unde: Aa, Ac , As reprezintăariile de armă turădin oţ el beton , de beton ş i respectiv de oţ el rigid, iar fyd ,fcd rezistenţ a de proiectare a oţ elului ş i respectiv a betonului (7)

Distanţ ele s între etrieri în zonele disipative nu vor depă ş i valorile: s≤min (bo/2,200mm, 9dbL ) pentru clasa de ductilitate M

(7.14)

s≤min (bo/2,175mm, 8dbL ) pentru clasa de ductilitate H

(7.15)

unde : 7.12

bo este dimensiunea minimăa miezului din beton masuratăîntre axele etrierilor dbL este diametrul barelor longitudinale Pentru zona disipativăde la baza stâlpilor având clasa de ductilitate H s ≤min (bo/2,150mm, 6dbL )

(7.16)

(8) In cazul primelor douăniveluri ale clă dirii , etrierii se vor îndesi pe o lungime egalăcu lungimea critica a stâlpilor mărităcu 50%. ( 9)

Diametrul etrierilor dbw trebuie sărespecte condiţ iile: dbw≥6mm pentru clasa de ductilitate M dbw≥max ( 0,35dbL max[fydL/fydw]0.5, 8mm) pentru ductilitate H

(7.17)

unde : fydL ş i f ydw sunt rezistenţ ele de calcul ale oţ elului armă turilor longitudinale ş i respectiv transversale. (10) In zonele disipative diametrul etrierilor de confinare dbw pentru împiedicarea flambajului local al talpii comprimate va respecta condiţ ia : dbw ≥[(bf tf /8)(fydf /fydw)]0,5

(7.18)

unde: bf ş i tf sunt lăţ imea ş i grosimea tă lpii , fydf, fydw sunt rezistenţ ele de calcul ale oţ elului tălpii ş i respectiv al armă turii transversale. (11) În zonele disipative (critice) distanţ a între doua bare longitudinale consecutive legate la colţde etrieri sau cu agrafe nu va depă ş i 250mm pentru clasa de ductilitate M şi 200mm pentru clasa de ductilitate H. (12) Prevederile constructive privind ancorajul ş i înnă direa armă turilor stâlpilor compoziţ i vor fi aceleaş i cu cele date în secţ iunea 5 pentru stâlpii din beton armat . (13) Acoperirea cu beton a armă turii rigide va fi de minim 75 mm pentru elemente de clasa M ş i 100mm pentru elemente din clasa H. 7.6.7. Stâlpi compoziţ i din ţ eavăumplutăcu beton (1) Pentru proiectarea stalpilor din ţ evi de oţ el umplute cu beton sau umplute ş i înglobate în beton se vor respecta prevederile NP033 - 99 cap 4.2.2 (2) În cazul elementelor disipative din ţ evi umplute cu beton, capacitatea de rezistenţ ă la forţ ătă ietoare a stâlpului se va determina luând în considerare în calcul sau numai contribuţ ia sectiunii din oţ el , sau numai pe cea a miezului din beton armat transversal cu ţ eava din oţ el . (3)

Relaţ ia între clasa de ductilitate ş i supleţ ea limităa pereţ ilor ţ evii este datăîn tab7.3

7.13

7.6.8. Elemente compozite cu secţ iunea din oţ el parţ ial înglobatăîn beton armat (1) În zonele disipative ale elementelor compozite cu secţ iunea din oţ el parţ ial înglobatăîn beton, distanţ ele s între armă turile transversale vor satisface condiţ iile date la 7.6.6 (2) În cazul elementelor disipative, rezistenţ a la forţ ătă ietoare se va determina considerând în calcul numai contribuţ ia secţ iunii din oţ el cu excepţ ia cazurilor în care sunt luate mă suri speciale de mobilizare a rezistenţ ei la forţ ătă ietoare a betonului armat prin realizarea de legaturi transversale între beton ş i grinda din otel. (3) Armă turile suplimentare sudate de tălpi ca în fig 7.3b pot întârzia flambajul local al tă lpilor în zonele disipative. În cazurile în care aceste bare se aflăla o distanţ ăsl < c unde c este lă ţ imea aripii tălpii, valorile pentru supleţ ea limităa tălpilor din tabelul 7.3 pot fi mărite astfel : Pentru sl /c < 0.5 limitele date în tabelul 7.3 pot creş te cu 50% Pentru 0.5 < sl /c < 1 se va realiza o interpolare liniarăîntre valorile din tabel şi cele mărite cu 50%

a) etrieri sudaţ i de inimă

b) bare drepte sudate de tă lpi

Figura 7.3 Armătura transversalăa elementelor compozite parţ ial înglobate în beton (4)

Diametrul acestor armă turi suplimentare dbw va fi cel puţ in 8mm ş i dbw ≥[(bf tf /8)(fydf / f ydw)]0,5

(7.19)

(5) Armă turile suplimentare se vor suda de tă lpi la ambele capete, iar capacitatea sudurilor nu va fi mai micădecât capacitatea la întindere a armă turilor. Aceste armă turi vor avea acoperirea cuprinsăîntre 20mm ş i 40mm 7.6.9. Nodurile cadrelor compozite disipative (1) Pentru proiectarea nodurilor compozite ş i hibride se vor respecta prevederile NE033-99 cap 4.2.4 (2) Nodurile compozite vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative ale elementelor adiacente astfel încît deformatiile plastice săfie dirijate că tre acestea. (3) În timpul acţ iunii seismice se va asigura integritatea betonului comprimat al placii din jurul stalpilor prin prevederea de armaturi suplimentare. Armă turile din placă , amplasate în placa în zona nodurilor, vor respecta condiţ iile de alcă tuire prevăzute în fig 7.2 ş i anexa G. 7.14

(4) Pentru proiectarea îmbinărilor cu sudurăsau cu ş uruburi a elementelor în nod se va respecta condiţ ia: R d ≥1.5 R fy

(7.20)

unde : Rd este capacitatea de rezistenţ ăa îmbinarii iar Rfy este capacitatea de rezistenţ ăa elementului disipativ care se îmbină. (5) În cazul nodurilor compozite grindă–stâlp la care panoul de oţ el al nodului este total înglobat în beton, capacitatea de rezistenţ ăa nodului se va calcula ca sumăa contribuţ iei betonului armat ş i a panoului de oţ el din nod dacăsunt îndeplinite următoarele condiţ ii: a) raportul dimensiunilor nodului va respecta condiţ iile 0,6≤hb/h c ≤1,4

(7.21)

unde : hb şi hc sunt dimensiunile panoului nodului ( egale cu înă ltimea secţ iunii din oţ el a grinzii ş i respectiv a stâlpului) b)

Vwp,Sd < 0,8 Vwp,Rd

(7.22)

unde: Vwp,Sd este forţ a tă ietoare de proiectare a nodului asociatăplastificării zonelor disipative ale grinzilor compozite adiacente Vwp,Rd este forţ a tă ietoare capabilăa nodului compozit Cele douăvalori se calculeazăîn conformitate cu NE 033-99 –cap 4.2.4 (6) La proiectarea nodurilor compozite alcă tuite din grinzi de oţ el compozite cu plăci de beton armat ş i stâlpi compoziţ i sau de beton armat se vor lua urmă toarele mă suri: -

la faţ a stâlpului se vor amplasa rigidizări verticale .

forţ a tăietoare din grinzi se va distribui între armă turile verticale suplimentare sudatăde talpa grinzii ş i secţ iunea din oţ el a stâlpului. (7) Nodurile compozite se vor proiecta astfel încât capacitatea de rotire plastică θp în zonele disipative ale elementelor adiacente nodului săfie cel puţ in egalăcu 0.035rad pentru structuri de ductilitate H ş i 0.025 rad pentru ductilitate M . (8) La proiectarea nodurilor hibride alcătuite din grinzi din oţ el sau compozite ş i stâlpi din beton armat se va ţ ine seama de următoarele condiţ ii de alcătuire : -

grinda din oţ el va trece continuăprin nod

-

la faţ a stâlpului se vor dispune rigidizări verticale

-

în apropierea rigidizărilor verticale se vor dispune în stâlpi armă turi verticale suplimentare sudate de talpile grinzii ş i având o capacitate de rezistenţ ăla întindere egalăcu forţ a tăietoare de calcul a grinzii din oţ el . Armă tura verticală din nod va fi confinatăcu armă turătransversalăcare va respecta condiţ iile din paragraful 7.6.6

(9) Nodurile hibride alcă tuite din stâlpi din beton ş i grinzi din oţ el nu se recomandăîn zone cu seismicitate ridicată 7.15

7.7. Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice (1) La proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice se vor respecta prevederile secţ iunii 6.7 referitoare la : -

criteriile de proiectare (6.7.1)

-

calculul cadrelor (6.7.2)

-

dimensionarea elementelor diagonale (6.7.3) ş i a grinzilor ş i stâlpilor (6.7.4)

(2) Cadrele compozite cu diagonale centrice vor fi alcă tuite din grinzi ş i stâlpi în soluţ ie compozităcu noduri rigide ş i diagonale din oţ el. 7.8. Proiectarea cadrelor compozite cu contravantuiri excentrice (1) La proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri excentrice se vor respecta prevederile secţ iunii 6.8 referitoare la : -

criteriile de proiectare (6.8.1)

-

dimensionarea barelor disipative (6.8.2)

-

dimensionarea elementelor care nu conţ in bare disipative (6.8.3)

(2) Cadrele compozite cu contravântuiri execentrice vor fi alcatuite din grinzi, stâlpi şi diagonale compozite sau din oţ el. Barele disipative vor fi din oţ el sau compozite cu placă din beton armat. (3) Cadrele compozite cu diagonale excentrice se vor proiecta astfel încât disiparea să se producăprin formarea de zone critice la extremitatile barelor disipative înaintea cedă rii îmbină rilor, a curgerii sau flambajului grinzilor ş i a stâlpilor. (4) Diagonalele, stâlpii, ş i zonele grinzilor din afara barelor disipative se vor proiecta sălucreze în domeniul elastic la forţ ele maxime asociate curgerii barelor disipative, cu considerarea efectelor consolidării oţ elului . (5) În cazul structurilor la care barele disipative sunt amplasate lângă stâlpi din beton armat sau stâlpi compoziţ i, se vor prevedea la faţ a stâlpilor rigidiză ri verticale pe ambele părti ale secţ iunii barei disipative. Armatura transversalădin stâlp din zona barei disipative va respecta condiţ iile date la 7.6.6. (6) Îmbinarile barelor disipative se vor proiecta considerând suprarezistenţ a secţ iunii ş i cea a materialului barei disipative datorat ăconsolidării oţ elului. (7) În evaluarea capacită ţ ii de rezistenţ ăa diagonalelor compozite întinse se va considera în calcul numai secţ iunea din oţ el rigid a diagonalei. 7.9. Proiectarea structurilor cu pereţ i compoziţ i (1) Prevederile acestui capitol se referăla sistemele structurale compozite aparţ inând tipurilor definite în fig 7.4.

7.16

Tip 1 Pereţ i compoziţ i din beton armat cu armaturărigidă în zonele de capat

Tip 2 Pereţ i compoziţ i sau din beton armat cuplaţ i cu grinzi compozite sau metalice

Tip 3 –Pereţ i compoziţ i cu panou din oţ el înglobat în inima ş i cu bulbi ş i centuri cu armatura rigidă

Tip 4 –Pereţ i compoziţ i cu diagonale din armatura rigida înglobate în inimăş i cu bulbi ş i centuri cu armaturărigidă

Figura 7.4 Sisteme structurale pentru pereţ ii compoziţ i (2) În cazul pereţ ilor compoziţ i de tipul 1 energia se disipeazăîn zonele disipative amplasate la baza pereţ ilor prin curgerea armă turii verticale. (3) În cazul tipului 2 de pereti compoziţ i disiparea energiei se realizeazăîn zona de la baza pereţ ilor ş i în grinzile de cuplare. (4) În cazul peretilor compoziti de tip 3 cu panoul din oţ el înglobat în betonul armat al inimii disiparea energiei se produce în zona de la baza peretelui ş i prin curgerea la forta tă ietoare a panoului. Prin înglobarea în beton armat, panoul din oţ el este impiedicat să -şi piardăstabilitatea. (5) În cazul pereţ ilor compoziti de tip 4 disiparea energiei seismice se produce în secţ iunile de la baza pereţ ilor, diagonalele din oţ el înglobate asigurând armarea eficientăa inimii peretelui. 7.9.1 Calculul structurilor cu pereti compoziti (1) Calculul rigidită ţ ii pereţ ilor compoziţ i va ţ ine seama de aportul armă turii rigide înglobate. Pentru peretii compoziţ i,rigidită ţ ile se vor calcula cu relaţ iile :

7.17

(EI) c=0,9(EI a+ 0,5EcmIc +EIs )

(7.23)

(EA)c =0,9(EAa+ 0,5E cmAc +EAs )

(7.24)

(2) Relaţ iile de calculul eforturilor de proiectare pentru impunerea mecanismului de plastificare în cazul peretilor compoziti sunt date în capitolul 5.3.3.5 din prezentul cod. (3) Pentru calculul capacităţ ilor de rezistenţ ăş i pentru alcă tuirea pereţ ilor compoziţ i se vor respecta prevederile date în NP 033-99 cap 4.3. (4) În cazul pereţ ilor compoziţ i cu inima din beton armat (tipul 1 ş i tipul 2 )se considera căforţ a tă ietoare este preluatăintegral de inima din beton armat a peretelui iar momentul de răsturnare de ansamblul peretelui. (5) În cazul pereţ ilor compoziţ i care au armaturărigidăîn inimă(tipul 3 ş i 4) forţ a tă ietoare este preluatăprin suma contribuţ iilor betonului armat ş i a armă turii rigide din inimă . (6) Asigurarea cerinţ elor de ductilitate localăş i lungimile zonelor critice ale pereţ ilor compoziti sunt cele din 5.3.4.3.2 (7) Panourile din beton armat ale peretilor compoziţ i vor respecta prevederile de alcă tuire constructivăş i de dimensionare ale pereţ ilor din beton armat date în cap 5 . (8) Zonele de capă t ale pereţ ilor cu armatur ărigidătotal înglobatăîn beton vor fi proiectate în conformitate cu paragraful 7.6.6 din prezentul cod ş i cu paragraful 4.2.2 din NP033-99 (9) Elementele compozite parţ ial înglobate în beton din zonele de capat ale pereţ ilor se vor proiecta ţ inând cont de prevederile paragrafului 7.6.8. (10) Transferul eforturilor tangenţ iale între elementele de capă tş i panoul din beton armat al inimii peretelui se va realiza prin conectori sau bare sudate de secţ iunea din oţ el a stâlpului sau bare trecute prin găurile armăturii rigide (fig 7.5)

a)Element de capă t parţ ial înglobat utilizat în sisteme de tip 1 b)Element de capă t total înglobat utilizat în sisteme de tip 1 A = bare sudate de stâlp

B = armă turătransversală

C = conectori

D = agrafe

Figura 7.5 Detalii pentru zonele de capăt ale pereţ ilor compoziti

7.18

(11) Riglele de cuplare din oţ el sau compozite cu placădin beton vor avea o lungime de înglobare suficientă în peretele din beton armat, capabilă să transmită peretelui momentele ş i fotele tăietoare de proiectare ale grinzii de cuplare. Lungimea de înglobare l e se mă soară de la primul rând de armaturăal zonelor de capă t (fig 7.6). Lungimea de inglobare nu va fi mai micăde 1.5h unde h este înălţ imea grinzii de cuplare. le

le C

A

B

C

h

A=Armă turăsuplimentarăa peretelui în zona de înglobare a grinzii din oţ el B = Grindăde cuplare din oţ el

C = Rigidiză ri verticale

Figura 7.6 Grinzi de cuplare ale pereţ ilor din beton armat ş i detalii de înglobare pentru clasa de ductilitate H (12) În zona de înglobare a grinzii de cuplare se vor dispune în perete armă turi verticale sudate de talpile grinzii cu capacitatea de rezistenţ ă la intindere egalăcu forţ ătă ietoare capabila a grinzii. 2/3 din aria acestei armă turi se va amplasa în prima jumă tate a lungimii de înglobare. Armă tura se va prelungi simetric deasupra ş i dedesubtul tălpilor grinzii de cuplare cu o lungime egalăcu lungimea de ancoraj. În aceastăzonăarmă tura transversală va respecta condiţ iile date în 7.6.6. (13) În cazul clasei de ductilitate M armătura de confinare a elementelor de capăt ale pereţ ilor compoziti se va realiza pe o distanta egala cu h, iar pentru clasa de ductilitate H aceasta distanta se va extinde la 2h. (h este înălţ imea elementului de capat în planul peretelui), fig 7.5. (14) Conectarea panoului din oţ el cu cadrul de înrămare se va realiza continuu cu sudurăsau cu ş uruburi. (15) Grosimea minimăde înglobare în beton a panoului din oţ el va fi de 200 mm (minimum 100m pe fiecare parte a panoului). (16) Procentul minim de armare al betonului de înglobare va fi de 0.25% pe ambele direcţ ii (17) Conectarea între panoul din oţ el ş i betonul de înglobare se va realiza cu conectori sudaţ i sau cu agrafe care trec prin gă uri practicate în panoul din oţ el. (18)

Golurile din panoul din oţ el al inimii peretelui compozit vor fi rigidizate.

7.19

7.10. Proiectarea fundatiilor structurilor compozite (1) Sistemul de fundaţ ii al structurilor compozite se va proiecta cu un grad de asigurare sporit în raport cu suprastructura la forţ e corespunzatoare mecanismului structurii de disipare a energiei. (2) Se recomandăca armatura rigidădin oţ el a elementelor compozite verticale săfie ancorata în elementele din beton armat ale infrastructurii (pereţ ii subsolurilor ş i în fundaţ ii) astfel încât placa de bazăa acesteia săse afle sub cota în care se consideră încastrarea structurii. Armatura rigidăse va ancora atat la nivelul plă cii de bazăcât ş i pe înălţ imea de înglobare . (3) La proiectarea infrastructurilor se vor respecta prevederile cap 5.6 din prezentul cod ş i cap 4.2.2. din NP 033-99

7.20

8. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU CONSTRUCŢII DE ZIDĂRIE 8.1. Generalităţ i 8.1.1. Obiectul prevederilor (1) Prezentul capitol are ca obiect definirea cerinţ elor specifice pentru construcţ iile de zidă rie amplasate în zone seismice. (2) Prevederile din prezentul capitol completeazăprevederile generale privind elementele ş i structurile de zidărie date în "Cod de proiectare a structurilor de zidă rie" cu urmă toarele elemente specifice proiectarii seismice: - precizeazăcerinţ ele de performanţ ăseismicăpentru construcţ iile de zidă rie; - precizeazăcondiţ iile de efectuare a verifică rilor de siguranţ ă ; - defineş te ş i detaliazăcerinţ e suplimentare pe care trebuie săle satisfacă materialele utilizate ş i unele condiţ ii tehnologice speciale; - precizeazăcoeficienţ ii de calcul specifici pentru diferite materiale ş i pentru diferite tipuri de structuri; - defineş te ş i detaliazăcerinţ ele/regulile constructive suplimentare pe care trebuie săle satisfacădiferitele sisteme de zidărie. (3) Prevederile se referăla pereţ ii structurali de zidărie cu următoarele tipuri de alcă tuire: - zidărie simplă /nearmată ; - zidărie confinată ; - zidărie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale; - zidărie cu inimăarmată . (4) Prevederile prezentului capitol se referăş i la panourile de zidă rie de umplutură la cadre de beton armat sau de oţ el. Notă: Zidăria armată vertical ş i orizontal, executatăcu corpuri de zidărie cu forme speciale, nu face obiectul prezentului Cod.

(5) Prevederile din acest capitol nu se aplicăstructurilor realizate cu corpuri de zidarie ş i/sau cu mortare pentru care nu existănorme naţ ionale, sau norme europene asimilate ca norme naţ ionale. Utilizarea acestora se poate face numai pe baza unor reglementări specifice sau a agrementelor tehnice corespunzătoare. Nota: Reglementările specifice la care se face trimitere în prezentul capitol trebuie săfie elaborate ş i aprobate conform legislaţ iei din România ş i săfie bazate pe rezultatele relevante ale unui număr suficient de mare de încercări care săfundamenteze, cu un grad corespunză tor de încredere, caracteristicile mecanice ş i celelalte proprietăţ i necesare pentru proiectarea structurilor din zidă rie.

(6) Condiţ iile de calitate ş i/sau caracteristicile mecanice ale materialelor componente ş i ale zidăriilor realizate cu acestea, pot fi stabilite pe baza: - informaţ iilor existente într-o bazăde date naţ ionalăsau stră ină; în ultimul caz, la elaborarea ş i aprobarea agrementului tehnic conform legislaţ iei din România pentru produsul respective este obligatorie cunoaş terea, interpretarea ş i validarea condiţ iilor concrete în care s-au obţ inut datele respective;

8.1

- încercă rilor cu program specific pentru definirea caracteristicilor necesare pentru proiectarea structurilor de zidă rie în zone seismice. 8.1.2. Documente de referinţ ă (1) Prevederile din prezentul capitol se aplică împreună cu prevederile reglementărilor în vigoare referitoare la: - acţ iuni în construcţ ii, clasificarea ş i gruparea încă rcărilor - seria STAS 10101 - calculul ş i alcă tuirea construcţ iilor de beton ş i beton armat - STAS 10107/0-90 - execuţ ia lucrărilor de beton ş i beton armat - Cod NE 012-99 - proiectarea ş i execuţ ia structurilor de zidărie - Cod de proiectare a structurilor de zidă rie - materialele componente ale zidă riei (corpuri de zidă rie, mortare) 8.1.3. Definiţ ii (1)

În acest capitol se folosesc definiţ iile generale din Cap.1, sect.1.2

(2) Definiţ iile specifice lucră rilor de zidă rie folosite în cadrul prezentului capitol, sunt cele din Codul CR6 cu preciză ri suplimentare faţ ăde acestea, atunci când este cazul. 8.1.3.1. Zidării - Zidărie simplă/nearmată: zidă rie care nu conţ ine suficientăarmă turăpentru a putea fi consideratăzidă rie armată- cum sunt zidă ria confinată , zidă ria confinatăş i armatăîn rosturile orizontale, zidă ria cu inimăarmată . - Zidărie confinată: zidă rie prevă zutăcu elemente de confinare de beton armat pe direcţ ie verticală(stâlpiş ori) ş i orizontală(centuri). - Zidărie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale : zidărie confinatăla care, în rosturile orizontale, sunt prevăzute armă turi, de regulădin oţ el, pentru sporirea rezistenţ ei la forţ ătă ietoare ş i a ductilită ţ ii peretelui. - Zidărie cu inimăarmată: perete alcătuit din douăziduri paralele cu spaţ iul dintre ele umplut cu beton armat sau cu mortar-beton armat, cu sau fă rălegă turi mecanice între straturi, la care cele trei componente conlucreazăpentru preluarea tuturor categoriilor de solicitări. 8.1.3.2.

Mortare

- Mortar de zidărie cu compoziţ ie prescrisă: mortar preparat în proporţ ii prestabilite, ale cărui proprietăţ i sunt deduse din dozajele componentelor. - Mortar de zidărie de uz curent : mortar de zidărie fă răcaracteristici speciale.

8.2

8.1.3.3.

Corpuri de zidărie

-

Corpuri de zidărie de categoria I: corpuri de zidă rie pentru care probabilitatea de a nu atinge rezistenţ a la compresiune specificatăeste 5%.

-

Corpuri de zidarie de categoria II: corpuri de zidărie pentru care nu se cere atingerea calită ţ ii prevăzute pentru corpurile din categoria I.

8.1.3.4.

Pereţ i de zidărie

- Perete structural : perete destinat săreziste forţ elor verticale ş i orizontale care acţ ioneazăîn planul său. - Perete de rigidizare: perete dispus perpendicular pe un alt perete, cu care conlucreazăla preluarea forţ elor verticale ş i orizontale ş i contribuie la asigurarea stabilităţ ii acestuia. - Perete nestructural : perete care nu face parte din structura principalăa construcţ iei; acest tip de perete poate fi suprimat fă răsăprejudicieze integritatea restului structurii. - Perete de umplutură: perete care nu face parte din structura principalădar care, în anumite condiţ ii, contribuie la rigiditatea lateralăa construcţ iei ş i la disiparea energiei seismice; suprimarea în timpul exploată rii a acestui tip de perete sau crearea de goluri de uş i/ferestre în perete poate fi fă cutănumai cu o justificare prin calcul. 8.1.4. Notaţ ii (1)

În acest capitol se folosesc notaţ iile generale date la Cap.1, secţ iunea.1.4.

(2) Notaţ iile specifice lucrărilor de zidă rie folosite în acest capitol sunt cele date în "Cod de proiectare ş i execuţ ie a structurilor de zidă rie". (3)

Notaţ iile suplimentare introduse în acest capitol sunt explicitate în text.

8.2.

Materiale

8.2.1. Corpuri de zidărie. Domenii de utilizare (1) Pentru realizarea elementelor structurale ş i nestructurale de zidă rie, în condiţ iile prezentului Cod, se pot folosi următoarele corpuri de zidă rie, cu înă lţ imea rândului 150 mm din producţ ia curentădin România: - cără mizi pline (SR EN 771-1:2003); - cără mizi ş i blocuri ceramice cu goluri verticale (SR EN 771-1:2003). (2)

Zidă riile realizate din: - blocuri mici cu goluri verticale de beton cu agregate uş oare (STAS 6029-89); - blocuri pline din BCA (STAS 10833 -80);

8.3

pot fi folosite pentru realizarea elementelor structurale ş i nestructurale, în condiţ iile prevăzute în normele tehnice specifice, numai pentru construcţ ii din clasa de importanţ ăIV, dacăsunt satisfăcute condiţ iile date la 8.5. cu privire la alcătuirea generalăa construcţ iei ş i numai dacă , prin calcul, se demonstreazăcăsunt satisfacute, pentru forţ ele seismice de proiectare date în prezentul Cod, cerinţ ele de stabilitate, de rezistenţ ăş i de rigiditate prevă zute la 8.6. (3) Corpurile de zidă rie cu goluri orizontale (SR EN 771-1:2003) pot fi folosite pentru pereţ i structurali numai la construcţ ii cu un singur nivel cu funcţ iunea de anexe gospodă reş ti ş i la construcţ ii provizorii precum ş i pentru pereţ i nestructurali la construcţ ii din clasa de importanţ ăIV. (4) Corpurile de zidă rie cu goluri verticale cu înă lţ imea rândului > 150 mm, din producţ ia internă(290 x 240 x 188 – SR EN 771-1:2003), cele din import, pentru toate toate tipurile ş i toate categoriile de înă lţ ime a rândului, precum ş i corpurile de zidă rie cu legă turi mecanice de tip "nut ş i feder/lambăş i uluc", produse în ţ arăsau din import, se vor folosi pentru realizarea elementelor structurale ş i nestructurale, numai în conformitate cu reglementă rile specifice. 8.2.1.1.

Caracteristicile corpurilor de zidărie

(1) Caracteristicile mecanice, geometrice, de formă ş i de aspect, inclusiv toleranţ ele de fabricaţ ie, ale corpurilor de zidă rie vor fi conforme standardelor de produs. (2) În scopul de a evita ruperile fragile, corpurile de zidă rie cu goluri realizate la turnare trebuie săsatisfacăurmă toarele cerinţ e geometrice: - volumul de goluri 50% din volumul blocului; - grosimea feţ elor exterioare 15 mm ş i cea a nervurilor interioare 10 mm; - nervurile interioare verticale ale blocurilor cu goluri sau celulare trebuie săfie continue pe toatălungimea orizontalăa blocului. (3) Pentru executarea elementelor structurale de zidă rie se vor folosi corpuri de zidă rie de categoria I. Corpurile din categoria II pot fi folosite numai pentru: - elemente structurale la construcţ ii din clasa de importanţ ăIV în zonele cu acceleraţ ia de proiectare ag ≤0,12g ; - elemente nestructurale la construcţ ii din clasele de importanţ ăIII ş i IV, în zonele cu ag ≤0,16g; - anexe gospodă reş ti ş i construcţ ii provizorii în toate zonele seismice. (4) Că rămizile pline ş i cu goluri, cu rezistenţ a medie la compresiune C100, folosite în condiţ iile prezentului Cod, vor fi de calitatea A, conform SR EN 7711:2003. Că ră mizile C75 pot fi de calitatea I. 8.2.1.2.

Caracteristici mecanice, valori minime

(1) La proiectarea pereţ ilor structurali ş i nestructurali de zidă rie, rezistenţ a necesarăla compresiune a corpurilor de zidă rie va fi stabilităde către proiectant, prin

8.4

calcul, în funcţ ie de intensitatea eforturilor din încă rcările verticale ş i seismice, respectând valorile minime date la (2). (2) Rezistenţ a caracteristicăla compresiune a corpurilor de zidă rie, determinatăîn conformitate cu art.3.1.2.1 din codul de proiectare a structurilor de zidă rie, va fi cel puţ in egalăcu valorile următoare: - Pereţ i structurali: normal pe faţ a rostului orizontal : fb = 7,5 N/mm2; paralel cu faţ a rostului orizontal, în planul peretelui : fbh = 2,0 N/mm2. - Pereţ i nestructurali: fb = 7,5 N/mm2 - pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăI ş i II; fb = 5,0 N/mm2 - pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăIII ş i IV. (3) Valorile rezistenţ elor caracteristice folosite la proiectare sunt valori minimale, garantate printr-un certificat de conformitate cu norma de produs. (4) În lipsa certificatului de conformitate, ş i ori de câte ori existădubii privind conformitatea calităţ ii corpurilor de zidărie cu norma respectivă , punerea în operăse va face numai dupăefectuarea unor încercări sistematice la recepţ ie. 8.2.2. Mortare 8.2.2.1. Tipuri de mortare (1) Pentru executarea elementelor structurale ş i nestructurale de zidă rie se vor folosi mortare de zidă rie cu compoziţ ie prescrisă , definite conform codului de proiectare a structurilor de zidă rie, art.1.5.5 (6). (2) Mortarul de zidă rie de uz curent, fă răproprietă ţ i speciale, va putea fi folosit, prin excepţ ie de la (1), numai pentru: -

construcţ ii din clasa de importanţ ăIV, în zonele cu ag≤0,12g;

-

elemente nestructurale la construcţ ii din clasele de importanţ ăIII ş i IV, în zonele cu ag≤0,16g

-

anexe gospodă reş ti ş i construcţ ii provizorii în toate zonele seismice.

(3) Folosirea altor tipuri de mortare (mortar pentru rosturi subţ iri, mortar uş or) se va face numai pe baza reglementă rilor specifice. 8.2.2.2. Caracteristici mecanice, valori minime (1) Pentru proiectarea pereţ ilor structurali ş i nestructurali de zidă rie, rezistenţ a minimăa mortarului se va stabili prin calcul în funcţ ie de intensitatea eforturilor din încă rcările verticale ş i seismice, cu respectarea valorilor minime date la (2). (2)

Rezistenţ a minimăla compresiune a mortarului pentru pereţ ii de zidă rie va fi: - Pereţ i structurali: M10 pentru zidă rie executatăcu corpuri cu rezistenţ a la compresiune > C100; 8.5

M5 pentru zidă rie executatăcu corpuri cu rezistenţ a la compresiune C100; M2.5 pentru zidă ria de la anexe gospodă reş ti ş i construcţ ii provizorii. - Pereţ i nestructurali: M5 pentru zidă rie executatăcu corpuri cu rezistenţ a la compresiune > C100; M2.5 pentru zidă ria executatăcu corpuri cu rezistenţ a la compresiune C100 M1 pentru zidă ria de la anexe gospodă reş ti ş i construcţ ii provizorii. (3) Consistenţ a mortarului folosit pentru zidă rie, va fi aleasăastfel încât săse asigure umplerea completăa spaţ iilor respective. Pentru asigurarea lucrabilită ţ ii, la prepararea mortarelor se pot folosi aditivi în condiţ iile prevăzute în Instrucţ iunile tehnice C17-82 sau, pentru aditivii din import, conform Agrementelor tehnice respective. 8.2.3. Ţeserea zidăriei (1) Elementele structurale la care se folosesc corpurile de zidă rie menţ ionate la art.8.2.1 vor fi realizate cu zidă rie "ţ esută", conform codului de proiectare a structurilor de zidărie, art.8.1.4. (2) Zidă riile neţ esute, la care rosturile verticale de capă t, din asizele succesive, se aflăpe aceiaş i verticală , nu sunt acceptate pentru elementele structurii principale a construcţ iilor pentru nici o zonăseismicăde calcul. Acest procedeu de executare a zidă riei poate fi folosit numai pentru spaleţ i nestructurali care au lungimea egală cu lungimea blocului de zidă rie ş i cu prevederea măsurilor de ancorare date la Cap.9. (3) Pentru pereţ ii structurali ai construcţ iilor situate în zone seismice rosturile verticale ş i orizontale ale zidă riei vor fi umplute complet cu mortar. 8.2.4. Betoane (1) Clasa betonului pentru centuri ş i stâlpiş ori ş i pentru zidă ria cu inimăarmatăva fi stabilităprin calcul în funcţ ie de intensitatea eforturilor din încă rcările verticale ş i seismice, cu respectarea condiţ iilor minime date la (2) ş i (3). (2)

Clasa minimăa betonului pentru elementele de confinare va fi C12/15.

(3) Pentru stratul median al pereţ ilor din zidă rie cu inimăarmatăse va folosi mortar-beton cu rezistenţ a medie la compresiune fm 15 N/mm2 sau beton din clasa  C12/15. (4) Pentru elementele de zidă rie cu inimăarmată , se va folosi beton cu agregat mărunt (12 mm) sau mortar-beton cu compoziţ ia stabilităastfel încât săse obţ ină rezistenţ a la compresiune luatăîn calcul la proiectare. Rezistenţ a la compresiune a mortar - betonului, în funcţ ie de compoziţ ia acestuia, va fi luatădintr-o bazăde date naţ ionalăsau dintr-o ţ arăcu experienţ ăîn domeniu; în lipsa acestor date, rezistenţ a va fi verificatăprin încercări preliminare. (6) Pentru stâlpiş ori ş i pentru stratul median de la zidă ria cu inimăarmată, clasa de consistenţ ăa betonului proaspăt va fi aleasăastfel încât săse asigure betonarea corectă a elementelor. 8.6

8.2.5. Armături (1) Prevederile prezentului articol se referăla armă turile din oţ el pentru zidă riile armate enumerate la 8.1.3.1. (2) Armă turile folosite pentru pereţ ii de zidă rie armată , inclusiv pentru riglele de cuplare în cazul pereţ ilor cu goluri, vor fi de tip OB37/PC52 sau, în cazul oţ elurilor din import utilizate pe baza unui agrement tehnic, vor fi echivalente cu acestea din punct de vedere al caracteristicilor mecanice de rezistenţ ăş i deformabilitate. (3) Caracteristicile mecanice de rezistenţ ăş i deformabilitate, fasonarea, înnă direa ş i ancorarea armăturilor vor fi conform STAS 10107/0-90, cu excepţ ia cazurilor în care, în acest capitol, sunt date alte prevederi. Limita de curgere a oţ elurilor pentru armarea pereţ ilor de zidărie va fi 400 MPa. (4) Folosirea plaselor sudate STNB pentru armarea stratului median al pereţ ilor din zidă rie cu inimăarmatăeste permisănumai dacă, prin calcul, se demonstreazăcă , în toate ipotezele de calcul relevante, armă turile ră mân în domeniul elastic de comportare. (5)

Pentru asigurarea durabilităţ ii armă turilor se vor lua următoarele mă suri: - grosimea stratului de acoperire cu beton pentru elementele de confinare se va lua conform STAS 10107/0-90; - acoperirea lateralăcu mortar a barelor dispuse în rosturile orizontale va fi cel puţ in 20 mm la pereţ ii care se tencuiesc ulterior ş i cel puţ in 35 mm la pereţ ii care ră mân netencuiţ i.

