exemplu proiectare

7/29/2019 Exemplu proiectare

1/29


2/29

Planseurece

Tencuiala 0.02 1900 38 1.35 51.3

Placa betonarmat 0.13 2500 325 1.35 438.7

Sapa egalizare 0.02 2100 42 1.35 56.7

Gresie 0.007 1100 7.7 1.35 10.39

Rigips 0.01 50 0.5 1.35 0.675

Total actiuni pemanente 487.7 557.76

Planseucald

Tencuiala

Placa betonarmat 0.13 2500 325 1.35 438.7

placa LU dinstejarcu sapade egalizare 0.056 73 40.88 1.35 0.675

Rigips 0.01 50 0.5 1.35 0.675


Pereteexterior

Tencuiala 0.02 1900 38 1.35 51.3

Blocuri BCA 0.3 950 285 1.35 384.75

Termoizolatie 0.05 250 15 1.35 16.87

Tencuiala 0.02 1900 38 1.35 51.3


Pereteinterior

Tencuiala 0.02 1900 38 1.35 51.3

Blocuri BCA 0.25 950 237.5 1.35 320.6

Tencuiala 0.02 1900 38 1.35 51.3


Pereterigips

Rigips 0.01 50 0.5 1.35 0.675

Vata mimerala 0.12 350 42 1.35 56.7

Rigips 0.01 50 0.5 1.35 0.675

Total actiuni pemanente 43 58.05

Evalurea incarcarilor variabile.

Incarcarea din actiunea zapezii.

, unde:

sk valoarea caracteristica a incarcarii din zapada pe acoperis [kN/m2];

ce coeficient de expunere a amplasamentului constructiei;

ct coeficient termic;

so,k valoarea caracteristica a incarcarii de zapada pe sol, in amplasamentul constructiei [kN/m2].

=0,8

so,k=2,00 [kN/m2] conform indicativului 1-1-3 2005;

Pag 2 of 2Breviar de calcul al elementelor structural

3/3/201http://www.scrigroup.com/casa-masina/constructii/Brevia -d -calcul-al-elementel11244.ph


3/29

ce=0,8 expunere partiala;

ct=1,00.

Sk=2,0 [kN/m2] =1600 [N/m2]

3. Incarcari cvasipermanente.

Peretii neportanti de compartimentare se considera pe un m2 de placa (planseu) conform punctului 3.1.3 din STAS 10101/2a1 87:

-pereti din zidarie din BCA de maxim 30 cm grosime la exterior si de 25 cm la interior pentru compartimentare reprezinta 3KN/m2

3. Proiectarea preliminara a elementelor structurale

Predimensionarea elementelor structurale s-a realizat pe criterii de rigiditate si de rezistenta.

3.1. Predimensionarea pe criteri de rigiditate.

Placa:

=10.4 cm hp =13 cm,

unde:

hp inaltimea placii;

P perimetrul unui ochi de placa.

Grinzi:

La grinzile monolite, dimensiunile sectiunii transversale se adopta, de regula, multiplu de 50 mm pentru h 400 mm

=>250mm

unde:

L deschiderea grinzii;

hg inaltimea grinzii;

bg latimea grinzii.

Din predimensionare rezulta grinzi de 250mmx400mm (pe directie longitudinala si transversala)

Stalpi:

Dimensiuni minime constructive conform P100/2006 pentru orice directie: 30cm.

Se ia in considerare si latimea grinzilor, astfel tinand cont ca bg=25cm vom alege dimensiunile stalpilor minim bg+10cm=35cm.

Conform STAS 10107/0-90, pentru evitarea aparitiei efectelor de ordinul II, coeficientul de zveltete trebuie sa aiba o valoare corespunzatoare: 14cm.

Pentru evitarea aparitiei mecanismului de stalp scurt (care are ca rezultat ruperea casanta a stalpului), trebuie respsctata conditia: unde:

Hs dimensiunea libera a stalpului, Hs=75m,

h dimensiunea stalpului pe directia considerata.

