Normativ P 100-1/2013

COD DE PROIECTARE SEISMIC – PARTEA I – PREVEDERI DE PROIECTARE PENTRU CLDIRI INDICATIV P 100-1/2013

CUPRINS 1. GENERALITI 1.1. Obiect i domeniu de aplicare 1.2. Definiii generale 1.3. Uniti de msur 1.4. Simboluri 1.4.1. Simboluri folosite în capitolul 3 1.4.2. Simboluri folosite în capitolul 4 1.4.3. Simboluri folosite în capitolul 5 1.4.4. Simboluri folosite în capitolul 6 1.4.5. Simboluri folosite în capitolul 7 1.4.6. Simboluri folosite în capitolul 8 1.4.7. Simboluri folosite în capitolul 9 1.4.8. Simboluri folosite în capitolul 10 1.4.9. Simboluri folosite în capitolul 11 1.5. Documente de referin 1.6. Figuri i tabele 2. CERINE DE PERFORMAN I CONDIII DE ÎNDEPLINIRE

2.1. Cerine fundamentale 2.2. Condiii pentru controlul îndeplinirii cerinelor 2.2.1. Generaliti 2.2.2. Starea limit ultim 2.2.3. Starea limit de serviciu (de limitare a degradrilor) 2.2.4. Msuri suplimentare 3. ACIUNEA SEISMIC 3.1. Reprezentarea aciunii seismice pentru proiectare 3.1.2. Descrieri alternative ale aciunii seismice 3.1.3. Accelerograme artificiale 3.1.4. Accelerograme înregistrate 3.1.5. Variabilitatea în spaiu a aciunii seismice 3.2. Spectrul de proiectare 3.3. Combinarea aciunii seismice cu alte tipuri de aciuni

4. PROIECTAREA CLDIRILOR 4.1. Generaliti 4.2. Condiii de planificare a construciilor 4.3. Condiii privind amplasarea construciilor 4.4. Alctuirea de ansamblu a construciilor 4.4.1. Aspecte de baz ale concepiei de proiectare 4.4.2. Elemente structurale principale i secundare în preluarea forelor seismice

4.4.3. Condiii pentru evaluarea regularitii structurale 4.4.4. Condiii pentru alctuirea planeelor 4.4.5. Clase de importan i de expunere la cutremur i factori de importan 4.5. Calculul structurilor la aciunea seismic 4.5.1. Generaliti 4.5.2. Modelarea comportrii structurale 4.5.3. Metode de calcul structural 4.5.4. Calculul deformaiilor 4.6. Verificarea siguranei 4.6.1. Generaliti 4.6.2. Starea limit ultim 4.6.3. Starea limit de serviciu 4.7. Sinteza metodelor de proiectare 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE BETON 5.1. Generaliti 5.1.1. Obiect i domeniu de aplicare 5.1.2. Definiii 5.2. Principii de proiectare 5.2.1. Capacitatea de disipare de energie. Clase de ductilitate 5.2.2. Tipuri de structuri i factori de comportare 5.2.3. Cerine de proiectare 5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înalt 5.3.1. Condiii referitoare la materiale 5.3.2. Condiii geometrice 5.3.3. Eforturi de proiectare 5.3.4. Verificri la starea limit ultim i prevederi de alctuire

5.4. 5.4.1. 5.4.2. 5.4.3. 5.4.4. 5.5. 5.5.1. 5.5.2. 5.5.3. 5.6. 5.6.1. 5.6.2. 5.7. 5.7.1. 5.7.2. 5.7.3. 5.8. 5.8.1. 5.8.2. 5.9. 5.10. 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN OEL 6.1. Generaliti 6.1.1. Obiect i domeniu de aplicare 6.1.2. Principii de proiectare 6.1.3. Verificarea siguranei 6.2. Condiii privind materialele 6.3. Tipuri de structuri i factori de comportare 6.3.1. Tipuri de structuri 6.3.2. Factori de comportare 6.4. Calculul structurii 6.5. Reguli pentru comportarea disipativ a structurilor 6.5.1. Generaliti 6.5.2. Criterii de proiectare pentru structuri disipative

Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie Condiii referitoare la materiale

Condiii geometrice Eforturi de proiectare Verificri la starea limit ultim i prevederi de alctuire Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate joas Eforturi de proiectare Rezistena la încovoiere i la fora tietoare

Alctuire i armare Elementele structurilor duale Structuri duale cu cadre predominante Structuri duale cu perei predominani

Ancoraje i înndiri

Generaliti

Ancorarea armturii

Înndirea armturilor

Fundaii i infrastructuri

Prevederi generale Msuri de proiectare Efecte locale datorate interaciunii cu pereii de umplutur Proiectarea planeelor de beton

6.5.3. Reguli de proiectare pentru elemente disipative supuse la compresiune i/sau încovoiere 6.5.4. Reguli de proiectare pentru elemente întinse 6.5.5. Reguli de proiectare pentru îmbinri în zone disipative 6.5.6. Reguli de proiectare pentru uruburile de ancoraj 6.6. Cadre necontravântuite 6.6.1. Criterii de proiectare 6.6.2. Grinzi 6.6.3. Stâlpi 6.6.4. Îmbinrile grind-stâlp 6.6.5. Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor 6.7. Cadre contravântuite centric 6.7.1. Criterii de proiectare 6.7.2. Particulariti de calcul 6.7.3. Calculul diagonalelor 6.7.4. Calculul grinzilor i stâlpilor 6.8. Cadre contravântuite excentric 6.8.1. Criterii de proiectare 6.8.2. Calculul barelor disipative 6.8.3. Elementele nedisipative 6.8.4. Îmbinrile barelor disipative 6.9. Reguli de proiectare pentru structuri de tip pendul inversat 6.10. Reguli de proiectare pentru structurile din oel cu nuclee sau perei din beton armat i pentru structuri duale 6.10.1. Structuri cu nuclee sau perei din beton armat 6.10.2. Structuri duale 6.11. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat 6.11.1. Criterii de proiectare 6.11.2. Rezistena contravântuirii 6.11.3. Particulariti de calcul 6.11.4. Calculul contravântuirilor 6.11.5. Grinzile i stâlpii 6.11.6. Îmbinrile contravântuirilor 6.11.7. Îmbinrile grind-stâlp 6.12. Controlul execuiei

7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR COMPOZITE 7.1. Generaliti 7.1.1. Obiect i domeniu de aplicare 7.1.2. Principii de proiectare 7.2. Materiale 7.2.1. Beton 7.2.2. Armtura din oel 7.2.3. Oelul structural ( rigid) 7.3. Tipuri de structuri i factori de comportare 7.3.1. Tipuri de structuri 7.3.2. Factori de comportare 7.4. Aciunea de diafragm a planeelor compozite 7.5. Proiectarea structurilor disipative compozite 7.5.1. Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite 7.6. Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite 7.6.1. Prevederi generale 7.6.2. Calculul structural al cadrelor compozite 7.6.3. Supleea pereilor seciunilor de oel care alctuiesc elementele compozite 7.6.4. Transferul de eforturi i deformaii între oel i beton 7.6.5. Grinzi compozite 7.6.6. Stâlpi compozii din beton armat cu armtur rigid (cu seciunea din oel total înglobat în beton) 7.6.7. Stâlpi compozii din eav umplut cu beton 7.6.8. Elemente compozite cu seciunea din oel parial înglobat în beton armat 7.6.9. Nodurile cadrelor compozite disipative 7.7. Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice 7.8. Proiectarea cadrelor compozite cu contravantuiri excentrice 7.9. Proiectarea structurilor cu perei compozii 7.9.1. Calculul structurilor cu perei compozii 7.10. Proiectarea fundaiilor structurilor compozite 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE ZIDRIE 8.1. Generaliti 8.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

8.1.2. 8.1.3. 8.1.4. 8.2. 8.2.1. 8.2.2. 8.2.3. 8.2.4. compresiune, forfecare i încovoiere 8.2.5. Betoane 8.2.6. Armturi 8.2.7. Alte materiale pentru armarea zidriei 8.3. Construcii cu perei structurali din zidrie 8.3.1. Tipuri de perei structurali din zidrie 8.3.2. Condiii de utilizare 8.3.3. Regularitate i neregularitate geometric i structural 8.3.4. Factori de comportare 8.4. Calculul seismic al cldirilor cu perei structurali din zidrie 8.4.1. Condiii generale 8.4.2. Modele i metode de calcul pentru stabilirea forelor seismice de proiectare 8.4.3. Determinarea forelor seismice de proiectare pentru pereii structurali 8.5. Principii i reguli generale de alctuire specifice construciilor cu perei structurali din zidrie 8.5.1. Condiii generale 8.5.2. Proiectarea suprastructurii 8.5.3. Proiectarea infrastructurii 8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie 8.6. Verificarea siguranei 8.6.1. Cerina de rezisten în raport cu starea limit ultim (ULS) 8.6.2. Cerina de rigiditate 8.6.3. Cerina de stabilitate 8.6.4. Cerina de ductilitate 8.6.5. Cerine de rezisten în raport cu starea limit de serviciu (SLS) Documente normative de referin

Definiii

Simboluri

Materiale componente Cerine speciale pentru elemente pentru zidrie. Cerine speciale pentru mortare

eserea zidriei Cerine privind rezistenele caracteristice minime ale zidriei la

8.7. Calculul valorilor de proiectare ale rezistenelor pereilor structurali din zidrie 8.7.1. Prevederi generale de calcul. 8.7.2. Prevederi suplimentare pentru calculul pereilor structurali la for axial i încovoiere în planul peretelui 8.7.3. Prevederi suplimentare privind rezistena de proiectare a pereilor structurali cuplai 8.8. Calculul deformaiilor i deplasrilor laterale în planul peretelui 8.8.1. Condiii generale 8.8.2. Deformaiile laterale ale pereilor structurali din zidrie 8.9. Proiectarea cldirilor simple din zidrie 8.9.1. Generaliti 8.9.2. Materiale pentru zidrie 8.9.3. Condiii de regularitate geometric i structural 8.9.4. Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali pentru cldiri simple din zidrie 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN LEMN 9.1. Generaliti 9.1.1. Obiect i domeniu de aplicare 9.1.2. Definiii 9.1.3. Concepia de proiectare 9.2. Condiii privind comportarea structural disipativ 9.3. Tipuri de structuri i factori de comportare 9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare (conectori) 9.4.2. Reguli pentru îmbinri 9.4.3. Reguli pentru diafragmele orizontale 9.5. Verificri de siguran 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR 10.1. Generaliti 10.1.1. Obiect i domeniu de aplicare 10.1.2. Subsistemul componentelor nestructurale (CNS) 10.2. Cerine generale de performan seismic specifice CNS 10.3. Bazele calculului seismic al componentelor nestructurale

10.3.1. Principii i metode de evaluare a forei seismice de proiectare 10.3.2. Determinarea deplasrilor laterale pentru calculul CNS 10.4. Condiii generale pentru proiectarea seismic a componentelor nestructurale 10.4.1. Legturile CNS 10.4.2. Interaciunile CNS 10.5. Proiectarea seismic a componentelor arhitecturale nestructurale (A) 10.5.1. Condiii generale de proiectare seismic 10.5.2. Proiectarea seismic a elementelor de construcie ataate anvelopei 10.5.3. Proiectarea seismic a pereilor nestructurali de închidere (A2) i de compartimentare (A3) 10.5.4. Proiectarea seismic a tavanelor suspendate (A4) 10.5.5. Proiectarea seismic a pardoselilor înlate (A5) 10.5.6. Proiectarea seismic a gardurilor de incint (A6) 10.5.7. Condiii de proiectare specifice pentru asigurarea cilor de evacuare din cldire 10.6. Proiectarea seismic a instalaiilor (B) 10.6.1. Gruparea instalaiilor în categorii seismice 10.6.2. Condiii generale de proiectare pentru sistemele de instalaii 10.6.3. Condiii de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente i/sau subansambluri de instalaii 10.7. Proiectarea seismic a echipamentelor electromecanice (C) 10.7.1. Condiii generale de proiectare seismic 10.8. Msuri specifice pentru protecia seismic a mobilierului din cldiri (D) 244 10.8.1. Categorii de cldiri i de mobilier/aparatur care necesit protecia la efectele aciunii seismice 10.8.2. Condiii generale de proiectare seismic 10.8.3. Condiii pentru proiectarea seismic a rafturilor de depozitare din spaii accesibile publicului 10.9. Verificarea siguranei CNS la efectele aciunii seismice 10.9.1. Generaliti 10.9.2. Încrcri de proiectare 10.9.3. Deplasri de calcul 10.9.4. Rezistena de proiectare a panourilor din zidrie înrmate în cadre

10.9.5. seismic

10.9.6. 10.9.7. 10.10. 11. IZOLAREA BAZEI 11.1. Obiect i domeniu de aplicare 11.2. Definiii 11.3. Cerine fundamentale 11.4. Criterii de îndeplinire a cerinelor 11.5. Prevederi generale de proiectare 11.5.1. Prevederi generale referitoare la dispozitivele de izolare 11.5.2. Controlul micrilor nedorite 11.5.3. Controlul micrilor difereniale ale terenului 11.5.4. Controlul deplasrilor relative fa de terenul i construciile înconjurtoare 11.6. Aciunea seismic 11.7. Factorul de comportare 11.8. Proprietile sistemului de izolare 11.9. Calculul structural 11.9.1. Generaliti 11.9.2. Calculul linear echivalent 11.9.3. Calculul liniar simplificat 11.9.4. Calculul liniar modal simplificat 11.9.5. Calculul dinamic 11.9.6. Elemente nestructurale 11.10. Verificri la starea limit ultim ANEXE

ANEXA A. ACIUNEA SEISMIC: DEFINIII I PREVEDERI SUPLIMENTARE A.1. Definiiile perioadelor de control (col) ale spectrelor de rspuns A.2. Perioada (frecvena) predominant a vibraiilor terenului A.3. Caracterizarea seismic a condiiilor de teren A.4. Instrumentarea seismic a cldirilor

Reguli generale pentru verificarea siguranei CNS la aciunea Modele de calcul Verificarea condiiilor de stabilitate, de rezisten i de rigiditate Asigurarea calitii la proiectare i la execuie

A.5. A.6.

ANEXA B. METODE SIMPLIFICATE DE DETERMINARE A PERIOADELOR I FORMELOR PROPRII DE VIBRAIE B.1. Metoda aproximativ Rayleigh B.2. Formule simplificate pentru estimarea perioadei fundamentale B.3. Observaii generale

ANEXA C. CALCULUL MODAL CU CONSIDERAREA COMPORTRII SPAIALE A STRUCTURILOR C.1. Generaliti C.2. Determinarea fortelor seismice, eforturilor i deplasrilor modale C.3. Calculul eforturilor i deplasrilor din aciunea seismic

ANEXA D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR D.1. Concepia procedeului D.2. Evaluarea proprietilor de rezisten i de deformaie ale elementelor structurale D.3. Construirea curbei for lateral – deplasarea la vârful construciei D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF D.5. Evaluarea cerinelor de deplasare D.6. Controlul deplasrilor structurale

ANEXA E. VERIFICAREA DEPLASRILOR LATERALE ALE STRUCTURILOR E.1. Verificarea deplasrilor laterale la starea limit de serviciu E.2. Verificarea deformaiilor laterale la starea limit ultim E.3. Verificarea ductilitii elementelor de beton armat la starea limit ultim

E.4. Verificarea ductilitii elementelor din oel la starea limit ultim

ANEXA F. ASPECTE SPECIFICE ALE ALCTUIRII ELEMENTELOR DIN OEL F.1. Valori ale suprarezistenei sistemului structural pentru calculul simplificat

Spectrul de rspuns elastic pentru diferite fraciuni din amortizarea critic Acceleraia seismic a terenului în România

F.2. F.3. F.4.

ANEXA G. PROIECTAREA PLCII GRINZILOR ÎN ZONA STÂLPILOR CADRELOR COMPOZITE G.1. Generaliti G.2. Reguli pentru prevenirea zdrobirii premature a betonului plcii grinzii compozite G.2.1. Grinda compozit transmite un moment negativ stâlpului marginal (exterior)

G.2.2. Grinda compozit transmite un moment pozitiv stâlpului marginal (exterior)

G.2.3. Grinzi compozite transmit momente de ambele semne stâlpului central (interior)

ANEXA H (informativ) - COMENTARII C 2. CERINE DE PERFORMAN I CONDIII DE ÎNDEPLINIRE C 3. ACIUNEA SEISMIC C 4. PROIECTAREA CLDIRILOR C 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE BETON C 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN OEL C 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR COMPOZITE C 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE ZIDRIE C 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN LEMN C 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR C D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR C E. PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLASRII LATERALE A STRUCTURILOR

ANEXA I (informativ) - EXEMPLE DE PROIECTARE I CALCUL E.4 PROIECTAREA CLDIRILOR E 4.1 Structur metalic etajat cu dou planuri de simetrie E 4.2 Structur dual din beton armat neregulat în plan i în elevaie. E.5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC IILOR DE BETON

Lungimi de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate Rigidizrile barelor disipative Îmbinri grind-stâlp cu seciune redus

E.5.1. E.5.2. E.6. E.6.1. E.6.2. E.6.3. E.7. E.7.1. E.8. E.8.1. E.8.2 E.8.3 E.8.4. E.9. E.9.1. E.10. E.10.1 E.10.2 E.10.3 E.10.4 E.10.5 E.10.6 E.10.7 E.10.8

ANEXA J. RECOMANDRI DE PROIECTARE Structura în cadre de beton armat Structura cu pere i de beton armat PREVEDERI SPECIFICE CONTRUC IILOR DE O EL Structur în cadre necontravântuite Structur în cadre contravântuite centric în V inversat Structur în cadre contravântuite excentric PREVEDERI SPECIFICE CONTRUCIILOR COMPOZITE Calculul elementelor unei structuri compozite PREVEDERI SPECIFICE PENTRU CONSTRUCII DE ZIDRIE Cldire de locuit cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) cu elemente ceramice Cldire tip « vil » P+2E cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) cu elemente de BCA Cldire de locuit P+3E cu perei structurali din zidrie cu elemente ceramice

Cldire tip « vil » P+2E cu perei structurali din zidrie confinat (ZC) cu elemente BCA PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE LEMN Proiectarea unei structuri de tip hal de lemn PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR Verificarea unui perete despritor din zidrie cu elemente ceramice Verificarea unui panou de zidrie înrmat într-un cadru de beton armat pentru ac iunea seismic în planul peretelui Verificarea unui perete de fa ad din zidrie de BCA înrmat în cadru de beton pentru ac iunea seismic perpendicular pe planul peretelui

Verificarea unui perete de fa ad cu goluri de ferestre realizat din zidrie cu elemente ceramice Determinarea cerin elor de deplasare pentru un panou publicitar Calculul prinderilor cu buloane pentru un echipament (prinderi fixe) Calculul prinderilor pentru un echipament montat pe izolatori de vibraii

Calculul unei conducte de ap fierbinte

1. GENERALITI 1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Codul de proiectare seismic - Partea I - Prevederi de proiectare pentru cldiri, indicativ P 100-1/2013 (denumit în continuare P 100-1) se aplic la proiectarea seismic a cldirilor i construciilor cu structuri similare acestora (de exemplu, tribune, estacade i alte asemenea) amplasate pe teritoriul României.

(2) Prevederile codului P 100-1 sunt armonizate cu prevederile standardului naional SR EN 1998-1.

(3) Proiectarea construciilor cu funciuni speciale (de exemplu, centrale nucleare, platforme maritime, poduri, baraje, diguri, couri de fum, turnuri de rcire i altele asemenea) nu face obiectul codului P 100-1.

(4) Codul cuprinde numai acele prevederi care, împreun cu prevederile codurilor destinate proiectrii la alte tipuri de aciuni a structurilor din diferite materiale (beton armat, oel, zidrie, lemn), trebuie respectate în vederea asigurrii proteciei seismice a cldirilor i construciilor cu structuri similare acestora.

(5) Prevederile codului au în vedere, în cazul aciunii cutremurului: - protecia vieii i integritii fizice a persoanelor, - meninerea fr întrerupere a desfurrii de activiti i servicii eseniale pentru viaa social i economic, - evitarea producerii de explozii sau degajri de substane periculoase; - limitarea pagubelor materiale.

(6) Datorit caracterului imprevizibil, pronunat aleator al cutremurelor, eficiena msurilor de protecie seismic prezint un anumit grad de incertitudine. Astfel, calitatea proiectelor i performanelor structurilor trebuie evaluat prin msura în care se respect prevederile codului i nu prin prisma apariiei, în cazul unei construcii individuale, a unor urmri mai deosebite.

(7) Condiiile stabilite prin prezentul cod au caracter minimal i nu sunt limitative.

(8) Prezenta reglementare tehnic este supus actualizrii periodice pe msura evoluiei progresului tehnic în domeniul proiectarii cldirilor i construciilor cu structuri similare acestora la aciunea seismic.

(9) Prevederile codului reflect nivelul de cunoatere la data elaborrii acestuia în ceea ce privete aciunea seismic, principiile i regulile de calcul i alctuire ale construciilor, precum i performanele i cerinele privind construciile i produsele pentru construcii utilizate.

(10) Pe msur ce prin cercetri teoretice i programe experimentale efectuate în laboratoare acreditate / autorizate se vor obine noi date / informaii suplimentare privind performanele i ipotezele / modelele / metodele / valorile de calcul utilizate, acestea vor constui baza fundamentrii unor amendamente tehnice la prezentul cod cu respectarea, în condiile legii, a procedurii de actualizare/revizuire a reglementrilor tehnice.

(11) Prevederile codului se adreseaz investitorilor, proiectanilor, executanilor de lucrri, specialitilor cu activitate în domeniul construciilor atestai /autorizai în condiiile legii, precum i organismelor de verificare i control (verificarea i/sau expertizarea proiectelor, verificarea, controlul i/sau expertizarea lucrrilor).

(12) Structura codului P 100-1 este urmtoarea:

1. Generaliti

2. Cerine de performan

3. Aciunea seismic

4. Proiectarea cldirilor

5. Prevederi specifice construciilor de beton

6. Prevederi specifice construciilor din oel

7. Prevederi specifice construciilor compozite

8. Prevederi specifice construciilor de zidrie

9. Prevederi specifice construciilor din lemn

10. Prevederi specifice componentelor nestructurale ale construciilor

11. Izolarea bazei

Anexa A - Aciunea seismic. Definiii i prevederi suplimentare.

Anexa B - Metode simplificate de determinare a perioadelor i formelor proprii de vibraie

Anexa C - Calculul modal cu considerarea comportrii spaiale a structurii

Anexa D - Procedeu de calcul static neliniar (biografic) al structurilor

Anexa E - Procedeu de verificare a deplasrii laterale a structurilor

Anexa F - Aspecte specifice alctuirii elementelor din oel

Anexa G - Proiectarea plcii grinzilor la rezemarea pe stâlpii cadrelor compozite

Anexa H - Comentarii

Anexa I - Exemple de proiectare i calcul

Anexa J - Recomandri de proiectare 1.2. Definiii generale Definiiile noiunilor de baz utilizate în cuprinsul codului P 100-1 sunt prezentate în continuare. Aceste definiii se completeaz, atunci când este cazul, cu explicaiile termenilor specifici capitolelor 2 – 11. Termenii de utilizare general se definesc astfel: Factor de comportare: Factor utilizat pentru a reduce forele corespunztoare rspunsului elastic inând cont de rspunsul neliniar al structurii. Depinde de natura materialului structural, tipul de sistem structural i concepia de proiectare.

1.3. Uniti de msur

(1) Se utilizeaz unitile din Sistemul Internaional.

(2) Pentru calcule sunt recomandate urmtoarele uniti(0) - Eforturi i încrcri: kN, kN/m, kN/m2 - Masa: kg, t - Masa specific (densitate): kg/m3, t/m3 - Greutate specific: kN/m3 - Eforturi unitare i rezistene: N/mm2 (MPa), kN/m2 (kPa) - Momente (încovoietoare, de torsiune, etc.): kNm - Acceleraii: m/s2 - Acceleraia gravita ional: g (9.81 m/s2)

Metoda ierarhizrii capacitilor de rezisten (Metoda de proiectare la capacitate): Metod de proiectare în care unele componente ale sistemului structural sunt proiectate i detaliate pentru a permite disiparea energiei seismice prin deformaii inelastice, în timp ce toate celelalte elemente structurale sunt proiectate pentru a avea suficient capacitate de rezisten pentru a nu depi limitele comportrii elastice i a permite dezvoltarea mecanismului de disipare de energie ales. Zon disipativ (zon critic sau zon potenial plastic): Parte a unei structuri, unde se ateapt s se dezvolte deformaii inelastice, înzestrat cu o capacitate ridicat de disipare a energiei. Structur cu rspuns inelastic (disipativ): Structura sau parte a unei structuri, la care se ateapt s se dezvolte deformaii inelastice, înzestrat cu o capacitate ridicat de disipare a energiei. Factor de importan i de expunere la cutremur: Factor evaluat pe baza consecinelor cedrii structurale. Structur cu rspuns elastic (nedisipativ): Structur proiectat s reziste la aciuni seismice fr considerarea comportrii inelastice (neliniare). Componente nestructurale: Elemente de construcie, instalaii i echipamente care nu sunt luate în considerare la proiectarea seismic a ansamblului structurii din cauza rezistenei insuficiente sau a modului de legtur cu structura. Elemente principale pentru preluarea forei seismice: Elemente componente ale sistemului structural supus la aciuni seismice care sunt considerate în calculul structural i sunt proiectate i detaliate în concordan cu reglementrile tehnice de proiectare seismic. Elemente secundare: Elemente care nu intr în componena sistemului structural de rezisten la aciuni seismice i nu sunt proiectate i detaliate conform reglementrilor tehnice de proiectare seismic, dar care trebuie astfel alctuite încât s permit transmiterea încrcrilor gravitaionale, atunci când structura este supus la deplasrile laterale impuse de cutremur. Combinaia seismic de proiectare: Combinaie factorizat a efectelor aciunilor care include aciunea seismic cu valoarea de proiectare

1.4. Simboluri 1.4.1. Simboluri folosite în capitolul 3 ag acceleraia terenului pentru proiectare (pentru componenta orizontal a micrii terenului) avg acceleraia terenului pentru proiectare (pentru componenta vertical a micrii terenului) IMR intervalul mediu de recuren de referin al aciunii seismice g acceleraia gravitaional TB, TC, TD perioadele de control (col) ale spectrului de rspuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraiei terenului (T) spectrul normalizat de rspuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraiei terenului 0 factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei orizontale T perioada de vibraie a unui sistem cu un grad de libertate dinamic i cu rspuns elastic Se(T) spectrul de rspuns elastic de acceleraii pentru componentele orizontale ale acceleraiei terenului SDe(T) spectrul de rspuns elastic pentru deplasri v(T) spectrul normalizat de rspuns elastic pentru componenta vertical a acceleraiei terenului TBv, TCv, TDv perioadele de control (col) ale spectrului de rspuns elastic pentru componenta vertical a acceleraiei terenului 0v factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei verticale SVe(T) spectrul de rspuns elastic de acceleraii pentru componenta vertical a acceleraiei terenului Tp perioada predominant de vibraie a terenului în amplasament M magnitudinea Gutenberg-Richter Mw magnitudinea moment Sd(T) spectrul de proiectare pentru acceleraii q factorul de comportare k E A valoarea caracteristic a aciunii seismice Ed A

valoarea de proiectare a aciunii seismice I,e factorul de importan i de expunere la cutremur EPA acceleraia efectiv de vârf a micrii terenului EPV viteza efectiv de vârf a micrii terenului EPD deplasarea efectiv de vârf a micrii terenului SA spectrul de rspuns pentru acceleraii absolute

SV spectrul de rspuns pentru viteze relative SD spectrul de rspuns pentru deplasri relative VS viteza undelor de forfecare VP viteza undelor de compresiune S V viteza medie a undelor de forfecare ponderat cu grosimea stratelor profilului hi grosimea stratului de teren i VSi viteza undelor de forfecare pentru stratul de teren i Ts,30 perioada de vibraie a pachetului de strate de teren de grosime h=30m de la suprafaa terenului h grosimea total a pachetului de strate de teren din amplasament 1.4.2. Simboluri folosite în capitolul 4 x e0 , oy e distana între centrul de rigiditate i centrul maselor msurat în direciile de calcul selectate xr , yr rdcina ptrat a raportului între rigiditatea la torsiune a structurii i rigiditatea lateral în direciile de calcul e I ,  factorul de imporant i expunere la cutremur s d deplasarea lateral ca efect al acceleraiei seismice e d deplasarea elastic sub încrcri seismice de proiectare  factorul de reducere a valorii deplasrii aplicat la starea limit de serviciu q factorul de comportare c factor de amplificare al deplasrii elastice în calculul deplasrilor la starea limit ultim d E valoarea de proiectare a efectului aciunii seismice (a efortului sau deformaiei) d R valoarea de proiectare a efortului capabil  coeficientul de sensibilitate al deplasrii relative de nivel tot P încrcarea vertical total la nivelul considerat i de la cele de deasupra, în ipoteza de calcul seismic tot V fora tietoare de nivel h înlimea de nivel fd E valoarea de calcul a efectului aciunii seismice (efortului, deplasrii) G , F E efectul (efortul) încrcrilor neseismice asupra fundaiei