8.2.6. Alte materiale pentru armarea zidăriei (1) Zidă ria poate fi armatăş i cu grile polimerice de înaltădensitate ş i rezistenţ ă prin inserţ ia grilelor în asize sau prin inserţ ia grilelor în tencuială . (2) Domeniile de utilizare, metodologia de calcul ş i tehnologia de execuţ ie pentru zidă ria armatăcu grile polimerice vor fi stabilite prin reglementă ri specifice. 8.3.

Construcţ ii cu pereţ i structurali de zidărie

8.3.1. Tipuri de zidărie (1)

Prezentul capitol se referăla tipurile de zidă rie indicate la 8.1.1.(3).

(2) Pentru pereţ ii din zidă rie confinată , zidă rie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale ş i zidărie cu inimăarmată, conlucrarea zidă riei ş i betonului armat, se obţ ine prin turnarea elementelor de beton armat dupăexecutarea zidă riei. (3) Pentru structurile din cadre de beton armat sau de oţ el, pereţ ii de umpluturădin zidă rie, executaţ i dupăturnarea/montarea cadrelor, pot fi consideraţ i pereţ i structurali dacăsunt panouri pline sau cu un gol de uş ă /fereastra care nu intersecteazăbielele comprimate definite la 8.6.1.(8) .

8.7

8.3.2. Condiţ ii de utilizare (1) Din cauza capacităţ ii scă zute de a disipa energia seismică, datoritărezistenţ ei mici la întindere ş i a ductilităţ ii reduse, se recomandăca utilizarea structurilor de zidă rie nearmatăsăfie evitată. (2) Structurile de zidă rie nearmatăpot fi folosite numai dacăsunt îndeplinite toate condiţ iile urmă toare: - structura se încadreazăîn categoria structuri regulate (cu regularitate în plan ş i în elevaţ ie conform 4.4.3.2 si 4.4.3.3.); - sistemul de aş ezare a pereţ ilor este de tip pereţ i deş i (sistem fagure), definit la 8.5.2.1.1.(4). - aria minimănetăa zidăriei pe ambele direcţ ii principale va fi stabilităprin calcul astfel încât efortul tangenţ ial mediu pe fiecare din direcţ ii săfie cel mult 85% din valoarea de proiectare a rezistenţ ei la forfecare fvd stabilităconform 8.3.3.(4); - înălţ imea nivelului hetaj 3,00 m; - regimul maxim de înălţ ime al construcţ iei este limitat, în funcţ ie de zona seismicăa amplasamentului dupăcum urmează : în zonele seismice cu ag≥0,28g: n = 1 (P) în zonele seismice cu 0,2≥ag≥0,12g: n 2 (P+1E) în zona seismicăcu ag=0,08g: n 3 (P+2E); - sunt respectate cerinţ ele de alcătuire de la art.8.5.4.1. - calităţ ile materialelor folosite sunt cele prevă zute la 8.2. (3) Structurile de zidă rie nearmatăpot fi folosite, indiferent de zona seismică, pentru construcţ ii cu un singur nivel cu funcţ iunea de anexe gospodăreş ti precum ş i pentru construcţ ii provizorii. (4) Construcţ iile cu structuri de zidă rie confinată, cu sau fă răarmă turi în rosturile orizontale, ş i cele de zidă rie cu inimăarmatăpot fi utilizate, în condiţ iile de calcul, de dimensionare ş i de alcătuire constructivăprecizate în acest capitol, indiferent de zona seismicăcu respectarea regimului de înă lţ ime precizat la (5). (5) Regimul de înălţ ime al construcţ iilor cu structuri din zidă rie confinată, zidă rie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale ş i zidărie cu inimăarmată , va fi limitat, în funcţ ie de zona seismicăde calcul, dupăcum urmează : n 2 (P+1E);

- în zonele seismice cu ag≥0,28g:

- în zonele seismice cu 0,24g≥ag≥0,20g: n 3 (P+2E); - în zonele seismice cu 0,16g≥ag≥0,12g: n 4 (P+3E); - în zona seismicăcu

ag=0,08g

:

8.8

n 5 (P+4E).

8.3.3. Regularitate ş i neregularitate geometricăş i structurală (1)

Criteriile pentru evaluarea regularităţ ii clădirii sunt date la 4.4.3.

8.3.4. Coeficienţ i de comportare (1) Coeficienţ ii de comportare "q" pentru structurile de zidă rie se stabilesc în funcţ ie de tipul zidăriei ş i de clasa de regularitate a construcţ iei conform tabelului 8.1. Tabelul 8.1 Regularitate

Coeficientul de comportare q pentru tipul zidă riei

Plan

Elevaţ ie

Zidă rie Zidă rie nearmată confinată

Zidă rie confinatăş i armatăîn rosturi

Zidă rie cu inimă armată

Da

Da

2,00

2,50

3,00

3,50

Nu

Da

2,00

2,50

3,00

3,50

Da

Nu

1,75

2,00

2,50

3,00

Nu

Nu

1,50

1,75

2,00

2,50

8.4. Calculul seismic al construcţ iilor cu pereţ i structurali de zidărie 8.4.1. Condiţ ii generale (1) Modelul de calcul structural trebuie săreprezinte în mod adecvat proprietăţ ile de rigiditate ale întregului sist em structural. (2) Rigiditatea elementelor structurale trebuie săfie evaluatăluând în considerare atât deformabilitatea din încovoiere cât ş i cea din forfecare ş i, dacăeste cazul, deformabilitatea axială. Pentru calcule se poate folosi rigiditatea elasticăa zidariei nefisurate. (3) Dacăse urmă reş te o evaluare mai precisăa deplasă rilor se poate folosi rigiditatea zidă riei fisurate, pentru a ţ ine seama de influenţ a fisură rii asupra deformabilităţ ii. În absenţ a unor calcule mai exacte, rigidită ţ ile de încovoiere ş i de forfecare ale zidă riei fisurate pot fi luate egale cu jumă tate din rigiditatea elasticăa secţ iunii întregi de zidă rie nefisurată . (4) Pentru modelul de calcul, planş eele pot fi considerate, fără verifică ri suplimentare, diafragme rigide în plan orizontal dacă : - satisfac condiţ iile de la art.8.5.2.2.(1); - golurile nu afecteazăsemnificativ rigiditatea în plan orizontal a planş eului.

8.9

(5) Plinurile de zidărie (sub/peste nivelul planş eului-buiandrugi ş i/sau parapeţ i) pot fi considerate, în modelul de calcul, ca grinzi de cuplare între douăelemente de perete dacăsunt ţ esute efectiv cu pereţ ii alăturaţ iş i dacăsunt legate atât cu centura planş eului cât ş i cu buiandrugul de beton armat de sub zidărie. (6) Dacăsunt îndeplinite condiţ iile de la (5) ş i modelul de calcul ia în considerare grinzile de cuplare, se poate folosi un calcul de cadru pentru determinarea efectelor acţ iunilor verticale ş i seismice în montanţ iş i în grinzile de cuplare . (7) Forţ ele tăietoare de bazăpentru pereţ ii structurali determinate prin calculul liniar elastic, conform 4.4.3. pot fi redistribuite între pereţ ii de pe aceiaş i direcţ ie, cu condiţ ia ca echilibrul global săfie satisfă cut ş i ca forţ a tă ietoare în oricare perete sănu fie redusă /sporităcu mai mult de 20%. (8) Pentru determinarea eforturilor secţ ionale (N,M,V) în elementele structurii ş i pentru determinarea deplasărilor laterale ale acesteia poate fi folosit orice program de calcul bazat pe principiile recunoscute ale mecanicii structurilor. (9) În modelul de calcul se va ţ ine seama de pereţ ii de zidă rie de umpluturăcare care îndeplinesc condiţ iile de la 8.3.1.(3). (10) Calculul eforturilor secţ ionale ş i dimensionarea panourilor de pereţ i de umpluturăpentru acţ iunea seismicăse va face conform art.8.6.1.(8) ş i respectiv 8.7.6. 8.4.2. Modele ş i metode de calcul pentru stabilirea forţ elor seismice (1) Pentru stabilirea forţ elor seismice de proiectare, care acţ ioneazăîn planul peretelui, modelul ş i metoda de calcul vor fi cele date în tabelul 4.1., în funcţ ie de clasa de regularitate a construcţ iei. (2) Forţ ele seismice de proiectare care acţ ioneazăperpendicular pe planul peretelui se vor determina în conformitate cu prevederile de la Cap.9, secţ iunea 9.3. 8.4.3. Determinarea forţ elor seismice de proiectare pentru pereţ ii structurali (1)

Distribuţ ia forţ ei totale între pereţ ii structurali rezultădin modelul de calcul.

(2) Pentru construcţ iile cu planş ee rigide în plan orizontal, forţ a seismicăde proiectare pentru ansamblul construcţ iei se distribuie pereţ ilor structurali proporţ ional cu rigiditatea lateralăa fiecă ruia determinatăconform principiilor de la 8.4.1. (3) Pentru construcţ iile cu planş ee fă rărigiditate în plan orizontal, forţ a seismică de proiectare pentru ansamblul construcţ iei se distribuie pereţ ilor structurali proporţ ional cu masa aferentăfiecă ruia. 8.5. Principii ş i reguli generale de alcătuire specifice construcţ iilor cu pereţ i structurali de zidărie 8.5.1. Condiţ ii generale (1) Construcţ iile cu structura de zidărie vor satisface condiţ iile generale de alcă tuire de ansamblu date la 4.4. ş i prevederile urmă toarelor aliniate.

8.10

(2) Construcţ iile cu pereţ i structurali de zidărie vor fi alcătuite astfel încât săse realizeze o structurăspaţ ialăalcătuitădin: - pereţ i structurali dispuş i, cel puţ in, pe douădirecţ ii ortogonale; - planş ee care, de regulă , formeazădiafragmărigidăîn plan orizontal. (3)

Legă tura dintre pereţ ii structurali se realizeazăprin: - ţ esere la colţ uri, intersecţ ii ş i ramificaţ ii ş i armă turi în rosturile orizontale; - stâlpiş ori de beton armat plasaţ i la colţ uri, intersecţ ii ş i ramificaţ ii.

(4)

Legă tura între planş ee ş i pereţ i se realizeazăprin: - în cazul zidăriei nearmate : centurile de beton armat turnate pe toţ i pereţ ii; - în cazul zidăriei confinate: înglobarea/ancorarea armă turilor din planş ee în sistemul de centuri ş i ancorarea armă turilor din centuri în stâlpiş ori; - în cazul zidăriei cu inimăplină: înglobarea/ancorarea armăturilor din stratul median în sistemul de centuri.

(5) Legă turile dintre pereţ ii structurali ş i planş eele de beton armat se vor dimensiona conform cerinţ elor precizate la 4.4.4.3. ş i 4.4.4.4. (6) Pentru construcţ iile amplasate pe terenuri de fundare dificile (pământuri sensibile la umezire, pă mânturi cu umflă ri ş i contracţ ii mari ş i similare) se va ţ ine seama ş i de prevederile reglementărilor specifice (P7-92; NE 001-96, etc). 8.5.2. Alcătuirea suprastructurii 8.5.2.1. Pereţ i structurali 8.5.2.1.1. Condiţ ii generale (1) Toţ i pereţ ii de zidă rie care îndeplinesc condiţ iile geometrice de la art.8.5.2.1.2, condiţ ia de continuitate pânăla fundaţ ii ş i care sunt executaţ i din materialele menţ ionate la par.8.2, vor fi consideraţ i "pereţ i structurali" ş i vor fi proiectaţ i conform prevederilor din prezentul capitol. (2)

Pereţ ii structurali care alcă tuiesc o structurăde zidă rie sunt de douăcategorii: - pereţ i izolaţ i (montanţ i), legaţ i între ei numai prin planş ee; - pereţ i cuplaţ i (cu goluri de uş iş i/sau ferestre) constituiţ i din montanţ i legaţ i între ei, la nivelul fiecărui planş eu, prin grinzi de cuplare de beton armat.

(3) Pereţ ii de zidă rie care nu îndeplinesc condiţ iile de la (1) vor fi consideraţ i "pereţ i nestructurali" ş i vor fi calculaţ iş i alcă tuiţ i conform prevederilor din Cap.9. (4) Structurile construcţ iilor etajate curente de zidă rie, se clasifică , în funcţ ie de distanţ ele maxime între pereţ ii structurali ş i de aria maximăa celulei formatăde pereţ ii dispuş i pe cele douădirecţ ii principale, în douăcategorii: - structuri cu pereţ i deş i (sistem fagure), cu înă lţ imea de nivel 3,20 m, având: distanţ ele maxime între pereţ i, pe cele douădirecţ ii principale 5,00 m; aria celulei formatăde pereţ ii de pe cele douădirecţ ii principale 25,0 m2;

8.11

- structuri cu pereti rari (sistem celular), cu înă lţ imea de nivel 4,00m, având: distanţ ele maxime între pereţ i, pe cele douădirecţ ii principale 9,00 m; aria celulei formatăde pereţ ii de pe cele douădirecţ ii principale 75,0 m2. (5) Structurile construcţ iilor tip "sală/hală" cu deschideri mici au, de regulă , următorii parametri geometrici de ansamblu: - distanţ ele maxime între pereţ i 18,0 m; - înălţ imea de nivel 9,00 m. (6) Planş eele intermediare parţ iale ale construcţ iilor tip "sală/hală " vor avea structură verticală proprie, independentă de structura care susţ ine acoperiş ul construcţ iei principale. În cazul în care aceastăcondiţ ie nu poate fi realizată , zona cu planş ee intermediare va fi separatăprin rost vertical de restul construcţ iei. 8.5.2.1.2. Arii minime de zidărie ş i cerinţ e privind geometria pereţ ilor (1) Valorile minime ale ariilor nete de zidarie, pe ambele direcţ ii principale ale construcţ iei, se vor stabili prin calcul în funcţ ie de tipul zidă riei, zona seismicăş i numărul de niveluri al construcţ iei. Aceste valori vor fi corelate cu proprietă ţ ile de rezistenţ ăale zidă riei (marca corpurilor de zidărie ş i a mortarului). (2) Lungimea minimăa spaleţ ilor adiacenţ i golurilor de uş iş i ferestre se stabileş te, în funcţ ie de cea mai mare înă lţ ime a golurilor adiacente sau de grosimea peretelui, dupăcum urmează: - pentru zidărie nearmată : spaleţ i marginali la pereţ i de faţ adăş i interiori : lw,min = 0,6 hgol 1,20 m spaleţ i intermediari la pereţ i de faţ adăş i interiori : lw,min = 0,5 h gol 1,00 m - pentru zidăria confinată : spaleţ i marginali la pereţ i de faţ adăş i interiori : lw,min = 0,5 hgol 1,00 m spaleţ i intermediari la pereţ i de faţ adăş i interiori : lw,min = 0,4 h gol 0,80 m - pentru zidăria cu inimăarmată: l w,min = 3 t unde t este grosimea peretelui. (3) În cazul în care lungimile minime date mai sus nu pot fi respectate se vor introduce stâlpiş ori de beton armat pentru sporirea rezistenţ ei spaletului la forţ a tă ietoare. (4) mm.

Grosimea minimăa pereţ ilor structurali de zidărie de toate tipurile va fi de 240

(5) Valoarea raportului între înălţ imea efectivăa peretelui (hef) ş i grosimea efectivăa acestuia (tef), determinate conform codului de proiectare a strcuturilor de zidă rie -art.6.1.4 ş i respectiv 6.1.5., este limitată, indiferent de zona seismicăş i de numărul de niveluri al construcţ iei, dupăcum urmează : - zidărie nearmatăhef/tef 12; - zidărie confinatăş i zidă rie cu inimăarmatăhef/tef 15.

8.12

8.5.2.1.3. Secţ iuni de zidărie slăbite prin goluri ş iş liţ uri. (1) Golurile pentru uş iş i ferestre vor fi amplasate, de regulă , în aceiaş i poziţ ie la toate nivelurile construcţ iei. (2)

Nu se admite ca secţ iunea orizontalăa pereţ ilor structurali săfie slă bităprin: - goluri verticale pentru coş urile de fum sau ventilaţ ii; - ş liţ uri orizontale sau oblice pentru instalaţ ii realizate prin spargere sau zidire.

(3) În cazul în care prin proiect se prevăd ş liţ uri verticale executate prin zidire, adâncimea acestora va fi ⅓din grosimea peretelui. Secţ iunile slă bite vor fi verificate, prin calcul, pentru condiţ ia de rezistenţ ă. Dacărezistenţ a secţ iunii slăbite este insuficientăpentru preluarea eforturilor de proiectare, secţ iunea respectivăva fi întă rităprin armare în rosturile orizontale sau prin elemente de beton armat. (4) Se acceptăexecutarea, numai prin frezare, a ş liţ urile verticale sau oblice, cu adâncimea de maximum 20 mm, pentru instalaţ iile electrice, fărăafectarea integrită ţ ii barelor longitudinale din centuri. 8.5.2.2. Planş ee (1) Pentru proiectarea planş eelor se va ţ ine seama de condiţ iile generale date la 4.4.4. ş i de prevederile specifice date în continuare. (2)

Urmă toarele categorii de planş ee sunt considerate rigide în plan orizontal: - planş ee de beton armat monolit sau din predale cu suprabetonare continuăcu grosime 60 mm, armatăcu plasăde oţ el beton cu aria 250 mm2/m; - planş ee din panouri sau semi panouri prefabricate de beton armat îmbinate pe contur prin piese metalice sudate, bucle de oţ el beton ş i beton de monolitizare; - planş ee executate din prefabricate de tip fâş ie, cu bucle sau bare de legă turăla extremită ţ iş i cu suprabetonare continuăcu grosime 60 mm, armatăcu plasădin oţ el beton cu aria 250 mm2/m.

(3) Urmă toarele categorii de planş ee sunt considerate fă rărigiditate în plan orizontal: - planş ee din fâş ii prefabricate cu bucle sau bare de legă turăla extremităţ i, fără suprabetonare armatăsau cu ş apănearmatăcu grosimea 30 mm; - planş ee din prefabricate de beton cu dimensiuni mici, sau din blocuri ceramice, cu suprabetonare armată ; - planş ee din lemn. (4)

Planş eele fă rărigiditate în plan orizontal nu sunt acceptate pentru zonele cu ag≥0,12g , cu excepţ iile de la (5).

(5)

Planş eele fă rărigiditate în plan orizontal pot fi folosite numai pentru: - toate planş eele construcţ iilor cu maximum trei niveluri (P+2E) din clasele de importanţ ăIII ş i IV; în zona seismicăcu ag=0,08g; - planş eul peste ultimul nivel al construcţ iilor cu maximum douăniveluri (P+1E), din clasa de importanţ ăIV, situate în zonele seismice cu 0,12g≤ag≤0,16g. 8.13

(6) În cazul planş eelor cu goluri de dimensiuni mari se vor respecta condiţ iile generale date la 4.4.4.5. 8.5.3. Proiectarea infrastructurii (1) Alcă tuirea infrastructurii construcţ iilor de zidărie va respecta principiile generale date la 4.4.1.7 ş i prevederile specifice date în continuare. (2) Dimensionarea fundaţ iilor, soclurilor ş i pereţ ilor de subsol se va face prin calcul pentru satisfacerea condiţ iilor de rezistenţ ăsub efectul încă rcărilor verticale, al încă rcărilor provenite din acţ iunea seismicăş i al împingerii pă mântului, în cazul pereţ ilor de contur ai subsolurilor. (3) Pentru dimensionarea fundaţ iilor, soclurilor ş i pereţ ilor de subsol acţ iunea seismicăse va lua în calcul cu valorile care corespund rezistenţ elor de proiectare la încovoiere ale pereţ ilor din elevaţ ie determinate considerând suprarezistenţ a armă turilor; în cazul pereţ ilor cuplaţ i se va ţ ine seama ş i de modificarea forţ ei axiale corespunză tor rezistenţ elor de proiectare la forţ ătă ietoare ale grinzilor de cuplare. 8.5.3.1. Fundaţ iile pereţ ilor structurali (1)

Fundaţ iile pereţ ilor structurali vor fi de tip "talpăcontinuă".

(2) Tălpile de fundaţ ie pot fi realizate, în funcţ ie de mă rimea eforturilor ş i de natura terenului de fundare, din beton simplu sau din beton armat. 8.5.3.2.

Socluri

(1) În cazul construcţ iilor fă răsubsol, soclul ş i fundaţ iile vor fi, de regulă , axate faţ ăde pereţ ii structurali. (2) Lăţ imea soclului va fi cel putin egalăcu grosimea peretelui de la parter; se admite o retragere de maximum 50 mm a feţ ei exterioare a soclului în raport cu planul zidă riei de la parter. (3)

Soclul se va executa, de regulă, din beton armat.

(4) În cazul amplasamentelor cu teren normal de fundare, pentru construcţ ii din clasa de importanţ ăIII, cu regim de înălţ ime ≤P+2E, în zonele seismice cu ag0.16g, precum ş i pentru construcţ ii din clasa de importanţ ăIV, în toate zonele seismice, se acceptă executarea soclului din beton simplu dacă rezultatele calculelor de dimensionare cu încă rcările menţ ionate la 8.5.3.(2) permit aceastăsoluţ ie. (5) În situaţ iile de la (4), în socluri, la nivelul pardoselii parterului se va prevedea un sistem de centuri care formeazăcontururi închise. Aria armăturilor longitudinale din centuri va fi cu cel puţ in 20% mai mare decât aria armăturilor centurilor de la nivelurile supraterane de pe acelaş i perete. În cazurile în care înălţ imea soclului, peste nivelul tălpii de fundare, este ≥1,50 m se va prevedea ş i o centurăla baza soclului cu aceiaş i armăturăca ş i centura de la nivelul pardoselii. (6)

Centurile din socluri nu vor fi întrerupte de golurile pentru instalaţ ii.

8.14

(7) În cazul clă dirilor la care, conform prevederil or de la (4), soclurile sunt executate din beton simplu, mustă ţ ile pentru elementele din suprastructură(stâlpiş ori ş i stratul median al pereţ ilor din zidă ria cu inimăarmată) vor fi ancorate în soclu pe o lungime de minimum 60d 1,0 m. În cazul în care, conform (5), în soclul de beton simplu se prevede ş i o centurăla baza soclului, mustăţ ile vor fi ancorate în aceasta. 8.5.3.3.

Pereţ i de subsol

(1) Pereţ ii de subsol vor fi dispuş i, de regulă , axat, sub toţ i pereţ ii structurali din parter. (2)

Pereţ ii de subsol se vor realiza, de regulă , din beton armat.

(3) În cazul amplasamentelor cu teren normal de fundare, pentru construcţ ii din clasa de importanţ ăIII, cu regim de înă lţ ime ≤P+2E, în zonele seismice cu ag0.16g , precum ş i pentru construcţ ii din clasa de importanţ ăIV, în toate zonele seismice, pereţ ii de subsol pot fi executaţ iş i din beton simplu dacărezultatele calculelor de dimensionare cu încă rcările menţ ionate la 8.5.3.(2) permit aceastăsoluţ ie. (4) În cazurile în care, conform (3), pereţ ii de subsol se executădin beton simplu , peretele de subsol va fi prevă zut cu douăcenturi - la baza peretelui ş i la nivelul planş eului peste subsol. Aria armă turilor longitudinale din centuri se va determina prin calcul ş i va fi cu cel puţ in 20% mai mare decât aria armă turilor din centurile de la nivelurile supraterane de pe acelaş i perete. (5) Mustă ţ ile pentru elementele din suprastructură(stâlpiş ori ş i stratul median al pereţ ilor din zidă rie cu inimăarmată ) vor fi ancorate în centura inferioarăa peretelui sau, dupăcaz, vor fi înnă dite cu mustăţ ile din talpa fundaţ iei. (6) Amplasarea golurilor de uş i din pereţ ii interiori de subsol va fi fă cutăastfel încât săexiste un decalaj de cel puţ in 1,0 m faţ ăde poziţ ia golurilor cele mai apropiate de la parter. Golurile de uş iş i ferestre din pereţ ii exteriori pot fi amplasate în axul golurilor din suprastructurădar vor avea dimensiuni mai mici cu cel puţ in 30%. Dacă aceste condiţ ii nu pot fi respectate rezistenţ a zonelor slă bite va fi verificatăprin calcul. 8.5.3.4.

Planş ee

(1) În cazul construcţ iilor fă răsubsol, situate în zonele seismice cu ag≥0,16g, placa suport a pardoselii de la parter se va executa din beton armat, legatăcu centurile de la partea superioarăa soclurilor, inclusiv în cazul în care, conform 8.5.2.2.(5), planş eele nivelurilor supraterane sunt executate din grinzi ş i podinădin lemn. (2) În cazul construcţ iilor cu subsol, placa planş eului peste subsol va avea cel puţ in aceiaş i grosime ca ş i plăcile etajelor supraterane ş i va respecta toate celelalte condiţ ii de alcă tuire referitoare la acestea. 8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i structurali de zidărie (1) Pentru proiectarea pereţ ilor structurali ş i a planş eelor se vor respecta regulile generale din paragraful 8.5.2. ş i regulile specifice date în continuare. 8.15

8.5.4.1. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i structurali de zidărie nearmată (1) Se vor prevedea centuri de beton armat în planul pereţ ilor, la toate planş eele, inclusiv cel peste ultimul nivel locuibil, în cazul construcţ iilor cu pod necirculabil. (2) Înă lţ imea minimăa centurilor va fi egalăcu grosimea plă cii planş eului, pentru pereţ ii interiori, ş i cu dublul acesteia pentru pereţ ii de contur. (3) Lăţ imea centurilor pentru pereţ ii de contur va fi egalăcu grosimea peretelui sau 250 mm, dacăcentura este retrasăde la faţ a peretelui pentru izolaţ ia termică . (4) Procentul de armare longitudinalăal centurilor va fi 0,5%, cu etrieri d 6 mm dispuş i la maximum 150 mm distanţ ă . 8.5.4.2. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i structurali de zidărie confinată (1) Dimensiunile secţ iunii transversale ş i armarea longitudinalăş i transversalăale stâlpiş orilor ş i centurilor se stabilesc, prin calcul, ţ inând seama de efectele încă rcă rilor verticale ş i ale forţ elor seismice de proiectare, cu respectarea condiţ iilor minime precizate în continuare. (2) Stâlpiş orii ş i centurile vor fi prevă zuţ i la exterior cu protecţ ie termicăpentru evitarea punţ ilor termice. 8.5.4.2.1. Prevederi referitoare la stâlpiş ori (1)

Stâlpiş orii de beton armat vor fi prevă zuţ i în urmă toarele poziţ ii: - la capetele libere ale fiecă rui perete; - de ambele pă rţ i ale oricărui gol cu o suprafaţ ă1,5 m2 - la toate colţ urile de pe conturul construcţ iei; - în lungul peretelui, astfel încât distanţ a între stâlpiş ori sănu depă ş ească4,0 m; - la intersecţ iile pereţ ilor, dacăcel mai apropiat stâlpiş or dispus prin regulile de mai sus se aflăla o distanţ ămai mare de 1,5 m; - în toţ i spaleţ ii care nu au lungimea minimăprevă zutăla art.8.5.2.1.2.

(2)

Stâlpiş orii vor fi executaţ i pe toatăînă lţ imea construcţ iei.

(3)

Secţ iunea transversalăa stâlpiş orilor va satisface următoarele condiţ ii: - aria secţ iunii transversale 62500 mm2 - 250 x 250 mm; - latura minimă≥250 mm.

(4)

Armarea stâlpiş orilor va satisface urmă toarele condiţ ii: - procentul minim de armare longitudinalăva fi : 1% pentru zonele seismice cu ag ≥0,20g; 0.8% pentru zonele seismice cu 0,16g ≥a g ≥0,08g; - diametrul barelor longitudinale va fi ≥12 mm; 8.16

- diametrul etrierilor va fi 6 mm; - distanţ a maximăîntre etrieri va fi 150 mm în câmp curent ş i 100 mm pe lungimea de înnă dire prin suprapunere a armă turilor longitudinale. (5) Barele longitudinale ale stâlpiş orilor de la ultimul nivel vor fi ancorate în centurile ultimului planş eu conform cerinţ elor din STAS 10107/0-90. (6) Înnă dirile barelor longitudinale din stâlpiş ori se vor face prin suprapunere, fără cârlige, pe o lungime de cel puţ in 60 d. 8.5.4.2.2. Prevederi referitoare la centuri (1)

Centurile vor fi prevă zute în urmă toarele poziţ ii: - la nivelul fiecărui planş eu al construcţ iei, inclusiv în cazul în care ultimul planş eu este realizat din grinzi ş i podinădin lemn conform art. 8.5.2.2. (4). - în poziţ ie intermediară , la construcţ iile etajate cu pereţ i rari (sistem celular) ş i la construcţ iile tip "sală /hală" ai căror pereţ i structurali au înălţ imea > 3,20 m - în zonele seismice cu ag ≥0,20g - sau > 4,00 m - în zonele seismice cu ag ≤0,16g.

(2) Centurile vor fi continue pe toatălungimea peretelui ş i vor alcătui contururi închise. La colţ urile, intersecţ iile ş i ramificaţ iile pereţ ilor structurali se va asigura legă tura monolităa centurilor amplasate pe cele douădirecţ ii iar continuitatea armă turilor va fi realizată prin ancorarea barelor longitudinale în centurile perpendiculare pe o lungime de cel putin 60d. Aceastăprevedere se aplicăş i centurilor din socluri (8.5.3.2), pereţ i de subsol (8.5.3.3), de la planş eul peste subsol (8.5.3.4), ş i centurilor de la zidăria nearmată(8.5.4.1). (3) Centurile de la nivelul planş eelor curente ş i de acoperişale construcţ iilor din zonele seismice cu a g ≥0,20g nu vor fi întrerupte de golurile din zidărie. Pentru construcţ iile din zonele seismice cu ag≤0,16g se acceptăsăse întrerupă : - centura planş eului curent, în dreptul casei scării, cu condiţ ia săse prevadădoi stâlpiş ori de beton armat la marginea golului ş i o centură -buiandrug, la podestul intermediar, legatăde cei doi stâlpiş ori; - centura zidului de la mansardă , în dreptul lucarnelor, cu condiţ ia săse prevadă doi stâlpiş ori de beton armat monolit la marginea golului cu armăturile longitudinale ancorate corespunzător în centura planş eului inferior ş i o centură peste parapetul de zidă rie al ferestrei, legatăde cei doi stâlpiş ori. (4)

(5)

Secţ iunea transversalăa centurilor va respecta urmă toarele condiţ ii minimale: -

aria secţ iunii transversale 50000 mm2 - 250 x 200 mm;

-

lă ţ imea minimă250 mm dar ⅔din grosimea peretelui;

-

înălţ imea minimă200 mm. Armarea centurilor va respecta următoarele condiţ ii: - procentul minim de armare longitudinalăva fi : 1% pentru zonele seismice a g ≥0,20g; 0.8% pentru zonele seismice ag ≤0,16g. - diametrul barelor longitudinale va fi ≥10 mm; 8.17

- diametrul etrierilor va fi 6 mm - distanţ a maximăîntre etrieri va fi 150 mm în câmp curent ş i 100 mm pe lungimea de înnă dire prin suprapunere a armă turilor longitudinale. (6) Înnă dirile barelor longitudinale din centuri se vor face prin suprapunere, fără cârlige, pe o lungime 60 d. Secţ iunile de înnă dire vor fi decalate cu cel puţ in 1.00 m; într-o secţ iune se vor înnădi cel mult 50% din barele centurii. (7) În cazul ş liţ urilor verticale realizate prin zidire, conform prevederilor de la par.8.5.2.1.3., continuitatea armă turilor care se întrerup va fi asiguratăprin bare suplimentare cu cel puţ in aceiaş i secţ iune totalăca ş i a barelor întrerupte. (8) Pentru construcţ iile cu pereţ i rari (sistem celular) la care sunt prevă zute goluri importante în planş ee, sau în cazul planş eelor de acoperişale construcţ iilor "sală/hală " situate în zonele seismice cu ag ≥0,20g, care au raportul laturilor lmax /lmin 3,0, armă turile longitudinale din centuri vor fi determinate luând în considerare ş i eforturile rezultate din acţ iunea de diafragmăorizontalăa planş eului. 8.5.4.2.3. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i de zidărie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale (1) Alcă tuirea construcţ iilor cu pereţ i structurali de zidă rie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale se va face conform regulilor de la 8.5.4.2.2. ş i cu respectarea următoarelor reguli suplimentare. (2)

Armă turile din rosturile orizontale ale zidăriei vor fi determinate prin calcul.

(3) Independent de rezultatele calculului, armă turile din rosturile orizontale vor respecta urmă toarele condiţ ii minimale: - distanţ a între rosturile orizontale armate va fi ≤400 mm; - aria de armaturădispusăîntr-un rost orizontal va fi ≥100 mm²; (4) Armă turile dispuse în rosturile orizontale vor fi ancorate în stâlpiş ori sau prelungite în zidă rie, dincolo de marginea opusăa stâlpiş orului, pentru a se realiza o lungime de ancoraj 60 d. Barele se vor fasona fă răcârlige. 8.5.4.2.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcţ ii cu pereţ i de zidărie cu inimăarmată (1)

Pereţ ii de că rămidădin straturile marginale vor avea grosimea de minimum ½

cară midă , executaţ i cu zidăria ţ esută, ş i cu rosturile verticale umplute cu mortar. (2)

Grosimea stratului median (de beton sau mortar-beton) va fi ≥100 mm.

(3)

Armarea stratului median se va determina prin calcul.