Deci

In concluzie dimensiunile stalpilor trebuie sa se situeze in intervalul: 35 110 cm

Grinzi:

Incarcarile luate in considerare pentru predimensionarea grinzilor provin din incarcarea transmisa de planseu si din greutatea proprie.Incarcarea transmisplanseu se calculeaza luand in considerare aria aferenta grinzii, (ca in figura 2).




4/29

Fig. Aria aferenta unei grinzi.

Obtinem astfel incarcarea pe grinda: , unde:

Aaf aria aferenta;

L lumina.

Acoperirea cu beton de calcul se considera a =25 mm.

Stalpi:

Evaluarea fortelor axiale in stalpi.

Pentru predimensionarea stalpilor se urmeaza etapele:

a) se stabilesc stalpii cei mai solicitati care se vor dimensiona;

b) se evalueaza incarcarile axiale aferente fiecarui stalp luat in considerare;

c) pe baza caracteristicilor de material si a incarcarii axiale se calculeaza o arie de beton necesara.

Aria necesara de beton o vom calcula considerand forta axiala de proiectare normalizata n cu valoarea de 0,3. Se asigura astfel o ductilizare moderat

stalpilor in cazul extrem al solicitarii seismice. Stiind ca forta axiala de proiectare normalizata n = , unde: Ab este aria sectiunii de beton, iar N este ef

axial, si ca inaltimea zonei comprimate este: se va observa ca acestea vor avea valori apropiate si v > . Plafonul admis pentru z

comprimata este in cazul armarii cu otel PC 5 Alegand astfel valoarea de mai sus vom obtine o arie a sectiunii stalpului satisfacatoare atat din punctvedere al rezistentei, dar si din punct de vedere economic.

Fig. 3. Aria aferenta pentru stalp central.

Stalpul central.

Se considera pentru calcul stalpul central de la intersectia axelor B-2 cu dimensiunile de 600600 [mm].

Incarcarile aferente acestui stalp provin din:Nterasa

ETAJ CURENT SI PARTER

Incarcare din greutate placa:

=27.96 0.13 1 x 25 =90.87 [kN]

Incarcare utila

qa Aaf x 0.4=227.960.4 =236 [kN]

Incarcare din parchet

Aafx x 1 = 15.99 x0.73 x1=11.67 KN

Incarcare din greutate proprie grinzi

Pag of 2Breviar de calcul al elementelor structural



5/29

Grinda 9: =0.250,31.8251=3.375[kN]

Grinda 8: =0.250,58251=8.75 [kN]

Grinda 4: =0.250,553.2251=11 [kN]

Grinda 3: =0.250,595251=9.21 [kN]

TOTAL=334 kN

Incarcare din greutate proprie stalpi

1 =0.5 x 0.5 x 3x 25 x1 =18.75 kN

din greutatea proprie a peretilor de compartimentare:

=

0.3 x 45 x 3.2 x 4 x 1 x 0.8 +

0.3 x 7 x 1.8 x 4x1x 0.8 +

0.1x45x1.85x4x1x0.8+

0.1x5x1.7x4x1x 0.8+

0.1x3x1.85x4x1x0.8+

0.125x3x1.7x4x1x0.8 =19.24 [kN]

Incarcarea din tencuiala pe pereti

2x =2 x 0.025 x 313 x19 x 1 =30.52 kn

Incarcarea din tencuiala pe placa

=0.02 x 27.96 x19 x 1 =10.62 kn

TOTAL =258.84 kn x2 =517.68 kN

TOTAL PE STALP =734.608 kn

Sectiunea stalpului rezulta astfel:

[mm]

b h =500 500 mm

STALPUL MARGINAL:

Vom considera pentru calcul stalpul marginal de la intersectia axelor A-2 si va avea dimensiunile 450450 [mm]. Aria aferenta acestui stalp 14.13

ETAJ 3


=5.85 0.13 1 x 25 =19.01 [kN]

Incarcare din zapada

qa Aaf x 0.4=1.285.850.4 =99 [kN]

Incarcare din hidroizolatie

bhrxAafx x 1 =0.02 x 5.85 x1=0.117 KN


Grinda 3: =0.250,503.12251=9.75[kN]

Grinda 8: =0.250,585251=8.90 [kN]

Grinda 9: =0.250.385251=5.34 [kN]