Rd 

factorul de suprarezisten  limea necesar a rostului între cldiri e1i excentricitatea accidental a masei de la nivelul i fa de poziia calculat a centrului maselor Li dimensiunea planeului perpendicular pe direcia aciunii seismice   1T Sd ordonata spectrului de rspuns de proiectare corespunztoare perioadei fundamentale T1 T1 perioada proprie fundamental de vibraie a cldirii în planul care conine direcia orizontal considerat m masa total a cldirii calculat ca suma a maselor de nivel i m

factorul de corecie care ine seama de contribuia modului propriu fundamental prin masa modal efectiv asociat acestuia Fi fora seismic orizontal static echivalent de la nivelul i Fb fora tietoare de baz corespunztoare modului fundamental si componenta formei fundamentale pe direcia gradului de libertate dinamic de translaie la nivelul i n numrul de niveluri al cldirii mi masa de nivel zi înlimea nivelului i fa de baza construciei considerat în model j ix F , j iy F forele seismice la nivelul i în direcia x, respectiv y, pentru subsistemul plan j ix F , iy F forele seismice la nivelul i în direcia x, respectiv y, pentru modelul plan general j ix K , j iy K rigiditile relative de nivel ale elementelor verticale care intr în componena subsistemului plan j asociate direciei x, respectiv y, calculate considerând numai deplasrile de translaie ale planeului indeformabil jx , jy distane în direcia x, respectiv y, care definesc poziia subsistemului plan în raport cu centrul de rigiditate de la nivelul i ix e , iy e distane în direcia x, respectiv y, care definesc poziiile deplasate ale forelor seismice fa de centrul de rigiditate ix e0 , iy e0 distane în direcia x, respectiv y, dintre centrele de mas i de rigiditate la nivelul i ix e1 , iy e1 excentricitile accidentale în direcia x, respectiv y, la nivelul i k m masa modal efectiv asociat modului propriu de vibraie k kT perioada proprie în modul propriu de vibraie k

k is , componenta vectorului propriu în modul de vibraie k pe direcia gradului de libertate dinamica i EE efectul aciunii seismice (efort , deplasare) EE,k efectul aciunii seismice în modul k de vibraie Edx E , Edy E valoarea de proiectare a efectului aplicrii micrii seismice pe direcia axelor orizontale x i y, alese pentru structur, Edz E valoarea de proiectare a efectului aplicrii micrii seismice pe direcia axei verticale z i M1 momentul de torsiune aplicat la nivelul i al structurii în jurul axei sale verticale 1.4.3. Simboluri folosite în capitolul 5 Ac aria seciunii transversale a unui element de beton AS1 armturile de la partea inferioar a unei grinzi AS2 armturile de la partea superioar a unei grinzi Ash aria total de etrieri orizontali într-un nod grind-stâlp Asv aria total de armtur vertical într-un nod grind-stâlp Awh aria total a seciunii orizontale printr-un perete Hw înlimea unui perete MEd valoarea de proiectare a momentului încovoietor MRb suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale grinzilor care intr intr-un nod, în sec iunile învecinate nodurilor, corespunztoare direc iei i sensului considerat al ac iunii seismice MRc suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intr intr-un nod, în sec iunile învecinate nodurilor, corespunztoare direc iei i sensului considerat al ac iunii seismice Mi,d valoarea momentelor la capetele grinzilor sau stâlpilor utilizate pentru calculul forei tietoare asociate plastificrii MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil în grinzi la captul i MRc,i valoarea de proiectare a momentului capabil în stâlpi la captul i NEd valoarea de proiectare a forei axiale Vc valoarea de proiectare a forei tietoare în stâlp V'Ed fora tietoare rezultat din calculul structurii în combinaia seismic de proiectare VEd valoarea de proiectare a forei tietoare în perete VEd,max fora tietoare maxim asociat plastificrii, ce acioneaz la captul unei grinzi VEd,min fora tietoare minim asociat plastificrii ce acioneaz la captul unei grinzi Vjhd valoarea de proiectare a forei tietoare în nod

b limea unei grinzi msurat la partea inferioar beff limea de plac a unei grinzi cu sec iunea în form de „T” la faa stâlpului bc dimensiunea seciunii transversale a unui stâlp bj limea de proiectare a nodului bo limea miezului de beton confinat într-un stâlp sau în elementele marginale ale unui perete bw limea inimii unei grinzi bwo grosimea inimii unui perete d înlimea efectiv (util) a seciunii elementului dbL diametrul barelor longitudinale dbw diametrul unui etrier fcd valoarea de proiectare a rezistenei la compresiune a betonului fcm valoarea medie a rezistenei la compresiune a betonului fctm valoarea medie a rezistenei la întindere a betonului fyk valoarea caracteristic a limitei de curgere a oelului fyd valoarea de proiectare a rezistenei la curgere a oelului fywd valoarea de proiectare a rezistenei la curgere a armturii transversale hf grosimea plcii la grinzi cu seciune „T” hjc distana dintre planurile extreme de armturi din stâlp într-un nod grind-stâlp hjw distana dintre armturile de jos i cele de sus hs înlimea de etaj hw înlimea seciunii transversale a unei grinzi lcl înlimea liber a unui stâlp lcr lungimea zonei critice lw lungimea seciunii transversale a unui perete q factor de comportare s distana dintre armturile transversale xu înlimea zonei comprimate 1 factorul de multiplicare a forei seismice orizontale corespunztor formrii primei articulaii plastice în sistem u factorul de multiplicare a forei seismice orizontale corespunztor formrii mecanismului cinematic global Rd factor ce ine seama de efectul incertitudinilor legate de model în ceea ce privete valorile de proiectare ale eforturilor capabile utilizate la estimarea eforturilor de calcul, în acord cu principiul proiectrii capacitii de rezisten; ine seama de diferitele surse de suprarezisten d efortul axial mediu normalizat reprezentând raportul dintre valoarea de proiectare a forei axiale, NEd, i Acfcd

 procentul de armare cu armtur întins 1.4.4. Simboluri folosite în capitolul 6 L deschiderea grinzii MEd momentul încovoietor de proiectare din gruparea de încrcri care include aciunea seismic MEd,E momentul încovoietor din aciunea seismic MEd,G momentul încovoietor din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic Mpl,Rd rezisten a plastic de proiectare a sec iunii la moment încovoietor NEd efortul axial de proiectare din gruparea de încrcri care include aciunea seismic NEd,E efortul axial din aciunea seismic NEd,G efortul axial din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic Npl,Rd rezisten a plastic de proiectare a sec iunii la efort axial Rd rezistena îmbinri, corespunztoare modului de solicitare la care este supus Rfy rezistena plastic a elementului disipativ corespunztoare modului de solicitare la care acesta este supus VEd fora tietoare de proiectare rezultat din gruparea de încrcri care include aciunea seismic VEd,E fora tietoare din aciunea seismic VEd,G fora tietoare din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic VEd,M valoarea forei tietoare asociat plasticizrii unei grinzi la ambele capete Vpl,Rd rezisten a plastic de proiectare a seciunii la for  tietoare Vwp,Ed fora tietoare în panoul de inim al stâlpului Vwp,Rd rezistena de proiectare la for tietoare a panoului inimii stâlpului e lungimea unei bare disipative fy valoarea nominal a limitei de curgere a oelului fy,max valoarea maxim a limitei de curgere a oelului fu valoarea nominal a rezistenei la rupere a oelului q factorul de comportare tw grosimea inimii seciunii tf grosimea tlpii seciunii

T valoarea suprarezistenei sistemului structural

1 factorul de multiplicare al forelor seismice de proiectare corespunztor apariiei primei articulaii plastice în sistem u factorul de multiplicare al forelor seismice de proiectare corespunztor formrii unui numr de articulaii plastice suficient de mare pentru a aduce structura în situaia de mecanism cinematic M factorul parial de siguran pentru material ov raportul dintre limita de curgere real, fy,max i limita de curgere nominal, fy (suprarezistena de material)  capacitatea de rotire total a nodului grind-stâlp

valoarea adimensional a zvelteei unui element TEd temperatura minim de referin μ coeficientul de frecare E modulul de elasticitate al o elului Ncr efortul critic de flambaj elastic Lcr lungimea de flambaj I momentul de iner ie al sec iunii G , d E solicitarea produs de încrcrile neseismice din gruparea care include aciunea seismic; E , d E solicitarea produs de încrcrile seismice; Pmax capacitatea corectat la compresiune a contravântuirii cu flambaj împiedicat Tmax capacitatea corectat la întindere a contravântuirii cu flambaj împiedicat  factorul de corecie a capacitaii la compresiune

factorul de corecie datorat consolidrii 1.4.5. Simboluri folosite în capitolul 7 Aa, Ac, As aria de armtur , beton i respectiv oel rigid AS i AT armturi suplimentare amplasate în plac în zona stâlpului (AS armtura longitudinal i AT armtura transversal) bc limea seciunii stâlpului perpendicular pe axa grinzii beff limea efectiv a plcii din beton a grinzii din oel compozit cu placa beff + limea efectiv a plcii din beton a grinzii din oel compozit cu placa în zona de moment pozitiv beff - limea efectiv a plcii din beton a grinzii din oel compozit cu placa în zona de moment negativ be1 i be2 limile efective pariale ale plcii situate deoparte i de alta a axei grinzii bf limea tlpii elementului din oel

bo dimensiunea minim a miezului din beton msurat între axele etrierilor c limea aripii tlpii elementului din oel d înlimea seciunii din oel, dimensiunea exterioar (maxim) a seciunii evii din oel dbL diametrul barelor longitudinale dbw diametrul etrierilor de confinare E modulul de elasticitate ale oelului Ecm modulul de elasticitate al betonului pentru încrcri de scurt durat EI1 rigiditatea la încovoiere a grinzii din oel compozite cu placa pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a limii efective de placa EI2 rigiditatea la încovoiere a grinzii din oel compozite cu placa pentru zona de moment negativ cu considerarea armturii din limea efectiv de plac fcd rezistena de calcul a betonului fy rezistena caracteristic a oelului fyd rezistena de proiectare a oelului fydf rezistena de proiectare a oelului tlpii fydL rezistena de proiectare a oelului armturilor longitudinale fydw rezistena de proiectare a oelului armturilor transversale h înlimea seciunii elementului compozit hb înlimea seciunii grinzii compozite hc înlimea seciunii stâlpului compozit Ia , momentul de inerie al seciunii de armtur Ic momentul de inerie al seciunii brute din beton Ieq momentul de inerie echivalent al grinzii compozite Is momentul de inerie al seciunii brute din oel l deschiderea grinzii lcl înlimea liber a stâlpului. lcr lungimea zonei critice a unui element compozit le lungimea de înglobare a riglei de cuplare din oel în perete MEd momentul de proiectare Mpl,Rd momentul capabil NEd fora axial de proiectare Npl,Rd fora axial capabil la compresiune centric q factorul de comportare s distana între etrieri t grosimea peretelui evii,

tf grosimea tlpii elementului din oel tw grosimea inimii elementului din oel VEd fora tietoare de proiectare VRd fora tietoare capabil a elementului compozit Vwp,Sd fora tietoare de proiectare a nodului Vwp,Rd fora tietoare capabil a nodului compozit x/h înlimea relativ a zonei comprimate din betonul grinzii compozite cu placa l factorul de multiplicare al încrcrilor seismice de cod (în condiiile pstrrii constante a celorlalte încrcri de calcul) corespunztor formrii primei articulaii plastice în sistemul structural compozit. u factorul de multiplicare al încrcrilor seismice de cod (în condiiile pstrrii constante a celorlalte încrcri de calcul) corespunztor formrii mecanismului complet de disipare în structura compozit. d fora axial normalizat de proiectare a unui stâlp compozit 1.4.6. Simboluri folosite în capitolul 8 Aasc aria armturii din stâlpiorul comprimat Asw aria armaturilor din rosturile orizontale pentru preluarea forei tietoare C*** marca blocului de zidrie D lungimea diagonalei panoului de cadru Eb modulul de elasticitate al betonului Ez modulul de elasticitate secant de scurt durat al zidriei Ezc modulul de elasticitate longitudinal al zidriei confinate FEd(zu) fora axial din diagonala comprimat a panoului de umplutur corespunztoare aciunii seismice de proiectare; FRd(zu) rezistena de proiectarea a panoului de umplutur FRd1(zu) rezistena de rupere prin lunecare din for tietoare în rosturile orizontale apanoului de zidrie de umplutur FRd2 (zu) rezistena de rupere la strivire a diagonalei comprimate a panoului de zidrie de umplutur FRd3(zu) rezistena de rupere prin fisurare în lungul diagonalei comprimate Gz modulul de elasticitate transversal al zidriei simple Gzc modulul de elasticitate transversal al zidriei confinate Ib momentul de inerie al seciunii de beton a elementelor de confinare Ist valoarea medie a momentelor de inerie ale stâlpilor care mrginesc panoul Iz momentul de inerie al seciunii de zidrie confinat HW înlimea peretelui

M** marca mortarului Mcap(sus), Mcap(jos) valorile rezistenelor de proiectare la încovoiere la extremitile grinzii de cuplare, sus 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 rezistena de proiectare la încovoiere în planul peretelui MRxd1 rezistena de proiectare la încovoiere a peretelui în plan paralel cu rosturile orizontale MRxd2 rezistena de proiectare la încovoiere a peretelui în plan perpendicular pe rosturile orizontale NEd valoarea de proiectare a forei axiale NRd rezistena de proiectare la for axial VEdu valoarea forei tietoare asociat rezistenei la încovoiere a seciunii de zidrie simpl, confinat sau cu inim armat, determinat inând seama de suprarezistena armturilor VEd valoarea de proiectare a forei tietoare determinat prin calculul structurii în domeniul elastic liniar Vg fora tietoare maxim în grinda de cuplare din încrcrile verticale Vgc rezistena de proiectare la for tietoare a grinzilor de cuplare din pereii cu goluri VRd rezistena de proiectare la for tietoare VRda rezistena de proiectare la for tietoare a armturilor orizontale din stratul median al peretelui cu inim armat VRdb rezistena de proiectare la for tietoare a stratului median de beton sau mortar-beton al peretelui cu inim armat VRdz rezistena de proiectare la for tietoare a zidriei peretelui cu inim armat VRd1 rezistena de proiectare la for tietoare a panoului de zidrie confinat VRd2 rezistena de proiectare la forfecare a armturii din stâlpiorul comprimat VRd3 rezistena de proiectare a armturilor din rosturile orizontale ale zidriei ag valoarea de proiectare a acceleraiei terenului g acceleraia gravitaional bz grosimea total a celor dou straturi de crmid ale peretelui cu inima armat d diametrul barelor din elementele de beton armat fb rezistena caracteristic la compresiune a corpurilor de zidrie normal pe faa rostului orizontal

fbh rezistena caracteristic la compresiune a corpurilor de zidrie paralel cu faa rostului orizontal, în planul peretelui fd rezistena de proiectare la compresiune a zidriei fk rezistena caracteristic la compresiune a zidriei fkd1 rezistena caracteristic a zidriei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale fkd2 rezistena caracteristic a zidriei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale fkh rezistena unitar caracteristic la compresiune a zidriei paralel cu faa rostului orizontal în planul peretelui fm rezistena medie la compresiune a mortar-betonului din stratul median al pereilor din zidrie cu inim armat fvd rezistena de proiectare la forfecare a zidriei fvd0 rezistena de proiectare la forfecare sub efort de compresiune nul a zidriei fvk rezistena caracteristic la forfecare a zidriei fvk0 rezistena caracteristic la forfecare sub efort de compresiune nul a zidriei fxd1 rezistena de proiectare a zidriei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale fxd2 rezistena de proiectare a zidriei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale fyd rezistena de proiectare a armturii din stâlpiorul comprimat h înlimea liber a peretelui hef înlimea efectiv a peretelui hetaj înlimea nivelului cldirii hgol înlimea golului din zidrie hp înlimea panoului de zidrie de umplutur l deschiderea grinzii lo lungimea de calcul a grinzii de cuplare (între feele montanilor) lw lungimea peretelui lc lungimea zonei comprimate a peretelui lmin ltimea minim a spaletului de zidrie la o seciune compus lp lungimea panoului de zidrie de umplutur n numrul de niveluri al cldirii p% densitatea pereilor structurali raportat la aria planeului q factorul de comportare s distana între armturile Asw t grosimea peretelui de zidrie tef grosimea efectiv a peretelui

tm grosimea stratului median al peretelui din zidrie armat tp grosimea panoului de zidrie de umplutur x adâncimea zonei comprimate rezultat din ipoteza seciunilor plane xconv adâncimea convenional a blocului eforturilor de compresiune xechiv adâncimea echivalent a zonei comprimate xmax adâncimea maxim a zonei comprimate M coeficientul parial de siguran pentru material m deformaia specific liniar maxim

deformaie specific liniar uz deformaia specific ultim a zidriei ub deformaia specific ultim a betonului

efort unitar normal d efortul unitar de compresiune determinat considerând încrcarea vertical uniform distribuit pe lungimea peretelui  unghiul cu orizontala al diagonalei panoului de zidrie de umplutur 1.4.7. Simboluri folosite în capitolul 9 d diametrul tijelor, dornurilor sau buloanelor, dup caz q factor de comportare M

coeficientul parial de siguran pentru material 1.4.8. Simboluri folosite în capitolul 10 Eanc valoarea de proiectare a eforturilor secionale din elementele de ancoraj EEd,CNS valoarea de proiectare a eforturilor secionale în componentele nestructrale (CNS) ERd,CNS rezistena de proiectare la eforturile secionale în CNS FCNS fora seismic static echivalent pentru CNS H înlimea medie a acoperiului în raport cu baza construciei Kz coeficientul care reprezint amplificarea acceleraiei seismice a terenului pe înlimea construciei La lungimea de ancoraj a elementului de prindere MEd,CNS momentul încovoietor de proiectare pentru CNS i prinderi MRd,CNS rezistena de proiectare la încovoiere pentru CNS i prinderi NEd,CNS fora axial de proiectare pentru CNS i prinderi NRd,CNS rezistena de proiectare la for axial pentru CNS i prinderi

Ranc rezistena de proiectare la eforturile secionale din elementele de ancoraj VEd,CNS fora tietoare de proiectare pentru CNS i prinderi VRd,CNS rezistena de proiectare la for tietoare pentru CNS 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 acceleraiei terenului bst limea panoului de sticl cliber spaiul dintre sticl i cadrul metalic c1 spaiul liber între marginile verticale ale sticlei i cadru c2 spaiul liber între marginile orizontale ale sticlei i cadru D diametrul barei de prindere daA, daB deplasrile relative de nivel admisibile pentru construciile A i B dra (sticl) deplasarea relativ de nivel care produce spargerea/cderea sticlei din peretele cortin sau din vitrin dr,CNS deplasarea relativ de nivel de proiectare pentru CNS dsxA deplasarea construciei A, la nivelul x dsyA deplasarea construciei A, la nivelul y dsyB deplasarea construciei B, la nivelul y fxd1 rezistena de proiectare a zidriei la încovoiere paralel cu rosturile orizontale fxd2 rezistena de proiectare a zidriei la încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale g acceleraia gravitaional hetA, hetB înlimile de etaj la construciile A i B hst înlimea panoului de sticl mCNS masa maxim a CNS în exploatare qCNS factor de comportare al CNS z cota punctului de prindere de structur a CNS S coeficientul de amplificare dinamic al CNS CNS factorul de importan i expunere la cutremur al CNS I ,e factorul de importan i expunere la cutremur al construciei. 1.4.9. Simboluri folosite în capitolul 11 Keff rigiditatea efectiv a sistemului izolator în direcia principal considerat, la o deplasare egal cu deplasarea de proiectare ddc KV rigiditatea total a sistemului izolator în direcie vertical Kxi rigiditatea efectiv pentru un element dat în direcia x

Kyi rigiditatea efectiv pentru un element dat în direcia z Teff perioada fundamental efectiv a suprastructurii corespunztoare translaiei orizontale, suprastructura fiind considerat un corp rigid Tf perioada fundamental a suprastructurii considerat încastrat la baz TV perioada fundamental a suprastructurii în direcie vertical, suprastructura fiind considerat un corp rigid M masa suprastructurii Ms magnitudinea ddc deplasarea de proiectare a centrului rigiditii efective în direcia considerat ddb deplasarea total de proiectare a unei uniti izolatoare etot,y excentricitatea total în direcia y fj forele orizontale la fiecare nivel j ry raza de torsiune a sistemului izolator (xi,yi) coordonatele unei uniti izolatoare în raport cu centrul rigitii efective

eff valoarea amortizrii efective 1.5. Documente de referin Reglementri tehnice: Nr. crt. Acte legislative Act normativ prin care se aprob reglementarea tehnic/publicaia 1. Cod de proiectare. Bazele proiectrii construciilor, indicativ CR 0 – 2012 Ordinul ministrului dezvoltrii regionale i turismului nr. 1530/2012, publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I bis, nr.647/11 septembrie 2012, cu completrile ulterioare 2. Normativ pentru producerea betonului i executarea lucrrilor din beton, beton armat i beton precomprimat - Partea 1: Producerea betonului, indicativ NE 012/1-2007 Ordinul ministrului dezvoltrii lucrrilor publice i locuinei nr.577/2008 din 29 aprilie 2008, publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I nr. 374 din 16 mai

3. Normativ pentru producerea i executarea lucrrilor din beton, beton armat i beton precomprimat-Partea 2: Executarea lucrrilor din beton, indicativ NE 012/2-2010 Ordinul ministrului dezvoltrii regionale i turismului nr. 853/2010 din 22 noiembrie 2010, publicat în Monitorul Oficial, Partea I nr.853 din 20 decembrie 2010 4. Specificaie tehnic privind produse din oel utilizate ca armturi: cerine i criterii de performan, indicativ ST 009-2011 Ordinul ministrului dezvoltrii regionale i turismului nr. 683/2012, publicat în Monitorul Oficial, Partea I, nr. 337 din 18 mai 2012

5. Cod de proiectare seismic. Partea a III-a. Prevederi pentru evaluarea seismic a cldirilor existente, indicativ P 100-3/2008 Ordinul ministrului dezvoltrii regionale i locuinei nr.704/2009 publicat în Monitorul Oficial al României, Partea I nr.674 i nr.674 bis din 1 octombrie 2009, cu completrile ulterioare 6. Cod de proiectare a construciilor cu perei structurali de beton armat, indicativ CR 2-1- 1.1/2013 Ordinul ministrului dezvoltrii regionale i administraiei publice nr. 2361/2013, publicat în Monitorul Oficial al României 7. Cod de proiectare pentru structuri din zidrie, indicativ CR 6 – 2013 Ordinul ministrului dezvoltrii regionale i administraiei publice nr.2464/2013, publicat în Monitorul Oficial al României Standarde de referin: Nr. crt. Standarde Denumire

SR EN 1992-1-1:2004 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri

SR EN 1992-1-1:2004/AC:2012 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri

SR EN 1992-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri. Anexa naional

SR EN 1992-1-1:2004/NB/A91:2009 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri. Anexa naional

SR EN 1998-5:2004 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 5: Fundaii, structuri de susinere i aspecte geotehnice

SR EN 1998-5:2004/NA:2007 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 5: Fundaii, structuri de susinere i aspecte geotehnice.

Anexa naional

SR EN 1993-1-1:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri

SR EN 1993-1-1:2006/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor din oel. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri. Anexa naional

SR EN 1993-1-1:2006/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri 10 SR EN 1993-1-3:2007 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale i table formate la rece 11 SR EN 1993-1-3:2007/NB:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale i table formate la rece. Anexa Naional 12 SR EN 1993-1-3:2007/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale i table formate la rece 13 SR EN 1993-1-5:2007 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-5: Elemente structurale din plci plane solicitate în planul lor 14 SR EN 1993-1-5:2007/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-5: Elemente structurale din plci plane solicitate în planul lor. Anexa Naional 15 SR EN 1993-1-5:2007/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-5: Elemente structurale din plci plane solicitate în planul lor 16 SR EN 1993-1-8:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-8: Proiectarea îmbinrilor 17 SR EN 1993-1-8:2006/NB:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-8: Proiectarea îmbinrilor. Anex Naional 18 SR EN 1993-1-8:2006/AC:2010 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-8: Proiectarea îmbinrilor 19 SR EN 1993-1-10:2006 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a oelului 20 SR EN 1993-1-10:2006/NA:2008 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a oelului. Anexa naional 21 SR EN 1993-1-10:2006/AC:2009 Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a oelului 22 SR EN 10025-1:2005 Produse laminate la cald din oeluri pentru construcii. Partea 1: Condiii tehnice generale de livrare

23 SR EN 10025-2:2004 Produse laminate la cald din oeluri de construcii. Partea 2: Condiii tehnice de livrare pentru oeluri de construcii nealiate 24 SR EN 10025-2:2004/AC:2005 Produse laminate la cald din oeluri de construcii. Partea 2: Condiii tehnice de livrare pentru oeluri de construcii nealiate 25 SR EN 10210-1:2006 Profile cave finisate la cald pentru construcii, din oeluri de construcie nealiate i cu granulaie fin. Partea 1: Condiii tehnice de livrare 26 SR EN 1090-2+A1:2012 Executarea structurilor de oel i structurilor de aluminiu. Partea 2: Cerine tehnice pentru structurile de oel 27 SR EN 15129:2010 Dispozitive antiseismice 28 SR EN ISO 6892-1:2010 Materiale metalice. Încercarea la traciune.Partea 1: Metoda de încercare la temperatura ambiant 29 SR EN 1994-1-1:2004 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de oel i beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri 30 SR EN 1994-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de oel i beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri. Anexa naional 31 SR EN 1994-1-1:2004/AC:2009 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de oel i beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri 32 SR EN 1995-1-1:2004 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generaliti - Reguli comune i reguli pentru cldiri 33 SR EN 1995-1-1:2004/NB:2008 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generaliti - Reguli comune i reguli pentru cldiri. Anexa naional 34 SR EN 1995-1-1:2004/AC:2006 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generaliti - Reguli comune i reguli pentru cldiri 35 SR EN 1995-1-1:2004/A1:2008 Eurocod 5: Proiectarea structurilor de lemn. Partea 1-1: Generaliti - Reguli comune i reguli pentru cldiri 36 STAS 256-79 Lemn pentru min 37 STAS 3416-75 Lemn rotund pentru piloi 38 STAS 4342-85 Lemn rotund de foioase pentru construcii

39 STAS 1040-85 Lemn rotund de rinoase pentru construcii. Manele i prjini 40 STAS 3363-86 Cherestea de cire, frasin, paltin, pr i ulm. Clase de calitate 41 STAS 6709-86 Cherestea de arar, carpen, jugastru, mesteacn i salcâm. Clase de calitate 42 SR EN 844-1:1998 Lemn rotund i cherestea. Terminologie. Partea 1: Termeni generali comuni pentru lemn rotund i cherestea 43 SR EN 1313-1:2010 Lemn rotund i cherestea. Abateri admisibile i dimensiuni prefereniale. Partea 1: Cherestea de rinoase 44 SR EN 1611-1:2001 Cherestea. Clasificare dup aspect a lemnului de rinoase. Partea 1: Molid, brad, pin i Duglas European 45 SR EN 1611-1:2001/A1:2003 Cherestea. Clasificare dup aspect a lemnului de rinoase. Partea 1: Molid, brad, pin i Duglas European 46 SR EN 338:2010 Lemn pentru construcii. Clase de rezisten 47 SR EN 336:2004 Lemn pentru construcii. Dimensiuni, abateri admisibile 48 SR EN 335-2:2007 Durabilitatea lemnului i a materialelor derivate din lemn. Definiia claselor de utilizare. Partea 2: Aplicaie la lemnul masiv 49 SR EN 1194:2002 Structuri de lemn. Lemn lamelat încleiat. Clase de rezisten i determinarea valorilor caracteristice 50 SR EN 1380:2009 Structuri de lemn. Metode de încercare. Cuie pentru îmbinri de rezisten, uruburi, buloane i dornuri 51 SR EN 1381:2002 Structuri de lemn. Metode de încercare. Îmbinri de rezisten cu scoabe 52 SR EN 26891:2002 Structuri de lemn. Îmbinri cu elemente mecanice de fixare. Principii generale pentru determinarea caracteristicilor de rezisten i deformare 53 SR EN 1438:2001 Simboluri pentru lemn i pentru produsele pe baz de lemn 54 SR EN 14279+A1:2009 Lemn stratificat (LVL). Definiii, clasificare i specificaii 55 SR EN 14545:2009 Structuri de lemn. Piese de fixare. Cerine

56 SR EN 1996-1-1:2006 Eurocod 6: Proiectarea structurilor de zidrie. Partea 1-1: Reguli generale pentru construcii de zidrie armat i nearmat 57 SR EN 1996-1-1:2006/NB:2008 Eurocod 6: Proiectarea structurilor de zidrie. Partea 1-1: Reguli generale pentru construcii de zidrie armat i nearmat. Anexa naional 58 SR EN 1996-1-1:2006/AC:2010 Eurocod 6: Proiectarea structurilor de zidrie. Partea 1-1: Reguli generale pentru construcii de zidrie armat i nearmat 59 SR EN 771-1:2011 Specificaii ale elementelor pentru zidrie. Partea 1: Elemente pentru zidrie de argil ars 60 SR EN 771-4:2011 Specificaii ale elementelor pentru zidrie. Partea 4: Elemente pentru zidrie de beton celular autoclavizat 61 SR EN 1052-1:2001 Metode de încercare a zidriei. Partea 1: Determinarea rezistenei la compresiune 62 SR EN 845-1+A1:2008 Specificaie a componentelor auxiliare pentru zidrie. Partea 1: Agrafe, bride de fixare, etriere suport i console 63 SR EN 998-2:2011 Specificaie a mortarelor pentru zidrie. Partea 2: Mortare pentru zidrie 64 SR EN 1998-1:2004 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 1: Reguli generale, aciuni seismice i reguli pentru cldiri 65 SR EN 1998-1:2004/NA:2008 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 1: Reguli generale, aciuni seismice i reguli pentru cldiri. Anexa naional 66 SR EN 1998-1:2004/AC:2010 Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 1: Reguli generale, aciuni seismice i reguli pentru cldiri 1.6. Figuri i tabele Figura 3.1. România - Zonarea valorilor de vârf ale acceleraiei terenului pentru proiectare ag cu IMR = 225 ani i 20% probabilitate de depire în 50 de ani Figura 3.2. Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (col), TC a spectrului de rspuns

Figura 3.3. Spectre normalizate de rspuns elastic ale acceleraiilor absolute pentru componentele orizontale ale micrii terenului, în zonele caracterizate prin perioada de control (col) TC=0,7s 1,0s i 1,6s Figura 5.1. Diagrama înfurtoare de momente de proiectare pentru pere i structurali Figura 5.2. Diagrama înfurtoare a for elor tietoare de proiectare pentru pere i structurali Figura 5.3. Semnifica ia VEd,max i VEd,min i modul de dispunere a armturii înclinate Figura 5.4. Lungimea minim pe care trebuie s se prevad msuri de confinare, lc, stabilit prin calcul Figura 5.5. Valori limit inferioare ale lungimii minime pe care trebuie s se prevad msuri de confinare Figura 5.6. Ancorarea armturilor din zonele critice ale grinzilor i stâlpilor (clasa DCH) Figura 5.7. Ancorarea armturilor de la partea inferioar în situa ia în care zona critic se formeaz la fa a nodului sub ac iunea momentelor pozitive Figura 5.8. Aciunea de diagonal comprimat exercitat de panoul de zidrie Figura 5.9. Condiii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grind scurt Figura 6.1. Cadru cu contravântuiri în K Figura 6.2. Îmbinare grind – stâlp. Panoul de inim a stâlpului. Figura 6.3. Sgeta  la mijlocul grinzii luat în considerare pentru calculul rotirii Figura 6.4. Exemple de aplicare a prevederilor de la 6.7.1.(2) Figura 6.5. Notaii pentru bara disipativ cu seciune dublu T Figura 6.6. Configuraii de cadre contravântuite excentric cu (a) momente egale la capetele barei disipative sau (b) momente inegale la capetele barei disipative. Figura 6.7. Alctuirea de principiu a unei contravântuiri cu flambaj împiedicat. Figura 6.8. Diagrama for - deformaie pentru contravântuire. Figura 6.9. Schema subansamblului pentru încercarea experimental Figura 7.1. Definiia limilor efective be i beff Figura 7.2. Dispunerea barelor suplimentare As, AT i situaii de calcul ale limii efective de plac Figura 7.3. Armtura transversal a elementelor compozite parial înglobate în beton Figura 7.4. Sisteme structurale pentru pereii compozii Figura 7.5. Detalii pentru zonele de capt ale pereilor compozii Figura 7.6. Grinzi de cuplare de oel ale pereilor de beton armat i detalii de înglobare pentru clasa de ductilitate DCH Figura 8.1. Dispunerea în plan a golurilor din pereii de zidrie

Figura 8.2. Poziionarea golurilor de mari dimensiuni în planee Figura 8.3. Modularea zidriilor în raport cu dimensiunile elementelor pentru zidrie Figura 8.4. Poziionarea stâlpiorilor din beton armat la structuri din zidrie confinat Figura 8.5. Întreruperea centurilor la casa scrii Figura 8.6. Înndirea barelor din centuri Figura 8.7. Armarea centurilor slbite prin liuri Figura 8.8. Armarea zidriei la intersecii de perei Figura 10.1. Asigurarea stabilitii courilor din zidrie Figura 10.2. Asigurarea stabilitii elementelor majore din zidrie de la faade Figura 10.3. Detalii de realizare a cornielor din zidrie Figura 10.4. Exemple de cornie cu deschidere mare Figura 10.5. Zidrie înrmat în cadre. Sisteme de diagonale comprimate Figura 10.6. Msuri constructive pentru parapei din zidrie Figura 10.7. Centuri i stâlpiori intermediari la perei nestructurali Figura 10.8. Asigurarea stabilitii pereilor nestructurali cu înlimea mai mic decât cea a etajului Figura 10.9. Alctuirea general a pardoselilor înlate Figura 10.10. Încrcri pe pardoseli înlate Figura 10.11. Scheme pentru calculul rezistenei panourilor de zidrie înrmat Figura A.1. Densitatea spectral de putere normalizat pentru componenta NS a înregistrrilor cutremurelor vrâncene din 1977 i 1986 la staia INCERC (Estul municipiului Bucureti) Figura C.1. Grade de libertate dinamic la nivelul “i” în ipoteza planeului indeformabil în planul su Figura C.2. Reducerea maselor în CM Figura C.3. Fore seismice de nivel static echivalente în modul k de vibraie Figura D.1. Curba for – deplasare ob inut prin calcul static neliniar al structurii Figura E.1. Rotirea corzii Figura F.1. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj i lungimea teoretic a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe Figura F.2. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj i lungimea teoretic a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile Figura F.3. Factori de distribuie pentru stâlpii continui Figura F.4. Amplasarea rigidizrilor la bara disipativ scurt Figura F.5. Amplasarea rigidizrilor la bara disipativ lung

Figura F.6. Amplasarea rigidizrilor la bara disipativ intermediar Figura F.7. Îmbinarea unei grinzi cu seciune redus Tabelul 3.1 Perioadele de control (col) TB, TC , TD ale spectrului de rspuns pentru componentele orizontale ale micrii seismice Tabelul 4.1 Modul de considerare a regularitii structurale asupra proiectrii seismice Tabelul 4.2 Valorile factorului de importan-expunere pentru aciunea seismic I,e Tabelul 5.1 Valorile maxime ale factorului de comportare q pentru aciuni seismice orizontale Tabelul 6.1 Concepte de proiectare, clase de ductilitate ale structurii i limita superioar a valorii de referin a factorilor de comportare Tabelul 6.2 Grosimea maxim a pereilor elementelor (în mm) Tabelul 6.3 Limitele superioare ale valorilor factorilor de comportare q pentru structuri regulate în elevaie Tabelul 6.4 Cerinele clasei de seciune a elementelor disipative în funcie de clasa de ductilitate a structurii i valoarea de referin a factorului de comportare q. Tabelul 7.1 Clase de ductilitate i valori maxime ale factorilor de comportare corespunztori Tabelul 7.2 Valori maxime ale factorilor de comportare pentru structuri compozite Tabelul 7.3 Relaia intre factorul de comportare i limitele supleei pereilor seciunilor de oel ale elementelor compozite Tabelul 7.4 Valori maxime ale înlimii relative a zonei comprimate de beton x/hb pentru asigurarea ductilitii grinzilor din oel compozite cu plac de beton armat Tabelul 7.5 Limea efectiv parial a plcii grinzilor compozite în zona nodurilor be Tabelul 8.1 Proprietile geometrice ale elementelor pentru zidrie Tabelul 8.2 Valori minime necesare ale rezistenei caracteristice la compresiune fk (N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III - IV Tabelul 8.4 Valori minime ale rezistenei caracteristice iniiale la forfecare fvk0 (N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III – IV Tabelul 8.5 Valori minime necesare ale rezistenelor caracteristice la încovoiere fxk1 i fxk2 (în N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III – IV Tabelul 8.6 Valorile de proiectare ale proprietile mecanice ale betoanelor pentru elemente de confinare pentru toate clasele de importan Tabelul 8.7 Proprietile mecanice minime ale oelurilor pentru armarea elementelor de confinare i a ZIA Tabelul 8.8.Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali (p%) pentru cldiri cu perei structurali din ZNA.