(4) Pentru primul nivel al construcţ iilor cu înă lţ ime ≥P+2E, procentele de armare minime raportate la secţ iunea de beton a stratului median vor respecta condiţ iile din tabelul 8.2. Diametrul minim al barelor va fi ≥8 mm iar distanţ a între bare va fi 150 mm. Tabelul 8.2 8.18

Zona seismică

Barele orizontale

Barele verticale

de calcul

OB37

PC52

OB37

PC52

ag≥0,16g

0,30%

0,25%

0,25%

0,20%

ag≤0,12g

0,25%

0,20%

0,20%

0,15%

Pentru construcţ iile cu înălţ ime < P+2E, ş i pentru nivelurile de peste parter ale

(5)

construcţ iilor cu înă lţ ime ≥P+2E, procentele minime de armare se vor lua egale cu 0.80 din valorile din tabelul de mai sus. Diametrul minim al barelor va fi ≥6 mm iar distanţ a între bare va fi 1.5 t m unde tm este grosimea stratului median. (6) Armarea cu plase STNB se poate face în condiţ iile stabilite la 8.2.5. Armarea cu plase STNB nu se va folosi la pereţ ii parterului, indiferent de numă rul nivelurilor. 8.6.

Verificarea siguranţ ei

(1) Verificarea siguranţ ei structurilor de zidă rie se va face prin calcul, cu excepţ ia "Structurilor simple" proiectate conform prevederilor din secţ iunea 8.10. (2)

Verificarea siguranţ ei structurilor de zidă rie se face în raport cu: - stă rile limităultime de rezistenţ ăş i de stabilitate (SLU); - starea limităde serviciu (SLS). Combinarea efectelor încărcă rilor verticale ş i seismice se face conform Cap.3.

(3)

8.6.1. Cerinţ a de rezistenţ ă 8.6.1.1. Cerinţ a de rezistenţ ăîn raport cu solicitările în planul peretelui (1) Elementele structurale ş i nestructurale de zidă rie vor fi proiectate pentru a avea, în toate secţ iunile, rezistenţ ele de proiectare la eforturi secţ ionale (NRd, MRd, VRd) mai mari decât eforturile secţ ionale de proiectare (NEd, MEd, VEd) rezultate din încă rcă rile gravitaţ ionale ş i efectele acţ iunii seismice de proiectare stabilite conform 8.4.3. (2) Rezistenţ ele de proiectare la eforturi secţ ionale (NRd, MRd, VRd) ale pereţ ilor structurali se determinăconform prevederilor secţ iunii 8.7. (3) În starea limităultimă , valoarea rezistenţ ei de proiectare la forţ ătă ietoare VRd a unui perete structural, trebuie săsatisfacărelaţ iile: VRd 1.25VEdu

(8.1)

VRd  qVEd

(8.2)

unde, VEdu

valoarea forţ ei tăietoare asociatărezistenţ ei la încovoiere a secţ iunii de zidă rie simplă , confinată sau cu inimă armată, determinată ţ inând seama de suprarezistenţ a armă turilor;

8.19

VEd

valoarea forţ ei tă ietoare determinatăprin calculul structurii în domeniul elastic liniar;

q

coeficientul de comportare utilizat pentru calculul structural.

(4) În cazul pereţ ilor structurali a că ror rezistenţ ăde proiectare la încovoiere MRd îndeplineş te condiţ ia MRd ≥qMEd

(8.3)

unde M Ed este momentul încovoietor determinat prin calculul structurii în domeniul elastic liniar, rezistenţ a de proiectare la forţ ătăietoare VRd va fi limitatăla VRd = qV Ed (6)

(8.4)

Pereţ ii de zidă rie de umpluturădin structurile din cadre se vor verifica la starea

limita ultimă, separat, pentru: - efectele rezultate din interacţ iunea cu structura; - efectele acţ iunii seismice perpendicularăpe planul peretelui conform 8.6.1.2. (7) Evaluarea eforturilor rezultate din interacţ iunea cu structura, în lipsa unei metode de calcul mai exactă , se va face considerând ansamblul format din cadru ş i panourile de zidă rie modelat ca un sistem triangulat, cu diagonale articulate la capete, constituite de bielele comprimate din zidă rie; lăţ imea diagonalei active va fi luată egalăcu 0,10D, unde D este lungimea diagonalei panoului de cadru. (8) Cerinţ a de siguranţ ăpentru efectele rezultate din interacţ iunea cu structura este îndeplinitădacăeste satisfacutărelaţ ia: FEd (zu) F Rd (zu)

(8.5)

unde FEd (zu)

forţ a axialăde proiectare din diagonala comprimatăcorespunză toare acţ iunii seismice de proiectare;

FRd (zu)

rezistenţ a de proiectarea a panoului de umpluturădeterminatăconform 8.7.6. (1)

(9) Stâlpii ş i grinzile cadrului se vor verifica pentru forţ ele ş i deformaţ iile suplimentare rezultate din interacţ iunea cu panoul de zidă rie. 8.6.1.2. Cerinţ a de rezistenţ ăîn raport cu solicitările perpendiculare pe planul peretelui (1) Pentru panourile de zidărie fărăgoluri de uş i sau ferestre, momentele încovoietoare de proiectare produse de forţ ele seismice perpendiculare pe planul peretelui (MExd1 ş i M Exd2) pot fi calculate, în absenţ a unei metode mai exacte (de exemplu, cu elemente finite), conform prevederilor din codul de proiectare a strcuturilor de zidărie, Cap.5.5.4., prin analogia cu o placă ,ţ inând seama de condiţ iile efective de rezemare/fixare de la extremită ţ ile panourilor. (2) În cazul panourilor cu goluri, pentru calculul momentelor încovoietoare de proiectare, panourile vor fi divizate în semipanouri care pot fi calculate folosind 8.20

regulile de la panourile pline (exemple de împărţ ire în semipanouri se dau în fig.5.5 din CR6). (3) Cerinţ a de rezistenţ ăla acţ iunea forţ elor seismice perpendiculare pe plan, este îndeplinitădacăsunt satisfă cute relaţ iile: MRxd1 MExd1

(8.6)

MRxd2 MExd2

(8.7)

unde MRxd1 ş i MRxd2 sunt rezistenţ ele pe proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui de zidă rie determinate conform 8.7.8. (4) Panourile de zidă rie care nu îndeplinesc condiţ ia de la (3) vor fi divizate prin centuri ş i/sau stâlpiş ori intermediari. Aceste elemente vor fi dimensionate pentru forţ ele seismice perpendiculare pe plan aferente panourilor adiacente ş i vor fi ancorate de structura principală . 8.6.2. Cerinţ a de rigiditate (1) Structurile de zidă rie trebuie săfie proiectate astfel ca valoarea deplasă rii relative de nivel d r determinatăconform 8.8 sănu depăş eascădeplasarea relativăde nivel admisibilăstabilităconform 4.6.3.2. Aceastăcondiţ ie nu trebuie săfie verificată prin calcul pentru clădirile tip "fagure". 8.6.3. Cerinţ a de stabilitate (1) Cerinţ a de stabilitate lateralăa pereţ ilor de zidă rie este satisfă cutădacăsunt respectate cerinţ ele de alcătuire pentru ansamblul construcţ iei ş i cerinţ ele geometrice ş i de alcătuire constructivăpentru fiecare perete în parte. 8.7.

Calculul rezistenţ ei de proiectare pentru pereţ ii de zidărie

8.7.1. Prevederi generale de calcul. (1) Calculul rezistenţ ei de proiectare a pereţ ilor de zidă rie se va face conform prevederilor din "Codul de proiectare ş i executie pentru structurile de zidă rie" - Codul de proiectare a strcuturilor de zidă rie ş iţ inând seama de prevederile suplimentare din acest capitol. (2)

Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor structurali se determinăpentru: - solicită rile secţ ionale care acţ ioneazăîn planul peretelui: forţ a axială(NRd) , încovoiere (M Rd) ş i forţ ătă ietoare (VRd) ; - solicită rile secţ ionale care acţ ionează perpendicular pe planul peretelui: încovoiere în plan paralel cu rosturilor orizontale (MRxd1 ) , încovoiere în plan perpendicular pe rosturile orizontale (MRxd2 ) .

(3) Pentru calculul rezistenţ ei de proiectare a pereţ ilor structurali se vor folosi caracteristicile geometrice ale pereţ ilor ş i rezistenţ ele de proiectare ale materialelor stabilite în paragrafele urmă toare.

8.21

8.7.2. Caracteristici geometrice ale sectiunii (1) Dimensiunile ale secţ iunii transversale a pereţ ilor de zidă rie, folosite pentru calcul, sunt dimensiunile "nete" (perete netencuit) determinate conform prevederilor de la 8.5.2.1.2. (2) Pereţ ii cu goluri 800 x 800 mm pot fi consideraţ i în calcule ca pereţ i plini, în funcţ ie de poziţ ia golului ş i dimensiunea peretelui. (3) Pentru pereţ ii în forma de T,L sau I, lungimile tălpilor active se iau egale cu grosimea peretelui la care se adaugă , de fiecare parte a inimii, cea mai micădintre valorile: - În zona comprimată : Hw/5 - unde Hw este înă lţ imea totalăa peretelui structural considerat; ½ din distanţ a între pereţ ii structurali care sunt legaţ i cu un perete transversal; distanţ a pânăla capă tul peretelui transversal de fiecare parte a inimii; ½ din înălţ imea peretelui (hSO). - În zona întinsă : - ¾ din înălţ imea peretelui (hSO); - distanţ a pânăla capă tul peretelui transversal de fiecare parte a inimii. (4) Golurile din tălpi cu dimensiunea maximăhSO/4 pot fi neglijate iar golurile cu dimensiune > hSO/4 vor fi considerate margini ale tă lpii. 8.7.3. Rezistenţ e unitare de proiectare ale zidăriei, betonului ş i armăturii. (1) Rezisţ entele de proiectare ale zidăriei se stabilesc, conform codului de proiectare a strcuturilor de zidă rie, prin împă rţ irea valorilor rezistenţ elor caracteristice ale zidă riei la coeficientul parţ ial de siguranţ ă pentru material  M stabilit conform aliniatului (2). Rezistenţ ele de proiectare vor fi corectate cu coeficienţ ii condiţ iilor de lucru "m" conform STAS 10109/1-82.

f - rezistenţ a de proiectare la compresiune a zidă riei: f d  k , în care fk este M datăîn CR6, Anexa 3.2. Tabelul 1 f f - rezistenţ ele de proiectare la încovoiere ale zidăriei: f xd 1  xk 1 ş i f xd 2  xk 1 , M M în care fxk1 ş i fxk2 sunt date în CR6, Anexa 3.2 Tabelul 5; valorile f xd1 ş i fxd2 pentru coeficienţ ii  i în acest capitol sunt date în tabelul 8.3 M folosiţ f - rezistenţ a de proiectare la forfecare a zidă riei: f vd  vk în care fvk este datăîn M CR6, art. 3.5.2. (2) Pentru calculul la starea limităultimă , valorile coeficientului parţ ial de siguranţ ăpentru zidărie,  , se vor lua după cum urmează : M - zidărie cu corpuri din categoria I ş i mortar cu compoziţ ie prescrisă : M = 2,2 8.22

- zidărie cu corpuri din categoria II ş i mortar oarecare:  M = 2,5 Valorile corespund condiţ iilor normale de control al execuţ iei date la 8.9.3(1). (3) Pentru cazurile în care, conform 8.9.3(3), beneficiarul poate accepta controlul redus al execuţ iei, coeficientul parţ ial de siguranţ ăse va lua  M = 3,0. (7) Pentru calculul la starea limităde serviciu valoarea coeficientului parţ ial de siguranţ ăse va lua  i nestructurale, M = 1,0 pentru toate elementele structurale ş indiferent de clasa de importanţ ăa construcţ iei, cu excepţ ia pereţ ilor construcţ iilor din clasa de importanţ ăI pentru care se va lua  M = 1,50. 8.7.4. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor la forţ ăaxialăş i încovoiere în planul peretelui 8.7.4.1.

Condiţ ii generale de calcul

(1) Ipotezele de calcul folosite pentru determinarea rezistenţ ei de proiectare la forţ ăaxialăş i moment încovoietor în planul peretelui sunt date în codul de proiectare a structurilor de zidărie, art.6.6.1. (2) În cazul pereţ ilor cu formăcomplexăa secţ iunii transversale (I,L,T) rezistenţ a de proiectare la forţ ăaxialăş i moment încovoietor în planul peretelui se va determina pe baza secţ iunii de calcul cu lungimile tă lpilor determinate la art.8.7.2.(4); se va verifica, conform codului de proiectare a structurilor de zidărie, dacătă lpile nu prezintărisc de flambaj. (3) Legă turile dintre inima ş i tă lpile pereţ ilor cu formăcomplexăvor fi verificate pentru eforturile de forfecare verticale corespunzătoare forţ ei tă ietoare de proiectare stabilităla 8.6.1.(5). Calculul rezistenţ ei de proiectare la forţ ătăietoare în această secţ iune se va face considerând: - secţ iunea netăa peretelui în dreptul legă turii, ţ inând seama de ş liţ urile verticale; - rezistenţ a de proiectare la forfecare (f vd0) calculatăcu relaţ ia

f f vd 0  vk 0 M

(8.8)

unde f vk0

rezistenţ a caracteristicăla forfecare a zidă riei sub efort de compresiune nul datăîn CR6, tabelul 3.5;

 M

coeficientul parţ ial de siguranţ ăstabilit conform art. 8.7.3.(5).

(4) Verificarea de la (3) nu este necesarădacălegătura între talpa ş i inima peretelui satisface condiţ iile de mai jos: i) Pentru zidaria nearmată - zidurile de pe cele douădirecţ ii sunt executate simultan (complet ţ esute); - secţ iunea de legăturăîntre pereţ i nu este slăbităprin ş liţ uri verticale; - pentru construcţ iile situate în zonele seismice cu ag≥0,20g, la colţ uri, intersecţ ii ş i ramificaţ ii sunt prevăzute în rosturile orizontale minimum douăbare cu d = 8

8.23

mm la interval 400 mm care continuă în perete pe o lungime de 40 d 600 mm. ii) Pentru zidăria confinatăcu sau fă răarmă turi în rosturile orizontale: - ş trepii reprezintă50% din suprafaţ a de contact între zidă rie ş i beton; - secţ iunea de legăturăîntre pereţ i nu este slăbităprin ş liţ uri verticale; - pentru construcţ iile situate în zonele seismice cu ag≥0,20g, la colţ uri, intersecţ ii ş i ramificaţ ii sunt prevăzute în rosturile orizontale minimum douăbare cu d = 8 mm la interval 400 care continuăîn perete pe o lungime de 40 d 600 mm. (5) Dacăla legă tura între inimăş i talpăsau pe lungimea tă lpii active se aflăş liţ uri cu adâncime mai mare decât valoarea limitădatăla art.8.4.5 (2), secţ iunea respectivă se considerămargine liberă. 8.7.4.2.

Pereţ i de zidărie nearmată

(1) Pereţ ii de zidărie nearmatăvor fi proiectaţ i astfel ca, sub efectul încărcă rilor verticale ş i al forţ elor seismice de calcul, întreaga secţ iune orizontalăa peretelui să rămânăcomprimată , oricare ar fi poziţ ia acesteia pe înă lţ imea construcţ iei. (2) În condiţ ia stabilităla (1), rezistenţ a de proiectare la încovoiere asociatăforţ ei axiale de proiectare se calculeazăpe baza urmă toarelor ipoteze: - zidăria se aflăîn domeniul liniar elastic de comportare; - este valabilăipoteza secţ iunilor plane; - blocul eforturilor de compresiune are formătriunghiularăcu: valoare nulăla fibra cea mai puţ in comprimatăş i valoare fd la fibra cea mai comprimată. 8.7.4.2.1. Pereţ i de zidărie confinatăcu sau fărăarmături în rosturile orizontale (1) Calculul rezistenţ ei de proiectare a pereţ ilor de zidărie confinatăcu sau fără armă turi în rosturile orizontale se face în urmă toarele condiţ ii: - se neglijeazărezistenţ a la eforturi unitare de întindere a betonului din stâlpiş orul întins ş i a mortarului din rosturile orizontale ale zidăriei. - se ţ ine seama de rezistenţ a elementelor de confinare verticale datăde secţ iunea de beton a stâlpiş orului comprimat ş i de armătura ambilor stâlpiş ori. (3) În absenţ a unui calcul mai exact, rezistenţ a de proiectare la încovoiere, asociată forţ ei axiale de proiectare, pentru un perete de zidărie confinatăcu secţ iunea orizontală de formăoarecare, se calculeazăprin însumarea rezistenţ ei de proiectare la încovoiere a secţ iunii ideale de zidă rie nearmatăcu rezistenţ a de proiectare la încovoiere corespunză toare armă turilor din stâlpiş orii de la extremită ţ i. (4) Rezistenţ a de proiectare la încovoiere a secţ iunii ideale de zidă rie nearmatăse calculeazăîn urmă toarele ipoteze: - este valabilăipoteza secţ iunilor plane; - valorile maxime ale deformaţ iilor specifice ale zidă riei ş i betonului sunt egale:

 m = - 0,0035; 8.24

- aria de beton armat a stâlpiş orilor comprimaţ i poate fi înlocuităcu o arie echivalentăde zidărie; coeficientul de echivalenţ ăse ia egal cu raportul dintre rezistenţ a de proiectare la compresiune a betonului din stâlpiş or ş i rezistenţ a de proiectare la compresiune a zidă riei; - blocul eforturilor de compresiune are formădreptunghiulară , cu valoarea maximăegalăcu fd ş i este concentrat pe o adâncime xechiv = 0,8 x unde "x" este adâncimea zonei comprimate rezultatădin ipoteza secţ iunilor plane; - adâncimea maximăa zonei comprimate va fi x xmax = 0,30 l unde l este lungimea peretelui. 8.7.4.3.

Pereţ i de zidărie cu inimăarmată

(1) Rezistenţ a de proiectare la încovoiere asociatăforţ ei axiale de proiectare pentru zidă ria cu inimăarmatăse determinăfolosind urmă toarele ipoteze: - ipoteza secţ iunilor plane; - zidăria ş i betonul au comportare ductilădefinităde curbele "- " respective; - straturile de zidărie ş i beton conlucreazăpânăîn stadiul ultim; - blocul eforturilor de compresiune în stadiul ultim este dreptunghiular cu adâncimea xconv = 0.85x unde x este distanţ a de la fibra cea mai comprimatăpână la axa neutrăa secţ iunii orizontale a peretelui; - deformaţ iile specifice în stadiul ultim ale zidăriei ş i betonului sunt egale

=0.0035; - armă tura este uniform distribuităîn lungul peretelui. 8.7.5. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor structurali la forţ ătăietoare 8.7.5.1.

Ipoteze de calcul

(1) Eforturile unitare tangenţ iale date de forţ a tăietoare de proiectare stabilită conform 8.6.1.(5), se considerăuniform distribuite pe: - toatălungimea peretelui, în cazul zidă riei nearmate, proiectatăîn conformitate cu 8.7.4.2.(1); - lungimea zonei comprimate în cazul zidă riei confinate ş i al zidăriei cu inimă armată. (2) În cazul pereţ ilor în formăde I,L,T rezistenţ a de proiectare la forţ ătăietoare a peretelui este egalăcu rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a inimii. 8.7.5.2.

Pereţ i de zidarie nearmată

(1) Rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a pereţ ilor de zidă rie nearmată , VRd, se va calcula conform prevederilor codului de proiectare a structurilor de zidă rie, art.6.2, ţ inând seama de condiţ ia de la 8.7.4.2 (1), cu relaţ ia

8.25

V Rd = fvd tlw

(8.9)

unde f vd

rezistenţ a de proiectare la forfecare a zidăriei, stabilităconform art. 8.7.3(1), corespunzătoare efortului unitar de compresiune d, determinat considerând că încă rcarea verticalăeste uniform distribuităpe lungimea peretelui;

t

grosimea peretelui;

lw

lungimea peretelui.

(2) Armă tura constructivădispusăîn centurile planş eelor conform prevederilor art.8.5.4.1. nu va fi luatăîn considerare pentru calculul rezistenţ ei la forţ ătă ietoare. 8.7.5.3. Pereţ i de zidărie confinată (1) Rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a pereţ ilor de zidă rie confinată, VRd, se obţ ine prin însumarea de rezistenţ ei de proiectare la forfecare a panoului de zidarie (V Rd1) ş i a rezistenţ ei de proiectare la forfecare datoratăarmă turii din stâlpiş orul comprimat (VRd2) VRd = V Rd1 + VRd2

(8.10)

(2) Rezistenţ a de proiectare la forfecare a panoului de zidărie se va calcula cu formula VRd1 = f vd tlc

(8.11)

unde f vd

rezistenţ a unitarăde proiectare la forfecare a zidă riei, corespunză toare efortului unitar de compresiune d determinat considerând că întreaga încă rcare verticalăeste preluatăde zona comprimatăa peretelui;

t

grosimea peretelui;

lc

lungimea zonei comprimate a peretelui.

(3) Pentru parter, rezistenţ a de proiectare la forfecare a panoului de zidă rie se va lua egalăcu 0,30 din valoarea datăde relaţ ia (8.10). (3) Rezistenţ a de proiectare la forfecare a armă turii verticale din stâlpiş orul comprimat se va calcula cu formula VRd 2 0.2 Aasc f yd

(8.12)

unde A asc ş i f yd sunt aria ş i rezistenţ a de proiectare a armă turii din stâlpiş orul comprimat; (4) O parte,  50%, din armă tura din centura superioarăa planş eului poate fi consideratăca armă turăîn rosturile orizontale, conf. 8.7.5.4.(2). 8.7.5.4. Pereţ i de zidărie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale (1) Rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a pereţ ilor de zidă rie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale se calculeazăprin însumarea rezistenţ ei la forfecare a 8.26

zidă riei confinate (VRd1+VRd2 - determinatăconform 8.7.5.3) ş i a rezistenţ ei de proiectare la forfecare a armă turilor din rosturile orizontale VRd = V Rd1 + VRd2 + VRd3

(8.13)

(2) Rezistenţ a de proiectare la forfecare a armă turilor din rosturile orizontale se calculeazăcu formula: VRd 3 0. 8L

Asw f yd s

(8.14)

unde L

lungimea peretelui;

A sw

aria armăturii din rosturile orizontale (pentru preluarea forţ ei tăietoare);

s

distanţ a între armă turile pentru preluarea forţ ei tăietoare - A sw;

f yd

rezistenţ a de proiectare a armă turii.

(3) O parte, 50%, din armătura din centura planş eului poate fi adă ugatăarmă turii din rosturile orizontale (A sw). 8.7.5.5.

Pereţ i de zidărie cu inimăarmată

(1) Rezistenţ a de proiectare la forţ ătăietoare a pereţ ilor din zidă rie cu inimă armatăse determinăprin însumarea rezistenţ elor de proiectare la forţ ătă ietoare ale celor trei materiale componente: VRd = V Rdz + VRdb + V Rda

(8.15)

unde VRdz

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a zidăriei;

VRdb

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a stratului median de beton sau mortar-beton;

VRda

rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a armă turilor orizontale

(2) Lungimea zonei comprimate a peretelui din zidărie cu inimăarmatăş i valoarea efortului unitar de compresiune în perete se determinăpe baza ipotezelor de la 8.7.4.2.3. (3) Rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a zidăriei VRdz se determinăcu relaţ ia VRdz = f vd lc bz

(8.16)

în care f vd

rezistenţ a de proiectare la forfecare a zidă riei -vezi 8.7.5.3 (2)

lc

lungimea zonei comprimate;

bz

grosimea totalăa celor douăstraturi de că rămidă .

(4) Pentru parter, rezistenţ a de proiectare la forfecare a panoului de zidărie se va lua egalăcu 0,30 din valoarea datăde relaţ ia (8.15) 8.27

(5) Rezistenţ ele de proiectare la forţ ătăietoare ale stratului de beton VRdb ş i ale armă turilor orizontale se determinăconform Ghidului de proiectare P85-2004. 8.7.6. Rezistenţ a de proiectare a panourilor de zidărie de umplutură (1) Rezistenţ a de proiectare a panourilor de zidă rie de umpluturăFRd (zu) va fi luatăegalăcu cea mai micădintre valorile corespunză toare urmă toarelor moduri de rupere ale zidăriei: - rupere prin lunecare din forţ a tăietoare în rosturile orizontale (de regulă , la jumătatea înă lţ imii panoului) - FRd1(zu) - strivirea diagonalei comprimate la colţ ul cadrului - FRd2 (zu) - fisurarea diagonalăîn lungul bielei comprimate - FRd3 (zu) FRd (zu) = min (FRd1,F Rd2,FRd3)

(8.17)

(2) Rezistenţ a de proiectare corespunzătoare mecanismului de rupere prin lunecare din forţ ătă ietoare în rosturile orizontale se determinăcu formula: 1 FRd 1 ( zu )  f vd 0 l p t p ( 1 ) cos 

(8.18)

unde

 hp   0. 07 4  1 l   p 

(8.19)

(3) Rezistenţ a de proiectare corespunză toare mecanismului de rupere prin strivirea diagonalei comprimate se determinăcu relaţ ia: FRd 2 ( zu ) 0.8 f d cos 4

Eb 3 I sth p t p Ez

(8.20)

(4) Rezistenţ a de proiectare corespunzătoare mecanismului de rupereprin fisurarea diagonalăîn lungul bielei comprimate

f lt FRd 3 ( zu )  vd 0 p p 0.6 cos 

(8.21)

(5) În formulele (8.188.21) s-au folosit notaţ iile: hp

înălţ imea panoului de zidărie

lp

lungimea panoului de zidărie

tp

grosimea panoului de zidă rie



unghiul cu orizontala al diagonalei panoului de zidă rie

E b, Ez modulii de elasticitate ai betonului din cadru ş i zidăriei Ist

valoarea medie a momentelor de inerţ ie ale stâlpilor care mă rginesc panoul

fd

rezistenţ a de proiectare la compresiune a zidă riei

f vd0

rezistenţ a de proiectare la forfecare sub efort de compresiune zero a zidă riei (formula 8.8) 8.28

8.7.7. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor cuplaţ i (1) Grinzile de cuplare între montanţ ii pereţ ilor cu goluri de uş i/ferestre vor fi proiectate astfel încât săatingărezistenţ a de proiectare la încovoiere înainte ca montanţ ii săatingărezistenţ a de proiectare la încovoiere asociatăforţ ei axiale de proiectare. (2) Rezistenţ a de proiectare la forţ ătă ietoare a grinzilor de cuplare Vrc se va determinăcu relaţ ia





sus jos 1.25 M cap M cap Vrc  1.4V g lo

(8.22)

unde Mcap (sus) ş i Mcap (jos) valorile rezistenţ elor de proiectare la încovoiere la extremităţ ile grinzii de cuplare, sus ş i jos, calculate folosind rezistenţ a de proiectare a armăturii; lo

lungimea de calcul a grinzii de cuplare (între feţ ele montanţ ilor);

Vg

forţ a tăietoare maximădin încă rcă rile verticale

(4) Pentru calculul rezistenţ elor de proiectare la încovoiere se va ţ ine seama de armă turile dispuse în planş eul de beton armat legat de grinda de cuplare respectivă , pe o bandăcu lă ţ imea de ş ase ori grosimea plăcii de fiecare parte; aceste bare vor fi înnădite ş i ancorate conform prevederilor STAS 10107/0-90. Tabelul 8.3. Coeficient

fxd1 - N/mm2

fxd2 - N/mm2

 M

Rezistenţ a mortarului

Rezistenţ a mortarului

M10&M5

M2.5

M10&M5

M2.5

 M = 1,0

0,27

0,18

0,55

0,35

 M = 1,5

0,18

0,12

0,36

0,24

 M = 2,2

0,12

0,08

0,25

0,16

 M = 2,5

0,11

0,07

0,22

0,14

 M = 3,0

0,09

0,06

0,18

0,12

8.7.8. Rezistenţ a de proiectare a pereţ ilor supuş i la încovoiere perpendicular pe planul median (1) Pentru calculul rezistenţ elor de proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui de zidărie (MRxd1 ş i MRxd2) se vor folosi rezistenţ ele de proiectare la întindere din încovoiere perpendicular pe planul zidă riei, fxd1, fxd2, determinate conform 8.7.3.(3), date în Tabelul 8.3

8.29

(2) Pentru pereţ ii de zidă rie confinatăş i armatăîn rosturile orizontale, la calculul momentului M Rxd2 (cu plan de rupere perpendicular pe rosturile orizontale) se va ţ ine seama ş i de armă turile ancorate în stâlpiş orii care mărginesc panoul.. Calculul deformaţ iilor ş i deplasărilor laterale în planul peretelui

8.8.

8.8.1. Condiţ ii generale (1) Pentru calculul deformaţ iilor ş i deplasă rilor laterale ale pereţ ilor de zidă rie sub efectul forţ elor care sunt aplicate în planul lor se va ţ ine seama de deformaţ iile specifice de încovoiere ş i de forfecare. (2) Relaţ ia "efort unitar-deformaţ ie specifică" pentru zidărie se va lua conform codului de proiectare a structurilor de zidă rie, art.3.7.1. fig.3.2. (3) Pentru calculul deformaţ iilor laterale ale pereţ ilor de zidărie sub acţ iunea forţ elor seismice se va folosi modulul de elasticitate secant de scurtăduratăal zidă riei, Ez = 1000 fk

(8.23)

unde, fk

este rezistenţ a caracteristicăla compresiune a zidă riei stabilităconform art.3.7.2.

(4)

Modulul de elasticitate transversal se va lua Gz = 0,25E z

CR6,

(8.24)

8.8.2. Deformaţ iile laterale ale pereţ ilor de zidărie nearmată (1) Calculul deformaţ iilor laterale pentru pereţ ii de zidă rie nearmatăse va face folosind dimensiunile secţ iunii nefisurate, cu limitările prevă zute la art.8.3.2. 8.8.3. Deformaţ iile laterale ale pereţ ilor de zidărie confinatăş i zidărie cu inimă armată. (1) Deformaţ iile laterale ale pereţ ilor de zidă rie confinatăş i de zidă rie cu inimă armatăse vor calcula folosind dimensiunile secţ iunii transversale a zidă riei ş i betonului. (2) Valoarea modulului de elasticitate pentru zidăria confinatăş i zidă ria cu inimă armatăeste datăde relaţ ia

E I Eb I b E zc  z z I z I b

(8.25)

unde Ez ş i Eb modulii de elasticitate ai zidăriei ş i betonului; Iz ş i Ib

momentele de inerţ ie ale secţ iunii de zidă rie ş i respectiv de beton, calculate în raport cu axele principale de inerţ ie ale peretelui.

8.30

(3) În lipsa unor date mai exacte, modulul de deformaţ ie transversalăpentru pereţ i de zidă rie confinatăş i din zidă rie cu inimăarmatăse va lua Gzc = 0,25 Ezc

(8.26)

8.9. Cerinţ e de calitate 8.9.1. Generalităţ i (1) Realizarea performanţ elor seismice ale construcţ iilor de zidă rie în concordanţ ă cu prevederile prezentului capitol este condiţ ionatăîn mod deosebit de asigurarea ş i controlul lucră rilor în fazele proiectare ş i de execuţ ie. (2) Sistemul calită ţ ii pentru construcţ iile de zidă rie se va aplica cu componentele stabilite, în funcţ ie de categoria de importanţ ăa construcţ iei, conform Hotarârii Guvernului României nr.766/1997 - anexa 3. 8.9.2. Controlul calităţ ii la proiectare (1) Controlul calită ţ ii la proiectare se realizeazăprin verificatori atestaţ i conform legii, pentru cerinţ a A în domeniul A1. (2) Verificarea cerinţ ei de rezistenţ ăş i stabilitate se va face pentru toate elementele structurilor de zidă rie precum ş i pentru elementele nestructurale de zidă rie care prin pră buş ire totalăsau parţ ialăpot pune în pericol vieţ ile oamenilor sau construcţ iile ală turate. 8.9.3. Asigurarea ş i controlul calităţ ii la execuţ ie (1) Condiţ iile de execuţ ie pe baza că rora se face alegerea coeficientului de siguranţ ăpentru material  : M ,conform 8.3.3.(5), se definesc dupăcum urmează - Control normal a. lucrările sunt supravegheate în mod permanent de un responsabil cu execuţ ia atestat conform legii; b. proiectantul urmăreş te/controleazăîn mod ritmic desfăş urarea lucră rilor; c. reprezentantul tehnic al beneficiarului verificăîn mod permanent calitatea materialelor ş i modul de punere în operă ; d. se efectueazătoate verifică rile preliminare ş i în etape intermediare conform reglementarilor în vigoare (C56-86, NE 012-99, etc). - Control redus a. lucrările nu sunt supravegheate în mod permanent de un responsabil cu execuţ ia atestat conform legii; b. proiectantul nu controleazădecât rar sau foarte rar execuţ ia lucră rilor; c. reprezentantul tehnic al beneficiarului nu verificăsistematic calitatea materialelor ş i modul de punere în opera; d. nu se efectueazăverificările preliminare ş i în etape intermediare (cu exceptia fazelor determinante) conform reglementărilor în vigoare. 8.31

(2) Pentru construcţ iile de zidă rie care fac obiectul prezentului Cod, proiectantul, executantul ş i beneficiarul vor asigura toate condiţ iile pentru realizarea controlului normal. (3) Controlul redus poate fi acceptat, la cererea specială a beneficiarului, consemnatăîn tema de proiectare, prin excepţ ie de la prevederile aliniatului (2), pentru construcţ iile din clasa de importanţ ăIII, cu înălţ ime ≤P+2E, în zona seismicăcu a g=0,08g, precum ş i pentru construcţ iile din clasa de importanţ ăIV cu înă lţ ime ≤P+E + mansardă, în zonele seismice cu ag ≤0,16g. 8.10. 8.10.1.

Reguli pentru "Construcţ ii simple de zidărie" Generalităţ i, domeniul de utilizare

(1) Construcţ iile din clasele de importanţ ăIII ş i IV situate în zonele seismice pentru care acceleraţ ia de proiectare a terenului este ag  0.12 ş i care respectă condiţ iile generale privind materialele ş i alcă tuirea generalădin prezentul paragraf sunt considerate "construcţ ii simple de zidărie" (2) Pentru aceste construcţ ii nu este obligatorie verificarea prin calcul a siguranţ ei în raport cu cerinţ a de rezistenţ ădacăsunt îndeplinite în totalitate condiţ iile generale de alcătuire de la 8.10.2. (3) Constatarea satisfacerii tuturor condiţ iilor de la 8.10.2. va fi fă cutăde un verificator atestat pentru cerinţ a de "rezistenţ ăş i stabilitate" conform Legii nr. 10/1995. (4) În cazul în care una din condiţ iile de mai jos nu este satisfacută , justificarea cerinţ ei de rezistenţ ăva fi fă cutăprin calcul, conform acestui capitol. 8.10.2.