TOTAL=23.99 kN


1 =0.45 x 0.45 x 3x 25 x1 =15.18kN


=0.02 x 5.85 x19 x 1 =22 kn

Total general pe stalp: N =45.38 [kN]

ETAJ 2




6/29


=14.13 0.13 1 x 25 =45.92 [kN]

Incarcare din terasa circulabila

qa Aaf x 0.4=214.130.4 =11.30 [kN]

Incarcare din hidroizolatie

bhrxAafx x 1 =0.02 x 14.13 x1=0.28 KN


Aafx x 1 = 14.13 x0.73 x1=10.31 KN Incarcare din greutate proprie grinzi

Grinda 3: =0.250,503.12251=9.75[kN]

Grinda 8: =0.250,585251=8.90 [kN]

Grinda 9: =0.250.385251=5.34 [kN]

TOTAL=23.99 kN


1 =0.45 x 0.45 x 3x 25 x1 =15.18 kN


=

0.3 x 1.70 x 45 x 4 x 1 x 0.8 +

0.3 x 4.1 x 3 x 4x1x 0.8 =15.80 [kN]

Incarcarea din mozaic pe placa

=14.12 x 0.94 x 1 =13.31 kn


=0.02 x 14.13 x19 x 1 =5.36 kn

Incarcarea din tencuiala atic

2x =2 x 0.025 x 4.09 x19 x 1 =3.88 kn

Incarcarea din perete cortina

=4.41 x 0.44 x 1 =1.94 kn

TOTAL =1427 kn

ETAJ Curent


=14.13 0.13 1 x 25 =45.92 [kN]


Grinda 3: =0.250,503.12251=9.75[kN]

Grinda 8: =0.250,585251=8.90 [kN]

Grinda 9: =0.250.385251=5.34 [kN]

TOTAL=23.99 kN


1 =0.45 x 0.45 x 3x 25 x1 =15.18 kN


=

0.3 x 1.70 x 45 x 4 x 1 x 0.8 +

0.3 x 4.1 x 3 x 4x1x 0.8 =15.80 [kN]


qa Aaf x 1=0.7314.131 =10.31 [kN]

Incarcare din termoizolatie




7/29

Aafx x 1 = 14.13 x0.05x1=0.70 KN


=0.02 x 14.13 x19 x 1 =5.36 kn

Incarcarea din tencuiala pe pereti

2x =2 x 0.025 x 16.47 x19 x 1 =15.64 kn

Incarcarea din perete cortina

=4.41 x 0.44 x 1 =1.94 kn

TOTAL =134.84 kn

TOTAL PE STALP =3249 kn

Sectiunea stalpului rezulta astfel:

[mm]

b h =400 400 mm

Fundatia:

Infrastructura acestei cladiri este alcatuita din grinzi de fundare.

Sistemul de fundare este fundarea directa pe grinzi si talpi de fundare.

Dimensiunile bazei fundatiei se aleg astfel incat presiunile la contactul intre fundatie si teren sa aiba valori acceptabile, pentru a se impiedica aparitia ustari limita care sa pericliteze siguranta constructiei si/sau exploatarea normala a constructiei. Deasemenea presiunile care se dezvolta pe talpa de fundare trebuiaiba valori mai mici decat presiunea conventionala furnizata de studiul geotehnic.

Starile limita ale terenului de fundare pot fi de natura unei stari limita ultime (SLU), a carei depasire conduce la pierderea ireversibila, in parte sau in totalia capacitatii functionale a constructiei sau de natura unei stari limita a exploatarii normale (SLEN), a carei depasire conduce la intreruperea exploatarii normalconstructiei.

Se mai ia in calcul si incarcarea din pertii de beton armat de la subsol si din peretii despartitori de la etajele de deasupra.

Fig.4. Aria de fundare si sectiune caracteristica fundatiei.

Conditii constructive:

inaltime grinzii: ,

L0 =4.75 m distanta intre cuzineti

H 400 mm

Inaltime talpii de fundare: h =(0,25 0,35) B

h 300 mm

0,25

Se propun astfel dimensiunile sectiunii de fundatie si grosimea de talpa perpendiculara pe cea de calcul.