Tabelul 8.9 Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) i densitatea minim a pereilor structurali (p%) pentru cldiri cu perei structurali din zidrie armat Tabelul 8.10 Factori de comportare "q" pentru cldiri cu perei structurali din zidrie Tabelul 8.11 Raportul  între ariile în plan ale golurilor de ui i ferestre i ariile plinurilor de zidrie Tabelul 8.12 Procente de armare minime pentru perei din ZIA Tabelul 8.13 Coeficieni pariali de siguran M pentru calculul pereilor structurali din zidrie la starea limit ultim (ULS) pentru gruparea seismic de încrcri Tabelul 8.14 Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali pentru cldiri simple din zidrie cu elemente din argil ars din grupele 1 i 2 Tabelul 8.15 Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali pentru cldiri simple din zidrie cu elemente din argil ars din grupa 2S i din BCA Tabelul 9.1 Tipuri de structuri i valori ale factorului de comportare q în funcie de clasa de ductilitate cerut Tabelul 9.2 Factori de comportare q pentru structuri de lemn Tabelul 9.3 Factori de comportare modificai q pentru structuri Tabelul 10.1 Valorile factorilor CNS i qCNS pentru pri/elemente de construcie Tabelul 10.3 Valorile factorilor k1,pan ÷ k4,pan Tabelul 10.4. Valorile factorului k5,pan Tabelul A1 Valorile acceleraiei terenului pentru proiectare, ag i valorile perioadei de control (col), TC, pentru localitile urbane din România Tabelul E.1 Valori de proiectare ale modulelor de rigiditate pentru structuri de beton Tabelul E.2 Valori admisibile ale deplasrii relative de nivel Tabelul E.3 Valori admisibile ale rotirilor, ULS u  Tabelul F.1 Valori ale suprarezistenei sistemului structural T Tabelul F.2 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe Tabelul F.3 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile Tabelul F.4 Rigiditatea unei grinzi dintr-o structur cu planee de beton armat Tabelul F.5 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe Tabelul F.6 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile

2. CERINE DE PERFORMAN I CONDIII DE ÎNDEPLINIRE 2.1. Cerine fundamentale

(1) Proiectarea la cutremur urmrete satisfacerea, cu un grad adecvat de siguran, a urmtoarelor cerine fundamentale (niveluri de performan): (0) (i) cerina de siguran a vieii Structura va fi proiectat pentru a rspunde aciunii seismice cu valoarea de proiectare, stabilit conform capitolului 3, cu o marj suficient de siguran fa de nivelul de deformare la care intervine prbuirea local sau general, astfel încât vieile oamenilor s fie protejate. Valoarea de proiectare a aciunii seismice, considerat pentru cerina de sigurana vieii i stabilit pe baza prevederilor capitolului 3, corespunde unui interval mediu de recuren de 225 ani (probabilitate de depire de 20% în 50 de ani). Nota: Construciile cu alctuire regulat i corect detaliate care satisfac criteriile prezentului cod pot prelua, fr rupere, deplasri cu cca. 50% mai mari decât cele corespunztoare acceleraiei de proiectare a terenului pentru cerina de siguran a vieii. (ii) cerina de limitare a degradrilor. ( ) Structura va fi proiectat pentru a rspunde aciunilor seismice cu probabilitate mai mare de apariie decât aciunea seismic de proiectare, fr degradri sau scoateri din funciune, ale cror costuri s fie exagerat de mari în comparaie cu costul structurii. Aciunea seismic considerat pentru cerina de limitare a degradrilor corespunde unui interval mediu de recuren de 40 ani (probabilitate de depire de 20% în 10 de ani). 2.2. Condiii pentru controlul îndeplinirii cerinelor 2.2.1. Generaliti

(1) Proiectarea structurilor corespunztoare nivelului de protecie seismic oferit de aplicarea prezentului cod, pentru construciile care fac obiectul capitolelor 5 – 8, cu excepia cazurilor menionate explicit, are în vedere un rspuns seismic cu incursiuni în domeniul postelastic de deformare, cu degradri specifice.

(2) Îndeplinirea cerinelor fundamentale stabilite la pct. 2.1 se controleaz prin verificrile a dou categorii de stri limit: (i) Starea limit ultim, ULS, asociat cu ruperea elementelor structurale i alte forme de cedare care pot pune în pericol sigurana vieii oamenilor (ii) Starea limit de serviciu, SLS, care are în vedere dezvoltarea degradrilor pân la un nivel, dincolo de care cerinele specifice de exploatare nu mai sunt îndeplinite. ( )

(3) Pe lâng verificrile explicite ale strilor limit se vor lua i alte msuri specifice pentru a reduce incertitudinile referitoare la buna comportare la cutremur a construciilor (pct. 2.2.4). (0)

2.2.2. Starea limit ultim

(1) Sistemul structural va fi înzestrat cu capacitatea de rezisten specificat în prile relevante ale codului. Acest nivel de rezisten implic respectarea tuturor condiiilor date în cod pentru obinerea capacitii necesare de disipare de energie (ductilitate) în zonele proiectate special pentru a disipa energia seismic, numite zone disipative sau zone critice.

(2) În proiectare se pot avea în vedere i msuri de ductilizare structural mai reduse, cu sporirea corespunztoare a valorilor de proiectare ale forelor seismice, în conformitate cu prevederile codului.

(3) Structura cldirii va fi verificat la stabilitatea de ansamblu sub aciunea seismic de proiectare. Se vor avea în vedere atât stabilitatea la rsturnare, cât i stabilitatea la lunecare.

(4) Calculul structural va lua în considerare, atunci când sunt semnificative, efectele de ordinul 2.

(5) Se vor limita deplasrile laterale sub aciunea seismic asociat strii limit ultime astfel încât: (0) (i) s se asigure o marj de siguran suficient a deformaiei laterale a structurii fa de cea corespunztoare prbuirii; în felul acesta condiia de limitare a deformaiilor structurale exprim o condiie de limitare a cerinelor de ductilitate (ii) s se evite riscul pe care-l poate prezenta pentru persoane prbuirea componentelor nestructurale; în acest scop prinderile componentelor nestructurale de structur trebuie s asigure stabilitatea acestora sub aciunea seismic de proiectare. ( ) 2.2.3. Starea limit de serviciu (de limitare a degradrilor)

(1) Se va verifica dac deplasrile relative de nivel sub aciuni seismice asociate strii limit de serviciu sunt mai mici decât cele care asigur protecia elementelor nestructurale, echipamentelor, obiectelor de valoare, etc. (0) 2.2.4. Msuri suplimentare

(1) Se vor alege, pe cât posibil, amplasamente favorabile în mediul natural i în mediul construit, cu riscuri seismice minime. Se vor evita, ca regul general, amplasamente cu proprieti geologice i geotehnice care pot avea influene negative majore asupra cerinelor i rspunsului seismic structural

(2) Proiectarea va urmri realizarea unei conformri generale favorabile pentru comportarea seismic a construciei. Aceasta implic: - alegerea unor forme favorabile în plan i pe vertical pentru construcie i pentru structura ei de rezisten (vezi 4.4.3) - dispunerea i conformarea corect a elementelor structurale i a structurii în ansamblul ei, a componentelor de construcie nestructurale, precum i a echipamentelor i instalaiilor montate/adpostite în construcie - evitarea interaciunilor necontrolate, cu eventuale efecte defavorabile, între cldirile alturate, între elementele structurale i nestructurale (de exemplu,

între elementele structurilor de tip cadru i pereii de umplutur, între construcie i materialul depozitat etc).

(3) Construcia va fi înzestrat cu rigiditate lateral suficient pentru limitarea cerinelor seismice de deplasare.

(4) Proiectarea va avea ca obiectiv esenial, impunerea unui mecanism structural favorabil de disipare de energie (mecanism de plastificare) la aciunea cutremurului de proiectare. Acest deziderat presupune urmtoarele: - dirijarea zonelor susceptibile de a fi solicitate în domeniul postelastic (a zonelor “critice” sau “disipative”) cu prioritate în elementele care prin natura comportrii posed o capacitate de deformare postelastic substanial, elemente a cror rupere nu pune în pericol stabilitatea general a construciei; - dirijarea zonelor disipative astfel încât capacitatea de deformare postelastic s fie cât mai mare, iar cerinele de ductilitate s fie cât mai mici; se va urmri evitarea concentrrii deformaiilor plastice în puine zone, situaie care antreneaz cerine ridicate de ductilitate; - alctuirea zonelor disipative astfel încât s fie înzestrate cu capaciti suficiente de deformare postelastic i o comportare histeretic cât mai stabil; - evitarea ruperilor premature cu caracter neductil, prin modul de dimensionare i prin alctuirea constructiv adecvat a elementelor.

(5) Fundaiile i terenul de fundare vor prelua, de regul, eforturile transmise de suprastructur, fr deformaii permanente substaniale. La evaluarea reaciunilor se vor considera valorile efective ale rezistenelor dezvoltate în elementele structurale (asociate mecanismului structural de disipare de energie). Rigiditatea fundaiilor va fi suficient pentru a transmite la teren, cât mai uniform, 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 interaciunea cu terenul de fundare, cu elementele nestructurale sau cu cldirile învecinate. Metodele de calcul vor fi difereniate din punct de vedere al complexitii i instrumentelor folosite, în funcie de importana construciei, caracteristicile structurii, regimul de înlime, zona seismic de calcul i de incertitudinile, mai mari sau mai mici, legate de caracteristicile aciunii i rspunsului seismic.

(7) La execuia construciilor se vor pune în oper materiale cu proprietile celor prevzute în proiect având calitate atestat conform prevederilor legale. Se vor aplica tehnologii de execuie în msur s asigure realizarea în siguran a parametrilor structurali prevzui prin proiect.

(8) La proiectarea construciilor care pun probleme tehnice i/sau economice deosebite (construcii de importan major, construcii cu grad mare de repetabilitate, construcii cu dimensiuni i/sau cu caracteristici deosebite etc.) se vor elabora studii teoretice i experimentale vizând, dup necesiti, aprofundarea unor aspecte cum sunt: - influena condiiilor locale ale amplasamentului asupra cerinelor seismice i asupra rspunsului structural;

- stabilirea caracteristicilor de rezisten i de deformabilitate, în diferite stadii de comportare, ale elementelor structurale i ale structurii în ansamblu prin cercetri experimentale pe modele de scar redus sau pe prototipuri în mrime natural; - dezvoltarea i aplicarea unor metode avansate de calcul în msur s reflecte cât mai fidel comportarea structurii, evideniind evoluia strilor de solicitare pe durata cutremurului. Totodat, pentru identificarea condiiilor de teren la aciunea cutremurelor se vor efectua studii specifice la amplasament iar pentru urmrirea comportrii în timp a construciilor se vor instrumenta construciile cu aparatur de înregistrare a parametrilor aciunii seismice i a rspunsului seismic al acestora (vezi Anexa A).

(9) În exploatarea construciilor se vor adopta msuri de funcionare i de întreinere, care s asigure pstrarea nediminuat a capacitii de rezisten a structurii. Starea construciei va fi urmrit continuu în timp pentru a detecta prompt eventualele degradri i a elimina cauzele acestora. (0)

3. ACIUNEA SEISMIC 3.1. Reprezentarea aciunii seismice pentru proiectare

(1) Pentru proiectarea construciilor noi la aciunea seismic, teritoriul României este împrit în zone de hazard seismic. Nivelul de hazard seismic în fiecare zon se consider, simplificat, a fi constant. 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 acceleraiei seismice orizontale a terenului, ag determinat pentru un interval mediu de recuren (IMR) de referin, valoare numit în continuare “acceleraia terenului pentru proiectare”. Mrimea ag astfel definit este valoarea caracteristic a acceleraiei seismice orizontale a terenului pentru determinarea valorii caracteristice a aciunii seismice, AEk. Convenional, în prezentul cod, valoarea de proiectare a aciunii seismice AEd este egal cu valoarea caracteristic a aciunii seismice AEk înmulit cu factorul de importan i expunere a construciei I,e: Ed A = I,e · Ek A (3.1) Observaie: Ed A = Fb (vezi 4.5.3.2.2).

(3) Valorile acceleraiei terenului pentru proiectare, ag sunt indicate în Figura 3.1 i Tabelul A1. Valorile ag corespund unui interval mediu de recuren IMR=225 ani (probabilitate de depire de 20% în 50 de ani). Mrirea nivelului de hazard seismic fa de versiunea anterioar a codului este justificat de urmtoarele considerente: (i) mrirea nivelului de siguran al utilizatorilor cldirilor i a valorilor adpostite, (ii) reducerea pierderilor seismice ateptate pe durata de via proiectat a cldirilor (iii) procesul de aliniere la nivelul de hazard seismic recomandat de SR EN 1998-1. Not: În reprezentarea din Figura 3.1 i în Tabelul A.1 valoarea acceleraiei gravitaionale, g, se consider 9,81 m/s2.

(4) În prezentul cod, micarea seismic într-un punct pe suprafaa terenului este reprezentat prin spectre de rspuns elastic pentru acceleraii absolute.

(5) Aciunea seismic orizontal pentru proiectarea cldirilor este descris prin dou componente ortogonale ale micrii seismice considerate independente între ele; în proiectare, spectrul de rspuns elastic al acceleraiilor absolute se consider acelai pentru cele 2 componente.

(6) Spectrul de rspuns elastic al acceleraiilor absolute pentru componentele orizontale ale micrii terenului în amplasament, Se(T) (în m/s2), este definit astfel:   T a ) T ( S g e   (3.2) unde valoarea ag este în m/s2, iar   T  este spectrul normalizat de rspuns elastic al acceleraiilor absolute.

Figura 3.1. România - Zonarea valorilor de vârf ale acceleraiei terenului pentru proiectare ag cu IMR = 225 ani i 20% probabilitate de depire în 50 de ani

0  T  TB  T T

(T) B 0      (3.3) TB  0

(3.4) TC T T (T)

C

   (3.5) TD

T T T (T)

D C    (3.6) unde: T perioada de vibraie a unui sistem cu un grad de libertate dinamic i cu rspuns elastic 0 factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei orizontale a terenului de ctre un sistem cu un grad de libertate dinamic, a crui valoare este 0 =2,5; TB i TC sunt limitele domeniului de perioade în care acceleraia spectral are valorile maxime i este modelat simplificat printr-un palier de valoare constant. Perioada de control (col) TC a spectrului de rspuns reprezint grania dintre zona (palierul) de valori maxime în spectrul de acceleraii absolute i zona (palierul) de valori maxime în spectrul de viteze relative (vezi Anexa A). TC se exprim în secunde. Perioada de control (col) TB este exprimat simplificat în funcie de TC astfel: TB = 0,2TC. Perioada de control (col) TD a spectrului de rspuns reprezint grania dintre zona (palierul) de valori maxime în spectrul de viteze relative i zona (palierul) de valori maxime în spectrul de deplasri relative (vezi Anexa A). Valorile perioadelor de control (col), TB, TC i TD sunt indicate, în Tabelul 3.1 i Figura 3.2 (numai perioada de control TC). Tabelul 3.1 Perioadele de control (col) TB, TC , TD ale spectrului de rspuns pentru componentele orizontale ale micrii seismice TC 0,70s 1,00s 1,60s TB 0,14s 0,20s 0,32s TD 3,00s 3,00s 2,00s Valorile TB i TC sunt aceleai pentru spectrele de rspuns elastic i pentru spectrele normalizate de rspuns elastic. Spectrul de rspuns elastic al accelera iilor absolute pentru o valoare a frac iunii din amortizarea critic 0,05 se determin cu rela ia (A.5.1).

(8) Condiiile locale de teren sunt descrise simplificat prin valorile perioadei de control (col) TC a spectrului de rspuns pentru zona amplasamentului considerat. Aceste valori caracterizeaz sintetic compoziia de frecvene a micrilor seismice. În condiiile seismice i de teren din România, pe baza datelor instrumentale existente, zonarea pentru proiectare a teritoriului în termeni de perioad de control (col), TC, a spectrului de rspuns este prezentat în Figura 3.2.

(7) Spectrele normalizate de rspuns elastic ale acceleraiilor absolute pentru componentele orizontale ale micrii terenului, (T), pentru valoarea convenional a fraciunii din amortizarea critic =0,05 i în funcie de perioadele de control (col) TB, TC i TD sunt date de urmtoarele relaii:

Figura 3.2. Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (col), TC a spectrului de rspuns

(9) Spectrele normalizate de rspuns elastic ale acceleraiilor absolute pentru fraciunea din amortizarea critic =5% în condiiile seismice i de teren din România, (T) sunt reprezentate în Figura 3.3 pe baza valorilor TB, TC i TD din Tabelul 3.1.

0.5

1.5

2.5

0.5

1.5

2.5

3.5

Perioada T , s T D=3 5.25/T 2 1.75/T   = 2.5 T B=0.14 T C=0.7s  =0,05

0.5

1.5

2.5

0.5

1.5

2.5

3.5

Perioada T , s T D=3 T C=1.0s 7.5/T 2 2.5/T   =2.5 T B=0.2  =0,05

0.5

1.5

2.5

0.5

1.5

2.5

3.5

Perioada T , s T D=2 8/T 2 4/T   =2.5 T B=0.32 T C=1.6s  =0,05 Figura 3.3. Spectre normalizate de rspuns elastic ale acceleraiilor absolute pentru componentele orizontale ale micrii terenului, în zonele caracterizate prin perioada de control (col) TC=0,7s 1,0s i 1,6s (T) (T) (T)

(10) Spectrul de rspuns elastic al deplasrilor relative pentru componentele orizontale ale micrii terenului, SDe(T) (în metri), se obine prin transformarea direct a spectrului de rspuns elastic pentru acceleraii absolute, Se(T) cu urmtoarea relaie:

2       T ) T ( S ) T ( S e De (3.7)

(11) Aciunea seismic vertical pentru proiectarea cldirilor este reprezentat prin spectrul de rspuns elastic al acceleraiilor absolute pentru componenta vertical a micrii terenului în amplasament Sve (în m/s2) dat de urmtoarea relaie:   T a ) T ( S v vg ve   . (3.8) unde avg este valoarea de vârf a acceleraiei pentru componenta vertical a micrii terenului, în m/s2 i v(T) este spectrul normalizat de rspuns elastic al acceleraiilor absolute pentru componenta vertical a micrii terenului.

(12) Valoarea de vârf a acceleraiei pentru componenta vertical a micrii terenului avg se evalueaz ca fiind: avg = 0,7 ag (3.9)

(13) Spectrul normalizat de rspuns elastic al acceleraiilor absolute pentru componenta vertical a micrii terenului, v(T) este dat de urmtoarele relaii: 0T TBv  T T (T)

Bv 0v v

     (3.10) TBv v0v (3.11) TCv T T (T)

Cv v v

   (3.12) TDv

T T T (T)

Dv Cv v v    (3.13) unde ov = 2,75 este factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei verticale a micrii terenului pentru valoarea convenional a fraciunii din amortizarea critic =0,05 iar TBv, TCv, TDv sunt perioadele de control (col) ale spectrului de rspuns al componentei verticale. Perioadele de control (col) ale spectrului normalizat de rspuns pentru componenta vertical a micrii seismice se evalueaz simplificat astfel: TBv = 0,1 TCv

(3.14) TCv = 0,45 TC (3.15) TDv = TD (3.16)

(14) Prezentul cod nu recomand proiectarea de structuri potenial înalte cvasirezonante cu perioada predominant a vibraiei terenului din amplasament Tp. Definiia perioadei predominante a vibraiilor terenului este dat în Anexa A.

(15) Pentru construciile i structurile din clasa I de importan-expunere i pentru cldirile încadrate în clasa II de importan-expunere care au înlimea total suprateran cuprins mai mare de 45m a cror perioad proprie de vibraie în modul fundamental este T1TC i se situeaz în intervalul (0,9Tp1,1Tp), centrat pe perioada predominant de vibraie

o o o o

a) Numrul minim de accelerograme s fie 3 (trei);

b) Media aritmetic a valorilor acceleraiilor de vârf ale accelerogramelor generate s nu fie mai mic decât valoarea ag pentru amplasamentul respectiv;

c) Valorile spectrului mediu calculat prin medierea aritmetica a ordonatelor spectrelor elastice de rspuns ale acceleraiilor absolute corespunzând tuturor accelerogramelor artificiale generate trebuie s nu fie mai mici cu mai mult de 10% din valoarea corespunzatoare a spectrului elastic de rspuns în amplasament Se(T), pentru domeniul de perioade cuprins între 0,2T1 i 2T1, unde T1 este perioada fundamental de vibraie a structurii definit la capitolul 4. 3.1.4. Accelerograme înregistrate Accelerogramele înregistrate pot fi utilizate dac au valori de vârf ale acceleraiei asemntoare valorilor ag pentru proiectarea în amplasament i dac au un coninut de frecvene compatibil cu condiiile locale de teren i magnitudinea cutremurului. Vor fi utilizate cel puin 3 (trei) accelerograme distincte.

a terenului în amplasament Tp, se vor efectua studii specifice pentru caracterizarea seismic a condiiilor de teren în amplasament (vezi A.3) iar valoarea factorului de amplificare dinamic maxim  se va majora pentru acest interval de perioade pe baza rezultatelor obinute din investigaiile analitice i instrumentale. Orientativ, valoarea factorului de amplificare dinamic maxim  se recomand a fi majorat cu 20%. Valoarea factorului  rezultat din aceste studii nu va fi inferioar valorilor minime prescrise de codul P100-1.

(16) Pentru municipiul Bucureti, în cazul utilizrii pentru calculul structural a metodei forelor laterale statice echivalente, pentru construciile i structurile a cror perioad proprie de vibraie în modul fundamental T1 se situeaz în intervalul 1,4s  1,6s, valoarea factorului de amplificare dinamic maxim  se înmulete cu 1,2. 3.1.2. Descrieri alternative ale aciunii seismice În calculul dinamic al structurilor micarea seismic a terenului este descris prin variaia în timp a acceleraiei. Atunci când este necesar un model de calcul spaial, micarea seismic este reprezentat prin trei accelerograme corespunztoare celor trei direcii ortogonale (dou orizontale i una vertical), acionând simultan. Pe cele dou direcii orizontale se folosesc simultan accelerograme diferite. 3.1.3. Accelerograme artificiale Accelerogramele artificiale sunt accelerogramele generate pe baza unui spectru de rspuns elastic al acceleraiilor absolute în amplasament, Se(T). Spectrul de rspuns elastic al accelerogramelor artificiale trebuie s fie apropiat de spectrul int de rspuns elastic al acceleraiilor absolute în amplasament. Astfel, pe baza spectrului de rspuns elastic al acceleraiilor absolute în amplasament Se(T) trebuie generat un set de accelerograme artificiale care s respecte urmtoarele condiii:

0

               T T q a ) T ( S B g d

 (3.17) T > TB Sd (T) g g a , q ) T ( a 



 (3.18) unde: q este factorul de comportare al structurii denumit i factorul de modificare a rspunsului elastic în rspuns inelastic. Valorile factorului q se definesc în capitole specifice din cod, în funcie de materialul i tipul structurii i de capacitatea acesteia de disipare a energiei induse de micarea seismic.

(2) Spectrul de proiectare pentru componenta vertical a micrii seismice se obine în mod asemntor celui pentru componentele orizontale. Valoarea factorului de comportare în acest caz se consider simplificat q=1,5 pentru toate materialele i sistemele structurale, cu excepia cazurilor în care valori mai mari pot fi justificate prin analize speciale. 3.3. Combinarea aciunii seismice cu alte tipuri de aciuni Pentru proiectarea la starea limit ultim a construciilor amplasate în zone seismice, valoarea pentru proiectare a efectelor combinate ale aciunilor se determin din gruprile de efecte ale încrcrilor conform codului CR 0. inând seama de mobilitatea cu magnitudinea a compoziiei spectrale a micrilor seismice înregistrate în România se recomand, în general, factori de scalare a acceleraiilor cu valori sub 2,0. Valorile spectrului mediu calculat prin medierea aritmetica a ordonatelor spectrelor elastice de rspuns al acceleraiilor absolute corespunzând accelerogramelor înregistrate trebuie s nu difere cu mai mult de 10% din valoarea corespunztoare a spectrului elastic de rspuns în amplasament Se(T), pentru domeniul de perioade cuprins între 0,2T1 i 2T1, unde T1 este perioada fundamental a vibraiilor structurii în direcia pe care este aplicat accelerograma. 3.1.5. Variabilitatea în spaiu a aciunii seismice Pentru structurile cu caracteristici speciale, cum ar fi cele în cazul crora nu se poate aplica ipoteza micrii seismice sincrone a reazemelor structurii, se recomand utilizarea de modele spaiale ale aciunii seismice care s ia în considerare variabilitatea micrii terenului de la un punct la altul. 3.2. Spectrul de proiectare

(1) Spectrul de proiectare pentru componentele orizontale ale micrii terenului Sd(T) (ordonata în m/s2) este spectrul de rspuns inelastic al acceleraiilor absolute definit cu relaiile (3.17) i (3.18):

(1) Încadrarea noilor construcii în mediul natural i în mediul construit se va face în aa fel încât s se evite sporirea riscurilor implicate de efectele poteniale, directe sau indirecte, ale unor viitoare cutremure puternice. În acest scop se recomand s se limiteze densitatea de construire, precum i numrul de persoane care pot ocupa pe perioade lungi de timp construciile de tip curent, cum sunt cldirile de locuit. Aceasta înseamn, de regul, limitarea înlimii acestor construcii, msur care poate avea i efecte economice favorabile. De asemenea, se vor asigura ci multiple de acces i de comunicare pentru eventuala necesitate a evacurii de urgen în scopul limitrii efectelor unor cutremure puternice.

(2) Se va limita durata situaiilor provizorii care pot aprea în timpul executrii construciilor, interval de timp în care gradul de protecie structural este mai redus i riscul apariiei unor efecte grave sporete în eventualitatea unor aciuni seismice de intensitate ridicat.

(3) Activitatea de realizare a construciilor noi se va corela cu activitatea de înlocuire sau de consolidare în timp util a fondului construit, vulnerabil seismic. (0) 4.3. Condiii privind amplasarea construciilor

(1) Amplasamentele construciilor se vor alege, de regul, în zone în care structura geologic i alctuirea straturilor superficiale de teren permite realizarea proteciei seismice în condiii economice, fr msuri costisitoare.

(2) Se va evita, ca regul general, amplasarea construciilor pe maluri, râpe sau alte terenuri care prezint risc de alunecare sau surpare. În cazul în care amplasamentele de acest fel nu se pot evita, se vor lua msurile necesare pentru stabilizarea terenurilor.

(3) În cazurile în care amplasarea construciilor pe terenuri cu proprieti mecanice inferioare (nisipuri cu grad mare de afânare, refulante sau lichefiabile, mâluri, umpluturi neconsolidate, etc.) nu poate fi evitat, se vor lua msurile necesare pentru consolidarea terenurilor, astfel încât aceastea s poat asigura o bun comportare seismic a construciilor.

(4) Pentru construciile a cror eventual avariere poate avea urmri de o gravitate deosebit, se vor preciza, în funcie de specificul construciilor i al proceselor tehnologice, criterii specifice de excludere a anumitor categorii de amplasamente. (0)

4. PROIECTAREA CLDIRILOR 4.1. Generaliti

(1) Acest capitol conine reguli generale pentru alegerea amplasamentelor i alctuirea de ansamblu a cldirilor. De asemenea, sunt date indicaii generale pentru alegerea modelelor i metodelor de calcul structural la aciuni seismice, i pentru verificarea îndeplinirii cerinelor seismice pentru structuri i elemente structurale. (0) Prevederile capitolului 4 sunt corelate cu cele din capitolele 5–10 în care sunt detaliate aspectele de proiectare specifice construciilor din diferite materiale i componente nestructurale. 4.2. Condiii de planificare a construciilor

4.4. Alctuirea de ansamblu a construciilor 4.4.1. Aspecte de baz ale concepiei de proiectare

(1) Proiectarea seismic urmrete realizarea unei construcii sigure în raport cu hazardul seismic asociat amplasamentului, care s îndeplineasc, în condiii acceptabile de cost, cerinele fundamentale enunate la 2.1.

(2) Aspectele conceptuale de baz se refer la: (0) - simplitatea structurii - redundana structurii - geometria structurii i a cldirii, în întregul ei, cu considerarea modului de distribuire a elementelor structurale, nestructurale i a maselor - rezistena i rigiditatea lateral, în orice direcie - realizarea planeelor ca diafragme orizontale - realizarea unor fundaii adecvate Realizarea unei structuri simple, compacte, pe cât posibil, simetrice, reprezint obiectivul cel mai important al proiectrii, deoarece modelarea, calculul, dimensionarea, detalierea i execuia structurilor simple sunt supuse la incertitudini mult mai mici i, ca urmare, se poate impune construciei, cu un grad înalt de încredere, comportarea seismic dorit. 4.4.1.1. Simplitate structural

(1) Simplitatea structural presupune existena unui sistem structural continuu i suficient de puternic care s asigure un traseu clar, cât mai direct i neîntrerupt al forelor seismice, indiferent de direcia acestora, pân la terenul de fundare. Forele seismice care iau natere în toate elementele cldirii sunt preluate de planeele - diafragme orizontale i transmise structurii verticale, iar de la aceasta sunt transferate la fundaii i teren. Proiectarea trebuie s asigure c nu exist discontinuiti în acest drum de transmitere a forelor seismice. (0) Not: De exemplu, nu este permis introducerea unui gol mare în planeu sau absena în planeu a armturilor de colectare a forelor de inerie, pentru a le transmite la structura vertical. 4.4.1.2. Redundana structural

(1) Proiectarea seismic va urmri s înzestreze structura cldirii cu redundana adecvat. Prin aceasta se asigur c: (0) - ruperea unui singur element, sau a unei singure legturi structurale, nu expune structura la pierderea stabilitii - se realizeaz un mecanism de plastificare cu suficiente zone plastice, care s permit exploatarea rezervelor de rezisten ale structurii i o disipare avantajoas a energiei seismice. Not: Pentru a fi redundant, o structur cu multiple legturi interioare (multiplu static nedeterminat) trebuie s aib toate legturile dimensionate adecvat. Astfel, de exemplu, o structur etajat de beton armat nu poate fi considerat redundant dac lungimile de înndire prin suprapunere ale armturilor din stâlpi i grinzi sunt mai mici decât este necesar sau dac nodurile sunt slabe.

4.4.1.3. Geometria (configuraia) structurii

(1) Proiectarea seismic va urmri realizarea unei structuri cât mai regulate, distribuite cât mai uniform în plan, permiând o transmitere direct i pe un drum scurt a forelor de inerie aferente maselor distribuite în cldire

(2) Structura trebuie s prezinte, pe cât posibil, i uniformitate pe verticala construciei, urmrindu-se s se elimine apariia unor zone sensibile, în care concentrarea unor eforturi sau deformaii plastice excesive ar putea produce ruperi premature

(3) Prin alegerea unei forme avantajoase a construciei, printr-o distribuie adecvat a maselor, a rigiditii i a capacitii de rezisten laterale a structurii se va urmri reducerea în cât mai mare msur a excentricitilor care pot favoriza torsiunea de ansamblu. (0) 4.4.1.4. Rigiditate i rezisten la translaie pe dou direcii

(1) Întrucât aciunea orizontal a cutremurelor se manifest bidirecional, elementele structurale vor fi dispuse în plan într-un sistem ortogonal, în msur s ofere caracteristici de rezisten i de rigiditate suficiente în dou direcii. Sistemele structurale pot fi diferite în cele dou direcii.

(2) Rigiditatea lateral va fi suficient pentru limitarea deplasrilor orizontale, astfel încât efectele de ordinul 2 i degradrile construciei s poat fi controlate.