Condiţ ii generale de alcătuire

8.10.2.1. Regimul de înălţ ime (1) Regimul de înă lţ ime maxim al "construcţ iilor simple de zidărie" se stabileş te, conform tabelului 8.4., în funcţ ie de zona seismicăde calcul ş i de tipul zidă riei folosită pentru realizarea pereţ ilor ş i este condiţ ionat de respectarea valorilor minime ale ariilor nete de zidărie raportate la aria planş eului (pentru fiecare direcţ ie principală ).

Tabelul 8.4 Tipul sursei seismice

Vrancea

Coeficientul de calcul

Ks = 0,08

Banat Ks= 0,12

Ks = 0,12

Tipul zidăriei

Numă r de Procentul minim al ariei orizontale a niveluri pereţ ilor raportatăla aria planş eului

Zidărie simplă

1

3%

4%

4.5%

2

4%

6%

7%

8.32

3

6%

nu se acceptă

Zidărie 1 confinată 2

2.5%

3.5%

4%

3.5%

5.5%

6.5%

3

4.5%

7%

8%

Zidărie cu 1 inimă 2 armată 3

2%

3%

3.5%

3%

5%

4.5%

4%

6%

7%

4

5%

7%

8%

8.10.2.2. Forma în plan ş i în elevaţ ie (1) Forma în plan a construcţ iei trebuie săfie aproximativ dreptunghiulară . Se admit retrageri sau proeminenţ e care nu depăş esc: - 15% din aria planş eului; - 15% din dimensiunea construcţ iei pe direcţ ia considerată . (2) Raportul între latura mare ş i latura micăa dreptunghiului în care se înscrie planul este 3. (3)

Ariile planş eelor nu descresc pe înă lţ ime cu mai mult de 15%.

8.10.2.3.

Alcătuirea structurii

(1) Pereţ ii structurali vor fi continui pe întrega înă lţ ime a construcţ iei, pânăla fundaţ ii. În cazul pereţ ilor cu goluri, golurile vor fi suprapuse pe aceiaş i verticală . (2) Pereţ ii structurali vor fi dispuş i aproximativ simetric pe ambele direcţ ii. Aceastăcondiţ ie este satisfă cutădacădistanţ a între centrul de greutate al planş eului ş i centrul de greutate al secţ iunilor orizontale ale pereţ ilor este mai micăde 0,12 din latura respectivăa construcţ iei. (3) Pe fiecare direcţ ie vor exista cel puţ in doi pereţ i paraleli pentru care lungimea însumatăa montanţ ilor este mai mare cu 50% decât latura respectivă . (4) Distanţ a între pereţ ii de la (3) va fi, cel puţ in într-una din direcţ ii, mai mare decât 75% din lungimea construcţ iei pe direcţ ia opusă. (5) Se admite prevederea unor stâlpi pentru preluarea localăa încă rcă rilor verticale cu condiţ ia ca suma încărcă rilor verticale aferentăacestora sănu fie mai mare de 20% din greutatea totalăa construcţ iei. (6) Materialele folosite pentru zidă rie, beton ş i armă turăvor corespunde cerinţ elor de la secţ iunea 8.2 (7) Se vor respecta, în funcţ ie de tipul zidă riei, principiile ş i regulile generale de alcă tuire specifice construcţ iilor cu pereţ i structurali din zidărie date în paragrafele 8.5.1 ş i 8.5.2.

8.33

(8) Planş eele vor fi realizate din beton armat. Prin excepţ ie, se admite ca pentru, construcţ iile cu 1ş i 2 niveluri, din zonele cu ag = 0,08 g, ultimul planş eu săfie realizat din grinzi ş i podinăde lemn. 8.10.2.4. Alcătuirea infrastructurii (1) Alcă tuirea infrastructurii va respecta principiile, regulile ş i prevederile constructive minimale date la paragraful 8.5.3.

8.34

9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCŢIILOR DIN LEMN 9.1. Generalităţ i 9.1.1. Domeniul de aplicare (1) Codul P100/2004, capitolul 9, se aplicăproiectă rii ş i calculului structurilor din lemn, utilizând lemn brut, lemn ecarisat, lemn lamelat încleiat ş i panouri pe bazăde lemn, îmbinate cu adezivi sau cu elemente de îmbinare metalice. (2) La proiectarea elementelor, subansamblelor ş i structurilor din lemn se aplică prevederile codului NP 005/2003. (3) Standardele complementare prezentului capitol sunt: STAS 1040/85

Lemn rotund de ră ş inoase pentru construcţ ii. Manele ş i pră jini.

STAS 256-79

Lemn pentru mină .

STAS 3416-75

Lemn rotund pentru piloţ i.

STAS 4342-85

Lemn rotund de foioase pentru construcţ ii.

SR EN 1313-1+A1:2001

Lemn rotund ş i cherestea. Abateri admisibile ş i dimensiuni preferenţ iale. Partea I: Cherestea de răş inoase.

STAS 1928-90

Cherestea de stejar. Clase de calitate.

SR EN 1611-1:2001

Cherestea. Clasificare dupăaspect a lemnului de răş inoase. Partea 1: Molid, brad, pin ş i Duglas European.

STAS 3363-86

Cherestea de cireş , frasin, paltin, pă r ş i ulm. Clase de calitate.

STAS 6709-86

Cherestea de arţ ar, carpen, jugastru, mesteacă n ş i salcâm. Clase de calitate.

9.1.2. Definiţ ii (1) In acest capitol sunt folosiţ i urmă torii termeni: - Îmbinări semi-rigide: Îmbină ri cu o flexibilitate importantă , a că ror influenţ ă trebuie consideratăîn calcul structural (ex. îmbină ri cu dornuri). - Îmbinări rigide: Îmbină ri cu flexibilitate neglijabilă(ex. îmbinări încleiate). - Îmbinări cu tije: Îmbinări cu organe de îmbinare de tip dorn (ex. cuie, ş uruburi, dornuri, etc.) încă rcate perpendicular pe axa lor. - Îmbinări prin chertare: îmbinările la care eforturile se transmit prin arie de presiune ş i fă răorgane de îmbinare. 9.1.3. Concepţ ia de proiectare (1) Construcţ iile din lemn trebuie proiectate ţ inând cont de unul din următoarele concepte (tabelul 9.1): a. comportare structuralădisipativă; b. comportare structuralăpuţ in disipativă . 9.1

(2) Comportarea structuralădisipativăeste consideratăcapacitatea unei pă rţ i structurale (zone disipative) de a rezista acţ iunii seismice prin incursiuni dincolo de limita elastică . Când se foloseş te spectrul de proiectare (3.3), factorul de comportare q este luat mai mare ca 1. Valoarea lui q depinde de tipul structurii de rezistenţ ădin lemn ş i de clasa de ductilitate. (3) Structurile proiectate dupăconceptul a) trebuie săfie incluse în clasa M sau H de ductilitate. (4) Zonele disipative vor fi localizate în îmbină ri ş i conectori metalici, luând în considerare ş i eventualele influenţ e locale datorate tijelor care se deformează, iar elementele din lemn ră mân în domeniul de comportare elastică . (5) În conceptul b), efectele acţ iunii sunt calculate pe baza unei analize globale elastice, fă răa lua în considerare comportarea neliniarăa materialului. Când se folosesc condiţ iile de proiectare definite în paragraful 3.3, factorul de comportare q se ia egal cu 1. Acest concept este corespunză tor clasei de ductilitate L. Tabelul 9.1. Concept de proiectare, factor de comportare q, clasa de ductilitate cerută Concept de proiectare

Factor de comportare q

Clasa de ductilitate cerută

Structuri slab disipative

q=1

L (redusă)

1,25 ≤q < 3

M (medie)

q=3

H (mare)

Structuri disipative

9.2. Condiţ ii privind materialele (1) Când se foloseş te conceptul de comportare structuralădisipativă , sunt considerate următoarele cerinţ e: a. Sunt considerate ca zone dispative în noduri numai acele materiale ş i îmbină ri mecanice care au o comportare corespunză toare la solicitarea de oboseală . b. Îmbină rile încleiate sunt considerate zone non-disipative c. Îmbinările prin chertare nu pot fi folosite atunci când eforturile de forfecare sau de întindere perpendicularăpe fibre sunt predominante. (2) Pentru feţ ele panourilor realizate din placaj utilizate la pereţ i ş i planş ee, cerinţ ele menţ ionate mai sus sunt satisfăcute dacăsunt îndeplinite următoarele condiţ ii: a. Plă cile aglomerate derivate au densitatea specificăde cel puţ in 650 kg/m3. b. Placajele au cel puţ in 9 mm grosime. c. Plă cile fibrolemnoase (PFL) ş i cele din aş chii din lemn (PAL) au cel puţ in 13 mm grosime.

9.3. Tipuri de structuri ş i factori de comportare (1) Valorile coeficientului de comportare q sunt asociate spectrelor de proiectare ş iţ in cont de influenţ a coeficientului de amortizare propriu fiecă rei construcţ ii. În concordanţ ăcu comportarea lor ductilăş i capacitatea de disipare de energie sub acţ iuni seismice, 9.2

structurile din lemn se vor încadra în una dintre cele trei clase de ductilitate. Coeficientul de comportare q poate fi luat din tabelul 9.2 cu condiţ ia satisfacerii cerinţ elor de regularitate a structurii (4.4.3). Tabelul 9.2. Coeficienţ i de comportare q pentru structuri Tip de structură

Console Ferme cu îmbinari prin chertare

Clasa de ductilitate

Coeficient de comportare q

Structuri nondisipative

1

Arce cu 2 sau 3 articulaţ ii Şarpante îmbinate cu inele Pereţ i din panouri din lemn cu feţ e încleiate Şarpante îmbinate cu buloane

1,25

Capacitate scazută de disipare de energie (L)

1,5

Şarpante îmbinate cu cuie Şarpante îmbinate cu buloane ş i dornuri Structuri mixte (cadre ş i elemente de umplutură) Cadre îmbinate cu dornuri sau buloane

2

Capacitate medie de disipare de energie (M)

2,5

Panouri din lemn îmbinate cu diafragme (feţ e) încleiate, conectate cu cuie ş i buloane Capacitate înaltăde Cadre îmbinate cu dornuri ş i buloane disipare de energie (H) Şarpante îmbinate cu conectori sau inele

3

Structuri din panouri din lemn cu feţ e îmbinate cu cuie pe scheletul din lemn (2) Pentru structuri neregulate pe înălţ ime, coeficientul q se reduce cu 20% faţ ăde valorile prezentate în tabelul 9.2 (cu condiţ ia q ≥1). (3) Elementul structural cel mai puţ in ductil din ansamblul structurii de rezistenţ ă determinăvaloarea coeficientului de comportare q. (4) Dacăelementele zonelor disipative nu îndeplinesc condiţ iile cerute în paragraful 9.4.2, punctul 8, b., coeficientul se ia conform valorilor din tabelul 9.3. Tabelul 9.3. Tipuri de structuri ş i coeficient de comportare q conform paragraf 9.4.2 Coeficient de comportare q

Tipuri de structuri Cadre cu noduri îmbinate cu buloane ş i dornuri Pereţ i din panouri îmbinaţ i cu cuie

2,5 3

9.3

9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare (1) Îmbină rile mecanice au o ductilitate bună , nu sunt sensibile la sarcini repetate ş i au capacitate de disipare de energie. (2) Pentru a se evita ruperea prin fisurare prematură , trebuie respectate reguli privind distanţ ele dintre tije ş i dintre tije ş i capă tul elementului din lemn care sunt stabilite astfel încât săse asigure o comportare ductilă(cf. NP 005/03 – “Cod pentru proiectarea construcţ iilor din lemn”). Majorarea spaţ iilor dintre piesele de îmbinare ş i cele faţ ăde limitele elementului din lemn contribuie la creş terea rezistenţ ei la fisurare ş i, în consecinţ ă , la ductilitatea îmbinării. (3) Fisurarea poate fi prevenităprin adăugarea în zona de îmbinare a unor piese de rigidizare, cu o bună rezistenţ ă la întindere transversală , cum sunt contraplăcile. Capacitatea de disipare de energie poate fi îmbunată ţ ităprin alegerea de tije zvelte, care permit formarea de articulaţ ii plastice. Fisurarea este limitatăatunci când grosimea elementului din lemn creş te în raport cu diametrul tijelor. (4) Elemente de îmbinare de tip tije (cuie, agrafe ş iş uruburi) - Cu excepţ ia elementelor din oţ el dur, cuiele, agrafele ş iş uruburile au o comportare plastică . Creş terea lungimii de pă trundere a tijei în elementul de lemn previne riscul de smulgere. Pentru majorarea rezistentei la smulgere se recomandăutilizarea tijelor profilate (cu caneluri în spirală , cu dinţ i, etc.). Un coeficient de zvelteţ e al tijei mai mare ca 8 garanteazăo bunăductilitate. (5) Pentru îmbinările între panourile de placaj pe structurăde lemn, comportarea ductilăse manifestăatunci când coeficientul de zvelteţ e al tijei este mai mare ca 4. Încercări pe panouri cu structura din lemn îmbinate cu cuie demonstreazăo ductilitate sporităş i o capacitate mare de disipare de energie. (6) Broş e (dornuri) - Îmbină rile cu tije metalice zvelte au capacitatea de a plastifica în acelasi timp oţ elul ş i lemnul din îmbinare, ceea ce permite o disipare bunăde energie. Coeficientul de zvelteţ e al dornului trebuie săfie mai mare ca 8, ca săse obţ inăo ductilitate bună . Pentru tije masive ş i distanţ e normale intre tije, capacitatea de disipare de energie a structurii depinde numai de capacitatea portantăa lemnului. (7) Buloane - Pentru imbină rile cu buloane, toleranţ ele rezultate în urma practică rii golurilor (pregă urire) provoacăneregularităţ i în distribuţ ia eforturilor. Suprasarcinile care afectează , în consecinţ ă , anumite buloane pot provoca fisuri în piesele din lemn, modificând distribuţ ia eforturilor în îmbinare. În zone seismice se recomandărealizarea cu precizie deosebităa acestor îmbină ri ş i utilizarea de preferinţ ăa buloanelor zvelte. Buloanele cu diametru mai mare de 16 mm se deformeazăpuţ in ş i, prin urmare, disiparea de energie este redusă . Este recomandatăutilizarea buloanelor împreunăcu crampoanele cu dinţ i. (8) Inele - Din cauza capacită ţ ii reduse de deformare plastică , utilizarea acestor mijloace de îmbinare nu este indicatăpentru îmbină ri disipative. (9) Crampoane (inele cu dinţ i) - Dacăsunt bine concepute, acestea sunt capabile de o bunăcomportare plastică . Pentru prevenirea fisurării lemnului, trebuie respectate distanţ ele dintre dinţ i, prevă zute în prescripţ iile tehnice în domeniu (NP 005/96). (10) Conectori cu dinţ i ambutisaţ i - în cazul utiliză rii conectorilor cu dinţ i, există eventualitatea unei rupturi fragile a plă cii ş i a smulgerii dinţ ilor. În consecinţ ă , nu sunt recomandaţ i pentru utilizarea lor în îmbină ri disipative.

9.4

9.4.2. Reguli pentru îmbinări (1) Elementele comprimate ş i îmbină rile care pot ceda din deformaţ ii datorate încă rcă rilor alternante vor fi proiectate astfel încât săse previnădistanţ area pieselor componente. (2) Buloanele ş i dornurile vor fi montate în goluri practicate în prealabil prin pregă urire. Buloanele ş i dornurile mari (d > 16 mm) nu vor fi folosite în îmbină rile lemn pe lemn ş i metal pe lemn, exceptând combinaţ iile cu alţ i conectori. (3) Dornurile, cuiele netede ş i scoabele nu vor fi folosite fă rărezerve adiţ ionale - piese suplimentare de strângere (buloane) care se dispun în noduri sau pe lungimea elementului compus pentru a strânge pachetul de bare împotriva retragerilor. (4) În cazul încă rcării perpendiculare pe fibre, rezervele adiţ ionale vor fi folosite pentru evitarea despicării lemnului. (5) Panourile cu elementele structurale din lemn, îmbinate cu cuie, prezintăo comportare ductilă , superioară . Trebuie ca panourile săfie realizate din lemn sau din produse pe bază de lemn cu feţ e având grosimea t1 > 4d (d - diametrul cuiului). Pentru îmbinarea faţ ă– ramă , se recomandăca diametrul cuielor săfie ≤3,1 mm ş i acestea săse dispunăla o distanţ ăde maximum 150 mm la elementele perimetrale (montanţ i marginali, rigla superioarăş i inferioară )ş i la maximum 300 mm la montanţ ii ş i riglele intermediare. (6) Îmbinările cu cuie ş i dornuri, lemn pe lemn sau metal pe lemn sunt suficient de ductile atunci când grosimea minimăa lemnului îmbinat este de 8d ş i diametrul tijei d < 12 mm. (7) Toate reazemele trebuie săaibe o legaturămecanică . Elementele de fixare trebuie concepute astfel încât săse evite deplasarea elementelor de lemn din îmbinare. (8) Zonele disipative trebuie săîndeplineascăurmă toarele cerinţ e: a. În îmbină rile cu cuie, buloane ş i dornuri de tip lemn pe lemn ş i lemn pe metal, grosimea minimăa elementelor îmbinate este de 10 d, iar diametrul minim al elementului de îmbinare d nu trebuie sădepaş ească12 mm. b. În pereţ ii structurali ş i diafragme orizontale, se recomandăca grosimea elementelor săfie ≥4d iar diametrul cuielor d sănu depaş ească3,1 mm. c. Dacăaceste cerinţ e nu sunt îndeplinite, dar este asiguratăo grosime minimăde 8d pentru cazul a ş i 3d pentru cazul b, se vor utiliza valorile reduse pentru coeficientul de comportare q, date în tabelul 9.3.

9.4.3. Reguli pentru diafragmele orizontale (1) Distribuţ ia forţ elor tă ietoare în diafragme se face luând în considerare poziţ ia în plan a elementelor de rezistenţ ăverticale care preiau încărcă rile laterale. (2) Continuitatea grinzilor trebuie asiguratăîn special în zonele de discontinuitate ale diafragmelor de planş eu. (3) În cazul în care nu se dispun rigidiză ri pe întreaga înălţ ime a grinzilor de planş eu, raportul între înă lţ imea ş i grosimea grinzilor (h/b) trebuie săfie mai mic ca 4. (4) Când planş eele sunt rigide în plan nu trebuie săexiste nici o discontinuitate a grinzilor în reazemele unde forţ ele orizontale sunt transferate elementelor verticale (ex. pereţ ilor structurali). (5) În cazul construcţ iilor de dimensiuni reduse în plan (exemplu: case individuale) se considerăcăplanş eul asigurăcontravântuirea în plan orizontal dacă : 9.5

- dimensiunile în plan ale clă dirii sunt mai mici de 12 m; - grinzile planş eelor din lemn sunt continue; - elementele de fixare (tijele) sunt dispuse la maximum 15 cm pe conturul exterior al panourilor de planş eu ş i la 30 cm pe riglele intermediare. 9.5. Verificări de siguranţ ă (1) Pentru verificarea la starea limităultimăa structurilor proiectate conform conceptului de comportare structuralănon-disipativă(Clasa L), caracteristicile materialului vor fi considerate corespunză toare combinaţ iei fundamentale de încă rcă ri. (2) Pentru verificarea la starea limităultimăa structurilor proiectate conform conceptului de comportare structuralădisipativă(clasa M sau H), caracteristicile materialului vor fi considerate corespunză toare combinaţ iei excepţ ionale de încărcă ri. (3) Pentru a se asigura incursiunea în domeniul post-elastic a zonelor disipative, toate celelalte elemente structurale ş i îmbină ri trebuie să fie proiectate cu suficientă suprarezistenţ ă . Cerinţ e speciale de suprarezistenţ ăsunt cerute în special pentru: - ancorări (tiranţ i) sau orice alte îmbină ri la elemente masive; - îmbină ri între diafragme orizontale ş i elemente verticale care preiau încă rcă ri laterale. (4) Îmbinările prin chertare nu prezintăriscul de cedare casantădacăverificarea la forţ a tăietoare este facutăcu considerarea unui coeficient de sigurantăsuplimentar cu valoarea 1.3.

9.6

10. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCŢIILOR 10.1.

Generalităţ i

10.1.1. Obiectul prevederilor (1) Prezentul capitol stabileş te condiţ iile minime de siguranţ ăla acţ iunea seismică ş i regulile de proiectare (alcă tuire generală, calcul ş i detaliere constructivă ) pentru subsistemul Componentelor NeStructurale (CNS) ale construcţ iilor. (2)

Prevederile din acest capitol se referăla:

componentele nestructurale (CNS); - piesele de prindere ale CNS de structura principalăsau de alte CNS; - elementele/subansamblurile structurii principale de care sunt prinse CNS . (3) Condiţ iile de siguranţ ăş i regulile de proiectare stabilite în cele ce urmeazăsunt diferenţ iate în funcţ ie de urmă torii parametri: - clasa de importanţ ăa construcţ iei; - zona seismicăde calcul; - categoria (funcţ iunea) CNS; - caracteristicile constructive ale CNS ş i ale prinderilor acestora; - interacţ iunile componentelor nestructurale cu elementele structurii principale. (4) Mă surile prevăzute în acest capitol se referăla protecţ ia CNS faţ ăde cele două efecte ale cutremurului: 1. Efectul direct al forţ elor de inerţ ie corespunză toare produsului dintre masa CNS ş i acceleraţ ia pe care aceasta o capă tăîn timpul cutremurului. 2. Efectul indirect rezultat din deformaţ iile impuse CNS prin deplasă rile laterale relative ale punctelor de prindere/de contact cu structura principală. 10.1.2.

Subsistemul componentelor nestructurale

(1) Subsistemul componentelor nestructurale (CNS) include toate părţ ile ş i elementele construcţ iei, cu excepţ ia celor care aparţ in subsistemului elementelor structurale, precum ş i mobilierul fix de uz profesional. (2) Subsistemul componentelor nestructurale este constituit din urmă toarele categorii de componente: A. Componente arhitecturale (elemente de construcţ ie): A.1. Elemente ataş ate anvelopei construcţ iei: - finisaje, elemente de protecţ ie termicăsau decoraţ ii din că rămidă, beton, piatră , materiale ceramice, sticlăsau similare care au ca suport elementele de închidere, structurale sau nestructurale; - copertine, balustrade, atice, marchize, profile ornamentale, statui;

10.1

- firme, reclame, antene de televiziune. A.2. Elemente ale anvelopei: -

elementele structurii proprii a anvelopei - panouri de perete pline sau vitrate, montanţ i, rigle, buiandrugi, centuri ş i alte elemente care nu fac parte din structura principalăa construcţ iei;

-

tâmplăriile înglobate, inclusiv geamurile/sticla.

A.3.Elemente de compartimentare interioarăfixe sau amovibile (inclusiv finisajele ş i tâmplă riile înglobate). A.4. Tavane suspendate. A.5. Alte elemente de construcţ ie: garduri de incintă(împrejmuiri). B. Instalaţ ii: B.1 Instalaţ ii sanitare B.2 Instalaţ ii electrice/iluminat B.3 Instalaţ ii de încă lzire, de condiţ ionare ş i de ventilaţ ie B.4 Instalaţ ii speciale cu utilaje care opereazăcu abur sau cu apăla temperaturi ridicate (bucătă rii, spă lă torii, etc) C. Echipamente electromecanice: C.1 Ascensoare C.2 Scări rulante D. Mobilier ş i alte dotă ri: D.1 Mobilier profesional: de birou (rafturi, dulapuri), din unită ţ i medicale, de cercetare, inclusiv sistemele de computere, din muzee de interes naţ ional. D.2 Mobilier ş i dotă ri speciale din construcţ ii din clasa de importanţ ăI: panouri de control ş i comandăale dispeceratelor din servicii de urgenţ ă , din unităţ i de pompieri, poliţ ie, centrale telefonice, echipamente din staţ ii de radiodifuziune/televiziune ş i similare. D.3 Rafturi din magazine ş i din depozite accesibile publicului. 10.2.

Cerinţ e generale de performanţ ăseismicăspecifice CNS

(1)

Cerinţ ele utilizatorilor privitoare la comportarea la cutremur a CNS se referăla: - evitarea pierderilor de vieţ i omeneş ti sau a rănirii persoanelor din exteriorul sau din interiorul construcţ iilor prin desprinderea ş i că derea CNS ; - evitarea întreruperii activităţ ilor ş i serviciilor esenţ iale în timpul ş i după cutremur prin avarierea/ieş irea din funcţ iune a CNS; - evitarea degradă rii unor bunuri culturale sau artistice valoroase; - limitarea pagubelor materiale ca amploare ş i gravitate; - asigurarea că ilor de evacuare a persoanelor din construcţ ie ş i a căilor de acces pentru echipele de intervenţ ie; 10.2

- evitarea/limitarea avarierii unor elemente structurale ca urmare a interacţ iunii acestora cu elementele nestructurale; - limitarea impactului psihologic datorat disconfortului ocupanţ ilor. (2) În funcţ ie de clasa de importanţ ăa construcţ iei ş i de rolul componentei în sistemele respective, CNS trebuie săsatisfacăurmă toarele cerinţ e: - pentru construcţ iile din clasa de importanţ ăI, trebuie săasigure funcţ ionarea continuăîn timpul cutremurului ş i imediat dupăacesta, cu eventuale întreruperi în limitele timpului necesar pentru intrarea în funcţ iune a echipamentelor ş i instalaţ iilor de rezervă ; efectele avariilor locale (ruperea unei conducte de apă , de exemplu) vor fi limitate ş i nu vor împiedica funcţ ionarea normalăa restului construcţ iei; - pentru instalaţ iile cu echipamente speciale, care lucreazăcu apăfierbinte sau cu abur sub presiune precum ş i pentru instalaţ iile de gaz ş i instalaţ iile ş i echipamentele electrice trebuie săse evite pericolul de producere a exploziilor ş i scurt-circuitelor care ar putea genera incendii sau degajă ri de apăş i abur la temperaturi ridicate; - pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăII-IV, trebuie săfie asigurată stabilitatea tuturor componentelor iar remedierea eventualelor avarii ş i repunerea în funcţ iune a instalaţ iei trebuie săfie posibile într-un interval de timp acceptabil pentru utilizatori. (3) Pentru satisfacerea cerinţ elor de la (1), toate categoriile de componente nestructurale ale construcţ iilor trebuie săfie proiectate ş i executate astfel încât să rămânăstabile ş i să-ş i pă streze integritatea fizicăsub acţ iunea forţ elor ş i deplasă rilor datorate celor douăefecte ale acţ iunii seismice precizate la 10.1.1.(4). (4) Prevederile prezentului capitol nu se aplică urmă toarele categorii de componente care prezintăun nivel de risc redus din punct de vedere al parametrilor enunţ aţ i la 10.1.1.(3) : - toate CNS, cu exceptia celor din categoria A1 situate pe faţ adele către spaţ ii publice sau cu aglomeră ri de persoane ş i a celor din categoria B4, pentru -

construcţ iile din clasa de importanţ ăIV, din zonele seismice cu ag≤0,12g,

-

construcţ iile din clasa de importanţ ăIII, pentru zona seismicăcu ag=0,08g;

- toate componentele din categoriile B (cu excepţ ia B4), C ş i D, pentru: -

construcţ iile din clasa de importanţ ăIII din zona seismicăag=0,12g,

-

construcţ iile din clasa de importanţ ăII din zona seismicăag=0,08g;

- componentele din categoriile B (cu excepţ ia B4), C,D, cu  1, indiferent de CNS  zona seismică ş i de clasa de importanţ ă a construcţ iei, dacă îndeplinesc urmă toarele douăcondiţ ii: -

sunt montate la înă lţ ime mai micăde 1,50 m peste nivelul planş eului;

-

au greutate totalămaximăîn exploatare mai micăde 0,20 kN.

10.3

10.3.

Calculul seismic al componentelor nestructurale

10.3.1. Principii ş i metode de evaluare a forţ ei seismice de proiectare pentru CNS (1)

Forţ a seismicăde proiectare pentru CNS depinde de următorii factori: - importanţ a CNS; - valoarea acceleraţ iei de proiectare a terenului ş i caracteristicile spectrale ale acţ iunii seismice la amplasament; - amplificarea acceleraţ iei terenului la nivelul de prindere al CNS; - amplificarea dinamicăproprie a CNS; - modificarea (reducerea) efectului forţ ei seismice datorită capacităţ ii de absorbţ ie a energiei a CNS ş i a prinderilor acesteia de structura principală ; - greutatea în exploatare a CNS.

(2) Forţ a seismicărezultatădin acţ iunea directăa cutremurului asupra unei CNS poate fi calculată , în funcţ ie de importanţ aş i de rolul în construcţ ie ale componentei respective, folosind unul dintre urmă toarele procedee: - Metoda spectrelor de etaj - Metoda forţ elor static echivalente (3) Forţ a seismicădeterminatăconform prezentului paragraf se foloseş te numai pentru proiectarea CNS, a prinderilor acesteia ş i pentru verificarea locală a elementelor de reazem ş i nu se adunăcu efectele forţ ei seismice pentru structura principală . 10.3.1.1.

Metoda spectrelor de etaj

(1) Pentru CNS de mare importanţ ăsau care conţ in surse de risc deosebit (recipienţ i sau instalaţ ii pentru substanţ e toxice, explozibile, etc), calculul forţ ei seismice rezultate din acţ iunea directăa cutremurului asupra CNS se va face pe baza unui model de calcul complet, folosind spectrul de acceleraţ ie obţ inut din ră spunsul seismic al structurii principale la nivelul de prindere al CNS (spectrul de etaj). (2) Modelul de calcul utilizat va ţ ine seama de proprietă ţ ile mecanice relevante ale structurii principale, ale CNS ş i ale prinderilor acestora de structura principală. (3) Acţ iunea seismicăpentru care se calculeazăspectrele de etaj va fi modelată conform prevederilor de la Cap.3 din prezentul Cod. 10.3.1.2. Metoda forţ elor static echivalente (1) Pentru construcţ iile la care se aplicăprevederile prezentului Cod (vezi secţ iunea 1.1.), efectul acţ iunii directe a cutremurului asupra CNS poate fi considerat echivalent cu efectul unei forţ e statice F CNS. (2) Forţ a seismicăstatic echivalentăFCNS , care modeleazăacţ iunea directăa cutremurului asupra unei CNS aflatăla cota "z" în raport cu baza construcţ iei, se calculeazăcu formula: 10.4

CNS ag CNS K z FCNS ( z )  mCNS qCNS

(10.1)

unde:

 CNS

coeficient de importanţ ăal CNS (vezi 10.3.1.3.1);

ag

acceleraţ ia seismicăde calcul a terenului stabilităconform hărţ ii de zonare seismică ;

CNS

coeficient de amplificare dinamicăal CNS (vezi 10.3.1.3.2.); z coeficient care reprezintăamplificarea acceleraţ iei seismice a terenului H pe înălţ imea construcţ iei, în care:

K z 1 2

z

cota punctului de prindere de structurăa CNS;

H

înălţ imea medie a acoperiş ului în raport cu baza construcţ iei; Notă: Produsul agK z reprezintăacceleraţ ia seismicăla punctul de prindere de structurăal CNS (la cota z) iar produsul a gK zCNS reprezintăacceleraţ ia seismicăla nivelul centrului de greutate al CNS .

qCNS

coeficient de comportare al CNS (vezi 10.3.1.3.3.);

mCNS

masa maximăa CNS în exploatare (pentru rafturile de depozitare vezi alin. 5)

(3) Valoarea forţ ei seismice FCNS, stabilităcu relaţ ia (10.1), se limiteazădupăcum urmează:

(4)

FCNS 4 CNS ag

(10.2)

FCNS 0,75 CNSag mCNS

(10.3)

Forţ a seismicăstatic echivalentăFCNS poate fi consideratăîn calcul ca: - încă rcare uniform distribuită , perpendicularăpe axa CNS, orizontal ş i vertical (în cazul elementelor liniare care pot oscila simultan pe cele douădirecţ ii- ţ evi, conducte, canale de ventilaţ ie ş i similare); - încă rcare uniform distribuită, perpendiculară pe planul CNS (în cazul elementelor plane - pereţ i interiori, faţ ade cortinăş i similare); - forţ ăconcentratăaplicatăîn centrul de greutate al CNS, pe direcţ ia cea mai defavorabilă(în cazul elementelor care au trei dimensiuni comparabile -utilaje, echipamente, rezervoare, coş uri de fum ş i de ventilaţ ie ş i similare);

(5) Pentru rafturile din oţ el din magazine sau depozite accesibile publicului, care sunt montate la cota 0,00 sau mai jos calculul, se poate face ca folosind ipotezele generale de calcul pentru structuri, cu urmă toarele preciză ri: - masa supusăacţ iunii seismice se va lua egalăcu cea mai defavorabilădin urmă toarele : greutatea proprie a raftului + câte ⅔ din încă rcarea capabilăla fiecare nivel de depozitare; greutatea proprie a raftului + încă rcarea capabilăla cel mai înalt nivel de depozitare: - coeficientul de comportare se va lua qCNS = 4,0 10.5

- coeficientul de importanţ ăse va lua  CNS = 1,5 - pentru rafturile rigide , cu T0  0,06s forţ a seismicăde proiectare se va determina cu relaţ ia FCNS 1,25 a g m CNS

(10.1a)

unde mCNS se stabileş te ca mai sus. 10.3.1.3.

Coeficienţ i de calcul pentru componentele nestructurale

10.3.1.3.1.

Coeficientul de importanţ ăpentru CNS ( CNS)

(1) Coeficientul de importanţ ăpentru CNS se va lua  CNS 1,5, la aprecierea proiectantului ş i/sau beneficiarului, pentru urmă toarele categorii de componente: - elemente de construcţ ie, instalaţ ii, utilaje ş i echipamente curente ş i de rezervă, esenţ iale pentru continuarea în siguranţ ăa funcţ ionă rii construcţ iilor din clasa de importanţ ăI, inclusiv prinderile acestora; - CNS amplasate pe că ile de evacuare ş i sistemele de iluminat de rezervă , pentru evacuare, ale construcţ iilor din clasa de importanţ ăII, care adă postesc aglomeraţ ii de persoane; - recipienţ iş i rezervoare care conţ in substanţ e toxice sau explozibile considerate a fi periculoase pentru siguranţ a publică ; - rafturi din marile spaţ ii comerciale ş i din depozite accesibile publicului. (2) Pentru toate celelalte categorii de CNS, coeficientul de importanţ ăse va lua    unde  este coeficientul de importanţ ă al construcţ iei. CNS I I

10.3.1.3.2.