Incarcarea gravitationala la nivelul talpii fundatiei se aproximeaza Nf=1,2N, pentru a tine seama de greutatea proprie a fundatiei si de neuniformitdistributiei, ca efect al momentului incovoietor.

- forta axiala Nf=703,64 kN

Stiind ca , iar




8/29

latura B a blocului de fundatie se determina cu relatia: LB

L =>B =1.20 m

4,75>4,45

Alegem astfel:h =0,4m, - inaltimea grinzii de fundare;

H =1,80m, - inaltimea blocului de fundare;

B =1,20 m - latimea talpii de fundare.

4.Evaluarea incarcarilor orizontale

4.1.Incarcari din actiunea vantului

Incarcarea din actiunea vantului conform indicativului NP 082 2004:

, unde:qref presiunea de referinta a vantului:ce(z) factorul de expunere la inaltimea z deasupra terenului;cp coeficient aerodinamic de presiune, cp=1,00.

[kg/m2 ] =4900 [N/m2]

densitatea aerului ce variaza in functie de altitudine, temperatura, latitudine si anotimp, pentru aerul standard=1,25 [gk/m3].

ce(z) =cg(z)cg(z) factorul de rafala 1,60;cr(z) factorul de rafala 0,20;

[N/m2].

4.Din actiunea seismului

EVALUAREA INCARCARILOR SEISMICE

Actiunea seismica a fost modelata folosind metoda fortelor seismice statice echivalente. Modurile proprii fundamentale de translatie pe cele douadirectii principale au contribuit predominant la raspunsul seismic total, efectul modurilor proprii superioare de vibratie fiind neglijate.

Forta taietoare de baza corespunzatoare modului propriu fundamental pentru cele doua directii principale s-au determinat conform coduluiP100/2006 dupa cum urmeaza:

- Clasa de importanta si de expunere III, ;

- Factor de reducere:

-

Coeficient de amplificare al deplasarilor: c=1;

- Clasa solului: TC=0.7

- Viteza de propagare a unydelor seismice in sol: ag=1.57 m/s2

- Factor de comportare seismica: q=4,72

- Inceputul sectiunii al acceleratiei spectrale constante: TB=0.07 s;

- Sfarsitul sectiunii al acceleratiei spectrale constante: TC=0.7 s;

- Inceputul deplasarii constante al domeniului spectrului: TD=3.0 S;

- Factorul de amplificare spectrala al acceleratiei: ;

- Combinatia componentelor actiunilor seismice: SRSS;

- Clasa de ductilitate M determinate de conditiile seismice.

FbI

Sd(T1)-ordonata spectrului de raspuns de proiectare corespunzatoare perioadei

fundamentale T1

T1-perioada proprie fundamentala de vibratie a cladiriiin planul ce contine

directia orizontala considerata

m-masa totala a cladirii calculata ca suma a maselor de bivel mi

-factor de corectie care tine seama de contributia modului propriu

fundamental prin masa modala efectiva asociata acestuia,ale carui valori

sunt :

=0,85 T1


9/29

T>TB=>Sd(T)=ag

ag=0,16 g=1,57 [m/s2]

(T)0=2,75

q=3,5

-introduce influenta unora din factorii carora li se datoreaza suprarezistenta structurii,in special a redundantei constructiei.

Pentru cadre sau pentru structuri duale cu cadre preponderente ;

=1,35-cladiri cu mai multe niveluri si mai multe deschideri

q=4,725

Sd(T)=1,57 =0,909[m/s2]

mi=2590 [t]

Fbi=1,2 0,909 2590=3690,594 [kN]

5. Calculul automat al structurii.

Pentru calculul automat al structurii s-a utilizat programul ETABS. Programul este elaborat de corporatia Computer and Structures, Inc. si se bazeazaanaliza elementului finit (FEM). Programul ofera posibilitatea efectuarii atat a unei analize statice sau dinamice liniare cat si neliniare.

Metoda de lucru presupune definirea unui model al structurii cat mai apropiat de realitate si aplicarea incarcarilor sub forma cea mai posibila de aparitie.