(3) La cldirile etajate se recomand utilizarea soluiilor cu rigiditate lateral sporit, prin prevederea unor perei structurali pe toat înlimea cldirilor, în toate cazurile în care necesitatea funcional a unor spaii libere sau forma construciei nu împiedic introducerea lor. De asemenea, la alegerea sistemului structural pe criterii de rigiditate, se vor avea în vedere i modul de realizare a pereilor de compartimentare i de închidere, modul de realizare a legturii între componentele nestructurale i elementele structurii de rezisten, precum i msura în care primele împiedic deformaiile libere ale ultimelor. (0) 4.4.1.5. Rigiditate i rezisten la torsiune

(1) Structura trebuie s fie înzestrat cu suficient rigiditate i rezisten la torsiune pentru a limita manifestarea unor micri de rsucire în ansamblu a construciei, care ar putea spori periculos eforturile i deplasrile orizontale ale cldirilor. Soluia cea mai eficient pentru aceasta este dispunerea adecvat a unor elemente suficient de rigide i rezistente pe perimetrul construciei (cel puin dou în fiecare direcie ). (0) 4.4.1.6. Aciunea de diafragm a planeelor

(1) Într-o construcie corect alctuit pentru preluarea încrcrilor seismice, planeele joac un rol esenial prin: - colectarea forelor de inerie i transmiterea lor la elementele verticale ale structurii - aciunea de diafragm orizontal, care asigur angajarea solidar, coordonat, a elementelor verticale în preluarea forelor seismice orizontale Alctuirea diafragmelor, indiferent de materialul din care sunt realizate, trebuie s asigure într-un grad înalt îndeplinirea rolurilor de mai sus.

(2) Proiectarea planeelor cu alctuiri neregulate (cu forme neregulate i cu goluri relativ mari, etc.) i proiectarea planeelor în structuri neregulate (cu lips de uniformitate în plan i pe vertical) se va baza pe modelele de calcul în msur s evidenieze suficient de fidel comportarea acestor elemente la cutremur.

(3) Comportarea planeelor de la fiecare nivel ca diafragme practic infinit rigide i rezistente pentru for e aplicate în planul lor permite adoptarea unor modele de calcul structural simplificate, caracterizate de manifestarea a numai 3 deplasri la fiecare nivel (2 translaii în plan orizontal i o rotaie faa de axa vertical) (0) 4.4.1.7. Realizarea unei fundaii (infrastructuri) adecvate

(1) Alctuirea fundaiilor construciei i a legturii acesteia cu suprastructura trebuie s asigure condiia ca întreaga cldire s fie supus unei excitaii seismice cât mai uniforme

(2) În cazul structurilor alctuite dintr-un numr de perei structurali cu rigiditate i capaciti de rezisten diferite, infrastructurile de tip cutie rigid i rezistent i cele de tip radier cu grosime mare, plin sau casetat, sunt, în general, recomandabile.

(3) În cazul adoptrii unor elemente de fundare individuale (fundare direct sau la adâncime, prin piloi), este recomandabil utilizarea unei plci de fundaie (radier) sau prevederea unor grinzi de legtur între aceste elemente, în ambele direcii.

(4) Se recomand s se evite construciile la care, pentru anumite direcii de aciune seismic, pot aprea suprasolicitri ale unor elemente verticale i solicitarea dezavantajoas a infrastructurilor.

(5) La proiectarea fundaiilor, forele transmise de suprastructur sunt cele care corespund mecanismului structural de disipare de energie, dac proiectarea construciei se bazeaz conceptual pe rspunsul structural în domeniul neliniar.

(6) Alte condiii i criterii pentru realizarea sistemului de fundare sunt date în reglementrile tehnice privind proiectarea structurilor de fundare direct. (0) 4.4.1.8. Condiii referitoare la masele construciilor

(1) În vederea reducerii efectelor nefavorabile datorate poziionrii neregulate a maselor, se va urmri dispunerea cât mai uniform a încrcrilor gravitaionale pe planee, atât în plan, cât i pe vertical.

(2) În vederea reducerii forelor de inerie seismice care acioneaz asupra construciilor se va urmri realizarea de construcii cu mase cât mai mici. În acest scop:

(0) - la realizarea componentelor nestructurale (învelitori, termoizolaii, ape, perei de compartimentare i de închidere, parapete de balcoane, etc.) se vor utiliza cu prioritate materiale uoare. De asemenea, se va cuta s se reduc grosimea tencuielilor i a apelor de egalizare, a straturilor pentru realizarea pantelor i s se micoreze greutatea elementelor ornamentale la cldirile la care acestea sunt necesare - la construciile cu regim ridicat de înlime i/sau cu mase mari se recomand utilizarea betoanelor de înalt rezisten în elementele structurale, în special în stâlpi i în pereii structurali - la acoperiurile halelor parter cu deschideri mari (inclusiv elementele luminatoarelor i ale deflectoarelor) se vor aplica cu prioritate soluii din materiale uoare

(2) Elementele secundare vor satisface condiiile din reglementrile tehnice pentru structuri realizate din diferite materiale.

(3) Rigiditatea lateral a elementelor secundare, a cror contribuie la preluarea forelor seismice este neglijat, nu va fi mai mare de 15% din rigiditatea lateral a structurii.

(4) Elementele care nu sunt considerate secundare se proiecteaz ca elemente seismice principale, fcând parte din sistemul care preia forele laterale. Modelarea lor pentru calcul trebuie s satisfac prevederile capitolului 4, iar dimensionarea i detalierea acestora vor respecta prevederile specifice din capitolele 5 – 9. (0) 4.4.3. Condiii pentru evaluarea regularitii structurale 4.4.3.1. Aspecte generale

(1) În vederea proiectrii seismice construciile se clasific în construcii cu structuri regulate sau neregulate.

(2) Condiiile pentru caracterizarea construciilor ca regulate sunt date în 4.4.3.2 i 4.4.3.3. Aceste criterii trebuie considerate drept condiii necesare care trebuie respectate.

(3) În funcie de tipul construciei, regulate sau neregulate, se aleg difereniat: - modelul structural, care poate fi plan sau spaial - metoda de calcul structural, care poate fi procedeul simplificat al forei laterale echivalente (evaluate direct pe baza spectrului de rspuns) sau procedeul de calcul modal - valoarea factorului de comportare, q, care are valori mai mici în cazul structurilor neregulate, care se alege în conformitate cu indicaiile din tabelul 4.1 i 4.4.3.1(5).

(4) Valorile de referin ale factorilor de comportare sunt date în capitolele 5–9.

(5) Reducerea valorilor factorilor de comportare pentru a lua în considerare incertitudinile privind comportarea seismic a structurilor neregulate se va stabili în funcie de tipul acestei neregulariti, conform tabelului 4.1. În cazul construciilor cu neregularitate în elevaie factorul de comportare, q, se reduce cu 20%. Construciile cu neregularitate în plan, care nu satisfac condiiile de la 4.4.3.2, se încadreaz în categoria sistemelor flexibile la torsiune. (0)

- în cazul cldirilor cu funciuni diferite pe înlime, se recomand ca activitile (funciunile) care implic încrcri utile mari s fie plasate la nivelurile inferioare. 4.4.2. Elemente structurale principale i secundare în preluarea forelor seismice

(1) Unele elemente structurale pot s nu fie considerate ca fcând parte din sistemul structural care preia forele seismice i s fie proiectate ca elemente seismice secundare. Rezistena i rigiditatea acestor elemente la for e laterale va fi neglijat i nu este necesar ca ele s satisfac prevederile speciale date în capitolele 5 – 9. În schimb, aceste elemente i legturile lor cu structura seismic de baz vor fi alctuite astfel încât s preia încrcrile gravitaionale aferente i în situaia deformrii laterale produs de aciunea seismic cea mai nefavorabil.

Tabelul 4.1 Modul de considerare a regularitii structurale asupra proiectrii seismice Caz Regularitate Simplificare de calcul admis Factor de comportare În plan În elevaie Model Calcul elastic - liniar Calcul elastic liniar

Da Da Plan Fora lateral echivalent Valoarea de referin

Da Nu Plan Modal Valoare redus

Nu Da Spaial Modal Valoarea de referin

Nu Nu Spaial Modal Valoare redus Numai dac construcia are o înlime pân la 30 m i o perioad a oscilaiilor proprii T Not: Indicaiile din tabelul 4.1 referitoare la alegerea modelului i a metodei de calcul structural corespund nivelului de calcul minimal admis 4.4.3.2. Criterii pentru regularitatea structural în plan

(1) Construcia trebuie s fie aproximativ simetric în plan în raport cu 2 direcii ortogonale, din punct de vedere al distribuiei rigiditii laterale, al capacitilor de rezisten i al maselor.

(2) Construcia are form compact, cu contururi regulate. Dac construcia prezint retrageri în plan la un anumit nivel (margini retrase sau col uri intrânde), cldirea se consider c prezint suficient regularitate dac aceste retrageri nu afecteaz rigiditatea în plan a planeului i dac pentru fiecare retragere, aria cuprins între conturul planeului i înfurtoarea poligonal convex (circumscris) a planeului nu depete 10% din aria planeului. Dac forma în plan este neregulat, cu discontinuiti care pot produce eforturi suplimentare semnificative, se recomand tronsonarea construciei prin rosturi seismice, astfel ca pentru fiecare tronson în parte s se ajung la o form regulat cu distribuii avantajoase ale volumelor, maselor i rigiditilor.

(3) La cldirile etajate, la nivelurile unde se realizeaz reduceri de gabarit, acestea se vor realiza pe verticala elementelor portante (stâlpi, perei). Se vor evita, de regul, rezemrile stâlpi pe grinzi, acestea fiind acceptate numai în cazul stâlpilor cu încrcri mici de la ultimele 1 – 2 niveluri ale cldirilor etajate.

(4) Rigiditatea planeelor în planul lor s fie suficient de mare în comparaie cu rigiditatea lateral a elementelor structurale verticale, astfel încât deformaia planeelor s aib un efect neglijabil asupra distribuiei forelor orizontale între elementele structurale verticale.

(5) O construcie poate fi considerat regulat, cu o sensibilitate moderat la torsiune de ansamblu, dac deplasarea maxim înregistrat pe perimetrul construciei în combinaia seismic de proiectare, în direcia forei, nu depete cu mai mult de 35% media deplasrilor maxime i minime. Se recomand ca prin alctuirea structurii de rezisten i prin modul de distribuire a maselor s se evite cuplarea modurilor de vibraie torsiune cu cele de translaie, prin reducerea sensibil a vibraiilor la torsiune fa de cele de translaie.(0)

4.4.3.3. Criterii pentru regularitatea pe vertical

(1) Sistemul structural se dezvolt monoton pe vertical, fr variaii semnificative de la nivelul fundaiei pân la vârful cldirii. Se accept retrageri graduale pe înlimea cldirii dac acestea nu depesc, la oricare nivel, 20% din dimensiunea de la nivelul imediat inferior.

(2) Structura nu prezint, la nici un nivel, reduceri de rigiditate lateral mai mari de 30% din rigiditatea nivelului imediat superior sau imediat inferior (structura nu are niveluri flexibile).

(3) Structura nu prezint, la nici un nivel, o rezisten lateral mai mic cu mai mult de 20% decât cea a nivelului situat imediat deasupra sau dedesubt (structura nu are niveluri slabe din punct de vedere al rezistenei laterale).

(4) Dac dimensiunile elementelor structurale se reduc de la baz ctre vârful structurii, variaia rigiditii i a rezistenei laterale trebuie s fie uniform, fr reduceri brute de la un nivel inferior la un nivel superior.

(5) Masele aplicate pe construcie sunt distribuite uniform. Aceasta înseamn c la nici un nivel masa aferent nu este mai mare cu mai mult de 50% decât masele aplicate la nivelurile adiacente. Se excepteaz de la aceast regul situa ia în care masele suplimentare sunt concentrate la baza structurii.

(6) Structura nu prezint discontinuiti pe vertical care s devieze traseul forelor ctre fundaii. Prevederea se refer atât la devierile în acelai plan al structurii, cât i la devierile dintr-un plan în alt plan vertical al construciei. (0) 4.4.4. Condiii pentru alctuirea planeelor 4.4.4.1. Generaliti

(1) Diafragmele orizontale acioneaz ca grinzi orizontale, cu proporii de grinzi perei, rezemate în planurile unde se dezvolt subsistemele structurale verticale (cadre, perei). Încrcrile lor sunt constituite din forele de inerie orizontale asociate greutii tuturor elementelor structurale i componentelor nestructurale, echipamentelor i, respectiv, fraciunii cvasipermanente a ac iunilor variabile,, conform prevederilor de la

capitolul 3.

(2) Diafragmele se modeleaz în calcul ca grinzi perei sau ca grinzi cu zbrele.

(3) Diafragmele trebuie s fie capabile s posede suficient capacitate de rezisten, astfel încât s transmit efectele aciunii seismice la elementele structurii laterale la care sunt conectate, lucrând preponderent în domeniul elastic.

(4) Aspectele specifice ale proiectrii planeelor se refer la (0) - preluarea eforturilor de întindere din încovoiere - transmiterea reaciunilor la reazeme, perei sau grinzi de cadru, prin legtura dintre aceste elemente i placa planeului - colectarea încrcrilor aplicate în masa planeului, în vederea transmiterii lor la elementele verticale - preluarea forelor aplicate în planul planseelor prin mecanismele specifice grinzilor perei (prin aciune de arc sau grind cu zbrele), inclusiv cu armturi transversale de suspendare de zona comprimat a încrcrilor seismice distribuite în masa planeului.

4.4.4.2. Proiectarea la încovoiere

(1) Întinderile din încovoiere vor fi preluate de elementele de bordare ale planeului (i ale panourilor de plac). Aceste elemente, constituite de centurile de la nivelul pere ilor, grinzile (de beton armat, oel, lemn, dup caz) sau armturile de o el montate în rosturile zidriei, vor îndeplini 2 condiii: - s fie continue - s fie conectate adecvat la placa (elementele) planeului. Dac sunt continue, elementele de oel din plac paralele cu marginea planeului pot îndeplini, de asemenea, acest rol.

(2) La evaluarea eforturilor din planeu se va ine seama de efectele flexibilitii (rigiditii) relative a elementelor verticale. Astfel, atunci când planeele nu pot fi considerate practic infinit rigide, în raport cu componentele structurii laterale, precum i atunci când rigiditatea planeelor are valori diferite la diferitele niveluri ale cldirii, se va ine seama de efectul deformabilitii lor asupra distribuiei forelor laterale pe orizontala i verticala cldirii.

(3) La colurile intrânde ale planeelor de beton armat cu form neregulat se vor prevedea armturi adecvate în vederea limitrii dezvoltrii, ca lungime i deschidere, a fisurilor periculoase care pot aprea în aceste zone. (0) În aceste zone, ca i la reducerea local a dimensiunilor în plan ale planeului, armtura de bordare trebuie continuat suficient de departe de col, pentru a asigura angajarea armturilor curente ale planeului. Msuri cu rol similar vor fi luate i la planee realizate din alte materiale. 4.4.4.3. Conectarea planeelor la elementele structurii laterale

(1) Conectarea planeelor cu elementele structurii laterale se va dimensiona i alctui astfel încât s fie în msur s transmit reaciunile (forele de forfecare) rezultate din aciunea de diafragm orizontal. Atunci când aceste for e sunt excesive, se poate recurge la îngroarea local a planeului.

(2) Aceast legtur se realizeaz funcie de modul concret de alctuire al planeului, în corelare cu sistemele de cofrare i tehnologia de execuie, prin: - armturi perpendiculare pe interfaa plac-perete (grind), adecvat ancorate, la planeele de beton armat - legturi sudate, buloane, la planeele metalice - scoabe, solidarizare prin cuie, buloane, la planeele din lemn

(3) Elementele de conectare pot servi i pentru ancorarea (rezemarea) unor perei de zidrie sau beton, la for e normale pe planul acestora. (0) 4.4.4.4. Colectarea forelor orizontale

(1) Comportarea planeelor ca grinzi perei impune prevederea unor armturi de suspendare necesare pentru preluarea eforturilor de întindere din planul plcii, rezultate din aplicarea distribuit a forelor seismice orizontale în planeu.

(2) În vederea reducerii eforturilor tangeniale la interfaa dintre planeu i elementele structurii laterale, se recomand prevederea unor “colectori”, elemente

4.4.4.5. Msuri specifice în planee cu goluri mari

(1) Se va evita prevederea golurilor de circulaie pe vertical, a golurilor mari pentru instalatii, în zonele în care dimensiunile (limea) diafragmei sunt reduse semnificativ, pentru a evita fracturarea planeelor astfel slbite.

(2) În jurul golurilor de dimensiuni mari se vor prevedea elemente de bordare similare cu cele dispuse la marginea planeului. În asemenea cazuri, armarea planeului pentru for e din planul acestuia trebuie determinat pe scheme de calcul care s ia în considerare slbirile produse de goluri.

(3) La dispunerea golurilor în planeu (funcionale, de instalaii etc) se vor analiza eventualele efecte ale discontinuitilor astfel create asupra modului în care sunt transmise forele orizontale de la planeu la elementele structurii laterale i, implicit, asupra modelului de calcul structural. (0) Prezena golurilor suprapuse pe mai multe niveluri poate expune elementele verticale riscului de pierdere a stabilitii sau la ruperi sub fore normale pe planul lor. 4.4.5. Clase de importan i de expunere la cutremur i factori de importan

(1) Nivelul de asigurare al construciilor se difereniaz funcie de clasa de importan i de expunere la cutremur din care acestea fac parte. Importana construciilor depinde de consecinele prbuirii asupra vieii oamenilor, de importana lor pentru sigurana public i protecia civil în perioada imediat de dup cutremur i de consecinele sociale i economice ale prbuirii sau avarierii grave.

(2) Clasa de importan i de expunere la cutremur este caracterizat de valoarea factorului de importan i de expunere, I,e, conform 2.1(2), denumit în continuare „factor de importan”.

(3) În conformitate cu prevederile din codul CR 0, Anexa A1, Tabelul A1.1, construciile sunt împrite în clase de importan-expunere în funcie de consecinele umane i consecinele economice ce pot fi provocate de un hazard natural sau/i antropic major, precum i de rolul acestora în activitile de rspuns post-hazard ale societii.

(4) Valorile factorului de importan pentru aciunea seismic Ie, asociat fiecrei clase de importan-expunere, sunt indicate în Tabelul 4.2.

(5) Factorul de importan I,e=1,0 este asociat cu evenimente seismice având interval de recuren de referin conform 2.1.

situate în grosimea planeului care transmit prin suspendare direct încrcrile masice. Asemenea elemente de colectare/ suspendare sunt de regul necesare în situaiile în care contactul între plac i structura vertical este întrerupt pe zone extinse, la marginea cldirii sau în vecintatea unor goluri mari. (0)

Tabelul 4.2. Valorile factorului de importan – expunere pentru aciunea seismic I,e Clasa de importan- expunere Tipuri de cldiri I,e Clasa I Cldiri având funciuni eseniale, pentru care pstrarea integritii pe durata cutremurelor este vital pentru protecia civil, cum sunt: (a) Spitale i alte cldiri din sistemul de sntate, care sunt dotate cu servicii de urgen/ambulan i secii de chirurgie (b) Staii de pompieri, sedii ale poliiei i jandarmeriei, parcaje supraterane multietajate i garaje pentru vehicule ale serviciilor de urgen de diferite tipuri (c) Staii de producere i distribuie a energiei i/sau care asigur servicii eseniale pentru celelalte categorii de cldiri menionate aici (d) Cldiri care conin gaze toxice, explozivi i/sau alte substane periculoase (e) Centre de comunicaii i/sau de coordonare a situaiilor de urgen (f) Adposturi pentru situaii de urgen (g) Cldiri cu funciuni eseniale pentru administraia public (h) Cldiri cu funciuni eseniale pentru ordinea public, gestionarea situaiilor de urgen, aprarea i securitatea naional (i) Cldiri care adpostesc rezervoare de ap i/sau staii de pompare eseniale pentru situaii de urgen (j) Cldiri având înlimea total suprateran mai mare de 45m i alte cldiri de aceeai natur 1,4 Clasa II Cldiri care prezint un pericol major pentru sigurana public în cazul prbu irii sau avarierii grave, cum sunt: (a) Spitale i alte cldiri din sistemul de sntate, altele decât cele din clasa I, cu o capacitate de peste 100 persoane în aria total expus (b) coli, licee, universiti sau alte cldiri din sistemul de educaie, cu o capacitate de peste 250 persoane în aria total expus (c) Aziluri de btrâni, cree, grdinie sau alte spaii similare de îngrijire a persoanelor (d) Cldiri multietajate de locuit, de birouri i/sau cu funciuni comerciale, cu o capacitate de peste 300 de persoane în aria total expus (e) Sli de conferine, spectacole sau expoziii, cu o capacitate de peste 200 de persoane în aria total expus, tribune de stadioane sau sli de sport 1,2

(f) Cldiri din patrimoniul cultural naional, muzee .a. (g) Cldiri parter, inclusiv de tip mall, cu mai mult de 1000 de persoane în aria total expus (h) Parcaje supraterane multietajate cu o capacitate mai mare de 500 autovehicule, altele decât cele din clasa I (i) Penitenciare (j) Cldiri a cror întrerupere a funciunii poate avea un impact major asupra populaiei, cum sunt: cldiri care deservesc direct centrale electrice, staii de tratare, epurare, pompare a apei, staii de producere i distribuie a energiei, centre de telecomunicaii, altele decât cele din clasa I (k) Cldiri având înlimea total suprateran cuprins între 28 i 45m i alte cldiri de aceeai natur Clasa III Cldiri de tip curent, care nu aparin celorlalte clase 1,0 Clasa IV Cldiri de mic importan pentru sigurana public, cu grad redus de ocupare i/sau de mic importan economic, construcii agricole, construcii temporare etc. 0,8 Nota 1: În cazul cldirilor de locuit i de birouri, gradul de ocupare al ariei totale expuse se refer la un singur tronson în ansamblurile de cldiri similare. Nota 2: Numrul de persoane din aria totala expus se refer la capacitatea proiectat a cldirii. Nota 3: Prevederi privind factorii de importan utilizai la proiectarea componentelor nestructurale se dau în capitolului 10.

(6) Corecia aplicat prin intermediul factorilor de importan este echivalent cu considerarea, pentru construciile de importan deosebit, a unui hazard seismic superior celui definit la capitolul 2. (0) 4.5. Calculul structurilor la aciunea seismic 4.5.1. Generaliti

(1) Seciunea cuprinde prevederi pentru evaluarea forelor seismice i pentru calculul efectelor structurale (eforturi i deplasri) generate de aceste fore. În calculele inginereti, se vor considera, în funcie de modul de manifestare a aciunii seismice: (0) - for e seismice de inerie generate de micarea structurii produs de acceleraiile seismice de la interfaa teren-construcie; - for e seismice transmise de sistemele de rezemare i de conectare cu structura suport a componentelor nestructurale, echipamentelor i instalaiilor.

4.5.2. Modelarea comportrii structurale

(1) Pentru determinarea efectelor structurale se utilizeaz modele de calcul care descriu comportarea structurii la aciunea seismic. Modelul structural trebuie s reprezinte adecvat configuraia general (geometrie, legturi, material), distribuia caracteristicilor ineriale (mase de nivel, momentele de inerie ale maselor de nivel raportate la centrul maselor de nivel), a caracteristicilor de rigiditate i de amortizare, conducând la determinarea corect a modurilor proprii de vibraie semnificative, a forelor seismice i a caracteristicilor de rspuns seismic. În cazul metodelor de calcul neliniar, modelele trebuie s reprezinte corect capacitile de rezisten i de deformare ale elementelor în domeniul postelastic.

(2) Structura se schematizeaz prin sisteme rezistente la aciuni verticale i laterale, conectate, sau nu, prin planee (diafragme orizontale).

(3) Pentru construciile care satisfac criterii de regularitate în plan i de uniformitate pe vertical, calculul seismic liniar se poate realiza considerând dou modele plane, definite de elementele verticale i de legturile dintre acestea, orientate dup direciile principale ortogonale ale ansamblului structural.

(4) În modelarea deformabilitii structurilor trebuie considerat i comportarea conexiunilor dintre grinzi, stâlpi i/sau perei structurali. Se vor include în model i elementele fr rol structural dar care interacioneaz cu structura influenând rspunsul seismic al ansamblului structural, Not: În acest caz se afl, de exemplu, pereii de compartimentare care sporesc semnificativ rigiditatea lateral i rezistena structurilor în cadre.

(5) Pentru reducerea dimensiunii modelului, masa distribuit continuu este concentrat în puncte caracteristice, modelul dinamic obinut având un numr finit de grade de libertate dinamic. Forele seismice asociate micrii structurii sunt aciuni concentrate aplicate în punctele de concentrare a maselor.

(6) La construciile etajate, cu planee din beton armat indeformabile în planul lor, masele i momentele de inerie ale maselor de la fiecare etaj se concentreaz la nivelul planeului, în centrul maselor. Rezult trei grade de libertate dinamic (dou translaii orizontale i o rotire în jurul axei verticale) pentru fiecare nivel. În cazul planeelor flexibile în planul lor (de exemplu, planee din beton armat cu dimensiuni mari i goluri importante), acestea vor fi incluse în modelul structural, cu valori corespunztoare ale rigiditii i grade suplimentare de libertate dinamic. În cazul în care între elementele de rezisten nu sunt realizate legturi care se pot considera indeformabile, masele se vor aplica în nodurile de intersecie ale elementelor de rezisten ale structurii.

(7) Masele se calculeaz din încrcrile gravitaionale ce rezult din combinaiile de incrcri specifice aciunii seismice conform seciunii 3.3.

(8) Pentru structurile complexe cu modele de dimensiuni mari se admite utilizarea unor modele dinamice condensate cu dimensiuni reduse. Caracteristicile dinamice i de rezisten echivalente se determin prin tehnici standard de condensare dinamic sau static.

(9) Pentru structurile cldirilor alctuite din beton armat, din beton cu armtur rigid sau din zidrie, la evaluarea rigiditilor elementelor de rezisten se vor considera efectele fisurrii betonului, respectiv mortarului. În lipsa datelor care s permit o evaluare mai precis, rigiditatea la încovoiere a elementelor structurale de

4.5.2.1. Efecte de torsiune accidental

(1) În cazul construciilor cu planee indeformabile în planul lor, efectele generate de incertitudinile asociate distribuiei maselor de nivel i/sau a variaiei spaiale a micrii seismice a terenului se consider prin introducerea unei excentriciti accidentale adiionale. Aceasta se consider pentru fiecare direcie de calcul i pentru fiecare nivel i se raporteaz la centrul maselor. Excentricitatea accidental se calculeaz cu expresia: (0) i ai L e

,0 !  (4.1) unde eai excentricitatea accidental a masei de la nivelul i fa de poziia calculat a centrului maselor, aplicat pe aceeai direcie la toate nivelurile Li dimensiunea planeului perpendicular pe direcia aciunii seismice. 4.5.3. Metode de calcul structural 4.5.3.1. Generaliti

(1) În funcie de caracteristicile structurale i de importana construciei se poate utiliza una din urmtoarele metode de calcul pentru proiectarea curent: - metoda forelor laterale asociate modului de vibraie fundamental, pentru cldirile care satisfac condiiile specificate în paragraful 4.4.3, - metoda calculului modal cu spectre de rspuns, aplicabil în general tuturor tipurilor de cldiri. În metoda de calcul cu for e laterale, caracterul dinamic al aciunii seismice este reprezentat în mod simplificat prin distribuii de for e statice. Pe aceast baz metoda se mai numete i metoda static echivalent.

(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 referin pentru determinarea efectelor seismice este calculul modal cu spectre de rspuns. Comportarea structurii este reprezentat printr-un model liniar- elastic, iar aciunea seismic este descris prin spectre de rspuns de proiectare.

(4) În metodele de calcul dinamic liniar i neliniar, aciunea seismic este reprezentat prin accelerograme înregistrate în diferite condiii de amplasament i/sau prin accelerograme artificiale, compatibile cu spectrul de rspuns elastic al accelera iilor absolute. Precizri referitoare la selectarea, calibrarea i utilizarea accelerogramelor sunt date în capitolul 3.

beton armat se poate considera egal cu jumtate din valoarea corespunztoare seciunilor nefisurate.

(10) Deformabilitatea fundaiei i/sau deformabilitatea terenului trebuie considerate, dac acestea au o influen semnificativ asupra rspunsului structural. (0)

(5) Metodele de calcul neliniar se pot utiliza dac se asigur calibrarea corespunztoare a aciunii seismice de proiectare, selectarea unui model constitutiv adecvat pentru comportarea neliniar i interpretarea corect a rezultatelor obinute i verificarea cerinelor ce trebuie satisfcute.

(6) Pentru construciile care satisfac criterii de regularitate în plan i de uniformitate pe vertical, calculul seismic liniar se poate realiza considerând dou modele plane orientate dup direciile principale ortogonale ale ansamblului structural.

(7) La construciile din clasele de importan III i IV, calculul seismic liniar elastic poate fi realizat pe modele plane, chiar dac criteriile de regularitate în plan nu sunt satisfcute, dar sunt îndeplinite urmtoarele condiii: (a) construcia are compartimentri i închideri distribuite relativ uniform; (b) înlimea construciei nu depete 10 m; (c) raportul înlime/lungime nu depaete 0,4; (d) planeele orizontale au o rigiditate suficient de mare în raport cu rigiditatea lateral a elementelor verticale de rezisten, pentru a fi considerate diafragme indeformabile în planul lor.

(8) Construciile care nu satisfac criteriile de mai sus trebuie calculate cu modele structurale spaiale. În cazul modelelor spaiale, aciunea seismic de proiectare trebuie aplicat în lungul tuturor direciilor relevante. Caracterul spaial al aciunii seismice este definit într-un sistem de referin reprezentat prin trei axe ortogonale, una vertical i dou orizontale selectate astfel: (0) - la construciile cu elemente de rezisten verticale orientate pe dou direcii ortogonale se consider direciile orizontale respective; - la celelalte construcii se aleg direciile principale orizontale ale ansamblului structurii de rezisten (vezi Anexa C) 4.5.3.2. Metoda forelor seismice statice echivalente 4.5.3.2.1.Generaliti

(1) Aceast metod se poate aplica la construciile care pot fi calculate prin considerarea a dou modele plane pe direcii ortogonale i al cror rspuns seismic total nu este influenat semnificativ de modurile proprii superioare de vibraie. În acest caz, modul propriu fundamental de translaie are contribuia predominant în rspunsul seismic total.

(2) Cerinele de la paragraful (1) sunt considerate satisfcute pentru cldirile la care: (0)

a) Perioadele fundamentale corespunztoare direciilor orizontale principale sunt mai mici decât valoarea 1,5s  T

(4.2)

b) Sunt satisfcute criteriile de regularitate pe vertical definite la paragraful 4.4.3.3.

   m T S F d e I b

, 

(4.3) unde   1T Sd ordonata spectrului de rspuns de proiectare corespunztoare perioadei fundamentale T1: T1 perioada proprie fundamental de vibraie a cldirii în planul care conine direcia orizontal considerat m masa total a cldirii calculat ca suma a maselor de nivel i m conform notaiilor din Anexa C I,e factorul de importan al construciei din seciunea 4.4.5

factor de corecie care ine seama de contribuia modului propriu fundamental prin masa modal efectiv asociat acestuia, ale crui valori sunt = 0,85 dac T1  TC i cldirea are mai mult de dou niveluri i = 1,0 în celelalte situaii.

(2) Perioada proprie fundamental T1 se determin pe baza unor metode de calcul dinamic structural.

(3) Perioada fundamental poate fi estimat aproximativ cu formulele simplificate specificate pentru diferite categorii de structuri din anexa B. (0) 4.5.3.2.3.Distribuia forelor seismice orizontale

(1) Efectele aciunii seismice se determin prin aplicarea forelor seismice orizontale asociate nivelurilor cu masele mi pentru fiecare din cele dou modele plane de calcul. Fora seismic care acioneaz la nivelul i se calculeaz cu relaia "   n j j j i i b i s m s m F F

(4.4) unde Fi fora seismic orizontal static echivalent de la nivelul i Fb fora tietoare de baz corespunztoare modului fundamental, determinat cu relaia (4.3) reprezentând rezultanta forelor seismice orizontale de nivel. si , sj componenta formei fundamentale pe direcia gradului de libertate dinamic de translaie la nivelul i sau j n numrul de niveluri al cldirii mi , mj masa la nivelul i sau j, determinat conform Anexei C

4.5.3.2.2.Fora tietoare de baz

(1) Fora tietoare de baz corespunztoare modului propriu fundamental, pentru fiecare direcie orizontal principal considerat în calculul cldirii, se determin dup cum urmeaz:

(2) Forma proprie fundamental poate fi aproximat printr-o variaie liniar cresctoare pe înlime. În acest caz forele orizontale de nivel sunt date de relaia "   n j j j i i b i z m z m F F

(4.5) unde zi i zj reprezint înlimea pân la nivelul i i, respectiv, j msurat fa de baza construciei considerat în model, iar n este numrul total de niveluri.