Coeficientul de amplificare dinamicăal CNS (CNS)

(1) Coeficientul de amplificare dinamicăal CNS se stabileş te în funcţ ie de rigiditatea componentei ş i a prinderilor respective: - componente rigide (cu perioada proprie de oscilaţ ie TCNS 0, 06 s): CNS = 1,0 - componente flexibile (cu perioda proprie de oscilaţ ie TCNS > 0,06 s): CNS = 2,5 10.3.1.3.3. Coeficientul de comportare al CNS (qCNS) (1) Coeficientul de comportare al CNS, depinde de capacitatea deformare ş i de absorbţ ie de energie a CNS ş i a prinderilor acesteia de structurăş i este independent de flexibilitatea acestora. (2) Pentru CNS enumerate la art.10.1.2, valorile CNS ş i qCNS sunt date în tabelele 10.1 ş i 10.2

10.6

Tabel 10.1 Categoria ş i tipul componentelor nestructurale A.1. Elemente ataş ate anvelopei construcţ iei: - dacălucreazăîn consolăsau dacăsunt ancorate de structura principalăsub nivelul centrului de greutate - dacăsunt ancorate peste nivelul centrului de greutate - ornamente, firme, reclame, antene de televiziune ş i similare, indiferent de modul de prindere de structura principală

CNS

qCNS

2,5

2,5

1,0 2,5

2,5 2,5

1,0 1,0 1,0 1,25

2,5 2,5 1,5 1,0

A.2. Elemente ale anvelopei - elemente propriu zise - placaje ş i finisaje cu elemente ş i prinderi ductile - placaje ş i finisaje cu elemente ş i prinderi fragile - prinderi ş i rigidiză ri ale elementelor anvelopei

A.3. Elemente de compartimentare, fixe sau amovibile, inclusiv finisaje ş i tâmplă rii înglobate - pereţ i nestructurali interiori din zidă rie simplăcare nu sunt fixaţ i de structura 2,5 principalăla partea superioară , - parapeţ i interiori din zidă rie simplăcare lucreazăîn consolăsau care sunt fixaţ i 2,5 sub nivelul centrului de greutate - restul elementelor de compartimentare interioară , indiferent de materialele din 1,0 care sunt executate

1,5

A.4 Tavane false A.5 Garduri de incintă

1,0 2,5

2,5 2,5

CNS

qCNS

1,0 1,0

2,5 1,5

2,5 1,0 1,0

3,5 2,5 1,5

2,5 1,0 1,0 1,0

2,5 2,5 2,5 2,5

Tabelul 10.2 Categoria ş i tipul componentelor nestructurale B. Instalaţ ii B.1 Instalaţ ii sanitare (alimentare cu apă , evacuarea apelor uzate) - sisteme de conducte cu prinderi ductile - sisteme de conducte cu prinderi fragile

1,5 2,5

B.2 Instalaţ ii electrice/iluminat - sisteme de cabluri principale - echipamente electrice - corpuri de iluminat

B.3 Instalaţ ii de condiţ ionare/încălzire & ventilaţ ie - echipamente izolate împotriva vibraţ iilor - echipamente neizolate împotriva vibraţ iilor - echipamente montate pe conducte - alte echipamente

B.4 Instalaţ ii speciale cu utilaje care opereazăcu abur sau apăla temperaturi ridicate - boilere, cazane - vase de presiune rezemate pe manta sau aş ezate liber

1,0 2,5

2,5 2,5

1,0

2,5

C. Echipamente electromecanice - ascensoare ş i scă ri rulante

D.Mobilier - mobilier din unită ţ i medicale, de cercetare, inclusiv sistemele de computere; 1,0 1,5 mobilier de birou (rafturi,clasoare, dulapuri) - mobilier din muzee de interes national 1,0 1,0 - mobilier ş i dotă ri speciale din construcţ ii din clasa de importanţ ăI: (panouri de 1,0 1,0 comandăale dispeceratelor din servicii de urgentă , din unită ţ i de pompieri, poliţ ie, centrale telefonice, echipamente din staţ ii de radiodifuziune/televiziune) 1,0 (*) 4,0 - rafturi din oţ el din magazine ş i din depozite accesibile publicului (T00.06 s) 2,5 (*) 4,0 - rafturi din oţ el din magazine ş i din depozite accesibile publicului (T00.06 s) (*) rafturi montate peste cota 0,00. Pentru rafturile montate la cota 0,00 sau mai jos vezi 10.3.1.2.

10.7

10.3.2. Determinarea deplasărilor laterale pentru calculul CNS (1) CNS care sunt prinse la douăcote de nivel diferite, pe aceiaş i structură /acelaş i tronson (A), vor fi proiectate pentru a prelua deplasarea relativădr,CNS datăde relaţ ia:

d d r ,CNS d sxA d syA  X Y  aA hetA

(10.4)

(2) CNS care sunt prinse la douăcote de nivel diferite pe douăstructuri/două tronsoane diferite (A ş i B) vor fi proiectate pentru a prelua deplasarea relativădr,CNS datăde relaţ ia

Xd Yd d r ,CNS d sxA d syB  aA  aB hetA hetB (3)

(10.5)

În formulele (10.4) ş i (10.5) s-a notat: - dsxA deplasarea construcţ iei A, la nivelul "x" - dsyA deplasarea construcţ iei A, la nivelul "y" - dsyB deplasarea construcţ iei B, la nivelul "y" - X cota punctului superior de prindere de la nivelul "x", mă suratăde la baza structurii (secţ iunea teoreticăde încastrare); - Y cota punctului inferior de prindere de la nivelul "y", mă suratăde la baza structurii; - daA, daB deplasă rile relative de nivel admisibile pentru construcţ ia A ş i respectiv, construcţ ia B definite conform art.4.6.3.2. - hetA , hetB înă lţ imile de etaj folosite pentru calculul deplasă rilor relative de nivel la construcţ ia A ş i, respectiv, la construcţ ia B

Deplasările ds se calculeazăcu relaţ ia (4.19). (4) Factorul , din relaţ ia (4.19), definit conform 4.6.3.2., se va lua dupăcum urmează: - = 0,7 pentru : elementele anvelopei ş i elementele ataş ate anvelopei amplasate pe faţ adele că tre spaţ iile publice (strada) sau către alte spaţ ii în care este posibilăprezenţ a unui numă r mare de persoane (curţ ile interioare ale ş colilor, atriumuri, ş i similare); sistemele de conducte care sunt fixate pe douătronsoane adiacente în cazul construcţ iilor din clasele de importanţ ăI ş i II; - = 0,35 pentru toate celelalte categorii de CNS.

10.8

10.4.

Proiectarea seismicăa componentelor nestructurale

10.4.1. Prinderi ş i legături 10.4.1.1. Principii generale de proiectare (1) CNS proiectate pentru a rezista acţ iunii seismice, vor fi prinse de elementele ş i/sau subsistemele structurale, sau, dupăcaz, de alte CNS, astfel încât forţ ele de calcul, determinate conform 10.5.2., săfie transmise, în totalitate, structurii principale a construcţ iei. (2) Prinderile CNS vor fi proiectate, de regulă , astfel încât săpoatăprelua deplasă rile relative ale structurii determinate conform 10.5.3; dacăaceastăcondiţ ie nu este satisfăcută , la proiectarea CNS se va ţ ine seama ş i de eforturile asociate deformaţ iilor ş i/sau deplasărilor împiedicate. (3) Prinderile vor avea suficientărezistenţ ăş i rigiditate ş i vor fi alcătuite astfel încât săasigure transferul direct al forţ elor seismice ş i gravitaţ ionale aferente de la CNS la structura principalăsau la o altăCNS, care, la rândul să u, trebuie săfie legată direct de structura principală. (4) Prinderile CNS de elementele structurii principale, sau de alte CNS, vor avea suficientăductilitate pentru a asigura capacitatea de rotire necesarăpentru preluarea deplasă rilor relative ale etajelor determinate conform art.10.5.3. (5) Prinderile CNS de elementele structurii principale, sau de alte CNS, pot fi realizate prin orice procedeu tehnic, verificat în practică , care asigurăblocarea ş i/sau limitarea deplasărilor, în ambele sensuri, pe direcţ iile tuturor gradelor de libertate ale CNS (monolitizarea armă turilor, sudură, buloane,etc). (6) Efectul frecă rii datorat greută ţ ii proprii a CNS nu va fi luat în considerare pentru transmiterea forţ elor seismice corespunză toare CNS la structura principală, sau la altăCNS. (7) Rezistenţ a, stabilitatea ş i rigiditatea elementelor de construcţ ie pe care sunt fixate/rezemate CNS (elementele structurii principale sau o altăCNS) vor fi verificate pentru efectul local ş i de ansamblu al forţ elor de legă tură . 10.4.1.2. Calculul ş i alcătuirea legăturilor între CNS ş i elementele de rezemare (1) Forţ ele de proiectare pentru ancore, vor fi determinate cu încă rcările de calcul ale CNS conform 10.5.2. pentru care efectele acţ iunii seismice vor fi majorate cu 30%. (2) Pentru calculul solicită rilor în ancore se va ţ ine seama ş i de condiţ iile probabile de instalare, inclusiv de excentricită ţ ile de montare. (3) Pentru prinderile cu ancore înglobate în beton sau în zidă rie, eforturile capabile ale prinderii vor fi mai mari cu 30% decât eforturile capabile ale CNS care se fixează. (4) În cazul în care prinderile se realizeazăcu elemente cu lungime de ancoraj mică(La 8d) forţ ele seismice care acţ ioneaza asupra CNS vor fi calculate folosind coeficientul de comportare qCNS = 1,5 chiar dacăvaloarea datăîn tabelele 10.1 sau 10.2 este mai mare.

10.9

(5) Bolţ urile montate prin împuş care nu vor fi folosite ca ancore solicitate la întindere pentru CNS în construcţ iile situate în zonele seismice cu ag≥0,16g. 10.4.2. Interacţ iuni posibile ale CNS 10.4.2.1. Interacţ iunile CNS cu elementele/subsistemele structurale (1) Interacţ iunile CNS cu elementele ş i/sau subsistemele structurale vor fi controlate astfel încât efectele lor reciproce sănu provoace distrugerea prematurăa elementelor structurale ca urmare a modifică rii schemei statice (de exemplu, prin formarea stâlpilor scurţ i) sau prin introducerea unor solicitari suplimentare în elementele structurii (de exemplu, în cazul panourilor din zid ă rie de umplutură). (2) Efectele de ansamblu ş i locale datorate interacţ iunii structurii cu pereţ ii nestructurali vor fi luate în considerare pentru proiectarea structurii conform prevederilor de la secţ iunile 4.4 ş i 5.6. 10.4.2.2. Interacţ iuni cu alte CNS (1) Interacţ iunile diferitelor CNS ş i efectele lor reciproce trebuie controlate astfel încât distrugerea/avarierea unei CNS sănu provoace avarierea, distrugerea sau ieş irea din funcţ iune a unui ansamblu de CNS sau a unei CNS de nivel superior (pe care îl susţ in/îl deservesc). 10.4.3. . Proiectarea seismicăa componentelor arhitecturale 10.4.3.1. Principii generale de proiectare (1) Componentele arhitecturale enumerate la art.10.1.2.(2). pct.A ş i prinderile acestora trebuie săreziste încărcărilor determinate conform paragrafului 10.5.2 ş i să preia deplasă rile determinate conform 10.5.3. (2) Pentru CNS care sunt susţ inute pe elemente structurale în consolăsau pe grinzi cu deschideri mari se va ţ ine seama de deformaţ iile verticale ale consolei/grinzii (inclusiv de deformaţ iile datorite rotirii nodului din secţ iunea de reazem). 10.4.3.2. Reguli de proiectare specifice pentru componentele arhitecturale 10.4.3.2.1. Reguli de proiectare specifice pentru elementele componente ale anvelopei (1) Pereţ ii exteriori nestructurali, care nu constituie panouri de umpluturăla cadre (de exemplu, pereţ i rezemaţ i pe console, pereţ i cu goluri mari) executaţ i din zidărie de că ră midă /blocuri sau din panouri prefabricate vor fi proiectaţ i pentru a rezista efectelor acţ iunii seismice perpendicularăpe plan ş i deplasărilor determinate conform 10.5.3. (2) Pereţ ii exteriori nestructurali executaţ i din zidă rie menţ ionaţ i la (1) vor fi prevăzuţ i, dupăcaz, cu stâlpiş ori ancoraţ i în structura principalăş i cu centuri. În cazul pereţ ilor rezemaţ i pe console se va ţ ine seama ş i de prevederile de la 10.4.3.1.(2).

10.10

(3) Pereţ ii exteriori nestructurali din zidă rie care constituie panouri de umplutură în cadrele de beton armat sau de oţ el vor fi proiectaţ i conform prevederilor Cap.8 din prezentul Cod. (4) Pereţ ii exteriori nestructurali executaţ i din panouri prefabricate de beton vor fi rezemaţ i direct pe elementele structurii principale sau vor fi prinş i de aceasta cu ancore sau cu alte dispozitive de prindere ş i vor respecta următoarele reguli: - prinderile ş i rosturile între panouri trebuie săpermitădeplasă ri relative de nivel cel puţ in egale cu deplasarea de nivel calculatăsau cel puţ in 15 mm; - prinderile care asigurămiscarea liberăîn planul panoului, în limitele deplasă rii relative de nivel calculată , pot fi realizate folosind găuri ovalizate, fante, prinderi care permit deplasări prin încovoierea unor piese de oţ el, sau orice alt sistem care asigurăcapacitate de deplasare necesarăş i ductilitatea corespunză toare; - corpul ancorelor/conectorilor trebuie săaibăsuficientădeformabilitate ş i capacitate de rotire pentru a preveni ruperea betonului/zidă riei la deformaţ ii mici sau în zona prinderilor sudate; - toate piesele sistemelor de prindere vor fi dimensionate conform art.10.4.1.; - mărimea deformaţ iei perpendiculare pe plan a pereţ ilor exteriori nestructurali, produse de forţ ele seismice de calcul, nu va depăş i deformaţ ia admisibilăa panoului calculatăîn funcţ ie de geometria, proprietăţ ile mecanice ale materialelor constitutive ş i de schema staticăa sistemului de prindere de structura principală; - sticla înglobatăîn ferestrele obiş nuite, în faţ adele cortinăş i sticla vitrinelor se va proiecta ş i monta în conformitate cu prevederile art.10.4.3.2.4. 10.4.3.2.2. Reguli de proiectare specifice pentru tavanele suspendate (1) Masa tavanului suspendat pentru care se calculeazăforţ a seismicătrebuie să includă : - reţ eaua proprie de rezistenţ ă(gră tarul); - panourile de tavan; - corpurile de iluminat, dacăsunt agă ţ ate, prinse cu cleme sau sprijinite lateral de tavan; - orice altăCNS care este sprijinitălateral de tavan. (2) Forţ a seismicăaferentămasei totale a tavanului calculatăconform (1) va fi transmisă , împreunăcu încă rcă rile verticale corespunzătoare, prin prinderile tavanului, la elementele structurii principale sau la elementele de margine ale structurii tavanului. Prinderile vor fi dimensionate conform 10.4.1. (3) Tavanele suspendate ale construcţ iilor din clasele de importanţ ăI ş i II situate în zonele seismice cu ag≥0,20g trebuie sărespecte ş i următoarele reguli suplimentare: - reţ eaua de susţ inere a panourilor va fi alcă tuitădin profile laminate T din oţ el; - aripa cornierului marginal de închidere va fi de cel puţ in 50 mm; - în fiecare din cele douădirecţ ii orizontale ortogonale, un capă t la reţ elei de susţ inere a tavanului va fi fixat de cornierul de margine iar celă lalt capă t va avea posibilitatea de deplasare liberăpe cel puţ in 20 mm; 10.11

- tavanele suspendate cu suprafaţ a mai mare de 100 m2 vor fi prevă zute cu prinderi laterale de structura principală ; - tavanele suspendate cu suprafaţ a mai mare de 250 m2 vor fi divizate în zone cu suprafaţ a 250m2 prin rosturi de separare sau prin pereţ i dezvoltaţ i pe toată înălţ imea etajului; se poate renunţ a la aceastămă surădacăprin calcul se demonstreazăca sistemul de prindere poate prelua integral deplasările laterale ale tavanului; - se vor prevedea măsuri pentru a permite deplasarea tavanului în vecină tatea capetelor de sprinklere sau a altor piese care traverseazătavanul; - în cazul în care tavanul are cote de nivel diferite, stabilitatea lateralăa fiecă rei zone va fi asiguratăprintr-un sistem propriu de blocare a deplasă rilor laterale (contravântuire); - conductele, canalele de ventilaţ ie, cablurile electrice ş i alte elemente de instalaţ ii nu vor fi fixate de tavanul suspendat. 10.4.3.2.3. Reguli de proiectare specifice pentru elementele de compartimentare (1) Pereţ ii despă rţ itori din zidărie de cără midăsau blocuri vor fi dimensionaţ i pentru a rezista forţ ei seismice perpendicularăpe planul peretelui calculatăcu relatia (10.1) în care masa peretelui va include ş i masa în exploatare a mobilierului sau altor echipamente sau instalaţ ii suspendate de perete (de exemplu, rafturi de bibliotecă inclusiv că rţ ile, boilere ş i sisteme de conducte inclusiv apa conţ inută , etc). Momentele încovoietoare în panoul de perete vor fi calculate conform prevederilor din " Cod de proiectare ş i execuţ ie a structurilor din zidărie, CR6", cap.5 având în vedere condiţ iile concrete de rezemare la extremită ţ ile peretelui nestructural. (2) Pereţ ii despărţ itori pot fi executaţ i din zidă rie simplădacăeforturile unitare normale din încovoiere perpendicularăpe planul peretelui, calculate conform (1), sunt mai mici, cel mult egale, cu rezistenţ ele de proiectare la întindere din încovoiere perpendicular pe planul peretelui (fxd1 ,fxd2 ) pentru zidă ria respectivădate în Cap.8 art. 8.3.3. din prezentul Cod. (3) Indiferent de rezultatele calculului prevăzut la (2), legă tura peretelui despă rţ itor cu un perete de zidă rie perpendicular (chiar dacăeste asiguratăprin ţ esere) sau cu elementele verticale de beton armat adiacente (stâlpi sau pereţ i structurali) va fi asiguratăsuplimentar prin armă turi (minimum douăbare d = 6 mm OB37/ 500 mm). (4) În cazul în care eforturile unitare normale din încovoiere perpendicular pe planul peretelui au valori mai mari decât (fxd1 ,fxd2 ) se pot adopta urmă toarele soluţ ii: - peretele se armeazăîn rosturile orizontale dacă , din calcul, rezultăcăruperea se produce în plan perpendicular pe rosturile orizontale în câmpul peretelui ş i la reazeme; - dimensiunile panoului se reduc prin centuri ş i stâlpiş ori intermediari astfel încât eforturile unitare efective sădevinămai mici decât eforturile unitare de calcul; centurile ş i stâlpiş orii vor fi ancoraţ i de structura principalăş i vor fi dimensionaţ i pentru a prelua încă rcă rile laterale aferente panourilor de zidă rie adiacente.

10.12

(5) Pereţ ii despă rţ itori care sunt fixaţ i la nivelul tavanului suspendat precum ş i orice alţ i pereţ i despă rţ itori mai înalţ i de 2,00 m vor fi fixaţ i lateral de structura principală . Sistemul de fixare va fi independent de sistemul de fixare al tavanului suspendat. (6) Dispunerea în plan a elementelor de fixare lateralăş i dimensionarea acestora se va face în aş a fel încât deplasările laterale ale capetelor superioare ale pereţ ilor săfie compatibile cu deplasă rile laterale ale tavanului. (7) Proiectarea ş i executarea pereţ ilor despă rţ itori din sticlă se va face în conformitate cu prevederile reglementă rilor specifice. (8) Pereţ ii despă rţ itori din BCA, scheletul metalic sau din lemn al pereţ ilor uş ori (de tip "gips carton") ş i prinderile acestuia de structura principalăvor fi dimensionate pentru a prelua încă rcările de calcul date la 10.5.2. Greutatea acestor pereţ i va include ş i greutatea în exploatare a mobilierului ş i a echipamentelor ş i instalaţ iilor suspendate de perete. 10.4.3.2.4. Reguli de proiectare specifice pentru faţ adele vitrate (1) Scheletul metalic al faţ adelor cortină , ramele vitrinelor ş i ferestrelor ş i prinderile acestora de structura principalăvor fi proiectate pentru a prelua deplasă rile relative de nivel calculate, fă rădeformaţ ii permanente ş i fă rădeteriorarea sticlei ş ia pieselor de etanş are. (2) Sticla pă rţ ilor vitrate ale faţ adelor (pereţ i cortina vitraţ i, vitrine de mari dimensiuni) trebuie săsatisfacăcerinţ a referitoare la limitarea deplasă rii relative de nivel datăde relaţ ia: d ra ( sticla ) 1,25I d r ,CNS 15 mm

(10.6)

unde dra (sticlă) deplasarea relativăde nivel care produce spargerea/că derea sticlei din peretele cortinăsau din vitrină , stabilităconform prevederilor alin (5);

 I

coeficientul de importanţ ăal construcţ iei;

dr,CNS deplasarea relativăde nivel pentru calculul CNS stabilităconform 10.3.2. (3) Verificarea condiţ iei (10.6) nu este necesarădacăspaţ iul dintre sticlăş i cadrul metalic c liber este suficient de mare pentru ca sănu se producăcontactul între acestea când este atinsădeplasarea maximă: cliber 1,25I d r ,CNS  15 mm (4)

(10.7)

Valoarea cliber se calculeazăcu relaţ ia  hst c 2   cliber 2c 1  1    bstc1 

(10.8)

unde hst - înă lţ imea panoului de sticlă; bst - lă ţ imea panoului de sticlă; c 1 - spaţ iul liber între marginile verticale ale sticlei ş i cadru; 10.13

c 2 - spaţ iul liber între marginile orizontale ale sticlei ş i cadru. (5) Valoarea dra(sticlă), depinde de tipul sticlei respective; aceastăvaloare se precizează de că tre producă tor sau poate fi determinată prin calcul conform precizărilor din norma de producţ ie. (6) Sticla ferestrelor cu suprafaţ ămai mare de 2,00 m2, situate la înă lţ ime mai mare de 2,00 m peste nivelul trotuarului va fi de tip "securizat" . 10.4.3.2.5. Reguli de proiectare specifice pentru gardurile de incintă. (1) Gardurile de incintăcu înălţ ime mai mare de 1,50 m vor fi proiectate pentru a rezista forţ elor seismice stabilite conform 10.5.2.; (2) Pentru proiectarea gardurilor de incintăse vor folosi reglementă rile specifice materialelor de construcţ ie respective. 10.4.3.2.6. Reguli de proiectare specifice pentru asigurarea căilor de evacuare din construcţ ie (1) Pentru asigurarea evacuării în siguranţ ăa construcţ iei în cazul unui cutremur sever se vor avea în vedere următoarele măsuri privind elementele de construcţ ie ş i finisajele căilor de evacuare: - pentru zonele seismice cu a g≥0,2g , uş ile cu comandămecanicăale garajelor staţ iilor de salvare, ale unită ţ ilor de pompieri ş i similare precum ş i cele ale construcţ iilor care adă postesc aglomeraţ ii mari de persoane (orientativ, peste 250 de persoane) vor fi proiectate astfel încât săse evite pericolul de blocare pentru deplasări relative de nivel 1,50 dr,CNS ; - uş ile obiş nuite ale unităţ ilor funcţ ionale ale construcţ iilor din clasele de importanţ ăI ş i II situate în zonele seismice a g≥0,2g (săli de clasă, cabinete, să li de operaţ ii ş i similare) precum ş i uş ile exterioare, de evacuare, ale construcţ iilor din clasele de importanţ ăIIII situate în zonele seismice ag≥0,2g vor fi proiectate astfel încât săse evite pericolul de blocare pentru deplasă ri relative de nivel  1,25 dr,CNS ; - copertinele situate deasupra uş ilor de evacuare din clădire vor fi verificate pentru o forţ ăseismicăverticalămai mare cu 50% decât cea datăde relaţ ia (10.1) pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăI ş i II ş i cu 25% pentru construcţ iile din clasa de importanţ ăIII; - pardoselile, tavanele suspendate ş i celelalte finisaje de pe că ile de evacuare din construcţ ie vor fi proiectate astfel încât că derea/avarierea lor sănu împiedice circulaţ ia persoanelor; - toate piesele de mobilier din construcţ iile din clasele de importanţ ăI ş i II aflate pe căile de evacuare vor fi fixate de structurăsau de pereţ ii nestructurali conform prevederilor de la art.10.4.1.

10.14

10.4.4. Proiectarea seismicăa instalaţ iilor 10.4.4.1. Gruparea instalaţ iilor în categorii seismice (1) Pentru diferenţ ierea mă surilor de proiectare la acţ iunea seismică, instalaţ iile din construcţ ii se clasificăîn trei categorii pe baza analizei rolului funcţ ional ş i a consecinţ elor produse de avarierea/ieş irea din funcţ iune ale acestora: (I) Instalaţ ii "esenţ iale" necesare funcţ ionă rii neîntrerupte a construcţ iilor din clasa de importanţ ăI, inclusiv instalaţ iile care asigurăfuncţ ionarea acestora. (II) Instalaţ ii a că ror avariere poate avea consecinţ e grave privind siguranţ a persoanelor din construcţ ie sau din exterior, pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăII ş i III. (III) Instalaţ ii curente (care nu fac parte din cele douăcategorii de mai sus). 10.4.4.2. Condiţ ii generale de proiectare pentru sistemele de instalaţ ii (1) Obiectivul principal al prevederilor date în aceastăsecţ iune este proiectarea rezemărilor ş i prinderilor pentru CNS din categoria instalaţ ii identificate la art. 10.1.2.2. pct. B. (2) Prinderile ş i reazemele (suporturile) tuturor categoriilor/tipurilor de instalaţ ii vor fi proiectate pentru încă rcările de proiectare stabilite conform 10.5.2. ş i pentru deplasă rile relative determinate conform 10.5.3. (3) Capacitatea de rezistenţ ăla cutremur a utilajelor ş i echipamentelor care fac parte din sistemele de instalaţ ii se stabileş te conform cataloagelor furnizorului. În cazul în care dispozitivul sau sistemele de prindere sunt livrate împreună cu echipamentele/utilajele, producă torul va preciza valorile eforturilor capabile ş i categoria de deformabilitate ale acestora. (4) La interfaţ a cu terenul sau cu structurile adiacente care se pot deplasa independent, conductele de alimentare/evacuare trebuie săaibăflexibilitatea necesară pentru a prelua în siguranţ ădeplasă rile diferenţ iale probabile . (5) Pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăI ş i II situate în zonele seismice AD, aş ezate pe terenuri cu consistenţ ăredusă , se va ţ ine seama de sensibilitatea la acţ iunea seismicăa reţ elelor exterioare îngropate ş i a zonelor de legă turăcu instalaţ iile interioare. (6) Pentru utilajele ş i echipamentele incluse în sistemele de instalaţ ii care au coeficientul de importanţ ă >1,.0 vor fi luate ş i alte mă suri suplimentare: CNS - eliminarea impactului pentru elementele vulnerabile la impact, pentru elementele executate din materiale neductile sau din materiale a că ror ductilitate poate fi redusădatorita condiţ iilor de exploatare (temperaturi joase, de exemplu); - la proiectare se va ţ ine seama de deplasă rile impuse utilajelor/echipamentelor de reţ elele interioare ş i exterioare datoritămiş cărilor relative între punctele de prindere pe structuri separate. (7) Utilajele/echipamentele care conţ in importante cantită ţ i de substanţ e care sunt considerate periculoase pentru siguranţ a persoanelor, vor fi proiectate pentru forţ ele seismice ş i cele gravitaţ ionale în condiţ iile degradă rii proprietăţ ilor materialelor ca 10.15

urmare a condiţ iilor de mediu nefavorabile (care favorizeazăcoroziunea, de exemplu). Pentru aceste cazuri dimensionarea se va face cu rezistenţ e de proiectare ale materialului reduse în raport cu cele folosite în condiţ ii normale de exploatare. Reducerile rezistenţ elor vor fi mai mari în cazul utilajelor /echipamentelor executate din materiale neductile. (8) Prinderile ş i reazemele utilajelor/echipamentelor din instalaţ iile sanitare, de condiţ ionare, încălzire ş i ventilaţ ie trebuie săsatisfacăcondiţ iile generale de la 10.4.1. ş i urmă toarele reguli suplimentare: - prinderile ş i reazemele care transmit forţ ele seismice la structura principalăvor fi alcă tuite, dimensionate ş i executate în conformitate cu documentaţ ia furnizorului; - folosirea ancorelor mecanice cu expansiune nu este acceptatăpentru utilaje ş i/sau echipamente cu putere mai mare de 8 kW; - reazemele executate piese din oţ el prelucrat la rece vor fi dimensionate pentru a rămâne în domeniul elastic de comportare. (9) Utilajele/echipamentele montate pe izolatori de vibraţ ii vor fi prevă zute cu dispozitive de limitare a deplasă rilor orizontale (pe ambele direcţ ii principale) ş i a deplasă rilor verticale. Toate piesele acestor dispozitive vor fi executate din materiale ductile. 10.4.4.3. Reguli de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente ş i/sau subansambluri de instalaţ ii 10.4.4.3.1. Reguli de proiectare specifice pentru instalaţ ii sanitare (1) Proiectarea sistemelor de sprinklere se va face conform reglementă rilor specifice ş i a prevederilor din prezentul Cod referitoare la mă rimea forţ elor ş i deplasă rilor seismice. (2)

Sistemele de conducte cu  i urmă toarele reguli: CNS > 1,0 vor satisface ş - spaţ iile libere între conducte sau între conducte ş i alte elemente de construcţ ie vor fi stabilite astfel încât, sub efectul forţ elor ş i deplasărilor de calcul, sănu se producăciocnirea acestora; - conductele trebuie săpoatăprelua efectele deplasă rilor relative care se produc între punctele de rezemare pe structură , pe teren, pe echipamente ş i utilaje sau pe alte conducte.

(3) Nu este necesar săse prevadălegături pentru limitarea deplasărilor laterale din cutremur ale sistemele de conducte dacăsunt îndeplinite următoarele condiţ ii: - conducta este suspendată , pe toatălungimea, cu bare rotunde care au lungime  300 mm de la partea superioarăa conductei pânăla elementul structural de care sunt prinse, conducta poate suporta deplasă rile relative între punctele de reazem ş i sistemul de suspendare este alcă tuit astfel încât barele sănu fie solicitate la încovoiere; - pentru conductele cu deformabilitate mare, cu diametrul 25 mm, care au  0,16g, dacăs-au luat mă suri pentru evitarea CNS > 1,0, din zonele seismice ag≥ impactului între ele, cu o conductăde dimensiuni mai mari, sau cu alt utilaj; 10.16

- pentru conductele cu deformabilitate mare, cu diametrul 50 mm, care au  0,12g, dacăs-au luat mă suri pentru evitarea CNS > 1,0, din zonele seismice ag≤ impactului între ele, cu o conductăde dimensiuni mai mari, sau cu alt utilaj/echipament; - pentru conductele cu deformabilitate mare, cu diametrul 75 mm, care au  0,16g. CNS = 1, 0, din zonele seismice ag≥ 10.4.4.3.2. Reguli de proiectare specifice pentru instalaţ ii electrice ş i de iluminat (1) Prinderile ş i reazemele prin care se transferăforţ ele seismice aferente utilajelor ş i/sau echipamentelor electrice vor fi realizate din materiale ductile. (2) Pentru sistemele de cabluri care traverseazărosturile între construcţ ii/tronsoane adiacente precum ş i pentru sistemele de cabluri legate de echipamente izolate împotriva vibraţ iilor se vor lua mă suri pentru a se asigura preluarea deplasă rilor relative calculate conform 10.5.3. Pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăI ş i II aceste deplasă ri vor fi majorate cu 30%. (3) Se vor lua mă suri pentru eliminarea riscului de impact între utilajele electrice ş i elementele structurii sau alte CNS. (4) Tablourile ş i dulapurile electrice precum ş i stelajele pentru baterii vor fi fixate pentru asigurarea stabilită ţ ii, prin ancorare, conform 10.4.1., de elemente de construcţ ie suficient de rezistente pentru a prelua încă rcă rile seismice corespunză toare maselor respective. 10.4.4.3.3. Reguli de proiectare specifice pentru instalaţ ii de condiţ ionare, de încălzire ş i de ventilaţ ie (1) Pentru sistemele de conducte ş i canale care traversează rosturile între construcţ ii ş i/sau tronsoane adiacente precum ş i pentru sistemele de conducte legate de echipamente izolate împotriva vibraţ iilor se vor lua măsuri pentru a se asigura preluarea deplasă rilor relative calculate conform 10.5.3. Pentru construcţ iile din clasele de importanţ ăI ş i II aceste deplasă ri vor fi majorate cu 30%. (2) Nu este necesar săse prevadălegă turi pentru limitarea deplasărilor laterale pentru sistemele de conducte la care  iile urmă toare este CNS 1,0 dacăuna din condiţ îndeplinităpe toatălungimea fiecă rei conducte : conducta este suspendatăcu elemente de prindere care au lungime 300 mm de la partea superioarăa conductei/canalului pânăla elementul structural de care sunt prinse ş i sunt alcă tuite astfel încât nu rezultă o încovoiere semnificativăa elementului de suspendare ş i a elementelor sale de legă tură ; sau conducta are secţ iunea transversală0,5 m2 (3) Utilajele legate direct cu sistemele de conducte/canale (cum sunt ventilatoare, exhaustoare, schimbă toare de căldură , umidificatoare) a că ror greutate în exploatare este mai mare de 0,35 kN trebuie săfie rezemate ş i legate lateral, independent de sistemul de conducte.