S-au definit astfel 4 cazuri de incarcare statica:

GC incarcarea permanenta

LD incarcari temporare normate SX incarcarea seismica pe directia Ox SY incarcarea seismica pe directia Oy

Urmatoarea etapa a fost definirea combinatiilor de incarcari:

GF gruparea fundamentala: GF =1,35 LD GSX1 gruparea speciala 1: GSX1 =LD +SX (incarcarea seismica aplicata pe directia Ox)

GSX2 gruparea speciala 2: GSX2 =LD SX (incarcarea seismica aplicata in sens opus Ox) GSY1 gruparea speciala 3: GSY3 =LD +SY (incarcarea seismica aplicata pe directia Oy)

GSY2 gruparea speciala 4: GSY4 =LD SY (incarcarea seismica aplicata in sens opus Oy) INF infasuratoarea: INF =GC +GSX1 +GSX2 +GSY1 +GSY2

Am obtinut astfel raspunsul modelului la incarcarile aplicate. In continuare calculele de la 6. sunt efectuate pe baza diagramelor de moment incovoietor, faxiala sau taietoare obtinute cu ajutorul programelor prezentate.

6. DIMENSIONAREA SI CALCULUL ELEMENTELOR STRUCTURALE.

6.1. Calculul planseelor

Placile sunt elemente de rezistenta, care lucreaza la incovoiere, sunt armate pe una sau doua directii in functie de valoarea raportului laturilor, mai maremai mic decat

Se va efectua calculul momentelor de pe fiecare ochi de placa si cu momentele echilibrate se va dimensiona aria de armatura pentru placa de peste partecontinuare voi prezenta calculul pentru fiecare tip de placa in parte:

PLACA 1(2 laturi simplu rezemate,2 laturi incastrate)

Incarcare pe placa q= 13.37 KN

Raportul dintre laturi =ly/lx ly lx

5.455 5.115 1.06

REZULTA COEFICIENTI : 1 = 0.02852 = 0.0187

4 = 0.0787 5 =0.0608

MOMENTE POZITIVE IN CAMP Mx = 1 * q*lx2= 0.0285*13.37*5.1152=9.9

KN My = 2 * q*ly2= 0.0187*13.37*5.4552=7.43 KN

MOMENTE NEGATIVE PE REAZEME

Mx = -4 * q*lx2 =-0.0787*13.37*5.1152=-27.52 KN

My `= -5 * q*ly2 =-0.0608*13.37*5.4552=-24.18 KN

DIMENSIONARE ARMATURA:




10/29

Se cunosc:

- rezistenta la compresiune a betonului N/mm2

- rezistenta le intindere a otelului N/mm2

- latimea de calcul a placii b =1 m

- grosimea placii h =130 mm

- inaltimea utila a sectiunii mm

ARMARE IN CAMP:

Mx =9.96 [kNm]

Se determina dintr-o ecuatie de echilibru a momentelor:

Cantitatea de armatura se obtine dintr-o ecuatie de proiectie pe axa elementului:

mm2

Aria de armatura efectiva:

302 mm2 corespunzatoare pentru 68/ml

Armarea in camp pe latura lunga:

7.43[kNm]


corespunzatoare pentru

Armarea in reazem:

[kNm]



[kNm]


A corespunzatoare pentru

PLACA 2(2 laturi simplu rezemate,2 laturi incastrate)

Incarcare pe placa q=13.37 KN




11/29


6.14 3.585 1.71

REZULTA COEFICIENTI :

1 = 0.0513 2 = 0.00364 = 0.1136

5 = 0.0268

MOMENTE POZITIVE IN CAMP

Mx =1 * q*lx2 =0.0513*13.37*3.5852 =8.81 KN

My =2 * q*ly2=0.0036*13.37*6.142=1.81 KN

MOMENTE NEGATIVE P E REAZEME

Mx = -4 * q*lx2 =-0.1136*13.37*3.5852=-19.5203706 KN

My = -5 * q*ly2 =-0.0268*13.37*6.142=-13.50836987 KN


Se cunosc:






ARMARE IN CAMP:

Mx =8.81 [kNm]



mm2



Armarea in camp pe latura lunga:

1.81[kNm]



ARMARE IN REAZEM

19.52 [kNm]




12/29



13.50[kNm]