(3) Forele seismice orizontale se aplic sistemelor structurale ca for e laterale la nivelul fiecrui planeu considerat indeformabil în planul su. (0) 4.5.3.2.4.Efecte de torsiune

(1) Modelele plane considera aceeasi poziie pentru centrele de rigiditate i centrele maselor la fiecare nivel. Pentru a considera efectele de torsiune produse de pozitiile diferite ale acestora, precum i 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) Forele seismice de nivel obinute pentru modelele plane asociate la dou direcii principale ortogonale se distribuie subsistemelor plane componente din fiecare direcie conform relaiei: (0) - pentru direcia x de aciune seismic   iy ix p j j j iy j j ix j j ix ix p j j ix j ix j ix e F x K y K y K F K K F " "     

(4.6) - pentru direcia y de aciune seismic   ix iy p j j j iy j j ix j j iy iy p j j iy j iy j iy e F x K y K x K F K K F " "     

(4.7) în care, j ix F , j iy F - forele seismice la nivelul i în direcia x, respectiv y, pentru subsistemul plan j ix F , iy F - forele seismice la nivelul i în direcia x, respectiv y, pentru modelul plan general j ix K , j iy K - rigiditile relative de nivel ale celor p elemente verticale care intr în componena subsistemului plan j asociate direciei x, respectiv y, calculate considerând numai deplasrile de translaie ale planeului indeformabil. jx , jy - distane în direcia x, respectiv y, care definesc poziia subsistemului plan în raport cu centrul de rigiditate de la nivelul i ix e , iy e - distane în direcia x, respectiv y, care definesc poziiile excentrice ale forelor seismice fa de centrul de rigiditate:

ix ix ix e e e

0 !  iy iy iy e e e

0 !  unde, ix e0 , iy e0 - distane în direcia x, respectiv y, dintre centrele de mas i de rigiditate la nivelul i ix e1 , iy e1 - excentricitile accidentale în direcia x, respectiv y, la nivelul i, calculate conform paragrafului 4.5.2.1. În relaiile de mai sus s-au neglijat rigiditile axiale i de torsiune ale elementelor de rezisten verticale. 4.5.3.3. Metoda de calcul modal cu spectre de rspuns 4.5.3.3.1.Generaliti

(1) În metoda de calcul modal, aciunea seismic se evalueaz pe baza spectrelor de rspuns corespunztoare micrilor de translaie unidirecionale ale terenului descrise prin accelerograme.

(2) Aciunea seismic orizontal este descris prin dou componente orizontale evaluate pe baza aceluiai spectru de rspuns de proiectare. Componenta vertical a aciunii seismice este caracterizat prin spectrul de rspuns vertical.

(3) Aceast metod de calcul se aplic cldirilor care nu îndeplinesc condiiile specificate pentru utilizarea metodei simplificate cu for e laterale static echivalente. Pentru construciile care satisfac criteriile de regularitate în plan i criteriile de uniformitate vertical, calculul se poate realiza utilizând dou modele structurale plane corespunztoare direciilor principale orizontale ortogonale.

(4) Cldirile care nu satisfac criteriile de mai sus se vor calcula cu modele spaiale.

(5) La utilizarea unui model spaial, aciunea seismic se va aplica pe direciile orizontale relevante i pe direciile principale ortogonale. Pentru cldirile cu elemente de rezisten amplasate pe dou direcii perpendiculare, acestea pot fi considerate ca direcii relevante. În general, direciile principale corespund direciei forei tietoare de baz asociat modului fundamental de vibraie de translaie i normalei pe aceast direcie.

(6) Structurile cu comportare liniar sunt caracterizate de modurile proprii de vibraie (perioade proprii, forme proprii de vibraie, mase modale efective, factori de participare a maselor modale efective). Acestea se determin prin metode de calcul dinamic, utilizând caracteristicile dinamice ineriale i de deformabilitate ale sistemelor structurale rezistente la aciunea seismic.

(7) În calcul se vor considera modurile proprii cu o contribuie semnificativ la rspunsul seismic total.

(8) Condiia din paragraful (7) de mai sus este îndeplinit dac: - suma maselor modale efective pentru modurile proprii considerate reprezint cel puin 90% din masa total a structurii,

- au fost considerate în calcul toate modurile proprii cu mas modal efectiv mai mare de 5% din masa total.

(9) Fora tietoare de baz Fb,k aplicat pe direcia de aciune a micrii seismice în modul propiu de vibraie k este   k k d e I k b m T S F , ,   (4.8) unde k m masa modal efectiv asociat modului propriu de vibraie k i se determin cu relaia " "   # $ % & ' (  n i k i i n i k i i k s m s m m

,

, (4.9) unde i m masa de nivel kT perioada proprie în modul propriu de vibraie k k is , componenta vectorului propriu în modul de vibraie k pe direcia gradului de libertate dinamic de translaie la nivelul i Suma tuturor maselor modale efective (pentru fiecare direciie principal i toate modurile de vibraie) este egal cu masa structurii.

(10) În cazul modelelor spaiale, condiia (8) de mai sus se va verifica pentru fiecare direcie de calcul. În anexa C se prezint detalii privind calculul modal cu considerarea comportrii spaiale.

(11) În cazul în care condiiile paragrafului (8) nu pot fi satisfcute (spre exemplu, la cldirile cu o contribuie semnificativ a modurilor de torsiune), numrul minim r de moduri proprii ce trebuie incluse într-un calcul spaial trebuie s satisfac urmtoarele condiii:(0) n r

c r T T

,0  (4.10) unde r numrul minim de moduri proprii care trebuie considerate n numrul de niveluri deasupra seciunii de încastrare considerat pentru

suprastructur r T perioada proprie de vibraie a ultimului mod de vibraie considerat r 4.5.3.3.2.Combinarea rspunsurilor modale

(1) Rspunsurile modale pentru dou moduri proprii de vibraie consecutive, k i k+1 sunt considerate independente dac perioadele proprii de vibraie Tk i Tk+1 (în care Tk+1 Tk ) satisfac urmtoarea condiie

k k T T 9,0 1   (4.11) Pentru rspunsurile modale maxime, independente între ele, efectul total maxim se obine cu relaia de compunere modal " 

,k E E E E (4.12) în care EE efectul aciunii seismice (efort în seciune, deplasare) EE,k efectul aciunii seismice în modul k de vibraie

(2) În cazul în care condiia de la paragraful (1) nu este satisfcut, se vor considera alte reguli de suprapunere a maximelor modale (spre exemplu, combinarea ptratic complet, sumarea algebric a rspunsurilor modale succesive etc.). (0) 4.5.3.3.3.Efectele torsiunii accidentale

(1) În cazul în care pentru obinerea rspunsului seismic se utilizeaz un model spaial, efectul de torsiune produs de o excentricitate accidental se poate considera prin introducerea la fiecare nivel a unui moment de torsiune (0) ai i ai e F M  (4.13) în care ai M moment de torsiune aplicat la nivelul i în jurul axei sale verticale ai e excentricitate accidental a masei de la nivelul i conform relaiei (4.1) iF fora seismic static echivalent orizontal aplicat la nivelul i Momentul de torsiune se va calcula pentru toate direciile i sensurile considerate în calcul. 4.5.3.4. Metoda de calcul dinamic liniar

(1) Rspunsul seismic liniar în timp se obine prin integrarea direct a ecuaiilor difereniale de micare care exprim echilibrul dinamic instantaneu pe direciile gradelor de libertate dinamic considerate în model.

(2) Micarea seismic a terenului este caracterizat prin accelerograme discretizate în timp, reprezentative pentru aciunea seismic de proiectare i condiiile locale de amplasament.

(3) În calculul dinamic liniar se va considera un numr suficient de accelerograme pentru fiecare direcie. Dac 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 obin din rspunsul structural prin considerarea tuturor situaiilor la diferite momente de timp, corectate cu factorul de comportare q, în care cel puin un efect (efort, deplasare) este maxim. (0)

4.5.3.5. Metode de calcul neliniar 4.5.3.5.1.Generaliti

(1) Modelul folosit pentru calculul liniar elastic va fi completat prin introducerea parametrilor de comportare postelastic (eforturi capabile plastice, curbe sau suprafete de interaciune, deformaii ultime etc.).

(2) O condiie minim este folosirea curbelor biliniare efort-deformaie la nivel de element. Pentru elementele ductile, care pot avea incursiuni în domeniul postelastic, rigiditatea elastic va fi rigiditatea secant în punctul de curgere. Se pot considera modele ideal elasto-plastice. Se pot utiliza i relaii triliniare, care iau în considerare i rigiditile în stadiile de dinainte i dup fisurare ale elementelor de beton sau zidrie. Se pot realiza modele de calcul în care comportarea neliniar a materialului este descris prin legi constitutive i criterii de curgere sau de cedare mai apropiate de comportarea real.

(3) La alegerea modelului de comportare se va ine seama de posibilitatea degradrii rezistenei i mai ales a rigiditaii, situaie întâlnit, de exemplu, în cazul elementelor de beton i al pereilor de zidrie.

(4) Dac nu se fac alte precizri, proprietile elementelor se vor determina pe baza valorilor medii ale rezistenelor materialelor utilizate.

(5) Modelul de calcul va include aciunea încrcrilor permanente, constante în timp i aciunea seismic, variabil în timp. Nu se accept formarea de articulaii plastice din aciunea independent a încrcrilor permanente.

(6) La determinarea relaiilor efort-deformaie pentru elementele structurale se va ine seama de forele axiale provenite din încrcrile permanente. Pentru elementele verticale se pot neglija momentele încovoietoare provenite din încrcrile permanente, dac acestea nu influeneaz semnificativ comportarea de ansamblu a structurii.

(7) În vederea obinerii celor mai defavorabile efecte, aciunea seismic se va aplica în sens pozitiv i negativ. (0) 4.5.3.5.2. Calculul static neliniar (biografic) 4.5.3.5.2.1. Generaliti

(1) Calculul biografic este un calcul static neliniar în care încrcrile permanente sunt constante, în timp ce încrcrile orizontale cresc monoton. Se poate aplica la cldirile noi i la cele existente, în urmtoarele scopuri:

a) pentru stabilirea sau corectarea valorilor raportului dintre fora tietoare de baz asociat mecanismului de cedare i fora tietoare de baz asociat formrii primei articulaii plastice (raportul

/) )u estimat în sectiunea 5.2.2.2).

b) pentru evaluarea rspunsului seismic al structurilor complexe/importante.

c) pentru stabilirea mecanismelor plastice posibile i a distribuiei degradrilor

d) pentru evaluarea siguranei fa de prbuire a structurii

e) ca alternativ de proiectare fa de un calcul elastic-liniar cu for e seismice care folosete factorul de comportare q. În acest caz, calculul se va raporta la deplasarea ultim admis.

(2) Pentru cldirile care nu îndeplinesc condiiile de regularitate de la paragrafele 4.4.3.2 i 4.4.3.3 se va utiliza un model de calcul spaial.

(3) Pentru cldirile care îndeplinesc condiiile de regularitate de la paragrafele 4.4.3.2 i 4.4.3.3 se poate face un calcul plan folosind dou modele, câte unul pentru fiecare direcie orizontal principal.

(4) Pentru cldirile de zidrie de înlime mic, la care comportarea structural este dominat de forfecare, fiecare nivel poate fi calculat independent.

(5) Cerinele de la punctul (4) se consider îndeplinite dac numrul etajelor este mai mic sau egal cu 3 i dac, la fiecare nivel pereii structurali au raportul înlime/lime mai mic decât 1. (0) 4.5.3.5.2.2. Încrcri laterale

(1) Se vor aplica cel puin dou tipuri de distribuie pe vertical a încrcrilor laterale: - o distribuie uniform, cu for e laterale proporionale cu masa indiferent de înlimea cladirii (acceleraie de rspuns uniform), în scopul evalurii forelor tietoare maxime - o distribuie “modal”, în care forele seismice laterale convenionale sunt determinate prin calcul elastic (conform 4.5.3.2 sau 4.5.3.3), în scopul determinrii momentelor încovoietoare maxime

(2) Încrcrile laterale se vor aplica în punctele în care se concentreaz masele în model. Se va considera excentricitatea accidental conform relaiei (4.1)(0) 4.5.3.5.2.3 Curba de rspuns

(1) Relaia dintre fora tietoare de baz i deplasarea de referin (curba de rspuns) se determin prin calcul biografic pentru valori ale deplasrii de referin pân la 1,5 din deplasarea ultim, definit conform 4.5.3.5.2.6.

(2) Deplasarea de referin poate fi luat în centrul maselor situat la nivelul acoperiului cldirii. (0) 4.5.3.5.2.4 Factorul de suprarezisten

) )u

(1) Raportul (

) )u ) se determin prin calcul biografic pentru cele dou tipuri de distribuie a încrcrii laterale prezentate în paragraful (1) de la sectiunea 4.5.3.5.2.2. La evaluarea forei seismice de baz se va alege valoarea minim a raportului. (0) 4.5.3.5.2.5 Mecanismul de plastificare

(1) Mecanismul de cedare prin articulaii plastice se va determina pentru ambele distribuii ale forelor laterale. Mecanismele de cedare trebuie s fie în acord cu mecanismele pe care se bazeaz factorul de comportare q folosit în proiectare. (0) Not: Procedeul de determinare al curbei de rspuns prin calcul static neliniar este prezentat în

Anexa D. 4.5.3.5.2.6. Deplasarea ultim

(1) Deplasarea ultim este cerina seismic de deplasare derivat din spectrele de rspuns inelastic în funcie de deplasarea sistemului cu un grad de libertate echivalent.

Not: Latura rigid/puternic în plan este aceea în care se dezvolt deplasri orizontale mai mici decât latura opus sub aciunea forelor laterale paralele cu ea.

(2) Cerina de mai sus, în mod simplificat, se consider satisfcut atunci cînd factorul de amplificare aplicat deplasrilor de pe latura rigid/puternic se bazeaz pe rezultatele din calculul elastic modal al modelului spaial.

(3) Dac pentru calculul structurilor regulate în plan se folosesc dou modele plane, efectele din torsiune se estimeaz conform 4.5.3.2.4 sau 4.5.3.3.3. (0) 4.5.3.5.3.Calculul dinamic neliniar

(1) Rspunsul în timp al structurii poate fi obinut prin integrarea direct a ecuaiilor difereniale de micare, folosind acelerogramele definite în capitolul 3 pentru reprezentarea micrii terenului.

(2) Modelele de element conform 4.5.3.5.1 (2)-(4)trebuie s fie suplimentate cu reguli care s descrie comportarea elementului sub cicluri de încrcare-descrcare postelastic. Aceste reguli trebuie s reproduc realist disiparea de energie în element în limita amplitudinilor deplasrilor ateptate la seismul de proiectare considerat.

(3) Dac rspunsul este obinut din calculul dinamic neliniar, la cel puin 7 micri ale terenului compatibile cu spectrul de rspuns elastic pentru acceleraii conform capitolului 3, în verificri (deplasri, deformaii) se va folosi media valorilor de rspuns din toate aceste calcule ca efect al aciunii Ed. Dac nu se realizeaz 7 calcule dinamice neliniare, pentru Ed se va alege cea mai defavorabil valoare de rspuns din calculele efectuate. (0) 4.5.3.6. Combinarea efectelor componentelor aciunii seismice 4.5.3.6.1.Componentele orizontale ale aciunii seismice

(1) În calcul, se va considera aciunea simultan a componentelor orizontale ale aciunii seismice.

(2) Combinaia efectelor componentelor orizontale ale aciunii seismice poate fi realizat astfel:

a) Se evalueaz separat rspunsul structural pentru fiecare direcie de aciune seismic, folosind regulile de combinare pentru rspunsurile modale date în 4.5.3.3.2.

b) Valoarea maxim a efectului aciunii seismice reprezentat prin aciunea simultan a dou componente orizontale ortogonale, se obine cu regula de combinare probalistic exprimat prin radical din suma ptratelor valorilor În absena unor spectre inelastice de deplasare, se pot aplica metode aproximative bazate pe spectrul de rspuns elastic conform cu Anexa E. (0) 4.5.3.5.2.7 Evaluarea efectelor torsiunii

(1) Calculul biografic efectuat pe structuri plane, poate subestima semnificativ deformaiile pe latura rigid/puternic a unei structuri flexibile la torsiune (structura la care primul mod de vibraie este predominant de torsiune). Acest lucru este valabil i pentru structurile în care modul al doilea de vibraie este predominant de torsiune. În aceste cazuri, deplasrile pe latura rigid/puternic trebuie majorate în comparaie cu cele obinute printr-un calcul plan în care nu se consider efectele torsiunii.

efectului asupra structurii, obinut conform punctului (a) de mai sus, a fiecarei componente orizontale.

c) Regula (b) de mai sus estimeaz în spiritul siguranei valorile probabile ale efectelor altor directii de aciune seismic.

(3) Ca o alternativ la punctele b) i c) din paragraful (2) de mai sus, efectele aciunii datorate combinaiei componentelor orizontale ale aciunii seismice se pot calcula folosind combinaiile de mai jos: Edx E ”+”0,30 Edy E (4.14) 0,30 Edx E ”+” Edy E (4.15) unde “+” înseamn “a se combina cu”, Edx E reprezint efectele aciunii datorate aplicrii micrii seismice pe direcia axei orizontale x alese pentru structur, Edy E reprezint efectele aciunii datorate aplicrii micrii seismice pe direcia axei orizontale y , perpendicular pe axa x a structurii.

(4) Semnul fiecrei componente în combinaiile de mai sus se va lua astfel încât efectul aciunii considerate s fie defavorabil.

(5) Când se realizeaz un calcul dinamic liniar sau neliniar pe un model spaial al structurii, acesta va fi acionat simultan de accelerograme distincte pe ambele direcii orizontale.

(6) Pentru cldiri care satisfac criteriile de regularitate în plan i la care pereii sau sistemele independente de contravântuire vertical în plane asociate celor dou direcii orizontale principale sunt singurele elemente care preiau efectele micrii seismice, se poate considera aciunea separat a cutremurului în cele dou direcii orizontale principale fr a se face combinaiile din paragrafele (2) i (3) de mai sus.

(7) În cazul în care sistemul structural al cldirii difer în planele verticale care conin cele dou direcii orizontale principale, se pot considera factori de comportare q diferii. (0) 4.5.3.6.2.Componenta vertical a aciunii seismice

(1) Se va ine cont de componenta vertical a aciunii seismice, aa cum a fost definit în capitolul 3, în situaiile de rezemare indirect (stlpi pe grinzi) i la console cu deschidere mare i la alte elemente structurale cu sensibilitate la oscilaii verticale.

(2) Efectele componentei verticale a aciunii seismice se pot determina prin calculul unui model parial al structurii, care s conin acele elemente pe care se consider c acioneaz componenta vertical (cum ar fi cele enunate la paragraful anterior) i în care s se in seama de rigiditatea elementelor adiacente.

(3) Efectele componentei verticale trebuie luate în considerare numai pentru elementele pe care aceasta acioneaz i pentru elementele sau substructurile care constituie reazemele lor.

(4) Dac pentru aceste elemente sunt importante i componentele orizontale ale aciunii seismice, atunci se pot aplica regulile (2) de la paragraful 4.5.3.6.1, extinse la

cele trei componente ale aciunii seismice. Alternativ, pentru calculul efectelor aciunii seismice se pot folosi toate combinaiile de mai jos: (0) 0,30 Edx E ”+” 0,30 Edy E ”+” Edz E (4.16) Edx E ”+” 0,30 Edy E ”+” 0,30 Edz E (4.17) 0,30 Edx E ”+” Edy E ”+” 0,30 Edz E (4.18) unde “+” înseamna “a se combina cu”, Edx E i Edy E vezi 4.5.3.6.1 (3) Edz E reprezint efectele aciunii datorate aplicrii componentei verticale a aciunii seismice de proiectare aa cum a fost definit în capitolul 3. 4.5.4. Calculul deformaiilor

(1) Calculul deformaiilor (deplasrilor laterale) este necesar pentru verificri la ambele stri limit (vezi 2.2.1 (2)).

(2) Calculul deplasrilor laterale pentru SLS se face cu relaia e s d q d  (4.19) unde, ds deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al aciunii seismice corespunztoare SLS de deplasarea aceluiai punct din sistemul structural, determinat prin calcul static elastic sub aciunea seismic de proiectare, conform spectrelor de proiectare din capitolul 3, inând seama i de efectul torsiunii accidentale q factorul de comportare specific tipului de structur (vezi capitolele 5-9) utilizat la calculul valorii de proiectare a forei seismice factor de reducere care ine seama de intervalul de recuren al aciunii seismice asociat verificrilor pentru SLS (vezi 2.1 i 2.2); valorile * sunt date în Anexa E.

(3) Calculul deplasrilor laterale pentru ULS se face cu relaia e s d q c d  (4.20) unde, ds deplasarea unui punct din sistemul structural ca efect al aciunii seismice corespunztoare ULS c factor supraunitar care ine seama de faptul c în rspunsul seismic inelastic deplasrile sunt superioare celor din rspunsul elastic în cazul structurilor cu perioada de oscilaie mai mic decât Tc; valoarea factorului c este dat în

Anexa E q, de semnificaie similar cu cea de la (4.19)

(4) Valorile de proiectare ale rigiditii elementelor de beton armat se determin pe baza prevederilor de la 4.5.2(9) i din Anexa E;

(5) Valorile deplasrilor ds pentru SLS i ULS se pot obine i din calculul dinamic liniar, respectiv, neliniar al structurii. (0) 4.6. Verificarea siguranei 4.6.1. Generaliti

(1) Obinerea siguranei se realizeaz prin verificarea condiiilor specifice strilor limit relevante i prin respectarea msurilor specifice menionate la 2.2.4 (0) 4.6.2. Starea limit ultim 4.6.2.1. Aspecte generale

(1) Cerinele structurale asociate strii limite ultime se consider realizate dac sunt îndeplinite condiiile locale i de ansamblu privind rezistena, ductilitatea i stabilitatea. (0) 4.6.2.2. Condiia de rezisten

(1) Pentru toate elementele structurale i nestructurale se va respecta relaia: Ed  Rd (4.21) exprimat în termeni de rezisten, unde: Ed valoarea de proiectare a efortului secional (vezi 3.3) în combinaia seismic de proiectare, tinând seama i de efectele de ordinul 2, atunci când acestea sunt semnificative Rd valoarea corespunztoare a efortului capabil, calculat cu valorile de proiectare ale rezistenelor materialelor, pe baza modelelor mecanice specifice tipului de element structural, conform capitolelor 5 - 9 i codurilor specifice diferitelor materiale

(2) Efectele de ordinul doi pot fi considerate nesemnificative dac la toate nivelurile este îndeplinit condiia:

,

h V d P tot r tot    (4.22) unde:  coeficientul de sensibilitate al deplasrii relative de nivel Ptot încrcarea vertical total la nivelul considerat i de la cele de deasupra, în ipoteza de calcul seismic dr deplasarea relativ de nivel, determinat ca diferena între deplasrile laterale medii de la partea superioar i cele de la cea inferioar a nivelului considerat, calculate conform 4.5.4(3) Vtot fora tietoare total de etaj h înlimea etajului

(3) Dac 0,1 aproximativ, multiplicând valorile de calcul ale eforturilor cu factorul 1/(1- ).

(4) Dac 0,2 unui calcul structural cu considerarea echilibrului pe poziia deformat a structurii (printr-un calcul neliniar, conform 4.5.3.5, care s in cont i de efectele ordinul 2)

(5) Nu se admit valori  0,3

(6) Dac eforturile de calcul Ed sunt obinute prin metode de calcul neliniar (utilizând valori medii ale rezistenelor), verificarea de la paragraful (1) se exprim numai în termeni de for pentru elementele cu comportare fragil, utilizând factori pariali de siguran adecvai materialului din care este realizat structura. Eforturile la care se verific aceste elemente sunt cele asociate mecanismului structural de disipare de energie pe o schem cu momentele capabile aplicate în articula iile plastice. În zonele disipative, proiectate ca zone ductile i pentru ansamblul structurii, relaia (4.21) se exprim suplimentar i în termeni de deformaii (deplasri) reprezentând o condi ie de ductilitate. (0) 4.6.2.3. Condiii de ductilitate de ansamblu i local

(1) Structura în ansamblu i elementele structurale implicate în mecanismul structural de disipare al energiei seismice, asociat tipului de structur i factorului de comportare specific, trebuie s prezinte ductilitate adecvat.

(2) În acest scop se vor respecta condiiile date în capitolele 5-9, specifice diferitelor materiale structurale, privind impunerea unor mecanisme favorabile de disipare a energiei i înzestrarea zonelor disipative cu suficient capacitate de deformaie în domeniul postelastic

(3) Prin dimensionarea adecvat a rezistenei elementelor structurale la cldirile multietajate se va evita manifestarea unor mecanisme de disipare de energie de tip nivel slab, la care s se concentreze cerine excesive de ductilitate

(4) Impunerea mecanismului de plastificare dorit se realizeaz practic prin dimensionarea capacitilor de rezisten în zonele selectate pentru a avea un rspuns seismic elastic la valori de momente suficient de mari. Modul în care se stabilesc valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare se prezint la capitolele 5–9, funcie de tipul de structur i natura materialului din care este alctuit structura cldirii

(5) Verificarea capacit ii de deformare (ductilit ii) elementelor structurale i a structurii în ansamblu se efectueaz în termeni de deplasri pe baza unei rela ii similare cu rela ia (4.21), comparând cerin ele de deformare cu capacitatea. Verificarea se poate face conform prevederilor Anexei E.

(6) Legturile între elementele structurale, de exemplu nodurile structurilor tip cadru, conectorii dintre elementele realizate din materiale diferite sau din betoane cu vârste diferite, i planeele vor fi proiectate la eforturi de calcul suficient de mari, astfel încât s se asigure c rspunsul seismic al acestor elemente nu depete limitele stadiului elastic.

(7) Pentru a satisface condiiile de la (5), planeele vor fi proiectate la forele care le revin în condiiile instalrii mecanismului global de plastificare. (0)

4.6.2.4. Condiii de stabilitate

(1) Structura în ansamblu, diferitele pri de structur sau elementele structurale trebuie s fie stabile geometric. În acest scop se adopt forme i dimensiuni potrivite i se efectueaz verificarea prin metode de calcul pertinente a comportrii structurale în combina ia seismic de proiectare, conform CR0.

(2) Structura de ansamblu trebuie s prezinte stabilitate la rsturnare i la lunecare, prin adoptarea unui sistem de fundare adecvat caracteristicilor structurale ale terenului.

(0) 4.6.2.5. Rezistena fundaiilor

(1) Sistemul fundaiilor va fi verificat în acord cu prevederile reglementrilor tehnice aplicabile, în vigoare, privind proiectarea fundatiilor de suprafa.

(2) La dimensionarea fundaiilor, efectele aciunii suprastructurii în combinaia de încrcri care include aciunea seismic trebuie s corespund mecanismului de plastificare asociat tipului de structur. Se vor considera i efectele suprarezistenei elementelor structurale.

(3) În cazul în care suprastructura este proiectat pentru clasa de ductilitate joas, efectele aciunii asupra sistemului de fundare sunt forele de legtur cu suprastructura în situaia de proiectare seismic.

(4) În cazul fundaiilor elementelor verticale individuale (stâlpi, perei), condiia de la paragraful (2) se poate considera satisfcut dac efectele aciunilor EFd asupra fundaiei se determin dup cum urmeaz: EFd = EF,G + Rd EF,E (4.23) în care: EF,G efortul secional din încrcrile neseismice incluse în combinaia de aciuni considerate în calculul la cutremur EF,E efortul secional din încrcrile seismice de proiectare Rd factorul de suprarezisten, egal cu 1,0, pentru q  3, i 1,15 în celelalte cazuri

valoarea (Rdi /Edi)  q în zona disipativ a elementului i al structurii care are influena cea mai mare asupra efortului EF considerat Rdi rezistena (efortul capabil) elementului i Edi valoarea de proiectare a efortului în elementul i corespunztoare aciunii seismice de proiectare

(5) Raportul se calculeaz astfel: - în cazul fundaiilor de stâlpi i perei, se determin ca valoare a raportului momentelor MRd /MEd în seciunea transversal de la baz, unde se poate forma articulaia plastic - în cazul fundaiilor stâlpilor cadrelor cu contravântuiri centrice, este valoarea minim a raportului forelor axiale NRd /NEd determinate pentru toate diagonalele întinse

- în cazul fundaiilor stâlpilor cu contravântuiri excentrice, valoarea se ia cea mai mic dintre valoarea minim a rapoartelor VRd / VEd calculate pentru toate linkurile scurte i valoarea minim a rapoartelor MRd /MEd stabilite pentru toate zonele disipative prin eforturi de încovoiere.

(6) În cazul în care sistemul fundaiilor este comun mai multor elemente verticale (grinzi de fundare, radieri, infrastructuri) la care suprarezistena seciunilor din calculul structural la situaia de proiectare seismic este relativ uniform i moderat (orientativ  1,5), se poate aplica relaia: (0) EFd = EF,G + 1,5 EF,E (4.24) 4.6.2.6. Condiii de deplasare lateral

(1) Verificarea structurii la starea limit ultim trebuie s aib în vedere i limitarea deplasrilor laterale pentru: - limitarea degradrilor structurale, în vederea asigurrii unei marje de siguran suficiente fa de deplasarea lateral care produce prbuirea - evitarea prbuirii unor elemente nestructurale care ar putea pune în pericol vieile oamenilor - limitarea efectelor de ordinul 2, care dac sunt excesive pot duce la pierderea stabilitii structurilor - evitarea sau limitarea efectelor coliziunii între cldirile vecine, în situaiile în care dimensiunile rosturilor seismice nu pot fi oricât de mari.

(2) Verificrile deplasrilor laterale prevzute la (1) nu sunt necesare pentru construciile amplasate în zonele seismice caracterizate de valori ag  0,10g.

(3) Verificarea deplasrilor laterale se efectueaz conform procedeului dat în

Anexa E, unde sunt precizate modul de evaluare al cerinelor de deplasare (deformaie) i valorile admise ale deplasrilor de nivel (deformaiilor). (0) 4.6.2.7. Rosturi seismice

(1) Rosturile seismice se prevd cu scopul de a separa între ele corpuri de construcie cu caracteristici dinamice diferite pentru a le permite s oscileze independent sub aciunea micrilor seismice, sau pentru a limita efectele eventualelor coliziuni, la un nivel situat sub capacitatea de rezisten a acestor cldiri.

(2) În cazul în care rosturile separ tronsoane cu caracteristici dinamice i constructive similare, acestea pot avea dimensiuni stabilite din condiia de rost de dilataie – contracie.

(3) În cazul în care corpurile de cldire învecinate:  au caracteristici dinamice (mase, înlimi, rigiditi) foarte diferite;  au rezistene laterale foarte diferite (de exemplu, când o construcie nou este plasat în vecintatea unei construcii vechi cu vulnerabilitate seismic înalt);  au unul fa de cellalt poziii excentrice (planurile principale verticale ale structurilor perpendiculare pe rost sunt relativ distanate);  au planeele decalate pe vertical

max ,2

max ,1 d d 

 (4.25)

(5) în care max ,2 max ,1 ,d d sunt deplasrile maxime ale celor dou uniti structurale independente sub aciunea încrcrilor seismice de proiectare, corespunztoare strii limit ultime, determinate la cota vârfului construciei cu înlimea mai mic: Valorile deplasrilor se calculeaz în conformitate cu Anexa E.

(6) Se admite s se adopte rosturi de dimensiuni inferioare valorilor obinute prin aplicarea relaiei (4.25)dac: (a) forele de impact rezultate dintr-un calcul dinamic sunt luate în considerare la dimensionarea celor dou tronsoane; (b) în rosturi se poziioneaz dispozitive de amortizare (tampoane, resorturi, etc.) cu caracteristici i poziii determinate printr-un calcul dinamic adecvat.

(7) La alegerea poziiei rosturilor se va urmri ca tronsoanele de la extremitile cldirii, care suport ocul maxim s aib, în raport cu tronsoanele intermediare, o mas sporit (inclusiv prin prevederea unui numr suplimentar de travei) i/sau o capacitate de rezisten superioar pentru a limita efectele negative suplimentare în aceste corpuri de cldire.

(8) Dimensiunile rosturilor stabilite conform alineatelor (4) i (5) sunt valabile i pentru elementele de finisaj.

(9) În cazurile în care se adopt elemente de mascare a rostului, acestea vor fi astfel alese încât s nu aib o influen semnificativ asupra oscilaiilor corpurilor de cldire învecinat, iar în cazul degradrii elementelor de mascare s nu existe riscul de desprindere i cdere a unor piese care s pericliteze vieile oamenilor sau unele componente importante ale construciilor. (0) 4.6.3. Starea limit de serviciu 4.6.3.1. Generaliti

(1) Cerina de limitare a degradrilor asociate strii limit de serviciu se consider satisfcut dac sub aciuni seismice având o probabilitate mai mare de manifestare decât aciunea seismic folosit în cazul verificrii la starea limit ultim (conform 2.1) deplasrile relative de nivel se încadreaz în limitele date la 4.6.3.2.