10.17

(4) Accesoriile folosite la sistemele de conducte (de exemplu, amortizoarele) vor fi prinse cu elemente de fixare capabile săpreia deplasă rile laterale în ambele sensuri. (5) Pentru conductele legate direct de echipamente fixarea lateralănu este obligatorie dacăacestea au flexibilitatea necesarăpentru a suporta deplasările relative între punctele de prindere. 10.4.4.3.4. Reguli de proiectare specifice pentru instalaţ ii speciale cu utilaje care opereazăcu abur sau apăla temperaturi ridicate (bucătării, spălătorii, etc) (1) Prezentul articol se referăla boilerele ş i vasele de presiune din construcţ iile social-culturale ş i similare. Articolul nu se referăla instalaţ iile speciale din unită ţ i de producţ ie, cu utilaje care opereazăcu abur sau cu apăla temperaturi ridicate. (2) Proiectarea boilerelor ş i vaselor de presiune care au  CNS 1, 0 se va face conform reglementă rilor specifice cu preciză rile de la 10.4.4.2. (3) În cazul boilerelor ş i vaselor de presiune care au  i CNS > 1,0 se vor lua ş următoarele mă suri suplimentare: - rezistenţ ele de proiectare în oţ el se vor reduce cu 15% pentru corpul recipientului ş i cu 25% pentru prinderile acestuia; - se vor evita interacţ iunile necontrolate între recipienţ i, conductele aferente ş i alte elemente de construcţ ie (structurale/nestructurale). 10.4.5. Proiectarea seismicăa echipamentelor electromecanice 10.4.5.1. Reguli generale de proiectare (1) Cajele ascensoarele care nu fac parte din structura principală , cabinele, dispozitivele de acţ ionare ş i sistemele de ghidare ale acestora precum ş i structura de rezistenţ ăa scă rilor rulante, împreunăcu prinderile respective vor fi dimensionate, conform reglementă rilor specifice pentru forţ ele de proiectare stabilite conform 10.5.2. ş i pentru deplasările laterale stabilite conform 10.5.3. (2) Pentru ascensoarele cu vitezăde deplasare ridicată (orientativ peste 45 m/minut) se vor prevedea dispozitive de decuplare calibrate pentru o valoare a acceleraţ iei terenului de 50% din acceleraţ ia seismicăde proiectare. (3) Scările rulante din spaţ iile aglomerate vor fi proiectate pentru a prelua deplasă ri între punctele de reazem cu 25% mai mari decât cele stabilite conform 10.5.3. (4) Contragreută ţ ile vor fi prevă zute cu dispozitive speciale pentru a evita ieş irea acestor de pe ş inele de ghidaj ş i impactul lor cu cabina. (5) Se vor prevedea dispozitive de blocare la partea inferioarăş i superioarăa cabinei ş i la contragreutate.

10.18

10.4.6. Măsuri specifice pentru protecţ ia la acţ iunea seismicăa mobilierului din construcţ ii 10.4.6.1. Categorii de construcţ ii ş i de mobilier/aparaturăcare necesităprotecţ ia la acţ iunea seismică (1) Se vor lua măsuri pentru asigurarea stabilită ţ ii la ră sturnare/deplasare pentru următoarele categorii de mobilier/aparatură: - mobilierul profesional ş i aparatura construcţ iilor din clasa de importanţ ăI care asigura funcţ ionarea neîntreruptăîn timpul cutremurului ş i imediat dupăaceasta (în particular pentru unită ţ ile medicale, de comunicare în masă , pentru sistemele informatice care conţ in baze de date de importanţ ănaţ ionalăş i similare); - mobilierul profesional (dulapuri, rafturi, etc) în care sunt depozitate substanţ ea că ror degajare/împrăş tiere poate conduce la incendii/explozii sau poate constitui pericol pentru viaţ a oamenilor (de exemplu dulapurile care conţ in recipienţ i cu bacterii, viruş i, etc); - mobilierul ş i obiectele din muzee de interes naţ ional; - rafturile de depozitare din marile spaţ ii comerciale accesibile publicului. 10.4.6.2. Reguli generale de proiectare (1) Stabilitatea mobilierului enumerat la 10.4.6.1. va fi asiguratăprin dispozitive de prindere calculate pentru forţ ele stabilite la 10.5.2., cu majorarea cu 25% a efectelor forţ elor seismice. (2) Dispozitivele de prindere vor fi ancorate în elemente de structurăsau nestructurale capabile săpreia în totalitate forţ ele de legă tură . 10.5. Verificarea siguranţ ei CNS la acţ iunea seismică 10.5.1. Generalităţ i (1) Componentele nestructurale vor fi proiectate pentru a avea, în toate secţ iunile, eforturi secţ ionale capabile (NRd,CNS ,MRd,CNS,VRd,CNS) cel puţ in egale cu eforturile secţ ionale de proiectare rezultate din încă rcările de calcul determinate conform 10.5.2. (2) Eforturile secţ ionale capabile ale CNS ş i ale prinderilor respective se calculeazăîn conformitate cu reglementă rile tehnice specifice materialelor din care acestea sunt executate (beton armat, metal, zidărie,lemn, sticlă, etc). (3) Nivelurile de siguranţ ăla cutremur ale CNS sunt diferenţ iate prin coeficientul de importanţ ă ie de rolul acestora în funcţ ionarea construcţ iei ş i, implicit, CNS , în funcţ în funcţ ie de consecinţ ele avarierii sau ieş irii din funcţ iune a componentei respective. 10.5.2.

Încărcări de calcul

(1) Eforturile secţ ionale de proiectare (N Ed,CNS, MEd,CNS,VEd,CNS ) pentru dimensionarea CNS vor fi calculate prin însumarea eforturilor secţ ionale provenite din: 10.19

- forţ ele seismice orizontale ş i verticale, determinate conform 10.3.1.1. sau 10.3.1.2.; combinarea efectelor forţ elor seismice orizontale ş i verticale (în situaţ iile în care ambele valori sunt semnificative) se va face cu relaţ iile de la 4.5.3.6.2.; - încă rcările verticale de proiectare cu valorile stabilite la Cap.3; - forţ ele care rezultădin interacţ iunea CNS cu structura principală , determinate conform 10.4.2.1. (2) Pentru determinarea forţ elor de proiectare conform (1), forţ ele seismice orizontale vor fi considerate ca acţ ionând separat, în ambele sensuri, pe direcţ ia de calcul. (3) La determinarea încă rcă rilor de proiectare pentru sistemele de instalaţ ii ş i echipamente se va ţ ine seama ş i de efectele dinamice ale sistemului de conducte, utilajelor ş i echipamentelor ş i ale prinderilor respective. (4) În cazul construcţ iilor pentru care, conform tabelului 4.1., pentru determinarea forţ elor ş i deformaţ iilor seismice se acceptăutilizarea modelului de calcul plan, calculul eforturilor secţ ionale pentru dimensionarea CNS se poate face în mod simplificat considerând acţ iunea seismicăaplicatăseparat pe direcţ iile principale ale construcţ iei. (5) Pentru verificarea condiţ iei de stabilitate efectul favorabil al încă rcă rilor verticale va fi redus cu 15%. (6) Dimensionarea elementelor anvelopei ş i a celor ataş ate anvelopei se va face pentru eforturile cele mai mari care rezultădin acţ iunea cutremurului ş i din acţ iunea vântului. 10.5.3. Deplasări de calcul (1) CNS ş i prinderile acestora de structura principalăvor fi proiectate pentru a prelua deplasă rile rezultate din însumarea următoarelor categorii de deplasă ri : - deplasă ri relative ale punctelor de prindere de structura principală, determinate conform 10.3.2.; - deplasă ri între CNS care pot avea miş că ri diferite în timpul cutremurului; - deplasă ri datorate variaţ iilor de temperaturăclimatice (pentru elementele anvelopei) sau ale temperaturii de exploatare (pentru instalaţ ii), dacăacestea sunt semnificative; - deplasă ri relative între tronsoanele adiacente, datorate tasă rii terenului de fundare, în cazul în care CNS este fixatăde ambele tronsoane (de exemplu, în cazul sistemelor de conducte care traverseazărostul de tasare). 10.5.4. Reguli generale pentru verificarea siguranţ ei CNS la acţ iunea seismică (1) Verificarea siguranţ ei CNS, pentru toate categoriile de construcţ ii ş i pentru toate tipurile de CNS, în afara celor exceptate de la aceastăcerinţ ăconform art.10.2.(4), se va face prin calcul, în raport cu stă rile limităultime relevante:

10.20

- starea limităultimăde stabilitate, la ră sturnare ş i la deplasare; - starea limităultimăde rezistenţ ă . Verificarea de siguranţ ăse referăla:

(2)

- componenta propriu-zisă; - prinderile componentei; - elementele structurale sau nestructurale de care este prinsăcomponenta respectivăsau cu care aceasta se poate afla în interacţ iune. (3) Pentru CNS care au coeficientul de importanţ ă i CNS>1,0 se va face ş verificarea siguranţ ei în raport cu starea limităde serviciu (SLS). 10.5.5. Modele de calcul (1) Modelele de calcul utilizate pentru determinarea stabilită ţ ii, rezistenţ ei ş i rigidită ţ ii CNS vor ţ ine seama de: - dimensiunile geometrice ale componentei; - schema staticăde fixare a componentei de elementele de reazem; - caracteristicile mecanice de rezistenţ ăş i de deformabilitate ale materialelor din care sunt alcă tuite componenta ş i prinderile sale; - direcţ iile pe care acţ ioneaza forţ a seismică; - deplasă rile relative determinate conform 10.5.3.; - încă rcările de calcul determinate conform 10.5.2. Verificarea condiţ iilor de stabilitate, de rezistenţ ăş i de rigiditate (1) Stabilitatea generalăa componentelor nestructurale sub acţ iunea fortelor de proiectare va fi asiguratănumai cu dispozitive mecanice proiectate conform 10.4.1.2. (2)

Condiţ ia de rezistenţ ăa CNS este asiguratădacăeste satisfăcutărelaţ ia: E d,CNS Rd,CNS

(10.6)

unde E d,CNS

valoarea de proiectare a eforturilor secţ ionale (NEd,CNS ,MEd,CNS,VEd,CNS) în CNS datorite efectelor încă rcărilor verticale aferente ş i acţ iunii seismice;

R d,CNS valoarea eforturilor secţ ionale capabile ale CNS (NRd,CNS ,MRd,CNS,VRd,CNS). (3) Pentru elementele de prindere care asigurăstabilitatea la ră sturnare a CNS ataş ate anvelopei precum ş i a boilerelor ş i vaselor de presiune, condiţ ia de rezistenţ ă este: 1,25 CNS Eanc R anc

(10.7)

unde Eanc - valoarea eforturilor secţ ionale în elementele de prindere rezultatădin încă rcă rile de proiectare date la 10.5.2.

10.21

Ranc – valoarea eforturilor secţ ionale capabile respective. (4) Condiţ ia de la 10.5.4.(3) referitoare la verificarea siguranţ ei în raport cu SLS pentru CNS care au  CNS > 1,0 se considerăsatisfacutădacăsub efectul cutremurului cu IMR = 30 ani (vezi cap.3): - fisurarea elementelor din beton armat ş i din zidărie (deschiderea fisurilor, distanţ ele între fisuri) este limitatăş i nu împiedicăfuncţ ionarea construcţ iei; - deformaţ iile efective ale tavanelor suspendate ş i faţ adelor vitrate sunt mai mici, cel mult egale, cu valorile garantate de furnizor; - deformaţ iile/deplasă rile efective ale instalaţ iilor, utilajelor ş i echipamentelor nu depă ş esc valorile de ieş ire din funcţ iune/avarie garantate de furnizor. 10.6.

Asigurarea calităţ ii la proiectare ş i în execuţ ie

(1) Documentaţ ia de execuţ ie trebuie săconţ inătoate informaţ iile necesare (note de calcul, desene la scara convenabilă ) pentru a se putea verifica dacădimensionarea ş i detaliile constructive sunt conforme cu prevederile prezentului capitol în ceea ce priveş te: - nivelul forţ elor seismice luate în considerare; - stabilitatea ş i rezistenţ a elementului; - proiectarea prinderilor. (2) Elementele din documentaţ ia de execuţ ie menţ ionate la (1) vor fi supuse verificării de către verificatorul atestat pentru cerinţ a de "rezistenţ ăş i stabilitate" conform Legii nr.10/1995 (3) Pentru utilajele/echipamentele al că ror coeficient de importanţ ăeste  CNS >1,0, furnizorul va prezenta certificate de conformitate cu rezistenţ a la forţ ele seismice cerutăprin documentaţ ia de execuţ ie sau prin Caietul de sarcini. (4) Pentru construcţ iile din zonele seismice ag≥0,2g, proiectantul va stabili, prin caietul de sarcini, un program de verificare a rezistenţ ei ancorelor montate pentru prinderea CNS care au  >1,0 precum ş i pentru elementele ataş ate anvelopei situate CNS că tre spaţ ii publice sau cu aglomerări de persoane.

10.22

11. IZOLAREA BAZEI 11.1 Domenii (1) Capitolul acoperăproiectarea structurilor izolate seismic la care sistemul de izolare, dispus sub masa principalăa suprastructurii, are drept scop reducerea ră spunsului seismic al sistemului de rezistenţ ăla forţ e laterale. (2) Reducerea răspunsului seismic a sistemului de rezistenţ ăla forţ e laterale poate fi obţ inutăprin creş terea perioadei fundamentale a structurii, prin modificarea formei modului fundamental de vibraţ ie ş i prin creş terea amortiză rii sau prin combinarea acestor efecte. Sistemul de izolare poate fi realizat din resorturi ş i/sau amortizori liniari sau neliniari. (3)

Regulile specifice referitoare la izolarea bazei sunt date în prezentul capitol.

(4) Capitolul nu se referăla sistemele pasive de disipare a energiei care nu sunt dispuse la o singurăinterfaţ ă , ci sunt distribuite la mai multe niveluri ale structurii. 11.2 Definiţ ii (1) Termenii utilizaţ i în prezentul capitol au următoarele semnificaţ ii: Sistemul de izolare: totalitatea componentelor folosite pentru izolarea seismică , de regulădispuse sub masa principalăa construcţ iei deasupra interfeţ ei de izolare; Interfaţ a de izolare: suprafaţ a care separăinfrastructura ş i suprastructura, unde se poziţ ioneazăsistemul de izolare; Dispozitive izolatoare: elementele care alcă tuiesc sistemul de izolare. Dispozitivele considerate în acest capitol sunt: reazeme laminate din elastomeri, dispozitive elastoplastice, cu amortizare vâscoasăsau cu frecare, penduli ş i alte dispozitive a că ror comportare este conformăcu prevederile 11.1(2). Fiecare dispozitiv îndeplineş te una sau mai multe din următoarele funcţ iuni: -

transmiterea încărcă rii verticale, în condiţ iile unei flexibilită ţ i laterale sporite ş i a unei rigidităţ i verticale înalte;

-

disiparea energiei, prin amortizare vâscoasăsau histeretică ;

-

capacitatea de revenire la poziţ ia iniţ ială;

-

suficienta rigiditate elasticăla deplasă rile laterale produse de încă rcările laterale de serviciu neseismice.

Infrastructura: partea structurii situatăsub interfaţ a de izolare, incluzând fundaţ iile. Flexibilitatea lateralăa infrastructurii este practic neglijabilăîn raport cu cea a sistemului de izolare;

11.1

Suprastructura: partea structurii care se izoleazăş i este situatăsub interfaţ a de izolare; Izolarea completă: izolarea care asigurăsuprastructurii o comportare în domeniul elastic. În caz contrar se considerăcăsuprastructura este doar parţ ial izolată . Centrul de rigiditate efectiv: centrul de rigiditate deasupra interfeţ ei de izolare. La clă diri, flexibilitatea suprastructurii poate fi neglijatăîn determinarea poziţ iei acestui punct, care în aceste condiţ ii coincide cu centrul de rigiditate al dispozitivelor izolatoare. Deplasarea de proiectare a sistemului într-o direcţ ie principală este deplasarea orizontalămaximăa centrului de rigiditate efectiv, înregistratăsub acţ iunea seismicăde proiectare, între faţ a superioarăa substructurii ş i partea inferioarăa suprastructurii. Deplasarea de proiectare totalăa unui dispozitiv de izolare într-o direcţ ie principală , este deplasarea orizontalămaximăînregistratăde dispozitivul considerat, însumând deplasarea de proiectare ş i cea produsăde rotirea de ansamblu în jurul axei verticale. Rigiditatea efectivăa sistemului de izolare într-o direcţ ie principalăeste raportul între valoarea forţ ei orizontale totale transmisa prin interfaţ a de izolare ş i valoarea absolutăa deplasă rii de proiectare (rigiditate secantă ). Rigiditatea efectivăse obţ ine în general prin calcul iterativ. Perioada efectivăeste perioada fundamentalăîn direcţ ia consideratăa unui sistem cu un singur grad de libertate având masa suprastructurii ş i rigiditatea egalăcu rigiditatea efectivăa sistemului de izolare. Amortizarea efectivă a sistemului de izolare este valoarea amortizării vâscoase echivalente care corespunde energiei disipate prin sistemul de izolare pentru un ră spuns ciclic având amplitudinea deplasării de proiectare. 11.3

Cerinţ e fundamentale

(1) Cerinţ ele fundamentale stabilite la 2.1 ş i în capitolele corespunză toare ale prezentului cod, conform tipului de structurăconsiderat trebuie satisfă cute. (2) Dispozitivele de izolare trebuie realizate cu un grad de siguranţ ăsuperior celui utilizat la proiectarea structurii. Practic aceasta se realizeazăamplificând acţ iunea seismicăaplicatăfiecă rui dispozitiv cu un factor  diri x. Valoarea recomandatăpentru clă este  x = 1.2. 11.4

Criterii de îndeplinire a cerinţ elor

(1) În scopul satisfacerii cerinţ elor fundamentale, se vor verifica stă rile limitădefinite la 2.2.1(1). (2) Reţ elele utilitare care intersecteazărosturile trebuie sără mânăsolicitate în domeniul elastic, în cazul stă rii limităde serviciu (de limitare a degradă rilor).

11.2

(3) Pentru aceeaş i stare limită , deplasă rile relative de nivel ale suprastructurii ş i substructurii se vor limita în conformitate cu 4.4.3.2. (4) La starea limităultimă, capacitatea ultimăa izolatorilor exprimatăîn termeni de rezistenţ ăş i de deformabilitate nu va fi depă ş ită, considerând factori de siguranţ ăîn conformitate cu 11.10(6) P. (5)

In cadrul capitolului se considerănumai cazul izolării totale.

(6) Deş i poate fi acceptabil în anumite cazuri ca infrastructura săaibăparţ ial o comportare inelastică, în prezentul capitol se presupune căaceasta ră mâne solicitatăîn domeniul elastic. (7) La starea limităultimă, dispozitivele izolatoare pot atinge capacitatea lor ultimă , în timp ce suprastructura ş i infrastructura ră mân în domeniul elastic. Din acest motiv nu este necesarăaplicarea conceptelor ierarhiză rii capacită ţ ii de rezistenţ ăş i a detaliilor de ductilizare atât în suprastructura, cât ş i în infrastructură . (8) La starea limităultimă , reţ elele de gaz ş i celelalte reţ ele care pot provoca efecte dezastruoase, care traverseazăsuprafeţ ele de separare ale suprastructurii de terenul înconjurător sau de alte construcţ ii, vor fi proiectate astfel încât săsuporte deplasă rile relative între suprastructura izolatăş i terenul sau construcţ iile înconjură toare, considerând un factor de siguranţ ă ,x definit la 10.3(2). 11.5 11.5.1

Prevederi generale de proiectare Prevederi generale referitoare la dispozitivele de izolare

(1) Se va prevedea spaţ iu suficient între suprastructurăş i infrastructurăprecum ş i alte mă suri, care săpermităinspectarea, întreţ inerea ş i înlocuirea dispozitivelor pe durata de exploatare a construcţ iei. (2) Dacăeste necesar, dispozitivele vor fi protejate faţ ăde efectele potenţ iale al unor surse de hazard ca focul, atacul chimic sau biologic. (3) Materialele utilizate în proiectarea ş i execuţ ia dispozitivelor trebuie săfie conforme cu normele relevante în vigoare. 11.5.2

Controlul miş cărilor nedorite

(1) Pentru a minimiza efectele de torsiune, centrul rigidităţ ii efective ş i centrul de amortizare al sistemului de izolare trebuie săfie cât mai apropiat de proiecţ ia centrului maselor pe interfaţ a de izolare. (2) Pentru a minimiza diferenţ a de comportare a dispozitivelor de izolare, eforturile de compresiune rezultate din acţ iunile permanente trebuie săfie cât mai uniforme. (3)

Dispozitivele vor fi fixate în suprastructurăş i în infrastructură .

11.3

(4) Sistemul de izolare trebuie proiectat astfel încât ş ocurile ş i miş că rile de torsiune să fie controlate prin mă suri adecvate. (5) Cerinţ ele de la (4) referitoare la efectele ş ocurilor, se considerăsatisfă cute, dacă efectele potenţ iale ale ş ocurilor sunt evitate prin prevederea unor dispozitive adecvate (de exemplu amortizări, absorbante de ş oc etc.). 11.5.3

Controlul miş cărilor diferenţ iale ale terenului

(1) Elementele structurale dispuse deasupra ş i dedesubtul interfeţ ei de izolare trebuie săfie suficient de rigide în ambele direcţ ii orizontale ş i în direcţ ie verticalăastfel încât efectele deplasărilor diferenţ iale ale miş că rilor terenului săfie minimizate. (2) În cazul clă dirilor, cerinţ ele de la (1) se considerăsatisfă cute dacăsunt îndeplinite toate condiţ iile de mai jos: (a) Deasupra ş i dedesubtul sistemului de izolare se prevă d diafragme rigide, constând din plă ci de beton armat, proiectate ţ inând seama de toate modurile posibile, locale sau globale de pierdere a stabilităţ ii; (b) Dispozitivele care alcă tuiesc sistemul de izolare sunt fixate la ambele capete de diafragmele rigide, fie direct, fie, dacănu este posibil, prin intermediul elementelor verticale care trebuie săprezinte deplasă ri orizontale relative sub acţ iunea seismicăde proiectare mai mici decât 1/20 din deplasarea relativăa sistemelor de izolare. 11.5.4

Controlul deplasărilor relative faţ ăde terenul ş i construcţ iile înconjură toare

(1) Se va prevedea un spaţ iu suficient între suprastructura izolatăş i terenul sau construcţ iile înconjură toare pentru a permite deplasările acesteia în toate direcţ iile. 11.6

Acţ iunea seismică

(1)

Se presupune căcele 3 componente ale miş cării seismice acţ ioneazăsimultan.

(2) Fiecare componentăa acţ iunii seismice este definităla 3.2 prin spectrul elastic pentru condiţ iile locale de teren ş i acceleraţ ia de proiectare ag. (3) Pentru clă diri, combinaţ iile componentelor acţ iunii seismice sunt cele date în 4.4.3.5. 11.7

Factorul de comportare

(1)

Cu excepţ ia datăla 11.10(5), valoarea factorului de comportare se va lua q = 1.

11.8

Proprietăţ ile sistemului de izolare

(1) Valorile de calcul ale proprietă ţ ilor fizice ş i mecanice ale sistemului de izolare trebuie săfie cele mai nefavorabile de pe întreaga duratăde exploatare a structurii. Acestea vor reflecta influenţ a:

11.4

-

pasului de încă rcare

-

mă rimii încă rcă rilor verticale

-

mă rimii încă rcă rilor orizontale simultane

-

temperaturii

-

modifică rii proprietă ţ ilor pe durata de exploatare

(2) Acceleraţ iile ş i forţ ele de inerţ ie induse de cutremur trebuie evaluate considerând valoarea maximăa rigidităţ ilor ş i valorile minime ale coeficienţ ilor de amortizare ş i frecare. (3) Deplasă rile vor fi determinate pe baza valorilor minime ale rigidită ţ ii ş i coeficienţ ilor de amortizare ş i frecare. 11.9 11.9.1

Calculul structural Generalităţ i

(1) Ră spunsul dinamic al sistemului structural va fi caracterizat în termeni de acceleraţ ie, forţ e de inerţ ie ş i deplasă ri. (2) Pentru clă diri, se va ţ ine seama de efectele de torsiune, inclusiv de cele datorate excentricită ţ ii adiţ ionale, definite la 4.4.2. (3) Modelarea sistemului izolator trebuie săreflecte cu suficienta acurateţ e distribuţ ia spaţ ialăa dispozitivelor izolatoare, astfel încât translaţ ia pe cele douădirecţ ii orizontale ş i efectele corespunzătoare de răsturnare ş i rotaţ ia în jurul axei verticale săfie considerate în mod adecvat. Modelul trebuie săreflecteze adecvat caracteristicile diferitelor tipuri de izolatori folosite în sistemul de izolare. 11.9.2

Calculul linear echivalent

(1) Dacăse respectăcondiţ iile de la pct. (5) de mai jos, sistemul izolator poate fi caracterizat de un model cu comportare vâsco-elasticălinearăechivalentă , în situaţ ia când acesta este alcătuit din reazeme elastomerice laminate, sau de un model biliniar histeretic, în situaţ ia în care sistemul este alcă tuit din dispozitive de tip elasto-plastic. (2) Dacăeste folosit modelul linear echivalent, se va utiliza rigiditatea echivalentăa fiecărui dispozitiv izolator (valoarea secantăa rigidităţ ii la deplasarea totalăde proiectare ddb), în condiţ iile respectă rii 11.8(1). Rigiditatea efectivăkeff a sistemului izolator este suma rigidită ţ ilor efective a izolatorilor luaţ i individual. (3) Dacăse foloseş te modelul linear echivalent, disiparea de energie a sistemului izolator poate fi exprimatăîn funcţ ie de amortizarea vâscoasăechivalentă , amortizarea efectivă(eff). Disiparea de energie în dispozitive se exprimăpe baza energiei disipate mă surate în cicluri cu frecvenţ ă în domeniul frecvenţ elor naturale ale modurilor considerate. Pentru moduri superioare în afara acestui domeniu, factorul amortiză rii modale a structurii în ansamblu trebuie săfie cel al suprastructurii considerate fixate (încastrată) la bază.

11.5

(4) Dacăvalorile rigidită ţ ii efective sau a amortiză rii efective ale amortiză rilor depind de deplasarea ddc , se va aplica un procedeu de calcul iterativ, pânăcând diferenţ a între valoarea selectatăş i cea calculatănu depăş eş te 5% din valoarea selectată . (5) Comportarea sistemului izolator poate fi echivalentăcu o comportare liniarădacă sunt îndeplinite urmă toarele condiţ ii: (a) Rigiditatea efectivăa sistemului izolator, definităca la (2) de mai sus este cel puţ in 50% din rigiditatea efectivăcorespunzătoare unei deplasă ri 0,2d dc; (b) Factorul amortizării efective a sistemului izolator, definit la (3) de mai sus, nu depă ş eş te 30%; (c) Caracteristicile forţ a-deplasare ale sistemului izolator nu variazăcu mai mult de 10% funcţ ie de viteza de încă rcare ş i de mă rimea încă rcărilor verticale; (d) Creş terea forţ ei de revenire a sistemului izolator pentru deplasări între 0,5ddc ş i ddc este cel puţ in 2,5% din greutatea totalăde deasupra sistemului izolator. (6) În cazul în care comportarea sistemului izolator se consider ăca echivalent liniară iar acţ iunea seismicăeste definităprin spectrul elastic conform 11.6(2) trebuie aplicatăo corecţ ie a amortiză rii în acord cu 3.2.2.2(5). 11.9.3

Calculul liniar simplificat

(1) Metoda simplificatăde calcul liniar considerădouătranslaţ ii dinamice orizontale, iar efectele torsiunii sunt suprapuse static. Se presupune căsuprastructura este un solid rigid care se translateazădeasupra sistemului izolator, cu condiţ ionă rile (2) ş i (3) de mai jos. Perioada efectivăa translaţ iei este: M Teff 2 (11.1) Keff unde: M este masa suprastructurii Keff este rigiditatea orizontalăefectivăa sistemului izolator definit la 10.9.2(2). (2) Miş carea de torsiune în jurul axei verticale poate fi neglijatăla evaluarea rigidită ţ ii orizontale efective ş i în calculul liniar simplificat dacă , pe fiecare din cele două direcţ ii orizontale, excentricitatea (incluzând excentricitatea accidentala) între centrul de rigiditate al sistemului izolator ş i proiecţ ia pe verticalăa centrului masei suprastructurii nu depăş eş te 7,5% din lungimea suprastructurii perpendicular pe direcţ ia orizontală considerată . Aceasta este o condiţ ie pentru aplicarea metodei simplificate de calcul liniar. (3) Metoda simplificatăpoate fi aplicatăla sistemele izolatoare cu comportare lineară amortizatăechivalentă, dacăsunt îndeplinite urmă toarele condiţ ii: (a) Distanţ a de la amplasament la sursa seismicăpotenţ ială(falie) cea mai apropiată cu o magnitudine Ms 6.5 este mai mare de 15 km; (b)

Dimensiunea cea mai mare în plan a suprastructurii este 50 m;

11.6

(c) Infrastructura este suficient de rigidăastfel încât efectele deplasă rilor diferenţ iale ale terenului sa fie minime; (d) Toate dispozitivele izolatoare sunt dispuse deasupra elementelor infrastructurii care preiau încă rcările verticale; (e) Perioada efectivăT eff satisface urmă toarele condiţ ii: 3T f Teff 3s (11.2) unde: Tf este perioada fundamentalăa suprastructurii cu baza fixată(exprimatăprintr-o expresie simplificată ) (4) La clă diri, pe lângăcondiţ iile (3) de mai sus, mai trebuie satisfă cute următoarele condiţ ii: (a) Sistemul de rezistenţ ăpentru încă rcă ri laterale al suprastructurii este regulat ş i aranjat simetric faţ ăde cele douăaxe principale în plan: (b)

Rotirea în plan vertical la baza infrastructurii este neglijabilă ;

(c) Raportul între rigidită ţ ile verticale ş i orizontale ale sistemului izolator satisface condiţ ia: Kv 150 (11.3) K eff (d) Perioada fundamentalăîn direcţ ie verticală , Tv, nu este mai mare de 0,1 secunde, unde: M Tv 2 (11.4) Kv (5) Deplasarea centrului de rigiditate sub acţ iunea seismicăse calculeazăpentru fiecare direcţ ie orizontală , cu expresia: MS e Teff ,eff d dc  (11.5) K eff ,min unde: Se (Teff, eff) este acceleraţ ia spectralădefinităla 3.2.2.2, luând în considerare valoarea potrivităa amortiză rii eff conform 10.9.2 (3).





(6) Forţ ele orizontale aplicate la fiecare nivel al suprastructurii se calculeazăpentru fiecare direcţ ie orizontalăcu expresia: f j m j S e Teff ,eff (11.6) unde: mj este masa nivelului j





(7) Sistemul de forţ e obţ inute conform (6) induce efecte de torsiune datorate excentricită ţ ilor naturale (structurale) ş i accidentale. (8) În cazul în care condiţ ia datăîn (2) de mai sus privind neglijarea miş că rii de torsiune în jurul axei verticale este satisfăcută , efectele de torsiune în dispozitivele

11.7

individuale pot fi evaluate amplificând în fiecare direcţ ie efectele definite la (5) ş i (6) cu factorul i (exemplificat pentru direcţ ia x). l xi 1  tot2,y y i ry unde: y este direcţ ia orizontalăperpendicular pe direcţ ia consideratăx (xi , yi) sunt coordonatele izolatorului i în raport cu centrul de rigiditate efectiv ltot,y este excentricitatea totalăîn direcţ ia y ry este raza de torsiune a sistemului izolator, stabilit cu expresia: ry2  xi2 k yi yi2 k xi / k xi kxi, kyi sunt rigidită ţ ile efective ale izolatorului i în direcţ iile x ş iy



(9) 11.9.4



(11.7)

(11.8)

Efectele de torsiune în suprastructurăse pot evalua conform 4.4.3.2.4 Calculul liniar modal simplificat

(1) Dacădispozitivele izolatoare pot fi considerate ca având o comportare echivalent liniară , dar condiţ iile 11.9.3(2), (3) ş i dacăeste cazul (4) nu sunt satisfăcute, se poate efectua un calcul modal conform 4.3.3.3. (2) În cazul în care condiţ iile (2), (3) ş i dacăeste cazul (4) sunt îndeplinite, se poate utiliza un calcul simplificat, care considerădeplasă rile orizontale ş i miş carea de torsiune în jurul axei verticale ş i presupune căinfrastructura ş i suprastructura au comportare de corp rigid. În acest caz, excentricitatea accidentală (conform 4.3.2(1)) a masei suprastructurii trebuie luatăîn considerare în calcul. Deplasă rile fiecărui punct al structurii de determinăprin compunerea deplasă rilor de translaţ ie ş i de rotaţ ie. Această procedurăse aplicăla evaluarea rigidităţ ii efective a fiecă rui izolator. Forţ ele de inerţ ie ş i momentele se iau în considerare apoi la verificarea izolatorilor, a infrastructurii ş i suprastructurii. 11.9.5

Calculul dinamic

(1) Dacăsistemul izolator nu poate fi reprezentat de un model liniar echivalent (de exemplu, dacăcondiţ iile de la 11.9.2(5) nu sunt îndeplinite) ră spunsul trebuie evaluat printr-un calcul dinamic, utilizând legi constitutive pentru izolatori care săpoată reproduce comportarea sistemului în domeniul deformaţ iilor ş i vitezelor anticipate în ipoteza de proiectare seismică. 11.9.6

Elemente nestructurale

(1) La clă diri elementele nestructurale vor fi calculate conform 4.3.5 considerând efectele dinamice ale izolă rii (vezi 4.2.5.1(2) ş i (3)). 11.10 Verificări la starea limităultimă (1) Infrastructura va fi verificatăsub forţ ele de inerţ ie aplicate direct asupra acesteia ş i sub forţ ele ş i momentele transmise de sistemul izolator.

11.8

(2) Elementele infrastructurii ş i suprastructurii vor fi verificate la starea limităultimă folosind coeficientul  iunile relevante ale codului. M definit în secţ (3) În cazul clă dirilor, verifică rile de siguranţ ăreferitoare la echilibrul ş i rezistenţ a în infrastructurăş i suprastructurăvor fi efectuate conform 4.4. Nu este necesar săse satisfacăcondiţ iile proiectă rii capacităţ ii de rezistenţ ăş i cele de ductilitate globalăsau locală . (4) Elementele structurale ale infrastructurii ş i suprastructurii pot fi proiectate ca nedisipative. Pentru construcţ iile din beton, oţ el ş i compozite se poate adopta clasa de ductilitate L, corespunzătoare construcţ iilor pentru alte încă rcă ri decât cele seismice. (5) Condiţ ia de rezistenţ ăa elementelor structurale ale suprastructurii se poate considera satisfă cutăpentru încă rcări seismice corespunză toare unui factor de comportare q = 1.5. (6) Rezistenţ a sistemului izolator se va evalua considerând factorul  x definit la 11.3(2). (7) Depinzând de tipul de dispozitiv considerat, rezistenţ a elementelor izolatoare se evalueazăla starea limităultimăfie în funcţ ie de: (a) Forţ e, luând în considerare valorile maxime ale forţ elor orizontale ş i verticale în situaţ ia de proiectare la cutremur, inclusiv efectele de răsturnare, sau în funcţ ie de: (b) Deplasarea orizontalătotalăîntre feţ ele superioarăş i inferioarăa dispozitivului. Deplasarea orizontalătotalăinclude distorsiunea datoratăacţ iunii seismice de proiectare ş i efectelor contracţ iei, curgerii lente, temperaturii ş i postcomprimării (la elementele de beton precomprimat). Notă : Capitolul 11 reproduce practic nemodificat textul capitolului cu acela ş i titlu din Eurocode 8. Se dau aici numai principiile generale ale proiectării izolatorilor seismici. Acolo unde este cazul s-au adoptat prevederile potrivit condiţ iilor seismice din ţ ara noastră, în special din zona capitalei.