PLACA 3(1 latura simplu rezemate 3 incastrate )


6.14 5.45 1.126

REZULTA COEFICIENTI

1 = 0.0217 2 = 0.04 = 0.0649

5 = 0.0558


Mx = 1 * q*lx2 =0.0217*13.37*5.452=8.61 KN

My = 2 * q*ly2 =0.0189*13.37*6.142=9.52 KN

MOMENTE NEGATIVE PE REAZEME

Mx = -4 * q*lx2 =-0.0649*13.37*5.452=-25.77 KN

My = -5 * q*ly2 =-0.0558*13.37*6.142=-28.12 KN


Se cunosc:






ARMARE IN CAMP:

Mx =8.61 [kNm]

Fundatii Speciale

www.terratest.ro

Piloti forati, Pereti Mulati,Imbunatatirea solului, Jet Grouting




13/29



mm2



9.52[kNm]


302 mm

2

corespunzatoare pentru 68/ml

ARMAREA IN REAZEM:

25.77 [kNm]



28.12[kNm]



PLACA 7 (1 latura simplu rezemate 3 incastrate)


6.14 3.04 01

Raportul laturilor e mai mare ca 2 si se va arma pe o singura directie


My=(q*ly2)/11 =( 13.37 *6.14 )/11=7.46 KN

MOMENTE NEGATIVE P E RE AZEME

My =(q*ly2)/14 =(13.37 *6.14 )/14= 5.86KN

ARMARE IN CAMP:




14/29

7.46[kNm]



5.86[kNm]



Celelalte placi si armarea corespuzatoare lor a fost centralizate in urmatorul tabel:

Nume Lx

Ly

Lungime Moment in

camp

[Kn]

Armare in

Camp

Moment in

reazem

[kn]

Armare

in reazem

PLACA 1 5.115 9.966 8

-27.529 12

5.455 7.436 8

-24.188 12

PLACA 2 3.58 8.816 8

-19.526 12

6.14 1.816 6

-13.506 10

PLACA 3 5.45 8.61 6 8 -25.77 9 12

6.14 9.526 8

-28.129 12

PLACA 4 5.45 6.676 8

-21.6810 10

5.455 9.036 8

-24.548 12

PLACA 5 3.31 7.516 8

-16.276 12

6.14 1.566 6

-11.346 10

PLACA 6 3.31 6.286 8

-14.506 10

5.455 506 6

-1336 10

PLACA 7 3.04 - - - -

6.14 7.466 6

-5.866 6

PLACA 8 3.31 6.286 8

-14.506 10

5.455 506 6

-1336 10




15/29

PLACA 9 4.31 9.856 10

-24.118 12

5.76 4.526 6

-19.166 12

PLACA 10 4.24 9.066 8

-2478 12

5.455 4.576 6

-18.386 12

6. Calculul cadrului longitudinal.

Calculul se face pentru un cadru transversal si unul longitudinal cele mai solicitate. Este bine cunoscut faptul ca pe directie transversala cadrele sunt multsolicitate decat pe directie longitudinala.

Pentru calcul vom considera cadrul transversal de pe axul 8 si cadrul longitudinal de pe axul D.

6.1. Calculul grinzilor.

ARMAREA LONGITUDINALA CADRU LONGITUDINAL.

Se vor determina necesarul de armatura pentru grinzile longitudinale de pe cadrul longitudinal central de pe axul B de la nivelul parterului , Solicitarilecalcul sunt cele rezultate din infasuratoarea diagramelor de momente, calculate cu programul ETABS.

1. Vom efectua calculul pentru GRINDA 11 de la parter situata intre axele 1-2, de dimensiuni 250400 mm.

Momentul de calcul in reazem este: M =858 [kNm]

Acoperirea cu beton de calcul este a =25 mm

Se cunosc:

- rezistenta la compresiune a betonului Rc =15[N/mm2]

- rezistenta de calcul a armaturii Ra =300 [N/mm2]

- inaltimea utila 400-25=375 mm

pentru PC52

Se alege 829.9 (216+120)

p>pmin

pmin=0.45% in reazem

Momentul de calcul in camp:

M =44.08 [kNm]

pentru PC52




16/29

Se alege 462mm2 (316)

p>pminpmin>0.15 in camp

Vom efectua calculul pentru GRINDA 8 de la parter situata intre axele 2-3, de dimensiuni 250500 mm.