(2) În cazul cldirilor cu importan pentru protecia civil sau coninând echipamente sensibile pot fi necesare verificri suplimentare pentru starea limit de serviciu, aceste cerine fiind prevzute în reglementri speciale. (0) 4.6.3.2. Limitarea deplasrii relative de nivel

(1) Dac în seciunile 5–9 nu se dau prevederi specifice diferite, verificarea deplasrilor laterale se efectueaz conform procedeului dat în Anexa E, unde sunt

limea rostului se dimensioneaz punând condiia ca în timpul cutremurului tronsoanele separate prin rost s nu se afecteze prin coliziune atunci când acestea ar oscila defazat;

(4) Limea necesar, , a rostului seismic, în condiiile precizate la (3), se determin cu relaia:

(1) În funcie de importana construciei i, mai general, în funcie de exigenele impuse în ceea ce privete performana seismic a acesteia, procesul de proiectare poate fi organizat în dou variante de metode de proiectare, metoda de proiectare curent i metoda de proiectare de nivel superior.

(2) Cele dou metode difer în esen prin modul indirect, implicit, în cazul metodei curente, i direct, explicit, în cazul metodei de nivel superior, în care este considerat în calcul caracterul neliniar al rspunsului seismic. Funcie de caracteristicile structurii i de precizia necesar a rezultatelor calcului structural, se pot folosi, dup caz, procedee de calcul structural statice sau dinamice, pe modele plane sau spaiale.

(3) Metoda curent cu caracter minimal este metoda obligatorie. Aceasta se bazeaz pe metode de calcul structural în domeniul elastic.

(4) Impunerea prin proiectare a mecanismului de plastificare (de disipare de energie) dorit se face printr-o ierarhizare adecvat a capacitii de rezisten a elementelor structurale (metoda „proiectrii capacitii de rezisten”). În acest scop, valorile efectelor aciunilor rezultate din calculul structural în situaia de proiectare seismic sunt modificate dup anumite reguli precizate în Cod pentru structuri executate din diferite materiale (capitolele 5-9)

(5) Pentru a satisface condiiile de ductilitate, de ansamblu sau locale, trebuie respectate unele reguli de dimensionare (de exemplu, prin limitarea zonelor comprimate la elementele structurilor de beton armat) i/sau de alctuire constructiv (de exemplu, prin prevederea unei armturi transversale minime).

(6) La determinarea forelor sesimice de proiectare, se pot adopta i valori mai mari ale factorului de comportare decât cele prevzute în capitolele 5-9 pentru fiecare tip de sistem structural, dac prin metoda de calcul de nivel superior se poate dovedi c structura poate prelua cerinele de deplasare de proiectare, în condiiile respectrii exigenelor de performan asociate strii limit ultime.

(7) Condiiile de control al deplasrilor laterale la starea limit ultim implic evaluarea cerinelor de deplasare pe baza valorilor deplasrilor furnizate de calculul structural elastic sub încrcrile de proiectare. Acestea se amplific prin coeficieni supraunitari, funcie de rezistena cu care este înzestrat structura i de caracteristicile de oscilaie (perioada vibraiilor proprii) ale acesteia, pentru a evalua, într-o manier aproximativ, valorile efective ale deplasrilor seismice neliniare. Cerinele urmeaz s fie inferioare valorilor admisibile ale deplasrilor. Deplasrile (deformatele) asociate strii limit de serviciu se limiteaz la valorile admise pentru aceast stare limit.

(8) Metoda de nivel superior se bazeaz pe utilizarea metodelor de calcul neliniar, static sau dinamic. Ca urmare, metoda se aplic, ca metod de verificare, unor structuri complet dimensionate prin aplicarea metodei curente. Caracteristicile de rezisten i de precizate modul de evaluare al cerinelor de deplasare i valorile admise ale deplasrilor de nivel. (0) 4.7. Sinteza metodelor de proiectare

deformaie ale elementelor se determin pe baza valorilor medii ale rezistenelor materialelor.

(9) Mecanismul de plastificare la aciuni seismice este pus în eviden explicit, în mod aproximativ, în cazul aplicrii metodei de calcul static neliniar (de tip biografic), sau riguros, în cazul aplicrii metodei de calcul dinamic neliniar.

(10) Metoda de calcul dinamic neliniar furnizeaz cerinele de deplasare i de ductilitate corespunztoare accelerogramelor utilizate. Capacitatea de deformare se stabilete separat, individual pentru fiecare element esenial pentru stabilitatea cldirii.

(11) Metoda de calcul static neliniar permite evaluarea capacitilor de deformare. Cerinele de deplasare lateral sau de ductilitate se stabilesc separat din spectrele rspunsului seismic inelastic, sau cu metodele aproximative date în Cod. (0)

5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE BETON 5.1. Generaliti 5.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Acest capitol se refer la proiectarea în zone seismice a cldirilor i a altor construcii cu structuri similare acestora, definite la 1.1, cu structura din beton armat, numite în continuare construcii de beton.

(2) Documentele normative de referin pentru proiectarea construciilor de beton la alte aciuni decât cele seismice sunt standardele din seria SR EN 1992-1-1. Prevederile date în continuare completeaz prevederile acestor documente normative de referin pentru cazul proiectrii la aciuni seismice.

(3) Documentele normative complementare prezentului capitol sunt indicate în

capitolul 1.5. (0) 5.1.2. Definiii

(1) Termenii specifici prezentului capitol, pentru zone, elemente i sisteme structurale, se definesc dup cum urmeaz: (0) - Zon critic (zon disipativ): zon a unui element structural principal unde apar cele mai nefavorabile combinaii de eforturi (M, N, V, T) i unde pot s apar deformaii plastice. Lungimea zonelor critice este precizat în articolele relevante ale prezentului capitol. - Grind: Element structural solicitat preponderent de încrcri transversale, la care la care efortul axial mediu normalizat este mai mic decât 0,1 1,0  d 

(5.1) Eforturile de compresiune sunt considerate pozitive. - Stâlp: element structural care susine încrcri gravitaionale preponderent prin compresiune axial, la care efortul axial mediu de compresiune normalizat, d, este mai mare decât 0,1. - Perete (perete structural): element structural vertical care susine alte elemente, la care raportul dimensiunilor laturilor seciunii transversale lw /bw 4. - Perete ductil: perete cu rotirea împiedicat la baz, dimensionat i alctuit pentru a disipa energie prin deformaii de încovoiere în zona critic de la baza lui. - Perete scurt: perete la care deschiderea de for tietoare normalizat este mai mic decât 2 i influena forei tietoare asupra comportrii este preponderent. Încadrarea în aceast categorie a pereilor se poate face simplificat i cu relaiile de la 5.2.2.2(4). - Perete cuplat: element structural alctuit din doi sau mai muli perei (montani), conectai într-un mod regulat prin grinzi ductile (grinzi de cuplare) capabile s preia prin efect indirect cel puin 30% din momentul de rsturnare la baz. Not: Atât stâlpii, cât i pereii, pot fi supui la eforturi axiale de întindere în anumite situaii de încrcare a structurii.

- Sistem structural tip perei: sistem structural în care pereii verticali, cuplai sau nu, preiau majoritatea încrcrilor verticale i orizontale, contribuia acestora la preluarea forelor tietoare la baza cldirii depind 65% din fora tietoare de baz - Sistem structural tip cadru: sistem structural în care încrcrile verticale cât i cele orizontale sunt preluate în principal de cadre spaiale a cror contribuie la preluarea forei tietoare la baza cldirii depete 65% din fora tietoare de baz Not: Structurile alctuite din stâlpi i planee fr grinzi nu sunt considerate cadre spa iale i nu se încadreaz în aceast categorie. - Sistem structural dual: sistem structural în care încrcrile verticale sunt preluate în principal de cadre spaiale, în timp ce încrcrile laterale sunt preluate parial de sistemul în cadre i parial de perei structurali, individuali sau cuplai. Sistemul poate avea dou variante de realizare: - Sistem dual cu perei predominani: sistem dual în care contribuia pereilor la preluarea forei tietoare, la baza cldirii, depete 50% din fora tietoare de baz - Sistem dual cu cadre predominante: sistem dual în care contribuia cadrelor la preluarea forei tietoare, la baza cldirii, depete 50% din fora tietoare de baz - Sistem flexibil la torsiune: sistemele far rigiditate suficient la torsiune de ansamblu conform (4.4.1.5), de exemplu, sisteme structurale constând din cadre flexibile combinate cu perei concentrai în zona din centrul cldirii (sistem cu nucleu central dezvoltat pe o suprafa relativ mic). - Sistem tip pendul inversat: Sistem în care peste 50% din mas este concentrat în treimea superioar a structurii sau la care disiparea de energie se realizeaz în principal la baza unui singur element al cldirii. Not: Un exemplu de sistem tip pendul inversat este cel al halelor parter, cu planeul de la acoperi flexibil la ac iuni în planul su, la care stâlpii în consol rspund independent unul fa de cellalt la aciunea seismic. Structurile parter cu stâlpii în consol, la care efortul axial mediu de compresiune normalizat este mai mic decât 0,25, cu extremitile superioare conectate prin intermediul unui planeu cu comportare de diafragm orizontal, se încadreaz într-o categorie separat. - Nod: Zona de legtura dintre stâlpii i grinzile structurilor tip cadru, inclus între seciunile transversale de la limita acestor elemente: - Nod interior: nodul în care intr dou grinzi în direcia de calcul i dou grinzi în direcie transversal - Nod de capt: nodul în care intr o singur grind în direcia de calcul - Nod exterior: nodul în care intr cel mult o grind transversal direciei de calcul 5.2. Principii de proiectare 5.2.1. Capacitatea de disipare de energie. Clase de ductilitate

(1) Proiectarea seismic a construciilor de beton armat va asigura o capacitate adecvat de disipare de energie în regim de solicitare ciclic, fr o reducere semnificativ a rezistenei la for e orizontale i verticale. În acest scop se vor respecta cerinele i condiiile date în capitolul 2.

(2) Aplicarea prevederilor din prezentul cod pentru construcii de beton asigur acestora, cu un grad înalt de încredere, o capacitate substanial de deformare în domeniul postelastic, distribuit în numeroase zone ale structurii, i evitarea cedrilor de tip fragil.

(3) Structurile pentru cldiri proiectate în conformitate cu (2) se împart în dou clase de ductilitate, clasa ductilitate înalt (DCH) i clasa de ductilitate medie (DCM), în funcie de capacitatea de disipare a energiei i de rezistena la for e laterale. Structurile proiectate pentru DCH au ductilitate de ansamblu i local superioar celor proiectate pentru DCM. Pentru a reduce cerinele de ductilitate, structurile din clasa de ductilitate medie vor fi dotate cu o capacitate de rezisten superioar structurilor din prima clas. În general, structurile din zonele cu seismicitate înalt (ag  0,3g) se vor proiecta pentru clasa de ductilitate înalt i pot suporta, în principiu, fr pericol de colaps, cutremure mai puternice decât cutremurele de proiectare în amplasament.

(4) În anumite situaii, structurile de cldiri se pot proiecta pentru o capacitate minimala de disipare a energiei seismice prin deformatii plastice ( de ductilitate), cu o cretere corespunztoare a capacitii de rezisten la for e laterale. Aceste structuri vor respecta, în principal, regulile de proiectare generale pentru construcii de beton armat din SR EN 1992-1-1, împreun cu prevederile suplimentare specifice acestei clase date în prezentul capitol. Cldirile astfel proiectate fac parte din clasa de ductilitate joas (DCL). Se poate opta pentru o asemenea concepie de proiectare numai la construciile amplasate în zone cu valori ale acceleraiei de proiectare ag  0,10g.

(5) Pentru cele trei clase de ductilitate se adopt coeficieni de comportare q diferii, conform tabelului 5.1. (0) 5.2.2. Tipuri de structuri i factori de comportare 5.2.2.1. Tipuri de structuri

(1) Cldirile din beton pot fi clasificate într-unul din urmtoarele tipuri, corespunztor comportrii estimate sub încrcri seismice orizontale (vezi 5.1.2): (a) Sistem structural tip cadru; (b) Sistem structural dual (cu perei predominani sau cu cadre predominante); (c) Sistem structural tip perei; (d) Sistem structural tip pendul inversat; (e) Sistem structural flexibil la torsiune; ( )

(2) Cu excepia sistemelor structurale flexibile la torsiune, construciile de beton pot fi încadrate în sisteme structurale diferite în cele dou direcii principale.

(3) Sistemele (a), (b) i (c) trebuie s fie înzestrate cu o rigiditate minim la torsiune astfel încât s îndeplineasc condiia de la 4.4.3.2 (5). În caz contrar, aceste sisteme se încadreaz în categoria construciilor flexibile la torsiune. (0)

(2)

/) )u introduce influena unora dintre factorii crora li se datoreaz suprarezistena structurii, în special a redundanei construciei.

/) )u se poate determina din calculul static neliniar ca valoare a raportului între fora lateral capabil a structurii (atins când s-a format un numr suficient de articulaii plastice pentru a aduce structura în pragul situaiei de mecanism cinematic) i fora lateral corespunztoare atingerii capacitii de rezisten în primul element al structurii (apariiei primei articulaii plastice). Valoarea raportului

/) )u se limiteaz superior la 1,6. Tabelul 5.1 Valorile maxime ale factorului de comportare q pentru aciuni seismice orizontale Tipul de structur q DCH DCM DCL Structur tip cadru, structur cu perei zvelti cuplai sau structur dual 5 u /1 3,5 u /1 2,0* Structur cu perei (necuplai) 4kw u /1 3kw u /1 2,0 Structur flexibil la torsiune 3,0 2,0 1,5 Structur tip pendul inversat 2,5 2,0 1,5 Structur parter cu stâlpii în consol, conectai la partea superioar prin planee cu comportare de diafragm orizontal , având d0,25 3,5 3,0 2,0 dac d  0,75 în toti stâlpii. În caz contrar q=1,5.

(3) Pentru cazurile obinuite, se pot adopta urmtoarele valori aproximative ale raportului u /1: (a) Pentru cadre sau pentru structuri duale cu cadre preponderente: - cldiri cu un nivel:

,1 1  ) )u ; - cldiri cu mai multe niveluri i cu o singur deschidere:

,1 1  ) )u ; - cldiri cu mai multe niveluri i mai multe deschideri:

,1 1  ) )u ; (b) Pentru sisteme cu perei structurali i sisteme duale cu perei prepondereni: ( ) - structuri cu numai doi perei în fiecare direcie:

,1 1  ) )u ; - structuri cu mai muli perei:

,1 1  ) )u ;

5.2.2.2. Factori de comportare pentru aciuni seismice orizontale

(1) Valorile maxime ale factorului de comportare q, care intr în expresia spectrului de proiectare sunt date în Tabelul 5.1, în funcie de capacitatea de disipare specific tipului de structur.

- structuri cu perei cuplai i structuri duale cu perei prepondereni

,1 1  ) )u

(4) În cazul structurilor cu perei la care raportul laturilor hwi/lwi nu difer semnificativ de la un perete la altul, efectul propor iilor pereilor asupra capacitii de deformare a acestora poate fi descris prin intermediul factorului kw.

 w k dac

) (perei zveli)

/) 1(

)   w k dac

0 + ) (perei scuri:

5,0   w k ) (5.2) unde 0 se poate calcula simplificat pentru structur, în ansamblu, cu relaia: " "  wi wi l h

) (5.3) în care hwi i lwi reprezint înlimea fiecrui perete i i lungimea seciunii acestuia. Nota: Factorul kw se aplic i în cazul pereilor scuri cuplai

(5) În cazul cldirilor neregulate, valorile q din tabelul 5.1 se reduc conform 4.4.3.1.

(6) În cazul în care structura prezint regularitate complet i se pot asigura condiii de execuie perfect controlate, factorul q poate lua valori sporite cu pân la 20%.(0) 5.2.3. Cerine de proiectare 5.2.3.1. Generaliti

(1) Prevederile prezentei seciuni se aplic structurilor laterale ale construciilor prevzute la 5.1.1(1), executate din beton monolit, prefabricat sau parial monolit – parial prefabricat, fr precomprimare.

(2) La proiectarea seismic a structurilor de beton armat, prevederile date în prezenta seciune vor fi considerate împreun cu prevederile specifice celorlalte coduri care reglementeaz proiectarea construciilor de beton armat (vezi 5.1.1 (2) i (3)). (0) 5.2.3.2. Condiii de rezisten local

(1) Aciunea seismic, implicând incursiuni în domeniul postelastic, nu trebuie s produc reduceri semnificative ale capacitii de rezisten.

(2) Se admite c cerina de rezisten într-o anumit seciune este satisfcut dac valoarea de proiectare a capacitii de rezisten, determinat pe baza documentelor normative de referin (SR EN 1992-1-1 i CR 2-1-1.1), este mai mare, i la limit egal, cu valoarea de proiectare a efortului maxim din seciunea considerat, conform relaiei (4.23). (0) 5.2.3.3. Condiii de ductilitate global i local 5.2.3.3.1.Mecanismul structural de disipare de energie

(1) Proiectarea seismic are ca principal obiectiv dezvoltarea unui mecanism de plastificare favorabil (vezi paragraful 4.6.2.3.). Acest obiectiv se consider îndeplinit dac sunt satisfcute condiiile (2)...(6):

(2) La structurile tip cadre etajate, deformaiile plastice apar, în mod obinuit, în zonele de la extremitile grinzilor i în zonele de la baza stâlpilor, imediat deasupra seciunii teoretice de încastrare.

(3) În cazul structurilor cu perei, deformaiile plastice se dezvolt în grinzile de cuplare (atunci când acestea exist) i în zonele de la baza pereilor.

(4) Nodurile (zonele de legtur între elementele verticale i orizontale) i planeele sunt solicitate numai în domeniul elastic.

(5) Zonele critice (cu potenial disipativ) sunt distribuite relativ uniform în întreaga structur, cu cerine de ductilitate reduse, evitându-se concentrarea deformaiilor plastice în câteva zone relativ slabe (de exemplu, în stâlpii unui anumit nivel).

(6) Dimensionarea i alctuirea elementelor structurale va urmri evitarea unor ruperi cu caracter neductil sau fragil.

(7) Verificarea formrii mecanismului favorabil de plastificare se poate realiza utilizând calculul dinamic neliniar cu accelerograme înregistrate sau artificiale compatibile cu spectrul de rspuns elastic al acceleraiilor i, în mod aproximativ, prin calcul static neliniar.

(8) Pentru structuri obinuite, cînd verificarea formrii mecanismului de plastificare favorabil nu se face prin calcul neliniar, elementele se dimensioneaz la eforturi determinate în acord cu metoda proiectrii la capacitate. Valorile de proiectare ale efectelor ac iunilor se determin din condi ii de echilibru considerând formarea zonelor plastice conform configura iei mecanismului favorabil de plastificare i mobilizarea suprarezisten elor în zonele plastice. În acest fel, zonele pentru care se urmrete impunerea unui rspuns elastic capt o asigurare suplimentar la încovoiere fa de zonele critice (disipative), iar ruperile cu caracter fragil sunt evitate.

(9) Deplasrile laterale asociate cerinelor de ductilitate vor fi suficient de reduse pentru a nu aprea pericolul pierderii stabilitii sau pentru a nu spori excesiv efectele de ordinul 2.

(10) Regulile de proiectare date în capitolul 5 se adreseaz, în principal, zonelor critice (potenial cu comportare postelastic la aciunea cutremurelor puternice). În afara zonelor critice se aplic regulile de proiectare din SR EN 1992-1-1.

(11) La structurile de cldiri proiectate pentru clasa de ductilitate joas, nu este necesar aplicarea regulilor asociate metodei de proiectare la capacitate. În aceste cazuri se vor adopta regulile de proiectare pentru structurile de beton armat date în SR EN 1992-1-1 i prevederile suplimentare date în prezentul Cod la 5.5. (0) 5.2.3.3.2.Cerine de ductilitate local

(1) În vederea obinerii capacitii necesare de ductilitate de ansamblu, zonele critice, definite în continuare în seciunile relevante ale capitolului, trebuie înzestrate cu o capacitate înalt de rotire plastic.

(2) Cerinele de rotire de bar în elementele structurale pot fi evaluate pe dou ci: - prin calcul dinamic neliniar, care furnizeaz direct cerinele de rotire în zonele critice. - în mod aproximativ, prin evaluarea cerinelor de rotire sub aciunea seismic de proiectare, în conformitate cu prevederile Anexei E.

" "

Rb Rd Rc M M  (5.4) în care: " Rc M suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intr în nod, în seciunile învecinate nodului; se consider valorile minime corespunztoare variaiei posibile a forelor axiale în combinaia seismic de proiectare " Rb M suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile în grinzile care intr în nod, în seciunile învecinate nodului; Rd  factorul de suprarezisten datorat efectului de consolidare al oelului, care se va considera 1,3 pentru clasa de ductilitate înalt (DCH) i 1,2 pentru clasa de ductilitate medie (DCM).

(2) Expresia (5.4) va fi îndeplinit în cele 2 planuri principale de încovoiere. Se consider ambele sensuri ale aciunii momentelor din grinzi în jurul nodului (orar i antiorar), sensul momentelor din stâlp fiind opus totdeauna momentelor din grinzi. Dac structura tip cadru este dezvoltat numai într-una din direcii, satisfacerea relaiei (5.4) va fi verificat numai pentru acea direcie.

(3) Nu este necesar verificarea relaiei (5.4) la: - construcii cu un nivel; - captul superior al stâlpilor de la ultimul nivel al construciilor etajate; - primul nivel al cldirilor cu 2 niveluri, dac valoarea normalizat a forei axiale în combinaia seismic de proiectare este mai mic decât 0,3 în fiecare stâlp.

(4) Alternativ, în locul verificarii condiiei (5.4) la fiecare nod în parte, se poate aplica la fiecare nivel, urmtoarea condiie global, pentru fiecare grind: " "

Rb Rd Rc M M 

,1 (5.5) în care, " Rb M suma momentelor capabile ale grinzilor în seciunile situate de o parte i de alta a nodurilor, corespunztoare sensului considerat al aciunii seismice, pentru o grind în ansamblu la un anumit nivel " Rc M suma valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor care intersecteaz grinda considerat, corespunztoare sensului considerat al

(3) În cazul utilizrii calculului neliniar pentru determinarea cerinelor, evaluarea capacitii de rotire în zonele critice ale elementelor structurale se face potrivit prevederilor P 100-3. În cazul utilizrii procedeului aproximativ de determinarea a cerinei, verificarea ductilitii se face conform prevederilor Anexei E.(0) 5.2.3.3.3.Valorile de proiectare ale eforturilor de încovoiere

(1) În vederea impunerii mecanismului structural de disipare de energie care s îndeplineasc cerinele date la (5.2.3.3.1), la fiecare nod grind – stâlp al structurilor tip cadru i al structurilor duale cu cadre predominante va fi îndeplinit urmtoarea condiie:

aciunii seismice, în seciunile din vecintatea nodurilor; se consider valorile minime, corespunztoare variaiei posibile a forelor axiale în combinaia seismic de proiectare Rd  definit la (1)

(5) În cazul structurilor cu perei, impunerea formrii articulaiei plastice la baza pereilor se va face prin adoptarea diagramei înfurtoare de momente de proiectare din Figura 5.1 care ia în considerare incertitudinile legate de distribuia eforturilor în rspunsul inelastic. Dac peretele este solicitat la încovoiere în principal ca efect al aciunilor seismice orizontale (Mg,0 în afara zonei critice, se pot determina cu:

, Rd Ed M Ed M M k M  ,

 (5.6)

,

, Ed Rd M M , 

(5.7) în care, Ed M valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare ' Ed M momentele încovoietoare rezultate din calculul structural sub aciunea seismic de proiectare

, ' Ed M momentele încovoietoare rezultate din calculul structural sub aciunea seismic de proiectare, la baza peretelui Mg,0 momentul încovoietor rezultat din calculul structural sub încrcrile gravitaionale corespunztoare combinaiei seismice de proiectare, la baza peretelui 0, Rd M valoarea de proiectare a momentului încovoietor capabil la baza peretelui, corespunztoare sensului considerat al aciunii seismice, determinat considerând valoarea forei axiale corespunztoare formrii mecanismului de plastificare, incluzând i efectul aciunilor gravitaionale. M k factor care ia în considerare incertitudinile legate de distribuia real eforturilor corespunztoare rspunsului dinamic în domeniu plastic, a crei valoare se stabilete funcie de clasa de ductilitate a structurii:

,1  M k

pentru DCH

,1  M k

pentru DCM

,1  M k

pentru DCL Relaiile (5.6) i (5.7) se aplic pentru fiecare sens de aciune a forelor orizontale.

Figura 5.1. Diagrama înfurtoare de momente de proiectare pentru pere i structurali Nota. În cazul în care ponderea momentului încovoietor din încrcrile gravitaionale Mg,0 nu este neglijabil (Mg,0>0.15MEd,0'), în relatia (5.7) MRd,0 se înlocuiete cu MRd,0 ± Mg,0. Semnul „+” corespunde situatiei în care valorile MEd,0’ i Mg,0 au semne contrare, iar semnul „-” situaiei în care valorile celor dou momente au acelai semn. Pentru determinarea valorilor de proiectare ale momentelor, conform relaiei (5.6), produsul Ed M M k ,

se adun cu momentul din încrcrile gravitaionale, Mg. Not: Prevederi suplimentare pentru determinarea valorilor de proiectare ale momentelor încovoietoare, MEd, în perei, inclusiv în peretii cuplati, sunt date în CR 2-1-1.1.

(6) În cazul structurilor cu perei, eforturile rezultate din calculul structural sub fora seismic de proiectare (momentele încovoietoare i, în consecin, forele tietoare) se pot redistribui între elementele verticale ale structurii în limita a 30%, iar între elementele orizontale în limita a 20%, pe baza capacitii înalte de deformare plastic realizat prin aplicarea msurilor prevzute în Cod. (0) În urma redistribuiei, valorile însumate ale eforturilor nu trebuie s fie inferioare celor obinute din calculul structural sub forele seismice de proiectare. 5.2.3.3.4.Evitarea ruperilor cu caracter neductil

(1) Prin modul de dimensionare i de alctuire 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 fa de aceste tipuri de rupere va fi superioar în raport cu cea fa de cedarea la moment încovoietor, cu sau fr for axial. În acest scop trebuie împiedicate: - ruperile în seciuni înclinate datorate aciunii forei tietoare; - dislocrile produse de fora de lunecare în lungul unor planuri prefisurate, ca, de exemplu, rosturile de lucru la elemente monolite sau rosturile dintre elementele prefabricate i suprabetonare; - pierderea ancorajului armturilor sau ruperea înndirilor armturilor de oel - ruperile zonelor întinse, armate sub nivelul corespunztor eforturilor de fisurare ale seciunilor.

(2) Valorile de proiectare ale forelor tietoare i forelor de lunecare vor fi cele asociate mecanismului de plastificare structural incluzând eventualele efecte de ' Ed M Ed M Ed M k M ,



, Rd M

, Ed M ,

, Rd Ed M M  Ed Ed M M ,  Zona critic

(3) În anumite situaii, ca, de exemplu, la grinzile de cadru care conlucreaz cu zone ample de planeu, momentul de fisurare poate avea o valoare superioar momentului capabil, ipotez care trebuie luat în considerare la evaluarea forei tietoare de dimensionare a armturilor transversale.

(4) Pentru evitarea ruperilor zonelor întinse, se vor prevedea cantiti de armtur suficiente, care vor respecta cantitile minime din prescripiile de calcul specifice construciilor de beton armat (SR EN 1992-1-1 i CR 2-1-1.1, etc.). (0) 5.2.3.4. Msuri pentru asigurarea ductilitii

(1) În vederea obinerii unei ductiliti de ansamblu substaniale, prin dimensionarea i alctuirea elementelor structurale de beton armat, se va asigura o capacitate înalt i stabil de disipare a energiei în zonele critice ale acestora, fr reducerea semnificativ a rigiditii i/sau a rezistenei.

(2) Acest obiectiv se consider realizat dac sunt satisfcute urmtoarele condiii: (a) Zonele comprimate ale seciunilor elementelor de beton armat supuse la încovoiere, cu sau fr for axial, la starea limit ultim au o dezvoltare limitat, funcie de natura elementului i a solicitrii acestuia. Prevederi concrete referitoare la aceste condiii se dau în continuare difereniat, funcie de tipul elementelor, în seciunile relevante ale capitolului. În cazul pereilor structurali se admite condiia echivalent a limitrii efortului unitar mediu de compresiune în seciune conform CR2-1-1.1. (b) Flambajul barelor de oel comprimate în zonele plastice poteniale este împiedicat prin prevederea de etrieri i agrafe la distane suficient de mici, conform prevederilor date în seciunile 5.3 i 5.4. (c) Proprietile betonului i oelului sunt favorabile sub aspectul realizrii unei ductiliti locale suficient de mari. Astfel: ( ) - betonul trebuie s aib o rezisten suficient la compresiune i o capacitate de deformare suficient; condiiile privind clasele minime de beton date la 5.3 i 5.4.pentru clasele de ductilitate înalt i medie asigur, implicit, aceast exigen. - oelul folosit în zonele critice ale elementelor seismice principale trebuie s posede alungiri plastice substaniale; acestea sunt asigurate de oelurile de clas B i C, în funcie de cerinele de ductilitate, respectiv de clasa de ductilitate adoptat la proiectare. Oelurile neductile, sau mai puin ductile, pot fi utilizate numai în situaiile în care, prin modul de dimensionare, se poate asigura o comportare în domeniul elastic al acestor armturi. - raportul între rezistena oelului i limita lui de curgere trebuie s nu fie excesiv de mare (orientativ  1,4); - armturile utilizate la armarea zonelor plastice poteniale trebuie s posede proprieti de aderen substaniale printr-o profilatur eficient.

(3) Verificarea cantitativ a ductilitii locale se face conform prevederilor 5.2.3.3.2. (0)

suprarezisten, precum i, acolo unde este semnificativ, sporul datorat manifestrii modurilor superioare de vibraie pe structura plastificat. Prevederi pentru evaluarea forelor tietoare de proiectare în elementele structurilor cu perei sunt date în prescripiile de calcul specifice acestor construcii (CR 2-1-1.1).

(1) Aceste msuri urmresc o asigurare suplimentar fa de incertitudinile privind comportarea elementelor structurale i a construciei în ansamblu, precum i fidelitatea modelului de calcul în raport cu rspunsul seismic real.

(2) Alegerea unei configuraii cât mai regulate în plan i în elevaie reduce substanial incertitudinile în ceea ce privete comportarea de ansamblu a construciei i permite alegerea unor modele i metode de calcul structural în acelai timp simple i suficient de sigure.

(3) În vederea reducerii incertitudinilor referitoare la rezistena elementelor structurale: - se vor adopta dimensiuni suficiente pentru seciunile elementelor structurale, astfel încât abaterile de execuie, încadrate în toleranele admise, s nu influeneze semnificativ comportarea structural i/sau s nu sporeasc exagerat efectele de ordinul 2; - se va limita raportul dimensiunilor seciunii elementelor de beton armat pentru a minimiza riscul instabilitii laterale a acestora; - se va prevedea o armare minim pe toat deschiderea, la partea superioar a grinzilor, pentru a acoperi diferenele dintre distribuia real a momentelor încovoietoare i diagramele de momente rezultate din calcul; - se va prevedea o armtur minim la partea inferioar a grinzilor, pe reazeme, pentru a asigura o capacitate suficient de rezisten pentru momentele pozitive care pot aprea în aceste seciuni, chiar atunci când acestea nu rezult din calculul structural în situaia de proiectare seismic, precum i pentru a obine o capacitate suficient de deformare plastic.

(4) În vederea reducerii incertitudinilor legate de localizarea zonelor plastice i pentru a asigura elementelor de beton armat o comportare ductil: (0) - se vor lua msuri de armare transversal pentru a obine capaciti de deformare minimale în toate seciunile, astfel încât s poat fi acoperite cerinele limitate de ductilitate care s-ar putea manifesta i în afara zonelor critice; - se va prevedea o cantitate de armtur întins suficient pentru a împiedica producerea unei ruperi casante dup fisurarea betonului întins; - se vor prevedea lungimi de ancorare i de înndire ale armturilor suficiente pentru a împiedica smulgerea barelor din beton la solicitarea lor ciclic alternant. 5.2.3.5. Condiii de redundan

(1) Prin alctuirea structurii se va urmri realizarea unui grad înalt de redundan, împreun cu o bun capacitate de redistribuire a eforturilor, astfel încât disiparea energiei s poate fi realizat în cât mai multe zone ale structurii.(0) 5.2.3.6. Msuri suplimentare

5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înalt 5.3.1. Condiii referitoare la materiale

(1) La realizarea elementelor seismice principale se vor utiliza betoane cel puin de clas C 20/25.