11.9

ANEXA A ACŢIUNEA SEISMICĂ: DEFINIŢII ŞI PREVEDERI SUPLIMENTARE

A.1 Perioadele de control (colţ ) ale spectrelor de răspuns Perioadele de control (colţ ) ale spectrelor de ră spuns, TC si TD, se definesc dupăcum urmează:

EPV TC = 2 EPA

(A1.1)

EPD TD = 2 EPV

(A1.2)

unde EPA este acceleraţ ia efectivăde vârf, EPV este viteza efectivăde vârf si EPD este deplasarea efectivăde vârf ale miş că rii terenului, Perioda de control (colţ ) TB se considerăTB = 0,1TC. Definiţ ia mă rimilor EPA, EPV si EPD - invariantăfaţ ăde conţ inutul de frecvenţ e al miş că rilor seismice - se obţ ine prin medierea spectrului de raspuns pentru acceleraţ ii absolute SA, a spectrului de raspuns pentru viteze relative SV ş i a spectrului deraspuns pentru deplasări relative SD pe un interval de perioade cu lă ţ imea de referinţ ăde 0,4 s. Intervalul de mediere este mobil ş i se poziţ ioneazăpe axa perioadelor acolo unde se realizeazămaximul mediei valorilor spectrale, respectiv:

EPA =

(SAmediat pe 0,4s )max 2,5

(A1.3)

EPV =

(SVmediat pe 0,4s )max 2,5

(A1.4)

EPD =

(SDmediat pe 0,4s )max . 2,5

(A1,5)

A.2 Perioada (frecvenţ a) predominantăa vibraţ iilor terenului Perioada (frecvenţ a) predominanta a vibraţ iilor terenului se defineş te ca fiind abscisa pe axa perioadelor (frecvenţ elor) ce corespunde vârfului densităţ ii spectrale de putere a acceleraţ iei terenului mă suratăla cutremure de magnitudine medie ş i mare. In condiţ iile de teren din Estul, Sudul ş i parţ ial centrul Bucureş tiului, pentru cutremurele Vrâncene moderate ş i puternice (magnitudine Gutenberg-Richter M 7,0; magnitudine moment Mw 7,2) există evidenţ a instrumentalăclarăa perioadei predominante lungi, Tp = 1,4 ÷ 1,6s a vibraţ iilor terenului, Figura A.1.

A.1

Densitatea spectrala normalizata

0.35 4 Martie 1977, M=7.2, comp.NS 30 Aug. 1986, M=7.0, comp. NS

0.30 0.25 0.20 0.15

w p =2 p /T p

0.10 0.05

2  Tp   INCERC Bucures ti

0.00 0

10

20 Pulsatia w, rad/s

30

40

Figura A.1 Densitatea spectralăde putere normalizatăpentru componenta NS a înregistrărilor cutremurelor din 4 Martie 1977 ş i 30 August 1986 la staţ ia INCERC în Estul Bucureş tiului

A.3 Caracterizarea seismicăa condiţ iilor de teren Pentru construcţ iile din clasa 1 de importanţ ă -expunere se recomandărealizarea de studii pentru caracterizarea seismicăa condiţ iilor de teren în amplasament. Aceste studii trebuie săconţ ină : (i)

Profilul vitezei undelor de forfecare V s ş i al undelor de compresiune Vp, de la suprafaţ a terenului pânăla roca de bază , dar pe minim 30 metri adâncime de la suprafaţ a terenului atunci când roca de bazăeste la mare adâncime.

(ii)

Profilul vitezelor V s se caracterizeazăprin VS reprezentând viteza medie ponderatăcu grosimea stratelor profilului, definităconform ecuaţ iei A.3.1: n

hi

VS  i1 n h  i i 1 Vi

(A3.1)

unde hi si Vi reprezintăgrosimea ş i respectiv viteza undelor de forfecare pentru stratul i. Mă rimea VS se calculeazăpentru cel puţ in 30 m de profil de teren. (iii)

Stratigrafia amplasamentului (grosimea ş i tipul de teren pentru fiecare strat) ş i profilul densită ţ ilor.

A.2

Estimarea perioadei de vibraţ ie a pachetului de strate de grosime h considerat în amplasament, Tg se poate face simplificat cu formula:

4h Tg  Vs

(A3.2)

unde h este grosimea totalăa profilului de teren considerat. Pe baza valorilor vitezei V S , condiţ iile de teren se clasificăin urmă toarele 4 clase: Clasa A, teren tip roca

VS 760 m/s,

Clasa B, teren tare

360 < VS < 760 m/s,

Clasa C, teren intermediar

180 < VS 360 m/s,

Clasa D, teren moale

VS 180 m/s.

Pentru stabilirea spectrelor de răspuns elastic corespunză toare clasei de teren astfel determinate se vor utiliza metodologiile din practica internatională . A.4 Instrumentarea seismicăa construcţ iilor In zonele seismice pentru care valoarea acceleraţ iei de proiectare ag având IMR100 ani este ag0,24g, construcţ iile având ină lţ imea peste 50 m sau mai mult de 16 etaje sau având o suprafaţ a desfăş uratăde peste 7500m2, vor fi instrumentate cu un sistem de achiziţ ie digital si minim 4 (patru) senzori triaxiali pentru acceleraţ ie. Aceastăinstrumentare minimalăva fi amplasatăastfel: 1 senzor in câmp liber în vecină tatea construcţ iei, 1 senzor la subsol ş i 2 senzori pe planş eul ultimului etaj. Instrumentele vor fi amplasate astfel încât accesul la aparate săfie posibil în orice moment. Instrumentarea, întreţ inerea ş i exploatarea este finanţ atăde proprietarul construcţ iei ş i este realizatăde organizaţ ii autorizate. Inregistră rile obţ inute în timpul cutremurelor puternice trebuie puse la dispoziţ ia autoritatilor abilitate si a instituţ iilor de specialitate în 24h de la producerea cutremurului. A.5 Sursa Vrancea. Zonarea acceleraţ iei terenului pentru IMR = 475 ani Aceastăhartăde zonare va fi introdusăin ediţ ia urmă toare a normativului. Informativ, pentru Bucureş ti ag, IMR=475ani = 0,36g.

A.3

A.6 Tabel cu principalele localitaţ i din România Localitate Rm. Să rat Buzău Urziceni Bucureş ti Bârlad Tecuci Focş ani Galaţ i Brăila Slobozia Feteş ti Călă raş i Giurgiu Alexandria Turnu Mă gurele Roş iori de Vede Caracal Slatina Ploieş ti Craiova Oneş ti Târgoviş te Câmpulung Muscel Vaslui Bacă u Roman Piteş ti Curtea de Argeş Braş ov Sfântu Gheorghe Tulcea Constanţ a Mangalia Medgidia Fă gă raş Miercurea Ciuc Huş i Iaş i Paş cani Piatra Neamţ Fă lticeni Dorohoi Suceava

TC (sec) 1,6 1,6 1,6 1,6

ag pentru IMR=100ani cm/s2 0,28 0,28 0,28 0,24

1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1 1

0,28 0,28 0,32 0,24 0,24 0,2 0,2 0,2 0,2 0,2 0,16 0,2 0,16 0,16 0,28 0,16

0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7

0,28 0,24 0,24 0,24 0,28 0,24 0,2 0,2 0,2 0,2 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,16 0,2 0,2 0,2 0,2 0,16 0,12 0,16

A.4

Localitate

TC (sec)

Ră dăuţ i Câmpulung Moldovenesc Botoş ani Odorheiu Secuiesc Sighiş oara Tg. Mureş Reghin Mediaş Sibiu Turda Dej Bistriţ a Nă să ud Cluj Napoca Zală u Alba Iulia Sighetu Marmaţ iei Baia Mare Carei Satu Mare Oradea Timiş oara Arad Hunedoara Oră ş tie Deva Petroş ani Tg. Jiu Caransebeş Reş ita Lugoj Orş ova Drobeta Turnu Severin

0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7 0,7

A.5

ag pentru IMR=100ani cm/s2 0,16 0,12 0,16 0,12 0,12 0,12 0,08 0,16 0,16 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,08 0,16 0,12 0,20 0,12 0,12 0,16 0,16 0,08 0,08 0,08 0,12 0,12 0,12 0,12 0,12 0,16 0,12

ANEXA B METODE SIMPLIFICATE DE DETERMINARE A PERIOADELOR ŞI FORMELOR PROPRII DE VIBRAŢIE

B.1. Metoda aproximativăRayleigh (1) Perioada proprie fundamentală , corespunzătoare modului fundamental de translaţ ie se poate determina utilizând urmatoarea relatie (Rayleigh): n

T1 2

W d i 1 n

i

2 i

(B.1)

g Wi d i i 1

unde Wi

încă rcarea gravitaţ ionalăla nivelul “i ”, corespunzătoare masei de nivel mi

di

deplasarea elasticăpe direcţ ia gradului de libertate dinamicăprodusăde încă rcă rile Wi i= 1,2,…,n

g

acceleraţ ia gravitaţ ională .

(2) În relaţ ia de mai sus, forma proprie fundamentalăeste aproximatăde deformata statică produsăde încărcă rile gravitaţ ionale Wi (i=1,2…,n) aplicate convenţ ional pe direcţ iile gradelor de libertate dinamicăorizontale. Structura elasticăcu mase concentrate la nivelul planş eelor este consideratăcu baza de rezemare incastrată. (3) În metoda aproximativăRayleigh se pot considera, alternativ, sisteme compatibile de forţ e laterale Fi (i=1,2…,n) aplicate static, care produc deplasă rile orizontale di corespunză toare. În acest caz, relaţ ia pentru determinarea aproximativăa perioadei fundamentale este: n

T1 2

W d i

2 i

i 1 n

(B.1')

g Fi di i 1

(4) Perioada fundamentalăse poate determina aproximativ cu expresia: T1 2 d

(B.2)

unde d

este deplasarea orizontală(în metri) la extremitatea superioarăa clă dirii (la nivelul acoperiş ului), produsăde încă rcă rile gravitaţ ionale aplicate conventional pe direcţ ia orizontală .

B.1

B.2. Formule simplificate pentru estimarea perioadei fundamentale (1) Pentru proiectarea preliminarăa clădirilor cu înă lţ imi pânăla 40 m, se poate utiliza urmă toarea formulăsimplificatăpentru estimarea perioadei fundamentale de translatie T1 Ct H 3 4

(B.3)

unde : T1

este perioada fundamentalăa clă dirii, în secunde.

Ct

este un coeficient ale că rui valori sunt funcţ ie de tipul structurii, dupăcum urmează :

H

Ct = 0,085

pentru cadre spaţ iale din oţ el,

Ct = 0,075

pentru cadre spaţ iale din beton armat sau din oţ el cu contravântuiri excentrice,

Ct = 0,05

pentru celelalte tipuri de structuri.

înălţ imea clădirii, în metri, mă suratăde la nivelul fundaţ iei sau de la extremitatea superioarăa infrastructurii rigide.

(2) Alternativ, valoarea coeficientului Ct corespunză toare clădirilor cu pereţ i structurali din beton armat sau din zidă rie este datăde relaţ ia

Ct 0,075 / Ac în care



(B.4)



2 Ac A j 0,2  l wj H 

(B.5)

j

unde Ac

aria totala efectivă(în m2) a pereţ ilor structurali de la primul nivel al clă dirii,

Aj

aria efectivăa secţ iunii transversale (în m2) a peretului structural “j” situat la primul nivel al cladirii,

l wj

lungimea peretelui structural “j” (în m) de la primul nivel, pe direcţ ie paralelăcu fortele aplicate, cu restricţ ia

l wj / H < 0,9

(B.6)

(3) Pentru structurile în cadre de beton armat ş i otel care nu depaş esc 12 etaje în înă lţ ime ş i au o înă lţ ime minimăde etaj de aproximativ 3 metri, perioada fundamentalăde translaţ ie pe orice direcţ ie orizontalăse poate estima cu relaţ ia simplificată: T1 = 0,1 n

(B.7)

unde “n” este numărul de niveluri al structurii.

B.2

B.3. Aproximaţ ii ale formei proprii fundamentale (1) La proiectarea preliminarăş i în metoda de calcul cu forte seismice laterale, forma proprie fundamentalăse poate aproxima printr-o variaţ ie liniarăpe verticală .

B.3

ANEXA C

CALCULUL MODAL CU CONSIDERAREA COMPORTARII SPATIALE A STRUCTURILOR

C.1. Generalităţ i (C1.1) În cazul construcţ iilor cu distribuţ ie neuniformăa maselor ş i rigidităţ ilor elementelor structurale, deplasările ş i eforturile se vor determina pe un model spaţ ial de calcul. Calculul răspunsului seismic structural, reprezentat de eforturi ş i deplasări, se poate realiza prin integrarea directăa ecuaţ iilor de miş care sau prin suprapunerea ră spunsurilor modale maxime. Acţ iunea seismicăse schematizeazăprin miş cari de translaţ ie variabile în timp ale bazei de rezemare în trei direcţ ii ortogonale determinate, descrise prin accelerograme. Aceasta produce oscilaţ ii de translaţ ie ş i de torsiune. Caracterul nesincron al miş că rii seismice aplicate bazei structurii genereazăoscilaţ ii de torsiune chiar ş i în cazul structurilor teoretic perfect simetrice. În calculul modal cu spectre de ră spuns, acţ iunea seismicăse înlocuieş te cu spectre de ră spuns de proiectare distincte asociate componentelor miş carii. Miş carea seismicădescrisăprin spectrul de ră spuns de proiectare trebuie consideratăcel puţ in în direcţ iile principale asociate structurii, pentru care se vor alege douăsensuri de acţ iune. Direcţ iile principale de acţ iune sunt definite de direcţ ia rezultantei forţ ei seismice de bazădin modul fundamental ş i de normala pe aceastădirecţ ie. Ră spunsul structurii se obţ ine prin combinarea ră spunsurilor corespunză toare celor douădirecţ ii de acţ iune seismicăconsiderate. (C.1.2) Calculul dinamic spaţ ial este necesar în cazul construcţ iilor de importanţ ăridicată , precum ş i pentru construcţ ii care prezintădiscontinuităţ i ale distribuţ iilor elementelor de rezistenţ ăş i maselor de nivel. Aceste situaţ ii sunt precizate in capitolul 4. Deasemenea, calculul modal spaţ ial furnizeazăinformaţ ii privind conformarea structuralăîn vederea realiză rii unei distribuţ ii corecte a elementelor de rezistenţ ăverticale ş i orizontale, pentru evitarea dezvoltă rii unor eforturi si deplasă ri excesive provenite din torsiunea generală . (C.1.3) Calculul spaţ ial permite o evaluare mai realistăa efectelor acţ iunii seismice în comparaţ ie cu metodele de calcul plan. Prin integrarea ecuaţ iilor de miş care pentru un set adecvat de accelerograme, calculul dinamic spaţ ial furnizeazăun volum mare de informaţ ii ş i necesităun efort substantial pentru interpretarea ş i utilizarea rezultatelor. Din acest motiv, în prezenta anexăse prezintănumai metoda pentru calculul răspunsurilor modale maxime utilizand spectrul de ră spuns de proiectare asociat miş că rii de translaţ ie a bazei de rezemare. Metoda de calcul cu spectre de ră spuns poate fi descoperitoare dacăcontribuţ iile răspunsurilor modale exprimate prin factori de echivalenţ ăa maselor modale efective au valori sub 0,7. În acest caz, eforturile ş i deformaţ iile se limiteazăinferior la valorile furnizate de calculul plan. (C.1.4) Relaţ iile de calcul sunt stabilite în aceleaş i ipoteze ş i au o formăasemă nă toare cu relaţ iile din secţ iunea 4.5.

C.1

(C.1.5) În cazul structurilor care nu sunt simetrice în raport cu planele verticale xoz si yoz, ecuaţ iile de miş care ş i implicit vibraţ iile structurii sunt cuplate elastic. Ca urmare, ră spunsul sistemului structural la componentele miş că rii terenului pe directia x sau y va include urmatoarele deplasă ri suplimentare: translaţ ii în direcţ iile y sau x, precum ş i rotirea planş eelor în jurul axei verticale oz. Cuplarea vibraţ iilor modale de translaţ ie ş i de torsiune se identificăprin valori nenule ale factorilor de participare a maselor modale efective corespunză toare. În cazul structurilor simetrice, la care centrele de rigiditate coincid cu centrele maselor, ecuaţ iile de miş care se decupleazăpentru cele trei direcţ ii ortogonale principale de oscilaţ ie. În aceastăsituaţ ie, torsiunea generalănu este prezentă. Efectele produse de rotirea bazei generatăde nesincronismul undelor seismice, precum ş i ale eventualelor distribuţ ii neuniforme a maselor, diferite de cele admise în modelele de calcul, se vor obţ ine prin aplicarea forţ elor seismice modale de nivel într-o poziţ ie diferităde cea a centrului maselor de nivel ş i definităde o excentricitate accidentală. (C.1.6) Deplasă rile ş i aceleraţ iile de nivel sunt raportate la centrul maselor de nivel. (C.1.7) La structurile spaţ iale elementele verticale ş i orizontale de la un anumit nivel (stâlpi, pereţ i structurali ş i grinzi) sunt conectate la planş ee care pot fi considerate indeformabile sau deformabile în planul lor. Din aceste considerente, anexa C prezint ăprocedeele generale de calcul, în scopul utiliză rii, cu mici intervenţ ii, a orică rui program de calcul automat destinat calculului dinamic liniar spaţ ial. C.2. Determinarea fortelor seismice, eforturilor ş i deplasărilor modale (C.2.1) În cazul vibraţ iilor spaţ iale, forţ ele seismice de calcul asociate fiecă rui mod de vibraţ ie se stabilesc cu relaţ ii similare relaţ iilor prezentate în capitolul 4 pentru calculul plan. Forma deformatei, definităde poziţ iile deplasate ale centrelor maselor, este în general o curbă strâmbăîn spaţ iu, ca urmare a cuplajelor generate de distribuţ ia neuniformăa rigidită ţ ilor ş ia maselor. În consecinţ ă , forţ ele seismice asociate gradelor de libertate dinamicăconsiderate vor avea orientă ri diferite în raport cu sistemul general de axe în care este descrisăstructura, indiferent de direcţ ia acţ iunii seismice. Fiecă rui grad de libertate dinamicăîi corespunde o componentă , forţ a seismicăstaticăechivalentă , pentru fiecare mod de vibraţ ie considerat. La determinarea ră spunsului structural la acţ iuni seismice se pot distinge douăsituaţ ii: - structuri cu planş ee indeformabile în planul lor, - structuri cu planş ee deformabile sau fărăplanş ee. (C.2.2) În general, într-un punct nodal definit de intersecţ ia a cel puţ in douăelemente structurale, se considerăpatru grade de libertate dinamică , trei de translaţ ie pe direcţ iile axelor generale ce definesc structura (ux, uy, uz) ş i o rotaţ ie în jurul axei normale la baza de rezemare (z dacăbaza de rezemare se gă seş te în planul orizontal xOy, cu axa z verticală ). C.M. = centrul maselor C.R. = centrul de rigiditate

Figura C.1

Grade de libertate dinamicăla nivelul “i” în ipoteza planş eului indeformabil în planul să u C.2

Calculul răspunsului modal spaţ ial la acţ iuni seismice in cazul prezenţ ei planş eelor indeformabile in planul lor se poate efectua în următoarele ipoteze : - se neglijeazăcuplajele inerţ iale, - se neglijeazăinfluenţ a componentei verticale a miş că rii seismice a terenului, - acţ iunea seismicăeste reprezentatăprin miş carea terenului pe una din direcţ iile axelor orizontale x sau y, sau intr-o direcţ ie oarecare în planul bazei de rezemare, - la fiecare nivel centrele maselor ş i centrele de rigiditate sunt distincte ş i se pot afla sau nu pe aceeaş i verticalăa structurii; prin unirea lor rezultăfie o axăverticală dreaptă , fie o linie poligonalăstrâmbăîn spaţ iu, - în centrul maselor de la fiecare planş eu se considerătrei grade de libertate dinamică , douătranslaţ ii ux ş i uy în direcţ iile axelelor x ş iy ş i o rotire u în jurul axei verticale z (fig. C1), - masele se reduc în centrul maselor (fig. C2), rezultând : - mase de nivel n

n

j 1

j1

mi mi, j A*j m j -

(C1)

momente de inertie ale maselor de nivel in raport cu axa verticala z considerata n

n

j1

j 1

J i mi , j d 2j J m, j

(C2)

în care n = numă rul de mase discrete concentrate mi,j sau distribuite m j pe suprafeţ ele A*j , dj - distanţ a de la centrul maselor la poziţ ia masei concentrate mi,,j , i - indice de nivel, de la 1 la N, N - numă rul total de niveluri ale construcţ iei.

Figura C.2 În cazul unei mase m distribuite uniform pe o suprafaţ ăA*j se obţ ine:

mi , j A*j m

- masa la nivelul i

J m , j I p ,m m - momentul de inerţ ie faţ ăde axa z din centrul de greutate al suprafeţ ei A*j , al masei m distribuite uniform - momentul de inerţ ie polar al suprafeţ ei A*j faţ ăde centrul sau de greutate. Pentru un mod de vibraţ ie k, se definesc urmă toarele mărimi: - masa modalăgeneralizatăîn modul de vibraţ ie k Ip,m

N





M k mi six2 ,k siy2 ,k J i si2,k i1



C.3

(C3)

în care six,k , siy ,k ş i si,k sunt componentele din centrul maselor ale vectorului propriu în modul de vibraţ ie k, la nivelul i, pe direcţ iile x, y ş i z, respectiv. - factorii de participare modali N

px ,k mi six ,k i 1 N

p y ,k mi siy,k

(C4)

i1 N

p ,k J i si,k i 1

-

-

masele modale efective 2 p 2y,k p x,k p 2,k * * * m x ,k  m y ,k  J ,k  (C5) Mk Mk Mk factorii de participare a maselor modale efective (coeficienţ i de echivalenţ a modali) m*y ,k m*x,k J * ,k x ,k  y,k  ,k  (C6) m m J

unde N

N

i 1

i1

m mi si J J i

(C7)

reprezinta masa intregii constructii, respectiv suma momentelor de inertie ale maselor de nivel in raport cu axa verticala z. (C.2.3) În cazul unei acţ iuni seismice definite printr-un spectru de proiectare S dx  T I S d  T (vezi relaţ ia 3.17) asociat unei miş că ri de translaţ ie a bazei într-o direcţ ie paralelăcu axa x se dezvoltăurmătoarele forţ e taietoare de bazămodale : p x,k F x,k  p x,k S dx  T k S dx  Tk  m *x,k Mk p x,k p y,k F y,k  p y,k S dx  T k  F x,k Mk p x,k ş i momentul de torsiune (C8) p x,k pθ,k M θ,k  pθ,k Sdx  Tk  Fx,k Mk p x,k Pentru fiecare mod propriu de vibraţ ie k, pe direcţ iile gradelor de libertate dinamica ux , uy , ula fiecare nivel, în centrul maselor, se dezvoltăurmă toarele forţ e seismice de nivel static echivalente (figura C3). mi si x,k Fi x,k Fx,k px,k mi si y,k Fi y,k F y,k (C9) p y,k ş i momentul de torsiune J i si θ,k M i θ,k M θ,k pθ,k C.4

Figura C.3 Forţ e seismice de nivel static echivalente în modul k de vibraţ ie Pentru o miş care de translaţ ie a terenului în direcţ ia y, reprezentatăprin spectrul de proiectare S dy  T I S d  T , forţ ele taietoare modale la baza structurii sunt: p x,k Fx,k  F y,k p y,k F y,k S dy (T k )m *y,k

(C10)

p θ,k M θ,k  F y,k p y,k

În aceastăsituaţ ie, forţ ele seismice modale de nivel static echivalente se obţ in cu relaţ iile (C9) de mai sus. În cazul unei miş cări seismice descrise ca o translaţ ie a terenului într-o direcţ ie având orientarea faţ ăde axa x (figura C4), la baza structurii in fiecare mod k de vibratie forţ ele taietoare de bazăse obţ in cu relaţ iile precedente în care S dx  T I S d  T cos (C11) S dy  T I S d  T sin 

Figura C.4

C.5

Forţ ele seismice de nivel static echivalente si rezultantele acestora la baza structurii, pentru fiecare mod k de vibratie se obţ in prin sumarea algebricăa forţ elor rezultate pentru cele douăcomponente Sdx ş i Sdy ale spectrului de proiectare S d  T . (C.2.4) Pentru structurile care au numai mase discrete ş i grade de libertate dinamice de translaţ ie independente (fărălegă turi indeformabile), se aplicărelaţ iile de calcul de mai sus, în care Jθ,k 0 ş i si θ,k 0 . C.3. Calculul eforturilor ş i deplasărilor din acţ iunea seismică (C.3.1) În cazul structurilor spaţ iale, eforturile ş i deplasă rile se obţ in parcurgând urmă toarele etape: Etapa I constăîn: a) schematizarea structurii reale ş i alegerea modelului dinamic prin definirea gradelor de libertate dinamicăş i a maselor asociate acestora cu relaţ iile (C1) ş i (C2) b) calculul valorilor, vectorilor proprii ş i al mă rimilor modale asociate – mase modale generalizate conform relatiei (C3), factori de participare modalăconform relaţ iei (C4), masele modale efective din relaţ iile (C5) ş i coeficienţ ii de echivalenţ ămodali din relaţ iile (C6) – pentru un numă r suficient de moduri proprii de vibraţ ie, r, astfel încât suma coeficienţ ilor de echivalenţ ămodalădin relaţ ia (C6) săîndeplineascăcondiţ iile r

 k 1

x, k

0,9

r

 k 1

y ,k

0,9 si

r GLD

(C12)

în care r - numă rul de moduri proprii de vibraţ ie considerate in calcul GLD - numărul gradelor de libertate de translaţ ie ş i de rotaţ ie considerate în modelul dinamic (vezi ş i paragraful 4.5.3.3.1, aliniatele 8, 10 si 11) Etapa a II-a se referăla determinarea ră spunsului structurii pentru fiecare direcţ ie principală de acţ iune seismicăconsiderată , pentru care se parcurg urmă toarele faze: a) calculul forţ elor seismice static echivalente de nivel pentru fiecare mod propriu de vibraţ ie considerat, 1 k r, conform paragrafului C.2.3, relaţ iile (C8) ş i (C9) sau relaţ iile (C10) ş i, respectiv, (C11) b) calculul static al eforturilor si deplasă rilor pentru fiecare din cele r seturi de forţ e static echivalente obţ inute la pasul anterior, aplicate în centrele maselor de nivel c) suprapunerea răspunsurilor modale. Ră spunsurile modale maxime se combină probabilistic prin una din cele douăreguli cunoscute, SRSS (radical din suma pătratelor ră spunsurilor modale) sau CQC (combinare pă traticăcompletă ). În anumite situaţ ii, când perioadele proprii de vibraţ ie succesive (Tk+1 < Tk ) se aflăîn relaţ ia Tk+1  0.9 T k, ră spunsurile modale se combină prin adunarea valorilor absolute (ABSSUM). - regula de combinare SRSS: E E 

r

E k 1

2 E ,k

(C13)

Aceastăregulăse va aplica la structuri cu perioade naturale distincte cu contribuţ ii semnificative la ră spuns. r

- regula de combinare ABSSUM:

E E E E ,k k 1

C.6

(C14)

Aceastăregulă , care presupune obţ inerea ră spunsurilor modale maxime în acelaş i moment de timp, se va aplica la structuri cu perioade naturale foarte apropiate Tk+1  0.9 T k. r

r

k1

l1

- regula de combinare CQC : E E  kl E E,k E E ,l

1/ 2 

(C15)

în care EE reprezintăeforturile sau deplasările totale, iar EE,k si E E,l reprezintă eforturile sau deplasă rile în modurile de vibraţ ie k si l kl - reprezintăcoeficientul de corelaţ ie între modurile k si l ş i are valori pozitive sau negative ( 0 kl 1 cu kl 1 pentru k=l ) Semnele eforturilor, deplasă rilor ş i forţ elor seismice static echivalente de nivel obţ inute prin suprapunere modalăse vor considera identice cu cele obţ inute pentru modul fundamental de vibraţ ie. Etapa a III-a constăîn introducerea unui caz suplimentar de încă rcare statică, numai cu momente de torsiune la fiecare nivel. Aceste momente de torsiune reprezintăprodusul dintre forţ ele seismice de nivel si mă rimea exccentricită ţ ilor accidentale definite cu relaţ ia (4.2) din secţ iunea 4.5.2.1, paragraful (1). În aceastăetapăse parcurg urmă torii paş i: a) combinarea forţ elor seismice modale static echivalente de nivel conform relaţ iilor (C13-C15) b) calculul momentelor de torsiune suplimentare pentru fiecare direcţ ie principalăde acţ iune seismică Μit  Fix Fiy  e1i (C16) în care F ix, F iy sunt forţ ele seismice static echivalente de nivel obţ inute în pasul anterior c) calculul eforturilor ş i deplasă rilor asociate momentelor de torsiune obţ inute cu relaţ ia (C16) aplicate în centrul maselor la fiecare nivel d) suprapunerea ră spunsurilor eforturi, deplasă ri ş i reacţ iuni obţ inute în etapele II ş i III de mai sus. Pentru stabilirea celei mai defavorabile situaţ ii se vor considera toate combinaţ iile care rezultăprin schimbarea sensului celor douăacţ iuni: E E E E ,II E E ,III în care E E ,II - ră spunsul obţ inut conform etapei a II-a din suprapunerea răspunsurilor modale E E ,III - ră spunsul obţ inut în etapa a III-a din momente suplimentare de torsiune Etapa a IV-a efectueazăcombinarea răspunsurilor structurii la acţ iunea seismicăpentru cele douădirecţ ii principale de miş care a bazei de rezemare. Ră spunsurile aferente celor două direcţ ii de acţ iune se combinăconform regulilor din paragraful 4.5.3.6 folosind relaţ iile 4.14 ş i 4.15 E Edx ”+”0,30 E Edy 0,30 E Edx ”+” E Edy sau regula de combinare SRSS 2 2 E  EEdx E Edy

C.7

ANEXA D PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR

D.1. Concepţ ia procedeului Procedeul face parte din categoria celor care considerădeplasă rile structurale drept parametru esenţ ial al ră spunsului seismic al structurilor (procedeu bazat pe deplasare). Procedeul implicăconstruirea diagramei forţ ei tă ietoare de bază– deplasarea laterală caracteristicăpentru structura analizată . În versiunea din prezenta anexă , deplasarea la vârful construcţ iei este consideratădeplasare caracteristică, deş i procedeul se poate modifica pentru orice altălocalizare a deplasării caracteristice pe înălţ imea clă dirii. Curba forţ ă– deplasare se obţ ine prin calcul static neliniar (biografic) al structurii. Pe această curbă se marchează punctele reprezentând cerinţ ele de deplasare corespunză toare stă rilor limităasociate unor cutremure cu diferite perioade de revenire. Aceste cerinţ e sunt determinate din spectrele de deplasare ale ră spunsului seismic inelastic. Condiţ ia generalăde siguranţ ă : cerinţ ăcapacitate se controleazăverificând dacă deplasă rile (de exemplu, deplasă rile relative de nivel), deformaţ iile (exemplu, rotirile în articulaţ iile plastice) în cazul elementelor ductile, rezistenţ ele în cazul elementelor fragile, asociate cerinţ elor, sunt mai mici decât valorile admise pentru stă rile limită considerate. Aplicarea procedeului implicăurmătoarele operaţ ii principale: (i) stabilirea caracteristicilor de comportare pentru elementele structurii (ii) construirea curbei forţ ălaterală– deplasare la vârful construcţ iei (iii) transformarea curbei forţ ălaterală– deplasare la vârf pentru construcţ ia realăcu mai multe grade de libertate (MDOF) în curba corespunzătoare sistemului echivalent cu un grad de libertate (SDOF) (iv) selectarea spectrelor de deplasare inelastice relevante din baza de date, atunci când aceasta existăsau construirea spectrelor pe baza unor seturi de accelerograme compatibile cu spectrul de proiectare (de acceleraţ ie); caracteristicile structurii cu un grad de libertate utilizate la construirea spectrelor sunt cele stabilite la treapta (iii) a calculului (v) stabilirea cerinţ ei de deplasare lateralăpentru stările limităconsiderate, determinarea valorilor corespunză toare ale deplasă rilor relative sau a deformaţ iilor în elementele structurale ş i verificarea încadră rii acestora în limitele admise

D.1

Forţ a laterală F

formarea mecanismului cinematic plastic

Fy apariţ ia articulaţ iilor plastice

Siguranţ ă limitată

Degradare limitată

dy

d SLS

du

dULS

Deplasare laterală ,d

`Figura D.1. În cazul construcţ iilor nou proiectate, procedeul se utilizeazăpentru verificarea comportă rii (performanţ elor) seismice ale unei construcţ ii proiectate prin metode de proiectare curente (metoda A). Procedeul se poate folosi ş i la verificarea structurilor existente oferind avantajul, în raport cu procedeele obiş nuite de verificare bazate pe evaluarea gradului de asigurare seismicăR (vezi P100/92), cănu necesităprecizarea factorului de comportare q. În marea majoritate a cazurilor valoarea acestui coeficient nu poate fi determinatăpractic la construcţ iile existente. Pe de altăparte, procedeul evalueazămult mai precis gradul de degradare ş i vulnerabilitatea construcţ iei, considerând drept principal parametru al comportă rii seismice, deplasarea lateralăa structurii. D.2. Evaluarea proprietăţ ilor de rezistenţ ăş i de deformaţ ie a elementelor structurale Sunt prezentate exemplificativ, procedurile specifice elementelor de beton armat. Pentru evaluarea capacitaţ ii de rezistenţ ăa elementelor se folosesc valorile medii ale rezistenţ elor materialelor, beton ş i oţ el. Ideal, capacitatea de deformaţ ie se poate determina experimental sau estima prin analogie cu rezultatele experimentale disponibile în literatura de specialitate. Alternativ, capacită ţ ile de rezistenţ ăsi deformaţ ie se pot determina analitic, prin utilizarea unor relaţ ii constitutive adecvate pentru beton si otel, dupăcum urmează: (i) La calculul capacităţ ii de rotire specifică(curburii) ş i la evaluarea capacităţ ii de rezistenţ ăse considerăurmă toarele valori ale deformaţ iei ultime a betonului comprimat: - pentru secţ iuni de beton neconfinate, cu = 0,5 o/oo - pentru cazul secţ iunilor confinate (cu etrieri prevă zuţ i cu cârlige ancorate în miezul de beton la un unghi de 135o, dispuş i la distanţ e de cel mult 6 diametre ale armăturii longitudinale)

D.2

1,4 f yk su cu 0. 004  0.02 f ck

(D.1)

unde: 

coeficientul volumetric al armăturii transversale

fyk

limita de curgere caracteristicăa armă turii transversale

su deformaţ ia din armă turile transversale asociate efortului unitar maxim; (su=5%) fck

rezistenţ a caracteristicăa betonului confinat

(ii) Relaţ ia (D.1) se aplica numai zonei de beton confinate, exceptând stratul de acoperire. (iii) La evaluarea capacităţ ii de rotire plasticăla încovoiere, lungimea zonei plastice lp se va determina cu relaţ ia: l p 0 ,008l 0 ,022 f ys  dbL

(D.2)

l distanţ a între secţ iunea critică(de moment maxim) ş i punctul de schimbare a curburii (de anulare a momentului) (mm) fys

limita de curgere a armă turilor longitudinale (MPa)

dbL

diametrul armă turilor longitudinale (mm)

(iv) Pentru starea limităultima se va considera numai 2/3 din rotirea la rupere, calculata pe baza indicaţ iilor de la punctele (i), (ii) ş i (iii) (v) În calculul deplasărilor se vor considera valorile de rigiditate corespunzătoare secţ iunilor fisurate. Pentru elementele structurale se recomandăutilizarea rigidităţ ilor corespunză toare punctului de iniţ iere a curgerii. Perioada structurii determinatăastfel este asociata limitei inferioara a rigidită ţ ii globale.