Momentul de calcul in reazem este: M =163.47 [kNm]


Se cunosc:




pentru PC52

Se alege 1473 mm2 (325)

p>pmin



M =98.04 [kNm]

pentru PC52

Se alege 899mm2 (216+120)


3.Vom efectua calculul pentru GRINDA 9 de la parter situata intre axele 3-4, de dimensiuni 250300 mm.



Se cunosc:





17/29



pentru PC52

Se alege 603 mm2 (316)

p>pmin



M =19.06 [kNm]

pentru PC52






Se cunosc:




pentru PC52




18/29


p>pmin



M =11.71 [kNm]

pentru PC52






Se cunosc:




pentru PC52


p>pmin






19/29

M =59.68 [kNm]

pentru PC52



ARMARE LONGITUDINALA CADRU TRANSVERSAL

1.Vom efectua calculul pentru GRINDA 3 de la parter situata intre axele A-B, de dimensiuni 250500 mm.



Se cunosc:




pentru PC52

Se alege 1491 mm2 (218+225)

p>pmin



M =103 [kNm]

pentru PC52




20/29

Se alege 913.9mm2 (114+2 22)

p>pmin

pmin>0.15 in campVom efectua calculul pentru GRINDA 3 de la parter situata intre axele B-D, de dimensiuni 250550 mm.



Se cunosc:




pentru PC52

Se alege 1720 mm2 (222+225)

p>pmin



M =128.5 [kNm]

pentru PC52

Se alege 1140 mm2 (322)


ARMARE TRANSVERSALA CADRU LONGITUDINAL

1. Vom efectua calculul pentru GRINDA 11 de la parter situata intre axele 1-2, de dimensiuni 250400 mm.




21/29

Se cunosc:

- rezistenta la intindere a betonului Rt=1.1 N/mm2

- rezistenta la comoresiune a betonului Rc=13 N/mm2

- rezistenta de calcul a armaturii Ra=210 N/mm2

Ordine operatiunilor este urmatoarea:

Q =100.32 [KN]

Se verifica daca: 8/100 pe zona reazemelor si 8/150 in camp.

Vom efectua calculul pentru GRINDA 8 de la parter situata intre axele 2-3, de dimensiuni 250500 mm.

Se cunosc:





Q =160.87 [KN]

Se calculeaza Rtred=((3- )*Rt)/2 =0.97

Se verifica daca:


22/29

Conform normativului P100/2006, capitolul 5, rezulta ca armarea in zone critice se va face cu minim 6 la o distanta minima dintre(hrg, 150mm, 7*diametrularmaturi longitudinale).

Se stabileste ae =100mm => 8/100 pe zona reazemelor si 8/150 in camp.


Se cunosc:





Q =659 [KN]




Se cunosc:




Ordine operatiunilor este urmatoarea:Q =46.75 [KN]




23/29



Se cunosc:





Q =115.19 [KN]


ARMARE TRANSVERSALA CADRU TRANSVESAL

3.Vom efectua calculul pentru GRINDA 9 de la parter situata intre axele A-B, de dimensiuni 250500 mm.

Se cunosc:





Q =170.45 [KN]





24/29


3.Vom efectua calculul pentru GRINDA 9 de la parter situata intre axele B-D, de dimensiuni 250550 mm.

Se cunosc:





Q =191.65 [KN]


Se verifica daca:


25/29

Se stabileste ae =100mm => 8/100 pe zona reazemelor si 8/100 in camp.