(2) Elementele structurale se armeaz numai cu bare din oel profilat. Fac excepie etrierii închii i agrafele pentru armarea transversal care pot fi executai din bare neprofilate.

(3) În zonele critice ale elementelor principale se vor utiliza oeluri cu alungiri specifice corespunztoare efortului maxim de cel puin 7,5%. Aceast condiie este realizat de oelurile din clasa C. În afara zonelor critice se poate utiliza oel din clasa B. (0) 5.3.2. Condiii geometrice 5.3.2.1. Grinzi

(1) Limea grinzilor va fi cel puin 200 mm.

(2) Raportul între limea bw i înlimea seciunii hw nu va fi mai mic decât 1/4.

(3) Excentricitatea axului grinzii, în raport cu axul stâlpului la noduri, va fi cel mult 1/3 din limea bc a stâlpului, normal la axa grinzii. (0) 5.3.2.2. Stâlpi

(1) Dimensiunea minim a seciunii nu va fi mai mic de 300 mm. (0) 5.3.2.3. Perei ductili

(1) Prevederile date aici se refer la perei individuali sau cuplai, fixai adecvat la baza lor în infrastructur (fundaie) astfel încât s nu se poat roti.

(2) Grosimea bwo, a inimii satisface relaia: bwo max {150 mm, hs /20} (5.8) unde hs este înlimea liber a nivelului.

(3) Prevederi suplimentare referitoare la dimensiunile necesare ale bulbilor sunt date în CR 2-1-1.1.

(4) Cuplarea pereilor prin rigle de cuplare distribuite neregulat nu este permis, cu excepia situaiilor în care neregularitatea poate fi apreciat ca nesemnificativ sau aceasta este considerat în calculul structural i de dimensionare prin modele de calcul adecvate. (0) 5.3.3. Eforturi de proiectare 5.3.3.1. Generaliti

(1) Valorile de proiectare ale eforturilor se determin prin ajustarea eforturilor obinute din calculul structural în combinaia seismic de proiectare, conform regulilor ierarhizrii capacitilor de rezisten de la 5.2.3.3.3 i a prevederilor suplimentare date în prezenta seciune a codului. (0)

5.3.3.2. Grinzi

(1) Valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare sunt cele obinute direct din calculul structural în combinaia seismic de proiectare.

(2) Valorile de proiectare ale forelor tietoare în grinzi se determin din echilibrul fiecrei deschideri sub încrcarea transversal din combinaia seismic de proiectare i momentele de la extremitile grinzii corespunzând formrii articulaiei plastice în grinzi sau în elementele verticale conectate în nod, dup caz, pentru fiecare sens de aciune seismic. Valorile de proiectare ale for elor tietoare nu se vor lua mai mici decât valorile rezultate din calculul structural în combina ia seismic de proiectare multiplicate cu Rd.

(3) La fiecare seciune de capt se calculeaz dou valori de proiectare ale forelor tietoare, cea maxim, VEd,max, i cea minim, VEd,min, care corespund valorilor maxime ale momentelor pozitive i negative, Mdb,i, care se dezvolt la cele 2 extremiti, i=1 i i=2, ale grinzii. Aceste momente se pot determina cu: (0) ## $ % && ' ( " "  Rb Rc i, Rb Rd i, db M M ,1 min M M  (5.9) în care: MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i, în sensul corespunztor sensului de aciune a forelor orizontale; Rd  factorul de suprarezisten datorat efectului de consolidare al oelului, 2,1  Rd  " Rc M i " Rb M sumele valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor i grinzilor care într în nodul învecinat seciunii de calcul; valoarea " Rc M corespunde forei axiale din stâlp în combina ia seismic de proiectare, pentru sensul considerat al aciunii seismice. 5.3.3.3. Stâlpi

(1) Valorile momentelor încovoietoare i ale forelor axiale de proiectare se determin conform 5.2.3.3.3.

(2) Valorile de proiectare ale forelor tietoare se determin din echilibrul stâlpului la fiecare nivel sub momentele de la extremiti corespunzând formrii articulaiilor plastice în grinzi sau în stâlpii conectai în nod, dup caz, pentru fiecare sens de aciune seismic. Valorile de proiectare ale for elor tietoare nu se vor lua mai mici decât valorile rezultate din calculul structural în combina ia seismic de proiectare multiplicate cu Rd.

(3) Momentul de la extremitile stâlpului se poate determina cu: (0) ## $ % && ' ( " "  Rc Rb i, Rc Rd i, dc M M ,1 min M M  (5.10) în care: MRc,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i corespunztoare sensului considerat al aciunii seismice

Rd  factor care introduce efectul consolidrii oelului i al fretrii betonului în zonele comprimate: Rd  = 1,30 pentru nivelul de la baza construciei Rd  = 1,20 pentru restul nivelurilor. " Rc M i " Rb M au semnificaiile date la 5.3.3.2. 5.3.3.4. Noduri de cadru

(1) Valoarea de proiectare a forei tietoare în nod se stabilete corespunztor situaiei plastificrii grinzilor care intr în nod, considerând cel mai defavorabil sens de aciune seismic.

(2) Valoarea de proiectare a forei tietoare în nod poate fi stabilit cu urmtoarele expresii simplificate: (0) (i) pentru toate nodurile, cu excepia celor de capt:   c yd s s Rd jhd V f A A V   

 (5.11) (ii) pentru noduri de capt:( ) c yd s Rd jhd V f A V  

 (5.12) în care:

1, s s A A ariile armturilor întinse de la partea superioar i, respectiv, inferioar a grinzilor care intr în nod în direcia considerat a aciunii seismice, stabilite funcie de sensul aciunii seismice. Vc fora tietoare din stâlpul de deasupra nodului corespunztoare situaiei considerate (vezi 5.3.3.3(2) i (3)); Rd factor de suprarezisten al oelului, egal cu 1.1 5.3.3.5. Perei ductili

(1) Determinarea momentelor încovoietoare în pereii structurali se face în conformitate cu prevederile articolului 5.2.3.3.3(5).

(2) Valorile de proiectare ale forelor tietoare în pereii structurali, pentru clasa de ductilitate înalt, se stabilesc conform diagramei din Figura 5.2, în care: (0) Ed V valoarea de proiectare a forei tietoare în perete

, Ed V valoarea de proiectare a forei tietoare la baza peretelui, deasupra seciunii teoretice de încastrare Ed V , valoarea forei tietoare rezultat din calculul structural în combinaia seismic de proiectare

, ' Ed V valoarea forei tietoare la baza peretelui rezultat din calculul structural în combinaia seismic de proiectare, deasupra seciunii teoretice de încastrare

raportul dintre valoarea momentului de rsturnare capabil, calculat la baza peretelui, asociat mecanismului de plastificare al peretelui (sau al pereilor cuplai), i valoarea momentului de rsturnare rezultat din calculul structural sub încrcrile seismice de proiectare kV coeficient de amplificare care ine seama în mod acoperitor de diferena între distribuia efectiv a forelor tietoare i distribuia acestora obinut din calculul structural, kV=1,2 pentru DCH Rd  factorul de suprarezisten datorat efectului de consolidare al oelului, 2,1  Rd  . Figura 5.2. Diagrama înfurtoare a for elor tietoare de proiectare pentru pere i structurali Not: Prevederi suplimentare pentru determinarea valorilor de proiectare ale forelor tietoare, VEd, în perei, inclusiv în pereii cuplai, sunt date în CR 2-1-1.1 Produsul Rd vk 

se limiteaz superior i inferior conform rela iei: q k Rd v 

  5,1 (5.13) unde q este factorul de comportare al structurii, în direcia considerat. 5.3.3.6. Perei scuri

(1) În cazul pereilor cu raportul dintre înlime i lungime Hw/lw  2, valorile de proiectare ale momentelor sunt cele obinute din calculul structural la încrcrile seismice de proiectare.

(2) Fora tietoare de proiectare se calculeaz cu expresia: (0) ' ' 5,1 Ed Ed Ed Rd Ed Ed qV V M M V V   + , (5.14) în care valorile MRd i MEd sunt determinate la baza pereilor. ' Ed V w H 4,0 w H Ed Rd V Ed V k V ,

  0, 5,0 Ed V 0, 0, Ed Rd V Ed V k V ,

  0, Ed V , 0, 5,0 Ed Ed V V 

5.3.4. Verificri la starea limit ultim i prevederi de alctuire 5.3.4.1. Grinzi 5.3.4.1.1.Rezistena la încovoiere i for tietoare

(1) Pentru calculul grinzilor la starea limit ultim, la încovoiere i for tietoare, se utilizeaz ca document normativ de referin SR EN 1992-1-1.

(2) Limea efectiv a grinzilor cu seciune în form de T, în zona aripilor, beff, se determin dup cum urmeaz: - în cazul grinzilor care intr într-un stâlp de margine, beff se ia egal cu limea stâlpului, bc, dac nu exist grinzi transversale în nod, i egal cu bc plus de dou ori grosimea plcii, hf, de fiecare parte a grinzii, dac asemenea grinzi exist. - în cazul grinzilor care intr în stâlpii interiori, beff este mai mare decât valorile indicate mai sus cu câte 2hf de fiecare parte a grinzii;

(3) Armturile din plac paralele cu grinda se consider active în preluarea momentelor grinzii pe reazeme dac sunt plasate la interiorul dimensiunii beff i dac sunt ancorate adecvat.

(4) În zonele critice ale grinzilor, înclinarea diagonalelor comprimate în modelul de grind cu zbrele se ia egal cu 45°.

(5) Modul de dimensionare la fora tietoare i de armare transversal a zonelor critice se stabilesc în funcie de valoarea algebric a raportului între fora tietoare minim i cea maxim,  = VEd min / VEd max, în seciunea de calcul: (0) (i) Dac: 5,0  - (5.15) calculul i armarea transversal se efectueaz pe baza prevederilor specifice din SR EN 1992-1-1 (ii) Dac 5,0  + - i   ctd w Ed df b V -   2 max (5.16) în care, fctd valoarea de proiectare a rezistenei betonului la întindere max Ed V valoarea maxim a forei tietoare de proiectare pe grind ) , max( max min max Ed Ed Ed V V V  (5.17) calculul i armarea transversal se efectueaz pe baza prevederilor specifice din SR EN 1992-1-1 (iii) Dac: ( )

5,0  + - i   ctd w Ed df b V -  . 2 max (5.18) atunci jumtate din valoarea forei tietoare de dimensionare se preia prin etrieri perpendiculari pe axa grinzii, iar cealalt jumtate prin armturi înclinate dispuse pe dou direcii înclinate cu ±45° fa de axa grinzii. Figura 5.3. Semnifica ia VEd,max i VEd,min i modul de dispunere a armturii înclinate Verificarea armturii înclinate se face cu relaia: ) sin

5,0 max yd si Ed f A V 

(5.19) în care: Asi aria armturii pe una din cele dou direcii înclinate i anume cea care traverseaz planul potenial de lunecare  unghiul de înclinare al armturii Asi 5.3.4.1.2. Asigurarea cerinelor de ductilitate local

(1) Zonele de la extremitile grinzilor cu lungimea lcr = 1,5hw, msurate de la faa stâlpilor, precum i zonele cu aceast lungime, situate de o parte i de alta a unei seciuni din câmpul grinzii, unde poate interveni curgerea în cazul combinaiei seismice de proiectare, se consider zone critice (disipative).

(2) Cerinele de ductilitate în zonele critice ale grinzilor se consider satisfcute dac sunt îndeplinite condiiile de armare date în continuare la aliniatele (3)…(7).

(3) Cel puin jumtate din seciunea de armtur întins se prevede i în zona comprimat a acestor sec iuni.

(4) Coeficientul de armare longitudinal din zona întins, bd As   , satisface condiia: ) ( 5,0 yk ctm f f



(5.20) în care, ctm f valoarea medie a rezistenei la întindere a betonului yk f valoarea caracteristic a limitei de curgere a oelului d înl imea efectiv a sec iunii. Valoarea minim a coeficientului de armare trebuie respectat pe toat deschiderea grinzii. VEd,min VEd,max lcr i=2 i=1 grind

(5) Armturile longitudinale se vor dimensiona astfel încât înlimea zonei comprimate xu s nu se depeasc valoarea de 0,25d. La calculul lui xu se va ine seama i de contribuia armturilor din zona comprimat.

(6) Se prevede armare continu pe toat deschiderea grinzii. Astfel: (a) la partea superioar i inferioar a grinzilor se prevd cel puin câte dou bare cu suprafaa profilat cu diametrul 14 mm; (b) cel puin un sfert din armtura maxim de la partea superioar a grinzilor se prevede continu pe toat lungimea grinzii; ( )

(7) Etrierii prevzui în zona critic trebuie s respecte condiiile: (a) diametrul etrierilor dbw 6 mm; (b) distana dintre etrieri, s, va fi astfel încât: ( ) s  min {hw /4;150 mm; 8dbL} (5.21) în care dbL este diametrul minim al armturilor longitudinale.

(8) În afara zonelor critice se va prevedea o cantitate de etrieri cel pu in egal cu jumtate din cea din zona critic. (0) 5.3.4.2. Stâlpi 5.3.4.2.1.Rezistena la încovoiere i la for tietoare

(1) Pentru calculul stâlpilor la starea limit de rezisten, la încovoiere cu for axial i la fora tietoare, ca document normativ de referin se utilizeaz SR EN 1992-1-1.

(2) În verificarea stâlpilor la fora tietoare, înclinarea diagonalei comprimate fa de axa stâlpului se ia egal cu 45º. (0) 5.3.4.2.2.Asigurarea ductilitii locale

(1) Efortul axial mediu normalizat, d, nu va depi, de regul, valoarea 0,45. Sunt admise valori d sporite pân la 0,55 dac rotirea capabil a barei în domeniul postelastic, determinat utilizând modelul de comportare al elementelor de beton armat încovoiate, este mai mare decât cerina conform 5.2.3.3.2.

(2) Coeficientul de armare longitudinal total, , va fi cel puin 0,01 i maximum 0,04.

(3) Între armturile din coluri se va prevedea, pe fiecare latur, cel puin câte o bar intermediar.

(4) Zonele de la extremitile stâlpilor, la fiecare nivel, se vor considera zone critice pe o distan lcr precizat la (5).

(5) În afara cazului când este determinat printr-un calcul mai riguros, lungimea fiecrei zone critice se determina cu: - pentru zonele critice ale stâlpilor de la baza stâlpilor de la fiecare etaj:

lcr  max {1,5hc;lcl /6; 600 mm} (5.22) - pentru restul zonelor critice ale stâlpilor: lcr  max {hc;lcl /6; 600 mm} (5.23) unde hc este cea mai mare dimensiune a seciunii stâlpului, iar lcl este înlimea liber a stâlpului la fiecare etaj.

(6) Dac lcl / hc arma în consecin.

(7) În interiorul zonelor critice se vor prevedea etrieri i agrafe care s asigure ductilitatea necesar i împiedicarea flambajului local al barelor longitudinale. Armtura transversal va fi distribuit astfel încât s se realizeze o stare de solicitare triaxial eficient. Condiiile minime pentru a realiza aceste cerine sunt cele date la (8), (9), (10) i (11).

(8) În zonele critice de la baza stâlpilor, deasupra seciunii teoretice de încastrare, se va prevedea cel puin armarea transversal minim dat de cea mai sever dintre condiiile: - coeficientul geometric de armare, în fiecare direcie: w,min = 0,005 - coeficientul mecanic de armare: wd,min = 0,12 Coeficientul mecanic de armare al etrierilor de confinare se determin cu relaia: cd yd wd f f confinat beton de miezului volumul confinare de etrierilor volumul 

(5.24)

(9) În restul zonelor critice se va prevedea cel puin armarea transversal minim dat de cea mai sever dintre condiiile: - w,min = 0,0035 - wd,min = 0,08

(10) Armarea transversal va respecta condiiile: (a) Distana dintre etrieri în zonele critice nu va depi: s  min {b0 /3; 125 mm; 7dbL} (5.25) în care b0 este latura minim a seciunii utile (situat la interiorul etrierului perimetral), iar dbL este diametrul minim al barelor longitudinale. Ultima condiie se înlocuiete la baza stâlpului (deasupra seciunii teoretice de încastrare) cu condiia bL d s

 . (b) Distana în seciune dintre barele consecutive aflate la colul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 200 mm. ( )

(11) La primele dou niveluri ale cldirilor cu peste 5 niveluri i la primul nivel în cazul cldirilor mai joase se vor prevedea la baz etrieri îndesii i dincolo de zona critic pe o distan egal cu jumtate din lungimea acesteia.

(12) În afara zonelor critice se va prevedea o cantitate de armtur transversal cel pu in egal cu jumtate din cea din zona critic. (0)

5.3.4.2.3.Noduri de cadru

(1) Fora de compresiune înclinat dezvoltat dup diagonala nodului nu va depi rezistena la compresiune a betonului în prezena eforturilor transversale de întindere.

(2) În afar de cazul în care se folosete un model de calcul mai riguros, cerina de la (1) se consider satisfcut dac: - la toate nodurile cu excep ia celor exterioare cd c j jhd f h b V 3,0  (5.26) - la nodurile exterioare cd c j jhd f h b V

,0  (5.27) unde: Vjhd fora tietoare de proiectare în nod conform (5.11) sau (5.12), dup caz. bj limea de proiectare a nodului. ) 5,0 ; min( c w c j h b b b  

(5.28) bw l imea inimii grinzii.

(3) În nod se va prevedea suficient armtur transversal pentru a asigura integritatea acestuia dup fisurarea înclinat. În acest scop, armtura transversal, Ash, se va dimensiona pe baza relaiilor: - la toate nodurile cu excep ia celor de capt: ) 8,0 1( ) ( 8,0

d yd s s ywd sh f A A f A   

 (5.29) unde As1 i As2 reprezint ariile armturilor întinse de la partea superioar i, respectiv, inferioar ale grinzilor care intr în nod în direcia considerat a aciunii seismice, stabilite funcie de sensul aciunii seismice; - la noduri de capt: ) 8,0 1( 8,0

d yd s ywd sh f A f A   (5.30) unde As2 reprezint aria armturilor comprimate ale grinzii care intr în nod în direcia considerat a aciunii seismice, stabilite funcie de sensul aciunii seismice. În relaiile (5.29) i (5.30),d corespunde forei axiale a stâlpului inferior. În cazul nodurilor exterioare armtura, Ash, rezultat prin aplicarea rela iilor (5.29) i (5.30), se sporete cu 20%.

(4) Etrierii orizontali calculai cu (5.29) i (5.30) se vor distribui uniform pe înlimea nodului. În cazul nodurilor exterioare, etrierii vor cuprinde capetele îndoite ale armturilor longitudinale din grind.

(5) Armtura longitudinal vertical Asv care trece prin nod, incluzând armtura longitudinal intermediar a stâlpului (situat între barele de la col uri), va fi cel puin:

  jw jc sh sv h h A A /

(5.31) în care: hjw distana interax între armturile de la partea superioar i cea inferioar a grinzilor; hjc distana interax între armturile marginale ale stâlpilor

(6) Armtura orizontal a nodului nu va fi mai mic decât armtura transversal îndesit din zonele critice ale stâlpului. (0) 5.3.4.3. Perei ductili 5.3.4.3.1.Rezistena la încovoiere i la for tietoare

(1) Pentru calculul pereilor la starea limit de rezisten, la încovoiere cu fora axial se utilizeaz SR EN 1992-1-1 ca document normativ de referin, cu completrile date în CR 2-1-1.1.

(2) Calculul pereilor la for tietoare în seciuni înclinate i la lunecare în rosturi orizontale se va face conform CR 2-1-1.1. (0) 5.3.4.3.2.Asigurarea ductilitii locale

(1) Cerinele de ductilitate se consider satisfcute dac sunt respectate prevederile date în prezentul paragraf împreun cu prevederile suplimentare date în CR 2-1-1.1 cu privire la alctuirea seciunilor de beton i la armarea longitudinal i transversal.

(2) Înlimea zonei critice, lcr, deasupra bazei, se determin cu: )

/ , max( w w cr H l l  (5.32) cu limitrile: /0 /1

  w s s cr l n h n h l

,

, (5.33) unde lw lungimea sec iunii orizontale a peretelui Hw înl imea peretelui hs înlimea liber a etajului n numrul de niveluri deasupra bazei, definite ca nivelul superior al fundaiei sau al infrastructurii

(3) Înlimea zonei comprimate în seciunile pereilor nu va fi, de regul, mai mare decât:   w u l x

1,0 

 (5.34) în care xu este înl imea zonei comprimate a peretelui.

(4) În cazul în care la extremitatea sec iunii se prevd bulbi, grosimea bulbului va fi cel puin 250 mm sau hs /10, iar lungimea lui va fi cel puin egal cu grosimea inimii peretelui, bw0, i cel puin 0,10 din lungimea peretelui, lw. Figura 5.4. Lungimea minim pe care trebuie s se prevad msuri de confinare, lc, stabilit prin calcul Figura 5.5. Valori limit inferioare ale lungimii minime pe care trebuie s se prevad msuri de confinare

(5) Verificarea explicit a capacitii de ductilitate conform prevederilor din CR 2- 1-1.1.

(6) Lungimea minim pe care este necesar s se prevad msuri de confinare, msurat de la extremitatea comprimat a seciunii, este lc = xu(1 – cu2/cu2,c) i cel puin 0,15lw sau 1,50bw. Pe vertical, armtura de confinare se prevede pe o lungime egal cu înlimea zonei critice (vezi Figura 5.4 i Figura 5.5).

(7) La marginile seciunilor pereilor, pe o lungime egal cu wl

, se prevede o armtur vertical de tip stâlp. La pereii prevzui cu tlpi, aceast armare se prevede pe o distan egal cu cel puin 2bw. Coeficientul armturilor logitudinale din zonele de margine nu va fi mai mic de 0,005. Fiecare armtur vertical în aceste zone va fi fixat în colurile unor etrieri sau agrafe.

(8) În zonele critice se vor lua msuri pentru evitarea pierderii stabilitii laterale. În cazurile curente, acest cerin se realizeaz prevzând o grosime a peretelui la capetele seciunii orizontale care nu are bulbi sau tlpi de minim hs /10. 0,15lw 0,15lw 0,15lw 2bw bw MRd NE cu2,c >y xu u lc=xu(1- cu2/ cu2,c) cu2 bf lw lc lcr

(9) Armarea transversal la capetele seciunilor în zonele critice va respecta condiiile:(0) - diametrul dbw al etrierilor dbw max {dbL/3; 6 mm} (5.35) - distana între etrieri s  min {125 mm; 8dbL} (5.36) 5.3.4.4. Grinzi de cuplare

(1) Prevederile din acest paragraf se refer la elementele de beton armat cu proporii de grinzi de cuplare scurte (orientativ l/hw2,0) , caracterizate de mecanisme de cedare la for tietoare. Prevederi suplimetare pentru calculul i armarea grinzilor de cuplare sunt date în CR 2-1-1.1.

(2) Calculul i alctuirea grinzilor se poate face pe baza regulilor pentru grinzi de tip curent conform 5.3.4.1.1(4) i (5)(i), dac este îndeplinit condiia: ctd w Ed df b V   (5.37) în care, VEd fora tietoare de proiectare considerând echilibrul grinzi încrcat la capete cu valorile de proiectare ale momentelor capabile, MRd

(3) Dac condiia (5.37) nu este îndeplinit, armarea grinzilor de cuplare se realizeaz prin armtura dispus dup diagonalele grinzii, pe baza relaiei: ) sin

yd si Ed f A V   (5.38) unde:  unghiul format de barele diagonale cu axa grinzii Ed V valoarea de proiectare a forei tietoare calculat cu relaia: l M V Ed Ed

 (5.39) Ed M valoarea de proiectare a momentului încovoietor. Not: armtura diagonal dispus conform relaiei (5.38) servete i la preluarea momentelor încovoietoare din grind

(4) Armturile diagonale se aranjeaz sub forma unor carcase pentru stâlpi, cu lungimea laturii de cel puin 0,5 bw. Lungimea de ancorare a armturilor înclinate în pereii adiaceni trebuie s fie cu cel puin 50% mai mare decât cea determinat conform SR EN 1992-1-1. (0) Armturile diagonale sunt legate cu etrierii închii pentru a preveni flambajul acestora. Etrierii vor avea diametrul de cel puin dbL ’/3 i cel puin 8 mm, unde dbL este diametrul armturii longitudinale din carcasa înclinat. Distana între etrieri nu va depi cea mai mic dintre valorile: 100mm, 6dbL i 0,3 din distana interax a armturii longitudinale a carcasei diagonale.

5.4. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie 5.4.1. Condiii referitoare la materiale

(1) La realizarea elementelor seismice principale se vor utiliza betoane de clas cel puin C 16/20.

(2) Elementele structurale se armeaz numai cu bare din oel profilat. Fac excepie etrierii închii i agrafele pentru armarea transversal.

(3) La armarea elementelor se va utiliza oel cu proprieti de deformare cel puin egale cu cele ale oelului de clasa B, pe toat lungimea. (0) 5.4.2. Condiii geometrice 5.4.2.1. Grinzi

(1) Se aplic 5.3.2.1 cu excepia prevederii de la ultimul alineat (3). (0) 5.4.2.2. Stâlpi

(1) Se aplic 5.3.2.2. (0) 5.4.2.3. Perei ductili

(1) Se aplic 5.3.2.3. (0) 5.4.3. Eforturi de proiectare 5.4.3.1. Generaliti

(1) Se aplic 5.3.3.1. (0) 5.4.3.2. Grinzi

(1) Se aplic 5.3.3.2., cu Rd  = 1,0 în relaia (5.9). (0) 5.4.3.3. Stâlpi

(1) Se aplic 5.3.3.3, cu Rd  = 1,0 în relaia (5.10). (0) 5.4.3.4. Noduri de cadru

(1) Se aplic 5.3.3.4, cu Rd  = 1,0 în relaiile (5.11) i (5.12). (0) 5.4.3.5. Perei ductili

(1) Se aplic 5.3.3.5 cu 0,1  Vk .(0) 5.4.3.6. Perei scuri

(1) Se aplic 5.3.3.6. (0)

5.4.4. Verificri la starea limit ultim i prevederi de alctuire 5.4.4.1. Grinzi 5.4.4.1.1.Rezistena la încovoiere i for tietoare

(1) Se aplic 5.3.4.1.1(0) 5.4.4.1.2.Asigurarea ductilitii locale

(1) Zonele de la extremitile grinzilor cu lungimea lcr = hw, msurate de la faa stâlpilor, precum i zonele cu aceast lungime situate de o parte i de alta a unei seciuni din câmpul grinzii unde poate interveni curgerea în cazul combinaiei seismice de proiectare, se consider zone critice.

(2) Cerinele de ductilitate în zonele critice se consider satisfcute dac sunt îndeplinite condiiile de armare date la 5.3.4.1.2.(3)-(8), cu excepia relaiei (5.21) care se modific astfel: (0) s  min {hw /4; 200 mm; 8dbL} (5.40) 5.4.4.2. Stâlpi 5.4.4.2.1.Rezistena la încovoiere i for tietoare

(1) Se aplic 5.3.4.2.1(0) 5.4.4.2.2.Asigurarea ductilitii locale

(1) Efortul axial mediu normalizat, d, nu va depi, de regul, valoarea 0,5. Sunt admise valori d sporite pân la 0,65 dac rotirea capabil a barei în domeniul postelastic, determinat utilizând modelul de comportare al elementelor de beton armat încovoiate, este mai mare decât cerina conform 5.2.3.3.2.

(2) Coeficientul de armare longitudinal total  va fi cel puin 0,008 i maximum 0,04.

(3) Se aplic 5.3.4.2.2 (3).

(4) Se consider zone critice seciunile de la baza stâlpilor de la fiecare nivel.

(5) În afara cazului când este determinat printr-un calcul riguros, lungimea zonelor critice se determin cu: lcr  max {hc;lcl/6; 450 mm} (5.41)

(6) Se aplic 5.3.4.2.2 (6).

(7) Se aplic 5.3.4.2.2 (7).

(8) În zonele critice ale stâlpilor se va prevedea armarea transversal minim dat de cea mai sever dintre condiiile: (i) În zona critic de la baza stâlpilor, deasupra seciunii teoretice de încastrare: - Coeficientul geometric de armare, în fiecare direcie: w,min = 0,0035 - Coeficientul mecanic de armare: wd, min = 0,08

(ii) În restul zonelor critice: ( ) - w,min = 0,0025 - wd, min = 0,06

(9) Armarea transversal va respecta condiiile: (i) Distana dintre etrieri nu va depi s  min {b0 /2;175 mm; 8dbL} (5.42) în care b0 latura minim a seciunii utile (situat în interiorul etrierului perimetral) dbL diametrul minim al barelor longitudinale; (ii) Distana în seciune dintre barele consecutive aflate la colul unui etrier sau prinse de agrafe nu va fi mai mare de 250 mm. ( )

(10) În afara zonelor critice se va prevedea o cantitate de armtur transversal cel pu in egal cu jumtate din cea din zona critic. (0) 5.4.4.3. Noduri de cadru

(1) Armtura orizontal de confinare în nodurile de cadru ale elementelor seismice principale va fi cel puin egal cu cea dispus în zonele critice adiacente ale stâlpilor care concur în nod, cu excepia cazurilor prevzute la aliniatul (2).

(2) Dac în nod intr grinzi pe toate cele 4 laturi i limea acestora este cel puin egal cu 3/4 din limea stâlpului paralel cu seciunea transversal a grinzii, distana între etrierii orizontali se poate dubla fa de valoarea prevzut la alineatul (1), fr îns a depi 150 mm.

(3) Trebuie prevzut cel puin o bar vertical intermediar (între barele de la colurile stâlpului) pe fiecare latur a nodului. (0) 5.4.4.4. Perei ductili 5.4.4.4.1.Rezistena la încovoiere i for tietoare

(1) Se aplic 5.3.4.3.1. (0) 5.4.4.4.2.Asigurarea cerinelor de ductilitate local

(1) Se aplic 5.3.4.3.2(1).

(2) Se aplic 5.3.4.3.2(2).

(3) Se aplic 5.3.4.3.2(3) cu modificarea relaiei (5.34) care se înlocuiete cu: w u l x )

(

,0  

(5.43)

(4) Se aplic 5.3.4.3.2 0.

(5) Dac condiia (5.43) nu este respectat, este necesar verificarea explicit a capacitii de ductilitate conform prevederilor din CR 2-1-1.1.

(6) Se aplic 5.3.4.3.2 (8), cu limitarea inferioar a grosimii peretelui la hs/12

(1) Se aplic 5.3.4.4(1)

(2) Se aplic 5.3.4.4(2) modificând condiia (5.37) astfel: ctd w Ed df b V 5,1  (5.44)

(3) Se aplic 5.3.4.4(3), înlocuind condiia (5.37)cu condiia (5.44).

(4) Se aplic 5.3.4.4(4). (0) 5.5. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate joas 5.5.1. Eforturi de proiectare

(1) Valorile de proiectare ale momentelor încovoietoare i forelor tietoare, cu excepia precizat la (2) sunt cele obinute din calculul structural sub aciunea forelor seismice de proiectare.

(2) Valorile de proiectare ale forelor tietoare în pereii structurali i în stâlpii structurilor în cadre, pentru clasa de ductilitate DCL, se iau egale cu cele rezultate din calculul structural sub aciunea forelor seismice de proiectare cu excepia primului nivel unde valoarea de proiectare a forei tietoare se va lua cu 20% mai mare decât cea rezultat din calculul structural: (0) Ed Ed V V ,  2,1 (5.45) 5.5.2. Rezistena la încovoiere i la fora tietoare

(1) Rezistena la încovoiere i la fora tietoare se se determin în conformitate cu prevederile SR EN 1992-1-1, cu completrile date în CR 2-1-1.1 pentru perei proiectai pentru clasa de ductilitate joas. (0) 5.5.3. Alctuire i armare

(1) Se aplic prevederile de alctuire i armare date în SR EN 1992-1-1, cu completrile indicate în continuare în acest paragraf.

(2) La stâlpii structurilor în cadre, la baza construciei armtura transversal va reprezenta un coeficient de armare de cel puin 0,003 pe fiecare direcie pe o lungime egala cu dimensiunea maxim a seciunii stâlpului h.

(3) La celelalte niveluri coeficientul minim de armare transversal la baza stâlpilor este 0.0025

(4) La pereii structurali, la baza construciei, pe primul nivel se va prevedea armarea transversal prescris de CR 2-1-1.1 pentru aceast clas de ductilitate. (0)

(7) Armarea transversal la capetele seciunilor în zonele critice va consta din etrieri cu diametrul de cel puin dbL/4 i cel puin 6 mm, cu distana maxim dintre etrieri de 150 mm, dar nu mai mult decât 10dbL. (0) 5.4.4.5. Grinzi de cuplare

5.6. Elementele structurilor duale 5.6.1. Structuri duale cu cadre predominante

(1) La aceste structuri, stâlpii i grinzile se proiecteaz ca pentru structuri tip cadru (fr perei), respectând prevederile date la 5.3 i 5.4 pentru aceste elemente.