D.3. Construirea curbei forţ ălaterală– deplasarea la vârful construcţ iei Curba se obţ ine prin calcul static neliniar, de tip biografic, utilizând programe de calcul specializate care iau în considerare modifică rile structurale la fiecare pas de încă rcare. Încărcă rile gravitaţ ionale corespunză toare grupă rii seismice de calcul se menţ in constante. Pentru a ţ ine seama de incertitudinile privind distribuţ ia pe verticalăa forţ elor laterale se considerădouădistribuţ ii înfăş urătoare diferite ş i anume: - o distribuţ ie în care forţ ele laterale sunt proporţ ionale cu masele de nivel - o distribuţ ie rezultatădin analiza modalăpentru modul 1 de vibraţ ie; se poate accepta o distribuţ ie simplificatătriunghiulară(triunghiul cu baza la vârful construcţ iei). Cele douădistribuţ ii se menţ in pe rând constante, mărind la fiecare pas de încărcare, numai valoarea forţ ei laterale.

D.3

Calculul permite determinarea ordinii probabile a articulaţ iilor plastice, respectiv determinarea mecanismului de cedare. Ruperea structurii corespunde deplasă rii la care structura nu mai poate susţ ine încă rcările verticale, respectiv ruperii unui element vital pentru stabilitatea structurii (stâlp, perete). Se recomandăca diagrama săfie construităpânăla o deplasare cu cca 50% mai mare decât cerinţ a de deplasare corespunzătoare stă rii limităultime, pentru a evidenţ ia evoluţ ia procesului de degradare până în apropierea prăbuş irii ş i implicit a vulnerabilităţ ii clădirii faţ ăde prăbuş ire. D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF Curba stabilităpentru structura realăse converteş te într-o relaţ ie forţ ă– deplasare pentru sistemul echivalent cu un grad de libertate pentru ca parametrii acesteia să poatăfi puş i în relaţ ie directăcu spectrele ră spunsului seismic, construite pentru sisteme cu un grad de libertate. Notaţ ii:



vectorul formei deplasărilor normalizate (valoarea 1 la vârf). Procedura se poate modifica foarte uş or pentru cazul în care se selecteazăalt nivel pentru deplasarea caracteristica, considerând valoarea 1 la nivelul deplasă rii caracteristice. n

M mi , masa sistemului MDOF (suma maselor de nivel m i) 1

F

tă ietoare de bazăa sistemului MDOF

M  T  M   mii2 masa generalizatăa sistemului echivalent SDOF L  T  M  1 mi i

coeficient de transformare

Relaţ iile de echivalare între mă rimile răspunsului SDOF, deplasă ri d ş i forţ e F, ş i mărimile asociate răspunsului MDOF, d ş i F, rezultăastfel: M mii d d  d L mii 2



(D.3)

M M F mi mi i F  2 F   F 2  L mii  2



(D.4)

În vederea stabilirii parametrilor structurali definitorii pentru spectrele răspunsului seismic inelastic, curba F - d urmeazăsăfie idealizatăsub forma unei diagrame biliniare (fig. D1). În acest scop forţ a de iniţ iere a curgerii se ia egalăcu rezistenţ a ultimăa sistemului, corespunză toare formării mecanismului plastic. Rigiditatea iniţ ialăa sistemului idealizat se determinăastfel încât capacitatea de absorbţ ie de energie sănu se modifice prin schematizarea curbei (ariile celor două curbe săfie egale).

D.4

In cazul idealiză rii sub forma unei diagrame biliniare fă răconsolidare în domeniul post-elastic, deplasarea la curgere dy rezultă:

 Em   d y 2 d  m   F y  

(D.5)

unde: dm, Em sunt deplasarea, respectiv energia de deformaţ ie (aria situatăsub curba) corespunză toare formării mecanismului plastic În cazul în care cerinţ a de deplasare determinatăconform paragrafului D.5 este mult diferităde valoarea dm, adoptarea unei proceduri iterative este recomandabilă. D.5. Selectarea spectrelor de răspuns Cerinţ ele de deplasare pentru starea limităde serviciu (SLS) se determinădirect din calculul static elastic al structurii MDOF sub încărcă rile seismice de calcul reduse corespunză tor coeficienţ ilor , care ţ in seama de perioada de revenire mai scurtăa acţ iunii seismice asociate cu starea limităde serviciu (vezi Anexa E, paragraful E.1). Cerinţ ele de deplasare ale sistemului SDOF echivalent, pentru starea limităultimă (ULS), se obţ in din spectrele de deplasare ale răspunsului seismic inelastic. Se pot folosi, dacăexistă , spectre aproximative, specifice amplasamentului. În caz contrar, spectrele se pot calcula folosind programe de calcul specifice, utilizând accelerograme înregistrate sau simulate compatibile cu spectrul de proiectare pe amplasament. Pentru clă dirile noi, cu structura de beton armat, dimensionate conform prevederilor capitolelor 3-6, spectrul inelastic de deplasare, SDi(T) se poate aproxima cu ajutorul relaţ iei D.6. Nu se admite utilizarea relaţ iei D.6 în cazul construcţ iilor existente, dimensionate la forţ e laterale mai mici decât cele prevă zute în acest cod. d SD i (T) c SD e (T) *

c

(D.6)

coeficient de amplificare al deplasă rilor în domeniul inelastic (vezi Anexa E, paragraful E.2)

SDe (T) spectrul de ră spuns elastic (capitolul 3) Parametrii care caracterizeazăvalorile spectrale, respectiv cerinţ ele de deplasare, sunt: - perioada Ta sistemului SDOF echivalent, determinate cu formula: T 2 

Md *y

(D.7)

F y*

- coeficientul seismic c*y *

Fy

cy  Mg *

(D.8)

D.5

D.6. Controlul deplasărilor structurale Dupădeterminarea cerinţ elor de deplasare ale sistemului SDOF, acestea se convertesc în cerinţ ele de deplasare ale structurii reale MDOF, inversând relaţ ia (D.3):  L mii d  d  d M mii2

(D.9)

Corespunzător acestor deplasă ri globale, se determină mecanismul de cedare, eforturile in elementele fragile, deplasările relative de nivel ş i deplasă rile individuale ale elementelor (rotiri dezvoltate în articulaţ iile plastice punctuale echivalente etc) ş i se verificădacăsunt îndeplinite condiţ iilor pentru starea limităconsiderată . Valorile admisibile ale deplasării relative de nivel, corespunzătoare stă rii limita ultime drULS ,a , pot fi majorate cu 25% fata de valorile prevăzute în cadrul Anexei E. Pe baza verificărilor deplasărilor structurale se valideazăsoluţ ia de structură proiectatăprin metodele obiş nuite sau se corectează , dacăeste cazul, soluţ ia pânăla obţ inerea performanţ elor necesare.

D.6

ANEXA E PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLASĂRII LATERALE A CADRELOR DE BETON ARMAT Se are în vedere verificarea la douăstă ri limită, respectiv starea limităde serviciu (SLS) ş i starea limităultimă(ULS). Condiţ ia de verificare asociatăstă rii limite ultime este de regulădimensionantăîn cazul zonelor seismice caracterizate prin perioade de colt mari (1,6s, în cazul oraş ului Bucureş ti), datorita amplifică rilor importante ale deplasarilor in domeniul inelastic, înregistrate in cazul structurilor cu perioade in domeniul 0-Tc . E.1. Verificarea la starea limităde serviciu (SLS) Verificarea la starea limita de serviciu are drept scop menţ inerea funcţ iunii principale a clă dirii in urma unor cutremure, ce pot apă rea de mai multe ori in viata construcţ iei, prin limitarea degradă rii elementelor nestructurale si a componentelor instalaţ iilor aferente construcţ iei. Prin satisfacerea acestei condiţ ii se limiteazăimplicit si costurile reparaţ iilor necesare pentru aducerea construcţ iei in situaţ ia premergă toare seismului. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: SLS

dr

q d r d r,a

SLS

(1)

d rSLS

deplasarea relativăde nivel sub acţ iunea seismica asociata SLS



factor de reducere care ţ ine seama de perioada de revenire mai scurtăa acţ iunii seismice. Valoarea factorului  este:  0.4 pentru clă dirile încadrate in clasele I si II de importanta  0.5 pentru clă dirile încadrate in clasele III si IV de importanta.

q

factorul de comportare specific tipului de structură(vezi capitolele 5..9)

dr

deplasarea relativa a aceluiaş i nivel, determinatăprin calcul static elastic sub încă rcă ri seismice de proiectare (vezi capitolul 4). Se ia în considerare numai componenta deformaţ iei care produce degradarea pereţ ilor înră maţ i, extră gând partea datoratădeformaţ iei axiale a stâlpilor in cazul in care aceasta are o contribuţ ie semnificativa la valoare deformaţ iei totale. Rigiditatea la incovoiere a elementelor structurale, utilizatăpentru calculul valorii dr , se va determina conform tabelului F.1.

SLS

d r ,a

valoarea admisibila a deplasă rii relative de nivel. In lipsa unor valori specifice elementelor nestructurale utilizate, determinate experimental, deplasarea admisă poate fi selectatăconform tabelului F.2.

E.1

Valoarea deplasă rii relative de nivel d rSLS poate fi determinata alternativ prin calculul dinamic liniar al structurii sub acţ iunea accelerogramelor asociate cutremurului de proiectare, reduse corespunză tor prin coeficientul . Calculul dinamic liniar se recomanda in cazul structurilor cu o distribuţ ie neregulata a rigidită ţ ii pe verticala. Tabelul E.1 Valori de proiectare ale modulelor de rigiditate

*

Modul de interacţ iune

Elementele nestructurale contribuie la rigiditatea de ansamblu a structurii

Elementele nestructurale nu interacţ ioneazăcu structura

Rigiditatea secţ ională

EbIb*

0,5 E bIb*

Eb - Modulul de elasticitate al betonului Ib - Momentul de inerţ ie al secţ iunii brute de beton

Tabelul E.2 Valori admisibile ale deplasă rii relative de nivel Tipul de elemente nestructurale

Materiale fragile ataş ate structurii

Clădirile cu elemente nestructurale fixate astfel încât nu interacţ ioneazăcu structura

Rigiditatea secţ ională

0,004 h*

0,008 h*

*

h – înă lţ imea de nivel

E.2. Verificarea la starea limităultimă(ULS) Verificarea la starea limita ultima are drept scop evitarea pierderilor de vieţ i omeneş ti la atacul unui cutremur major, foarte rar, ce poate apă rea in viaţ a unei construcţ ii, prin prevenirea pră buş irii totale a elementelor nestructurale. Se urmă reş te deopotrivă realizarea unei margini de siguranţ a suficiente fata de stadiul cedă rii elementelor structurale. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: d rULS c q d r d ULS r ,a ULS

(2)

dr

deplasarea relativăde nivel sub acţ iunea seismica asociata ULS

q

factorul de comportare specific tipului de structură(vezi capitolele 5..9)

E.2

dr

definit in cadrul paragrafului F.1. In lipsa datelor care săpermităo evaluare mai precisă , rigiditatea la încovoiere a elementelor structurale, utilizatăpentru calculul valorii dr, se considerăegalăcu jumătate din valoarea corespunză toare secţ iunilor nefisurate.

c

coeficient de amplificare al deplasă rilor, care ţ ine seama că pentru T
d rULS ,a

valoare admisibila a deplasă rii relative de nivel, egalăcu 2%.  2 pentru T Tc 3  c  1 pentru T 0 ,8 Tc  int erpolare liniară pentru Tc 3 T 0 ,8  Tc 

(3)

Pentru structurile ce posedăneregularităţ i importante ale rigidităţ ii si/sau rezistenţ ei pe ULS verticalăse recomandăverificarea prin calcul dinamic neliniar a valorilor d r ,a , după dimensionarea prealabilăa elementelor structurale.

E.3

ANEXA F ASPECTE SPECIFICE ALE ALCĂTUIRII ELEMENTELOR DIN OŢEL F.1. Clase de secţ iuni Clasificarea secţ iunilor transversale se face funcţ ie de supleţ ea pereţ ilor secţ iunii ş i de distribuţ ia ş i semnul tensiunilor σ. Prin supleţ e, se înţ elege raportul dintre lăţ imea ş i grosimea peretelui. Aceastăclasificare este necesarăpentru a delimita secţ iunile care pot avea incursiuni în domeniul elasto-plastic de celelalte secţ iuni. Sunt definite patru clase de secţ iuni:  Clasa 1 – secţ iuni care permit plastificarea lor ş i dezvoltarea articulaţ iilor plastice (rotire sub efort constant), fă răapariţ ia voalărilor, pânăla atingerea unghiurilor de rotire plasticăadmisibile. Este posibilăredistribuirea eforturilor în structură , iar calculul se face pe baza teoriei for mării articulaţ iilor plastice.  Clasa 2 – secţ iuni care permit formarea articulaţ iilor plastice, dar care au o capacitate de rotire plasticăredusăş i nu permit redistribuirea plasticăa momentelor încovoietoare în structură. Calculul eforturilor în structurăse face în domeniul elastic.  Clasa 3 – secţ iuni în care se pot dezvolta compresiuni în fibrele extreme pânăla nivelul limitei de curgere (rezistenţ a criticăde voalare se situeazăla nivelul limitei de curgere), fă răa se putea dezvolta însăarticulaţ ii plastice. Calculul eforturilor în structurăse face în domeniul elastic.  Clasa 4 – secţ iuni cu supleţ e mare la care fenomenul de voalare (caracterizat de rezistenţ e critice cu valori inferioare limitei de curgere) împiedicăatingerea limitei de curgere în fibra extremăcomprimată . Calculul eforturilor în structurăse face în domeniul elastic.

F.1

F.2. Supleţ ea pereţ ilor secţ iunilor conform claselor de secţ iuni În tabelul F.1 sunt date valorile maxime ale supleţ ilor pereţ ilor barelor funcţ ie de forma secţ iunii ş i de distribuţ ia tensiunilor. Tabel F.1. VALORI MAXIME ALE SUPLEŢII PEREŢILOR ELEMENTELOR STRUCTURALE METALICE (a) Tă lpi încadrate de inimi

Clasa secţ iunii

Modul de obţ inere

Încovoiere

Compresiune

-

Distribuţ ia tensiunilor +

1

-

+ -

Ţevi laminate

c 3t t 33

c 3t t 42

Alte secţ iuni

c t 33

c t 42

Ţevi laminate

c 3t t 38

c 3t t 42

Alte secţ iuni

c t 38

c t 42

2

-

-

Distribuţ ia tensiunilor +

3

Ţevi laminate

c 3t t 42

Alte secţ iuni

c t 42

 235 f y

-

+ -

 c 3t t 42 c t 42

f y (N/mm2)

235

275

355



1

0,92

0,81

F.2

Tabel F.1 (continuare) VALORI MAXIME ALE SUPLEŢII PEREŢILOR ELEMENTELOR STRUCTURALE METALICE (b) Tă lpi ieş ite în consolă

Secţ iuni laminate

Clasa secţ iunii

Modul de obţ inere

Distribuţ ia tensiunilor

Secţ iuni sudate

-

c t 10

Secţ iuni sudate

c t 9

Secţ iuni laminate

c t 11

Secţ iuni sudate

c t 10

2

+

+

Secţ iuni laminate 1

Compresiune + Încovoiere

Compresiune

-

11 ct  10 ct 

+

c t 15

c t 23 k

Secţ iuni sudate

c t 14

c t 21 k 

 235 f y

+

-

Secţ iuni laminate 3

+ +

10 ct  9 ct  11 ct  10 ct 

10 ct  9 ct 

+

Distribuţ ia tensiunilor

-

+

fy (N/mm2)

235

275

355



1

0,92

0,81

F.3

Tabel F.1.(continuare) VALORI MAXIME ALE SUPLEŢII PEREŢILOR ELEMENTELOR (c) Inimi

Clasa secţ iunii

Încovoiere

Compresiune

+

+

Compresiune + Încovoiere +

Distribuţ ia tensiunii -

-

-

1

c t 72

c t 33

2

c t 83

c t 38

Când 0,5 : c t 396  131 Când 0 ,5 : c t 36  Când 0,5 : c t 456  131 Când 0 ,5 : c t 41,5 +

+

Distribuţ ia tensiunii -

3

c t 124

+

c t 42

Când   1: c t 42 0,67 0,33 Când   1: c t 62 1  

 235 f y

fy (N/mm2)

235

275

355



1

0,92

0,81

F.4

Tabel F.1 (continuare) VALORI MAXIME ALE SUPLEŢII PEREŢILOR ELEMENTELOR STRUCTURALE METALICE (d) Corniere

Nu se aplică cornierelor prinse pe toatălungimea de alte elemente

A se vedea ş i pct. (c) “Tălpi ieş ite în consolă ”

Clasa secţ iunii

Compresiune

-

+

Distribuţ ia tensiunilor

-

b h 11,5 2t

h 15 t

3 (e) Ţevi rotunde

Clasa secţ iunii

Compresiune Compresiune + Încovoiere

1

d t 502

2

d t 702

3

d t 902

 235 f y

f y (N/mm2 )

235

275

355



1

0,92

0,81

2

1

0,85

0,66

F.5

F.3. Rigidizările barelor disipative

a

F.3.1. În figurile F.1, F.2 ş i F.3 este prezentat modul în care se amplaseazărigidizările la barele disipative scurte, lungi ş i intermediare.

e a

a-a

a

a tst

bst

hw

a

tw

a

b

a

Fig.F.1. Amplasarea rigidizărilor la bara disipativăscurtă

d c

hw

a-a

e

d

c=1,5b

c=1,5b

c

tst

bst tw

a

b

a

Fig.F.2. Amplasarea rigidizărilor la bara disipativălunga

d c

bst

b

c'

a'

d a'

c' c

tst tw

a

hw

a-a

e a'

Fig.F.3. Amplasarea rigidizărilor la bara disipativăintermediară

F.6

F.3.2. Distanţ ele dintre rigidiză ri sunt: -

în cazul barei disipative scurte: e 1,6 h   a 30t w  w  5   h   a 52t w  w  5  

-

M pl ,link V pl ,link

pentru θp = 0,08 rad pentru θp = 0,02 rad

în cazul barei disipative lungi: e 3

M pl ,link V pl ,link

c = 1,5b

c = min (1,5b, 0,5d) -

în cazul barei disipative intermediare: 1,6

M pl ,link V pl ,link

e 3

M pl ,link V pl ,link

a’ se determinăprin interpolare liniarăîntre valorile: M a’= a dacăe 1,6 pl ,link ş i p 0,08...0 ,02 rad V pl ,link

M pl ,link  M  dacăe 3 pl ,link ş a' 1,5  b i p 0 ,02 rad V pl ,link  V pl , link   c’ = min (1,5b, a’) c = min (1,5b, 0,5d) În relaţ iile de mai sus s-au folosit notaţ iile: t w - grosimea inimii barei disipative b - lăţ imea tălpii barei disipative e - lungimea barei disipative a, a’, c , c, c’, d - distanţ e între rigidiză ri (conform figurilor F.1, F.2, F.3)

F.7

F.4. Valori ale coeficientului Ω (1) Pentru un calcul simplificat se pot folosi valorile coeficientului Ωdate în tabelul F.2. Tabel F.2 VALORI ALE COEFICIENTULUI Ω Tipul structurii

Ω

a) Cadre necontravântuite

3,0

b) Cadre contravântuite centric

2,0

c) Cadre contravântuite excentric

2,5

d) Pendul inversat

2,0

f) Cadre duale - cadre necontravântuite + cadre contravântuite centric - cadre necontravântuite + cadre contravântuite excentric

2,0 2,5

F.5. Lungimi de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate (1) Se vor aplica prezentele prevederi dacăîn normele de proiectare ale structurilor metalice nu sunt alte specificaţ ii. (2) Lungimea de flambaj l f a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe poate fi obţ inutădin diagrama prezentatăîn figura F.4. (3) Lungimea de flambaj l f a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile poate fi obţ inutădin diagrama prezentatăîn figura F.5. (4)

Factorii de distribuţ ie a rigidităţ ii 1 ş i 2 (fig. F.6) sunt obţ inuţ i cu relaţ iile:

K C K 1 1  K C K 1 K 11 K 12

(F.1)

K C K 2 2  K C K 2 K 21 K 22

(F.2)

F.8

0 1,

Articulat

1,0 0, 95

85 0,

1

9 0,

0,9 0,8 8 0,

0,7 75 0,

0,6 7 0,

6 0,

75

0,5 0,

65

6 0,

25

0,4 6 0, 0,

0,3

5 57 0,

0,2

55 0, 5 52

0,1 5 0,

Incastrat 0,0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

2 Articulat Figura F.4 – Raportul l f /L dintre lungimea de flambaj ş i lungimea teoreticăa unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe Incastrat

Articulat

1,0 0 5, 0 4,

1

0 3, ,8 2 6 2 , ,4 2

0,9

2 2,

0,8

0 2, 9 1, ,8 1

0,7

1, 7

0,6

1, 6 5 1, 4 1,

0,5 3 1,

0,4 2 1,

5 2 1,

0,3

15 1, 1 1,

0,2 05 1,

0,1 1,

Incastrat

0

0,0

0,0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

Articulat 2 Figura F.5 – Raportul l f /L dintre lungimea de flambaj ş i lungimea teoreticăa unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile Incastrat

F.9

(5) Când grinzile nu sunt supuse la eforturi axiale, rigiditatea lor poate fi determinată în conformitate cu tabelele F.3, F.4, cu condiţ ia ră mânerii în domeniul elastic a grinzilor sub acţ iunea momentelor de calcul. Tabel F.3 Caz

Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe 



1

K 0,5

I L

K 0,75

I L

K 1,0

I L



2 

3

Tabel F.4 Caz

Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile 



1

K 1,5

I L

K 0,75

I L

K 1,0

I L



2 

3

K1

Factor de distributie 

1

K11 Stalp de verificat

K12 KC

K21

K22

K1

Factor de distributie 2

Figura F.6 – Factori de distribuţ ie pentru stâlpii continui

F.10

(6) Pentru structurile clă dirilor în cadre rectangulare cu planş ee din beton, cu topologia structurii regulatăş i încă rcare uniformă , se pot adopta, pentru grinzi, rigidităţ ile din tabelul F.5. Tabel F.5 Rigiditatea K a unei grinzi dintr-o structurăcu planş ee din beton armat Condiţ ii de încărcare pentru grindă Grinzi care suportădirect planş eul din beton armat Alte grinzi încărcate direct Grinzi supuse numai la acţ iunea momentelor de la extremită ţ i

Structurăcu noduri fixe I 1,0 L I 0 ,75 L I 0 ,5 L

Structurăcu noduri deplasabile I 1,0 L I 1,0 L I 1,5 L

(7) Dacămomentul de calcul al unei grinzi depă ş eş te momentul de rezistenţ ăelastic Wel fyd /  , se poate considera grinda articulată în acel punct. M0 (8) Dacăgrinzile sunt supuse la eforturi axiale, rigiditatea lor trebuie corectatăîn consecinţ ă. Pentru aceasta se pot utiliza funcţ iile de stabilitate. O alternativăsimplă constăîn neglijarea surplusului de rigiditate datorat întinderii axiale ş i considerarea efectelor compresiunii axiale cu valorilor aproximative prezentate în tabelele F.6 ş i F.7. Tabel F.6 Caz

Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe 



1.

K 0 ,5

I N    1  1 , 0  L N  E 

K 0,75

I  N  1 1,0  L NE



2. 

K 1,0

3.

în care:

N E 2 EI L2

F.11

   

I N    1  0 , 4  L N  E 

Tabel F.7 Caz

Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile 



K 1,5

1.

I N 1 0 ,2  L NE

   

I  N  1 1,0  L NE

   



K 0,75

2. 

K 1,0

3.

în care:

I N   1 0,4   L NE  

N E 2 EI L2

(9) Urmă toarele relaţ ii se pot utiliza ca alternativăla valorile date în diagramele din figurile F.4 ş i F.5: (a) cadre cu noduri fixe: 1 0 ,145 1 2  0,26512   L 2 0 ,364 1 2 0 ,24712  

lf

(F.3)

(b) cadre cu noduri deplasabile:

 1 0 ,2  1 2 0 ,1212   L  1 0 ,8 1 2  0 ,6012  

lf

0 .5

(F.4)

(10) O structurăpoate fi consideratăcu noduri fixe în cazul în care sistemul de contravântuire reduce deplasă rile orizontale cu cel puţ in 80%.

F.12

ANEXA G PROIECTAREA PLĂCII GRINZILOR LA REZEMAREA PE STÂLPII CADRELOR COMPOZITE G.1.Generalităţ i (1) Acestăanexăse referăla proiectarea plăcii din zona stâlpilor din oţ el sau compoziţ i în cazul cadrelor alcă tuite din grinzi din oţ el compozite cu plă ci din beton armat. (2) Pentru a se asigura ductilitatea la încovoiere a zonelor disipative ale acestor grinzi sunt necesare îndeplinirea a douăcondiţ ii: -săse evite flambajul componentei din oţ el . -săse evite zdrobirea betonului plăcii Prima condiţ ie limiteazăsuperior aria de armă tura longitudinala întinsăAS din lătimea efectivăa plă cii ş i impune limitarea supleţ ei pereţ ilor comprimaţ i ai secţ iunii din oţ el. A doua condiţ ie limiteazăinferior aria de armaturătransversalăAT care trebuie dispusăîn placă în imediata vecinătate a stă lpului. G.2. Reguli pentru prevenirea zdrobirii premature a betonului plăcii grinzii compozite (fig 7.2) G.2.1 Grinda compozitătransmite un moment negativ stâlpului marginal (exterior) G 2.1.1 Nu existăgrindătransversalăde faţ adăş i nici placăîn consolăfata de stâlp spre exterior . (1) În acest caz momentul maxim ce se poate transfera de la grindăla stâlp este cel capabil al grinzii din oţ el G.2.1.2 Nu existăgrindăde faţ adătransversala dar existăplacăîn consolă. (1) În acest caz momentul maxim ce se poate transfera stâlpului este momentul capabil al grinzii compozite. Barele din lă ţ imea efectivăde placăse vor ancora în placa în consolăprin bucle care înconjoarăstâlpul G.2.1.3 Existăgrindătransversalăde faţ adădar nu existăplacăîn consolăspre exterior. (1) Când existăgrindătransversalăsingurul mod de transfer al momentului este preluarea de că tre aceastăgrindăa forţ elor de intindere din armă turile din placă . (2) Barele de armă turăale plă cii se vor ancora cu ciocuri de conectorii grinzii transversale . (3) Aria de armă tura As care se va dispune pe o lă ţ ime egalăcu lăţ imea efectivă definităîn tabelul 7.5 va fi determinatăde relaţ ia: G.1

As  FRd3 / f sd FRd3 = n P Rd

(G.1) (G.2)

unde: n este numărul de conectori din lă ţ imea efectivăa plă cii PRd efortul capabil al conectorului (4) Grinda transversalăde faţ adăsolicitatăla forţ ele orizontale aplicate conectorilor trebuie verificatăla încovoiere , forţ ătăietoare ş i torsiune. G.2.1.4. Existăgrindăde faţ adăş i placăîn consolă. (1)

În acest caz se aplicăG 2.1.2

G.2.2 Grinda compozitătransmite un moment pozitiv stâlpului marginal (exterior) G.2.2.1. Nu existăgrindăde faţ adătransversalăş i nici placăîn consolă (1) Transferul momentului este posibil prin transmiterea directa a compresiunii de la placăla talpa stâlpului. (2)

Forţ a maximătransmisăde placăeste datăde relaţ ia: FRdl = b c deff (0,85f cd) (G.3) unde deff este în cazul plă cilor din beton armat înă lţ imea totalăa plă cii iar in cazul placilor compozite cu tablăcutatăreprezintăgrosimea betonului de peste tabla cutată bc este lă ţ imea stâlpului

( 3) Dacăsunt prevă zute dispozitive suplimentare de preluare a compresiunii, sudate de talpa stâlpului beff poate creş te dar nu mai mult decât valorile date în tabelul 7.5 (4) Betonul din vecină tatea tălpii stâlpului trebuie fretat cu armaturătransversală AT .Aria acestei armături trebuie săsatisfacărelaţ ia: A T0,21 deff bc(0,15l –bc ) fcd / ( 0,15l f sd)

(G.4)

(5)

Aceasta armă turăse va distribui uniform pe o lungime egalăcu beff . Prima barănu va fi la o distanţ ămai mare de 30 mm de talpa stâlpului.

(6)

Armătura transversalăpoate fi ş i armă tura determinata din încovoierea plă cii

G.2.2.2. Nu existăgrindăde faţ adătransversală, existăplacăîn consolă (1)

Momentul poate fi transferat în acest caz prin douămecanisme: Mecanismul 1 : prin compresiune directăasupra stâlpului.Forta de transfer prin acest mecanism va fi data de relaţ ia (G.3) G.2

Mecanismul 2 : prin diagonale comprimate din beton care acţ ioneaza înclinat pe părţ ile laterale ale stâlpului . Înclinarea acestor diagonale este de 45o . Forţ a de transfer prin acest mecanism va fi data de relaţ ia: FRd2=0,7 hc deff (0,85) f cd unde hc este înălţ imea secţ iunii stâlpului (2)

(G.5)

Armătura transversalăcu rol de tirant A T trebuie săsatisfacărelaţ ia : A TFRd2 / (2 fsd ) =0,3hc deff f cd /fsd,T

(G.6)

(3) Aria de armaturăA T se va distribui pe o lă ţ ime egalăcu hc ş i va fi ancorat ă corespunză tor . Rezultăo lungime totalăa barelor de armătură

(4)

L=bc +4hc+2 l b unde lb este lungimea de ancoraj a barei Forţ a maximăde compresiune ce poate fi transmisăde placăva fi: FRd1 + F Rd2 = b+eff deff (0,85 f cd ) în care b+eff =0,7hc +bc

(G.7)

(G.8)

Momentul capabil pozitiv al grinzii compozite se va calcula considerând o lă ţ ime efectivăde placăegalăcu b+eff G.2.2.3 Existăgrinda transversalăde faţ adă (1) În acest caz compresiunea din placăacţ ioneazăasupra grinzii de faţ adă. mobilizand al treilea mecanism de transfer ş i o forţ ăFRd3 datăde relaţ ia (G.2)

(2) Pentru a se transmite forţ a de compresiune maxima a plăcii trebuie respectată condiţ ia : FRd1+ F Rd2+ FRd3 ≥beff deff (0,85fcd ) unde beff este lă ţ imea efectivădatăîn tabelul 7.5

(G.9)

La limită, pentru un momentul capabil al secţ iunii grinzii compozite se poate determina FRd3 ş i numă rul de conectori n . G.2.3 Grinzi compozite transmit momente de ambele semne stâlpului central (interior) G.2.3.1 Nu existăgrindătransversală (1) În acest caz , transferul compresiunii din placăse realizeazăprin două mecanisme Mecanismul 1 : prin compresiune directăasupra stâlpului. Forta F Rdl este datăde relaţ ia (G.3) G.3

Mecanismul 2 : prin diagonale comprimate din beton care acţ ioneazăînclinat pe părţ ile laterale ale stâlpului . Înclinarea acestor diagonale este de 45o .Relaţ ia pentru calculul forţ ei FRd2 este datăde (G.5) (2)

Armătura transversalăcu rol de tirant A T trebuie săsatisfacărelaţ ia (G.4)

(3) Aceeaş i cantitate de armă turăA T trebuie dispusăîn ambele părţ i ale stâlpului pentru a se ţ ine cont de inversarea sensului momentelor. ( 4)

In acest caz rezultanta compresiunilor din beton nu poate depă ş i: FRd1 + F Rd2 =(0,7hc +b c )deff (0,85 fcd )

(G.10)

Rezultanta fortelor din placăeste suma dintre forţ a de întindere din barele de armătură din zona de moment negativ FSt ş i forţ a de compresiune din beton din zona cu moment pozitiv FSc FSc +FSt =ASf yd +b+ eff deff (0,85 fcd )

(G.11)

unde: AS este aria armaturii din zona de lă ţ ime efectivăb- eff definităconform tabelului 7.5 b+eff este lă ţ imea efectivăde placădefinităîn tabelul 7.5 (5) Dacăprin proiectare se urmă reş te ca oţ elul tălpii inferioare a grinzii săajungă la curgere fă răca betonul plă cii săse zdrobeascătrebuie săse îndeplineascăcondiţ ia: 1,2(FSc +FSt ) F Rd1+FRd2

(G.12)

Dacăcondiţ ia nu este îndeplinită, capacitatea de transmitere a compresiunii din placă poate mă rităfie prin introducerea unei grinzi transversale (FRd3),fie prin mă rirea forţ ei de compresiune directăasupra stâlpului prin sudarea unor dispozitive adiţ ionale de stâlp. G.2.3.2 Existăgrindătransversală (1) In cazul existenţ ei unei grinzi transversale se manifestăal treilea mecanism de transmitere a forţ ei de compresiune FRd3 dat de relaţ ia (G.3) (2) Pentru ca mecanismul 2 săfuncţ ioneze trebuie prevazutăarmatura transversală cu rol de tirant AT determinatăconform G.3.2.2.(2) (3)

Forţ a de compresiune maximăcare poate fi transmisăîn acest caz este: FRd1+ F Rd2+ FRd3=(0.7hc +bc )d eff (0.85 fcd ) + n P Rd (G.13) unde n este numă rul de conectori din zona de lă ţ ime max ( b- eff , b+ eff)

(4) Dacăprin proiectare se urmă reş te curgerea tă lpii inferioare a grinzii ,fă ră zdrobirea betonului plă cii trebuie săfie îndeplinităcondiţ ia: 1,2 (FSc +FSt )  FRd1 + FRd2 + FRd3 (G.14) G.4