6. Calculul stalpilor

Armare longtudinala

Calculul armaturii s-a facut pentru stalpul central aflat la intersectia axelor 4-B, pe toata inaltimea cladiri si au rezultat urmatoarele armari:

Se cunosc:

- rezistenta la compresiune a betonului Rc =13 [N/mm2]

- rezistenta la intindere a otelului Ra =300 [N/mm2]

- ezistenta la intindere a betonului Rt =0,8 [N/mm2]

- b =h =500 [mm]

Rezistenta de calcul se determina astfel:

Eforturile corespunzatoare sectiunii stalpului 4-B din programul de calcul la nivelul parterului au urmatoarele valori:

M =156.41 [KNm]

N =14665 [KN] Considerand acoperirea cu beton de 2,5 cm, rezulta:

a =25mm

500-25=475mm

excentricitatea aditionala este

Se determina momentul corectat:

[kNm]

Inaltimea zonei comprimate:

0.5>0.4=>se va majora pmin(latura)=0.3%

pmin(total)=0.9%

Raportul a/h=25/500=0.05

Din tabelul 9 se scoate coeficientul =0.224

Anec=(*b*h*Rc)/Ra =(0.224*500*500*13)/300 =2426.667mm2

Aef_latura =2454mm2 (525)

Aef_totala =327.1mm2 (1625)

platura = >pmin(0.3%)

ptotal = >pmin(0.9%)

Eforturile corespunzatoare sectiunii stalpului 4-B din programul de calcul la nivelul Etajului 1 au urmatoarele valori:

M =101.39 [KNm]




26/29

N =1011.31 [KN]

Considerand acoperirea cu beton de 2,5 cm, rezulta:

a =25mm

500-25=475mm

Excentricitatea aditionala este Se determina momentul corectat:

[kNm]


0.3Procente de armare pmin(latura)=0.2%

pmin(total)=0.6%



Anec=(*b*h*Rc)/Ra =(0.17*500*500*13)/300 =1841.66mm2


Aef_totala =6080mm2 (1622)




M =89.83 [KNm]

N =567.54 [KN]


a =25mm

500-25=475mm

excentricitatea aditionala este

Se determina momentul corectat:

[kNm]





27/29


pmin(total)=0.6%



Anec=(*b*h*Rc)/Ra =(0.125*500*500*13)/300 =1354.167mm2


Aef_totala =4886.4mm2 (1620)




M =56.68 [KNm]

N =121.38 [KN]


a =25mm

500-25=475mm

excentricitatea aditionala este Se determina momentul corectat:

[kNm]


pmin(total)=0.6%



Anec=(*b*h*Rc)/Ra =(0.125*500*500*13)/300 =1354.167mm2


Aef_totala =4886.4mm2 (1620)





28/29


ARMARE TRANSVERSALA STALP CENTRAL 500X500MM

ARMARE CU ETRIERI PARTER

n= =0.45

-se determia rezistenta de calcul a betonului la intindere pentru calculul la forta taietoare

Rt=Rt (1+0,5n)=0,8 (1+0,5 0,45)=1.35 [N/mm2]

nu este necesar calculul etrierilor.

Armatura transversala se dispune constructiv.Pe directia fiecarei laturi,procentul de armare transversala trebuie sa fie mai mare decat 0,1%.Se alege un e

perimetral 8(Ae=50,3 mm2) si un etrier interior 8(Ae=50,3 mm

2).

-ne=4

-distanta intre etrieri ae mm

Alegem etrieri 8/100 in zona reazemelor si 8/200 in rest.

ARMARE CU ETRIERI ETAJ 1

n= =0.311


Rt=Rt (1+0,5n)=0,8 (1+0,5 0,311)=1.27 [N/mm2]




2).

-ne=4




n= =0.175


Rt=Rt (1+0,5n)=0,8 (1+0,5 0,175)=1.2 [N/mm2]




2).

-ne=4




n= =0.037





29/29

Rt=Rt (1+0,5n)=0,8 (1+0,5 0,037)=1.12 [N/mm2]




2).

-ne=4



LA PREZENTUL BREVIAR DE CALCUL AM ATASAT SI CELELALTE CALCULE PENTRU STALPI SI GRINZI SUB FORMA DE TABEL, PRECUM SI DIAGRAMREZULTATE DIN ETABS.

DISTRIBUIE DOCUMENTUL

Vizualizari: 343

Importanta:

Comenteaza documentul:Te rugam sa te autentifici sau sa iti faci cont pentru a putea comenta

Creaza cont nou

Distribuie URL

http://www.scrigroup.com/casa-masina/constructii/Breviar-de-calcul-al-

Adauga cod HTML in site

exemplu proiectare

Documents