(2) Msurile pentru asigurarea ductilit ii la pere i se aleg ca pentru structuri din clasa DCM, inclusiv pentru structurile proiectate pentru clasa DCH. (0) 5.6.2. Structuri duale cu perei predominani

(1) Stâlpii trebuie proiectai astfel încât s-i pstreze capacitatea de a suporta încrcrile gravitaionale care intervin în situaia de proiectare seismic, sub deformaiile maxime care apar în aceast situaie.

(2) Deformaiile laterale în situaia de proiectare seismic se calculeaz în conformitate cu 4.5.4, pe un model care ia în considerare rigiditatea la încovoiere i for tietoare a elementelor de beton armat corespunztoare strii de fisurare. În aceste scop se vor avea în vedere prevederile din Anexa E.

(3) Se consider c stâlpii satisfac condiia precizat la (1) dac momentele încovoietoare i forele tietoare calculate pe baza deformaiilor laterale stabilite conform (2) sunt inferioare valorilor capabile ale momentelor încovoitoare MRd, respectiv forelor tietoare VRd.

(4) În cazul stâlpilor structurilor duale cu perei predominani, nu este necesar s se satisfac condiia (5.4), referitoare la raportul capacitilor de incovoiere ale stâlpilor i grinzilor din jurul unui nod. Efortul axial mediu normalizat, d, se va limita superior la valoarea de 0,70. (0) 5.7. Ancoraje i înndiri 5.7.1. Generaliti

(1) La proiectarea zonelor de ancorare i a celor de înndire ale armturilor se aplic prevederile SR EN 1992-1-1, capitolul 8, împreun cu prevederile suplimentare date în prezenta seciune.

(2) Ancorarea armturilor se va realiza în afara zonelor critice. De regul, i înndirea armturilor se recomand s se realizeze în afara zonelor critice.

(3) În afara zonelor critice, lungimile de ancorare i cele de înndire ale armturilor se calculeaz pe baza prevederilor capitolului 8 din SR EN 1992-1-1.

(4) Ancorarea armturilor din zonele critice ale grinzilor i stâlpilor din structurile proiectate pentru DCH se msoar de la o seciune situat la 5dbL de la faa elementului în care se realizeaz ancorarea, în interiorul acestuia (Figura 5.6). Lungimile de ancorare vor fi cu 20% mai mari decat cele determinate conform SR EN 1992-1-1.

(5) Armturile transversale, etrieri i agrafe, din grinzi, stâlpi i perei vor fi prevzute cu cârlige cu lungimea 10 dbw îndoite la un unghi de 135°.(0)

Figura 5.6. Ancorarea armturilor din zonele critice ale grinzilor i stâlpilor (clasa DCH) 5.7.2. Ancorarea armturii 5.7.2.1. Grinzi

(1) În situaia în care zona critic sub momente pozitive se formeaz la faa nodului, armturile de la partea inferioar se ancoreaz în nod, la interiorul carcasei de armturi a stâlpilor, sau se întrerup în deschiderea vecin, dincolo de marginile zonei critice, într-o zon cu valori mici ale eforturilor de proiectare. Figura 5.7. Ancorarea armturilor de la partea inferioar în situa ia în care zona critic se formeaz la fa a nodului sub ac iunea momentelor pozitive

(2) Diametrul armturilor longitudinale care trec prin nodurile grind – stâlp se limiteaz superior prin condiiile: (0) - - în cazul nodurilor centrale c yd ctm s s d bL h f f A A d

,0

8,0

10     (5.46) - - în cazul nodurilor de capt (marginale)   c yd ctm d bL h f f d  8,0

10   (5.47) în care: hc dimensiunea laturii stâlpului paralel cu barele As2, As1 aria de armtur comprimat i, respectiv, întins din grinzi care traverseaz nodul fctm valoarea medie a rezistenei la întindere a betonului fyd valoarea medie a limitei de curgere a oelului MRd (+) MRd (+) 5dbL 1,2lbd 1,2lbd 5dbL

d fora axial normalizat de proiectare în situaia de proiectare seismic. 5.7.2.2. Stâlpi

(1) Dac în situaia de proiectare seismic fora axial în stâlp este de întindere, lungimea de ancoraj stabilit conform SR EN 1992-1-1 se mrete cu 50%.(0) 5.7.3. Înndirea armturilor

(1) În zonele critice unde se ateapt deforma ii plastice semnificative, conform configura iei mecanismului de plastificare, nu sunt admise înndiri prin suprapunere. În restul zonelor critice înndirea prin suprapunere se recomand s fie evitat.

(2) În zonele critice nu sunt admise îmbinri prin suprapuneri sudate.

(3) Înndirea se poate realiza prin dispozitive de cuplare mecanice validate prin încercri efectuate în condiii compatibile cu clasa de ductilitate selectat.

(4) În cazul în care la armarea stâlpilor i a elementelor de margine ale pereilor se aplic înndiri prin suprapunerea barelor de armtur în zona critic de la partea inferioar a unui nivel, lungimea de înndire l0 se determin cu relaia: bd bd s s l l A A l 5,1

'

  (5.48) în care s s A A' proporia armturilor care se înndesc în seciune lbd lungimea de ancorare de baz calculat conform SR EN 1992-1-1

(5) Distana s dintre armturile transversale în zone de suprapunere va fi cel mult min {h/4; 100 mm}, unde h este dimensiunea minim a seciunii transversale.

(6) Aria Ast a seciunii unei ramuri a armturii transversale în zona de înndire va fi cel puin: (0) ywd yd bL st f f d s A

 (5.49) unde fyd i fywd sunt valorile de proiectare ale rezistenei la curgere a armturilor longitudinale i transversale. 5.8. Fundaii i infrastructuri 5.8.1. Prevederi generale

(1) Prezenta seciune cuprinde prevederi de principiu i un numr restrâns de prevederi de alctuire pentru proiectarea elementelor infrastructurilor (fundaiilor) structurilor de beton. Elementele de baz ale proiectrii acestor elemente sunt date în normativul pentru proiectarea structurilor de fundare direct. Pentru construcii cu perei structurali se aplic prevederile din CR 2-1-1.1.

(2) Dac eforturile de proiectare aplicate fundaiilor (infrastructurilor) reprezint reaciunile unor structuri disipative proiectate pe baza conceptelor ierarhizrii capacitii de rezisten, fundaiile trebuie, de regul, s evidenieze o comportare în domeniul elastic de deformaie. În acest caz dimensionarea funda iilor (infrastructurilor) se va face conform prevederilor SR EN 1992-1-1.

(3) Dac nu se poate evita solicitarea elementelor infrastructurii (fundaiilor) dincolo de pragul de deformatie elastica, atunci proiectarea acestor elemente fundaiilor (infrastructurii) se face în acord cu regulile aplicate la proiectarea suprastructurii pentru construcii cu clas de ductilitate înalt sau medie, dup caz.

(4) Dac rspunsul urmrit al structurii este quasi – elastic (orientativ q  1,5), dimensionarea elementelor fundaiilor se va face conform codului de proiectare pentru structuri de beton armat, ca pentru elementele de beton armat care nu se proiecteaz pentru a prelua aciunea seismic.

(5) Întrucât rspunsul seismic al fundaiilor (infrastructurilor) prezint un grad de incertitudine mai mare decât în cazul suprastructurii, la proiectare se recomand s se prevad msuri pentru a asigura acestor elemente o capacitate minimal de deformare în domeniul postelastic, chiar la fundaiile (infrastructurile) proiectate în condiiile aliniatului (2). În acest scop, orientativ, armarea transversal în grinzile de fundare sau în pere ii de subsol se va suplimenta local cu 20% în zonele de moment maxim pe o lungime egal cu 2/3 din înl imea elementului.(0) 5.8.2. Msuri de proiectare

(1) Prin plasarea adecvat pe înlime a grinzilor de fundare sau a plcii de fundaie, în raport cu fundaiile izolate ale elementelor verticale, respectiv elementul rigid de la partea superioar a piloilor, se va evita formarea de stâlpi scuri.

(2) La dimensionarea elementului de legtur dintre fundaii se va ine seama, pe lâng eforturile de încovoiere i forfecare, i de forele axiale care apar în aceste elemente (vezi SR EN 1998 – 5, 5.4.1.2(6) i (7)).

(3) Grinzile de fundare i tlpile de legtur între fundaii vor avea o seciune minim de 0,25x0,5 m pentru cldiri cu pân la 5 etaje i 0,30x0,60 m pentru cldiri mai înalte. La partea de sus i la cea de jos ale acestor grinzi se prevd armturi continue pe toat lungimea.

(4) Plcile de fundaie (radierele) vor avea grosimea minim de 30 cm i vor fi armate cu cel puin câte o plas de armturi de oel la partea de sus i la partea de jos. Coeficientul minim de armare pentru fiecare dintre aceste 2 plase este 0,002.

(5) Zonele de intersecie între elementele verticale i grinzile de fundare sau pereii de subsol se trateaz ca noduri grind – stâlp. În condiiile alineatului 5.8.1(2), proiectarea nodului se face la valori ale forelor tietoare calculate în modelul de calcul încrcat cu reaciunile mecanismului de disipare a energiei al suprastructurii. În condiiile alineatului 5.5.1(3), proiectarea nodului se face la valori ale forelor tietoare asociate plastificrii seciunii grinzilor (pereilor) la faa nodului, în conformitate cu regulile pentru structuri tip cadru proiectate pentru DCH sau DCM, dup caz.

(6) În condiiile alineatului 5.8.1(2), partea superioar a piloilor, pe o lungime 2d (d este diametrul pilotului), precum i zonele cu lungimea 2d situate de o parte i de alta ale interfeei dintre 2 straturi de teren cu rigiditi la forfecare foarte diferite (raportul modulelor de deformaie la forfecare  6), se detaliaz ca zone critice. Pentru aceasta se va prevedea cel puin armarea transversal necesar în zonele critice pentru stâlpii proiectai pentru clasa de ductilitate DCM.

(7) În condiiile alineatului 5.8.1(3), zona critic situat sub capul pilotului va avea lungimea 3d. În plus, verificarea la fora tietoare a pilotului este cel puin cea care rezult din aplicarea prevederilor 4.6.2.5(3), (4) i (5).

(8) Piloii solicitai la întindere trebuie prevzui cu o ancorare adecvat în capul pilotului pentru a asigura rezistena la smulgerea din teren sau rezistena la întindere a armturii pilotului, care este mai mic. (0) 5.9. Efecte locale datorate interaciunii cu pereii de umplutur

(1) Prezenta seciune se refer la structuri tip cadru de beton armat cu panouri de umplutur din zidrii executate din materiale i cu legturi care influeneaz semnificativ comportarea structurilor. Seciunea cuprinde msuri pentru diminuarea semnificativ a efectelor locale nefavorabile ale interaciunii dintre elementele cadrului i panourile de umplutur i prevederi pentru protejarea elementelor structurale, prin dimensionare i alctuire adecvate, fa de aceste efecte, urmrind, în special, evitarea ruperii cu caracter neductil la aciunea forelor tietoare.

(2) Se va urmri, pe cât posibil, ca prin modul de dispunere a zidriei în rama format de elementele structurale (de exemplu, pentru realizarea parapeilor, a golurilor de supralumin, etc.) s nu se creeze proporii i comportare de tip stâlp sau grind scurte. În situaiile când acest lucru nu este posibil se vor lua msurile indicate la (5).

(3) Zonele în care pot aprea for e tietoare suplimentare fa de cele rezultate din comportarea de ansamblu – acionând local extremitile grinzilor i stâlpilor - vor fi dimensionate i armate transversal pentru a prelua în condiii de siguran corespunztoare aceste for e, care pot proveni din: (a) aciunea de diagonal comprimat cu lime relativ mare, exercitat de panoul de zidrie, rezultat din împnarea zidriei în zona nodurilor de cadru (Figura 5.8) (b) lipsa contactului între pereii de umplutur i intradosul grinzilor, ca urmare a execuiei incorecte, care are ca efect concentrarea aciunii de diagonal comprimat asupra extremitilor stâlpilor; (c) crearea unor condiii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grind scurt, ca urmare a zdrobirii locale a zidriei pe o anumit poriune în zona nodurilor unde se concentreaz eforturile de compresiune diagonale sau ca urmare a desprinderii locale a zidriei de elementele cadrului de beton armat, rezultate din diferena deformaiilor structurii i a panourilor de umplutur (Figura 5.9). (d) prevederea unor goluri de ui sau ferestre în panoul de zidrie (vezi aliniatul

(2)) ( ) Not: Pentru stabilirea eforturilor din elementele cadrului în aceste situaii se va apela la modele în care aciunea structural a panoului se echivaleaz printr-o diagonal. Pentru a ine seama de variabilitatea mare a caracteristicilor mecanice ale zidriei este recomandabil s se fac mai multe ipoteze, cu caracter nefavorabil pentru structura de beton armat, în ceea ce privete proprietile de rigiditate i de rezisten ale zidriei (vezi capitolul 8)

(4) În vederea reducerii efectelor negative ale interaciunii structur – panouri de zidrie, în cazurile când acestea se datoreaz capacitii de rezisten relativ mari a panourilor, se pot avea în vedere i soluii implicând fragmentarea acestor panouri sau adoptarea unor legturi flexibile între panouri i structur.

(5) Pentru a ine seama de incertitudinile legate de efectele interaciunii structur – panou de umplutur se vor considera zone critice: (a) ambele extremiti ale stâlpilor în contact cu panourile de zidrie. (b) întreaga lungime a stâlpilor de la primul nivel; (c) întreaga lungime a stâlpilor, în cazul în care panoul este prevzut cu un gol de fereastr sau de u, adiacent stâlpului; (d) întreaga lungime a stâlpilor, când pereii de umplutur sunt dispui numai pe o parte a stâlpilor (aa cum se întâmpl la stâlpii marginali i de col). ( )

(6) În cazul stâlpului adiacent unui gol în panoul de umplutur se vor lua suplimentar urmtoarele msuri: (0) (a) Fora tietoare de proiectare în stâlpi se determin considerând un model de calcul cu articulaii plastice dezvoltate la cele dou extremiti ale golului. În cazul stâlpilor din clasa de ductilitate DCH momentele capabile de proiectare se multiplic cu un coeficient Rd= 1,3; (b) Armtura transversal de for tietoare se prevede pe distana golului, plus o lungime egal cu hc (dimensiunea seciunii stâlpului) în zona în contact cu zidria; (c) Dac lungimea pe care stâlpul nu este în contact cu panoul de umplutur este mai mic de 1,5hc, fora tietoare se va prelua prin armturi înclinate. ( ) Figura 5.8. Aciunea de diagonal comprimat exercitat de panoul de zidrie Figura 5.9. Condiii de comportare de tip stâlp scurt sau de tip grind scurt 5.10. Proiectarea planeelor de beton

(1) La proiectarea planseelor de beton armat se vor satisface exigentele precizate la capitolul 4.

(2) Plcile de beton armat pot îndeplini rolul de diafragm orizontal pentru încrcri aplicate în planul lor, dac au grosimi de cel puin 80 mm i sunt armate

pentru a fi în msur s preia eforturile ce le revin din încrcrile verticale i orizontale.

(3) Planeele diafragm pot fi realizate i ca elemente mixte: din dale prefabricate suprabetonate, cu condiia conectrii adecvate a celor dou straturi de beton.

(4) Calculul eforturilor în diafragme se va face pe baza prevederilor date în reglementrile specifice diferitelor tipuri de structuri (de exemplu, CR 2-1-1.1), iar dimensionarea lor pe baza prevederilor din SR EN 1992-1-1, ca document normativ de referin.

(5) În cazul planeelor aparinând structurilor cu perei de beton armat din categoria de ductilitate înalt se va verifica transmiterea forelor orizontale de la diafragme la perete. Aceasta implic: (0) (a) Limitarea eforturilor unitare de forfecare la interfaa perete – diafragm la valoarea 1,5fctd. (b) Prevederea unei armturi de conectare, dimensionate pe baza unui model cu diagonale înclinate la 45° sau a conceptului rezistenei la forfecare prin frecare echivalent. ( )

6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN OEL 6.1. Generaliti 6.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Acest capitol se refer la proiectarea în zone seismice a cldirilor i a altor construcii similare cu structur din oel.

(2) Construciile din oel se proiecteaz conform seriei de standarde SR EN 1993-1. Prevederile date în continuare completeaz aceste documente normative de referin pentru cazul proiectrii la aciunea seismic.

(3) Pentru cldiri cu structur compozit oel-beton, se aplic prevederile din

capitolul 7.

(4) Documentele normative complementare prezentului capitol sunt indicate în

capitolul 1.5. (0)

(0) 6.1.2. Principii de proiectare

(1) Cldirile rezistente la seism vor fi proiectate în concordan cu unul din urmtoarele concepte (vezi tabelul 6.1) privind rspunsul seismic al structurilor: (a) Comportare disipativ a structurii; (b) Comportare slab disipativ a structurii. ( )

(2) În conceptul (a) se ine cont de capacitatea unor pri ale structurii (zone disipative) de a prelua aciunea seismic printr-o comportare inelastic. Când se folosesc condiiile de proiectare (spectrul de proiectare) definite în capitolul 3, valoarea de referin a factorului de comportare q, care depinde de clasa de ductilitate i tipul structurii (vezi 6.3), se ia mai mare de 2,0. Aplicarea conceptului (a) presupune îndeplinirea prevederilor date în

.6 2.6  .

(3) Structurile proiectate dup conceptul (a) trebuie s aparin claselor de ductilitate a structurii DCM sau DCH. Acestor clase le corespunde o capacitate substanial a structurii de a disipa energia în mecanisme plastice. Pentru o anumit clas de ductilitate trebuie satisfcute cerine specifice în ceea ce privete clasa seciunilor i capacitatea de rotire a zonelor potenial plastice.

(4) În conceptul (b) starea de eforturi i deformaii în structur este evaluat printr- un calcul elastic, fr a considera o incursiune substanial a materialului în domeniul inelastic. Aceste structuri aparin clasei de ductilitate DCL. Vezi 4.4.3.1(5) pentru implicaiile neregularitii structurale asupra valorilor de referin ale factorului de comportare q. Pentru evaluarea rezistenei elementelor i a îmbinrilor se utilizeaz seria de standarde SR EN 1993-1 ca documente normative de referin, fr nici o cerin suplimentar.

(5) Pentru structurile proiectate conform conceptului (b) din elemente cu seciuni de clas 1, 2 sau 3 valoarea de referin a factorului de comportare q se poate lua în intervalul 1-1,5.

Tabelul 6.1: Concepte de proiectare, clase de ductilitate ale structurii i limita superioar a valorii de referin a factorilor de comportare Conceptul de proiectare Clasa de ductilitate a structurii Domeniul valorilor de referin a factorilor de comportare q Conceptul (a) Comportare disipativ a structurii DCH (înalt) limitat doar de valorile din Tabelul 6.3 DCM (medie) q  4,0 limitat i de valorile din Tabelul 6.3 Conceptul (b) Comportare slab-disipativ a structurii DCL (joas) q  1,5

(6) Pentru structurile proiectate conform conceptului (b) din elemente cu seciuni de clas 4 valoarea de referin a factorului de comportare q se limiteaz la valoarea 1,0. (0) Elementele structurale realizate din seciuni se clas 4 se verific conform SR EN 1993-1-3, respectiv SR EN 1993-1-5. Dac valoarea tensiunii din seciune, rezultat din solicitarea de calcul, este mai mare sau egal cu tensiunea critic, verificarea se face folosind caracteristicile geometrice ale seciunii eficace. Dac valoarea tensiunii din seciune este mai mic decât tensiunea critic, verificarea se face folosind caracteristicile elastice ale seciunii. 6.1.3. Verificarea siguranei

(1) Pentru verificarea la starea limit ultim, coeficientul parial pentru oel s=M trebuie s in cont de posibilitatea degradrii de rezisten datorit solicitrii ciclice. În lipsa unor date specifice, se pot adopta urmtoarele valori ale coeficienilor pariali de siguran pentru verificarea la starea limit ultim în gruparea seismic de încrcri: - pentru verificarea de rezisten a seciunii transversale: M0=1,1 - pentru verificarea de stabilitate a barelor: M1=1,1 - pentru verificarea rezistenei la rupere a seciunilor transversale întinse: M2=1,25 Coeficienii pariali de siguran M2, M3, M4, M5, M6,ser i M7 pentru rezistena îmbinrilor se aplic conform SR EN 1993-1-8 i anexa sa naional.

(2) În verificrile ierarhiei capacitii prevzute în paragrafele 6.6-6.12, se ine seama de posibilitatea ca limita de curgere efectiv a oelului s fie mai mare decât limita de curgere nominal (fy), prin introducerea unui factor de suprarezisten a limitei de curgere ov. (0) 6.2. Condiii privind materialele

(1) Oelul utilizat trebuie s respecte prevederile documentelor normative de la 6.1.1.(4).

(2) Oelul folosite în elementele structurale cu rol disipativ vor avea raportul dintre rezistena la rupere fu i limita de curgere fy de cel puin 1,20, iar alungirea la rupere de cel puin 20%. O elul trebuie s prezinte un palier de curgere distinct, cu alungire specific la sfâritul palierului de curgere de cel puin 1,5%.

(3) Elementele din tabl de grosimi mai mari de 16 mm, solicitate la tensiuni de întindere, perpendicular pe planul lor, se vor controla ultrasonic pe toat zona astfel solicitat. Se vor efectua încercri la traciune pe direcie perpendicular pe suprafaa pieselor din zona îmbinrilor rigide grind-stâlp solicitate la tensiuni de întindere perpendicular pe planul lor (SR EN ISO 6892-1).

(4) Distribuia în structur a proprietilor materialelor, cum ar fi limita de curgere i reziliena, trebuie s fie de aa natur, încât zonele disipative s se formeze acolo unde s-a intenionat la proiectare.

(5) Cerina de la (4) poate fi considerat satisfcut dac limita de curgere real fy,max a oelului din zona disipativ satisface urmtoarea expresie: fy,max ovfy, unde factorul de suprarezisten ov este definit ca raportul dintre limita de curgere real, fy,max i limita de curgere nominal, fy. Factorul de suprarezisten poate fi determinat dup cum urmeaz: (a) În lipsa unor date specifice proiectului, valorile factorului de suprarezisten ov pot fi considerate egale cu: ov = 1,40 pentru S235; ov = 1,30 pentru S275; ov = 1,25 pentru S355. (b) În cazul în care productorul de oel garanteaz valoarea superioar a limitei de curgere a oelului (fy,max), factorul de suprarezisten poate fi determinat din expresia ov = fy,max / fy. (c) În cazul în care se fac msurtori ale proprietilor mecanice pe oelul folosit la realizarea structurii, factorul de suprarezisten poate fi determinat din expresia ov = fy,max / fy. ( )

(6) Pentru zonele i barele disipative, valoarea limitei de curgere fy,max care nu poate fi depit de materialul folosit efectiv la realizarea structurii, trebuie specificat i notat în planurile de execuie.

(7) Îmbinrile cu uruburi ale structurilor rezistente la seism se vor proiecta cu uruburi de înalt rezisten grupele 8.8 i 10.9.

(8) uruburile de ancoraj ale stâlpilor în fundaii vor fi realizate din oeluri din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 i 6.8. În cazul solicitrilor foarte mari, care ar conduce la rezolvri constructive complicate ale bazelor stâlpilor, se accept utilizarea uruburilor cu caracteristici fizico-mecanice ale grupei de calitate 8.8. (din oel slab aliat cu tratament termic de normalizare).

(9) Tenacitatea oelului i a sudurilor trebuie s satisfac cerinele pentru aciunea seismic la valoarea cvasi-permanent a temperaturii de exploatare (vezi SR EN 1993- 1-10). (0) Grosimea maxim a pereilor elementelor în funcie de marca oelului, valoarea KV a energiei de rupere (în J), temperatura minim de referin TEd (pentru o perioad de revenire de 50 ani) în elementele întinse sau încovoiate este dat în Tabelul 6.2. Energia de rupere KV a oelului i a îmbinrilor sudate va fi cel puin 27J la temperatura minim de referin considerat în gruparea de încrcri care include aciunea seismic. Aceste valori vor fi înscrise în planurile de execuie.

Tabelul 6.2 Grosimea maxim a pereilor elementelor (în mm) Marca oelului (SR EN 10025- 1, SR EN 10025-2, SR EN 10210-1) Calitatea Energia Charpy KV Temperatura de referin TEd [°C]

-10 -20 -30 -40 -50 la T [°C] Jmin S235 JR

J0

J2 -20

S275 JR

J0

J2 -20

M,N -20

ML,NL -50

S355 JR

J0

J2 -20

K2,M,N -20

ML,NL -50

6.3. Tipuri de structuri i factori de comportare 6.3.1. Tipuri de structuri

(1) Construciile din oel vor fi încadrate în unul din urmtoarele tipuri structurale în funcie de comportarea structurii de rezisten sub aciunea seismic (vezi Tabelul 6.3): (0) (a) Cadre necontravântuite. Forele orizontale sunt preluate în principal prin încovoiere. La aceste structuri, zonele disipative sunt situate la capetele grinzilor în vecintatea îmbinrii grind-stâlp, iar energia este disipat prin încovoiere ciclic. Zonele disipative pot fi situate i în stâlpi: - la baza stâlpilor; - la partea superioar a stâlpilor de la ultimul etaj al cldirilor multietajate; - la partea superioar i la baza stâlpilor la cldirile cu un singur nivel la care NEd în stâlpi satisface condiia NEd/Npl,Rd proiectare rezultat din gruparea de încrcri care include aciunea seismic; Npl,Rd – rezisten a plastic de proiectare a sec iunii la efort axial).

(b) Cadrele contravântuite centric. Forele orizontale sunt, în principal, preluate de elemente solicitate la eforturi axiale. În aceste structuri, zonele disipative sunt, de regul, situate în diagonalele întinse. Contravântuirile pot fi proiectate în una din urmtoarele dou soluii: - Contravântuiri cu diagonale întinse active, la care forele orizontale sunt preluate numai de diagonalele întinse, neglijând diagonalele comprimate. - Contravântuiri cu diagonale în V, la care forele orizontale sunt preluate atât de diagonalele întinse cât i cele comprimate. Punctul de intersectare al acestor diagonale este situat pe grind, care trebuie s fie continu. Contravântuirile în K, la care intersecia diagonalelor este situat pe stâlpi (vezi Figura 6.1) nu sunt permise. Figura 6.1. Cadru cu contravântuiri în K (c) Cadre contravântuite excentric. La aceste structuri forele orizontale sunt preluate, în principal, de elementele încrcate axial. Prinderea excentric a diagonalelor pe grind duce la apariia unor zone disipative care disipeaz energia prin încovoiere ciclic i/sau prin forfecare ciclic. Trebuie utilizate configuraiile din Tabelul 6.3, care asigur c toate barele disipative pot fi active. (d) Structuri de tip pendul inversat. La aceste structuri, cel puin 50% din mas este amplasat în treimea superioar a înlimii construciei sau disiparea energiei seismice are loc preponderent la baza unui singur element structural (de exemplu structurile cu un singur stâlp cu seciune plin sau cu zbrele). Structurile de tip cadre parter necontravântuite pe ambele direcii cu partea superioar a stâlpilor legat pe ambele direcii, la care forele axiale din stâlpi îndeplinesc condiia NEd (e) Structuri din oel asociate cu nuclee sau perei de beton armat. La aceste structuri forele orizontale sunt preluate, în principal, de nucleele sau pereii din beton armat, în timp ce structura metalic preia numai forele gravitaionale. (f) Structuri duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite). La aceste structuri forele orizontale sunt preluate de ambele tipuri de cadre proporional cu rigiditatea acestora. (g) Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat. La aceste structuri forele orizontale sunt preluate în principal de elemente solicitate la eforturi axiale. Zonele disipative sunt situate în contravântuiri, a cror alctuire special împiedic flambajul miezului de oel, asigurând un rspuns ciclic stabil i qvasi-simetric. Rezult o comportare global superioar cadrelor contravântuite centric clasice (vezi punctul (b)). ( )

6.3.2. Factori de comportare

(1) Factorul de comportare q exprim capacitatea structurii de disipare a energiei. Factorul q poate fi luat din Tabelul 6.3, cu condiia satisfacerii cerinelor de regularitate a structurii din capitolul 4 i a condiiilor de la 6.4 ÷ 6.11.

(2) Dac cldirea este neregulat în elevaie (vezi 4.4.3.3.), valorile lui q menionate în Tabelul 6.3 trebuie reduse cu 20%.

(3) Când nu sunt efectuate calcule pentru evaluarea multiplicatorului u/1 pot fi utilizate valorile aproximative ale raportului u/1 prezentate în Tabelul 6.3. Parametrii u i 1 sunt definii dup cum urmeaz: 1 factorul de multiplicare al forelor seismice de proiectare corespunztor apariiei primei articulaii plastice în sistem. u factorul de multiplicare al forelor seismice de proiectare care corespunde formrii unui numr de articulaii plastice suficient de mare pentru a aduce structura în situaia de mecanism cinematic. Coeficientul u poate fi obinut printr-un calcul structural static neliniar (biografic).

(4) Valorile raportului u/1 obinute prin calcul pot rezulta mai mari decât cele date în Tabelul 6.3. Valoarea adoptat în calcul se limiteaz la: u/1 = 1,6.

(5) Structura va fi conformat astfel încât s aib capacitatea de deformare în domeniul inelastic cât mai apropiat pe ambele direcii. Factorul de comportare q se va considera pe fiecare direcie cu valoarea dat în Tabelul 6.3. (0) Tabelul 6.3. Limitele superioare ale valorilor factorilor de comportare q pentru structuri regulate în elevaie Tipuri de structuri Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM

a) Cadre necontravântuite - Structuri parter 3,0 2,5 1,1

u  ) ) 0,1

u  ) )

u ) )

- Structuri etajate 2,1

u  ) ) 3,1

u  ) )

- Zone disipative în grinzi i la baza stâlpilor

u 5 ) )

Tabelul 6.3 (continuare) Tipuri de structuri Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM

b) Cadre contravântuite centric Contravântuiri cu diagonale întinse Zonele disipative - numai diagonalele întinse

Contravântuiri cu diagonale în V Zone disipative - diagonalele întinse i comprimate 2,5

c) Cadre contravântuite excentric 2,1

u  ) ) Zone disipative în barele disipative încovoiate sau forfecate

u 5 ) )

d) Pendul inversat Zone disipative la baza stâlpilor Zone disipative în stâlpi NEd / Npl Rd > 0,3

u 2 ) )

e) Structuri cu nuclee sau perei de beton vezi cap. 5

u  ) ) 1,1

u  ) )

Tabelul 6.3 (continuare) Tipuri de structuri Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM

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

u  ) ) Zone disipative în cadrele necontravântuite i în diagonalele întinse

u 4 ) )

Cadre duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite în V) 2,1

u  ) ) Zone disipative în cadrele necontravântuite i în diagonale

2,5 u ) )

Cadre duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite excentric) 2,1

u  ) ) Zone disipative în cadrele necontravântuite i în barele disipative încovoiate sau forfecate

u 5 ) )

g) Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat 2,1

u  ) ) Zone disipative în contravântuirile cu flambaj împiedicat

u 5 ) )

6.4. Calculul structurii

(1) Proiectarea planeelor ca diafragme orizontale, trebuie s satisfac 4.4.1.6.

(2) Calculul structurii se realizeaz în ipoteza c toate elementele structurilor sunt active, cu excepia structurilor în cadre contravântuite centric, cu diagonale în X sau alternante, la care, dac nu se efectueaz un calcul neliniar, diagonala comprimat se consider c nu particip la preluarea aciunii seismice. (0) 6.5. Reguli pentru comportarea disipativ a structurilor 6.5.1. Generaliti

(1) Criteriile de proiectare date la 6.5.2 se aplic zonelor sau barelor structurilor proiectate conform conceptului de comportare disipativ a structurii la aciunea seismic.

(2) Criteriile de proiectare date la 6.5.2 se consider satisfcute dac sunt respectate regulile date la 6.5.3  6.5.5. (0) 6.5.2. Criterii de proiectare pentru structuri disipative

(1) Structurile cu zone disipative trebuie proiectate astfel încât plasticizarea seciunilor, pierderea stabilitii locale sau alte fenomene datorate comportrii histeretice s nu conduc la pierderea stabilitii generale a structurii.

(2) Elementele componente ale seciunii zonelor disipative trebuie s îndeplineasc condiiile de ductilitate i rezisten.

(3) Zonele disipative pot fi situate în barele structurii sau în îmbinri.

(4) Dac zonele disipative se afl în elementele structurale, prile nedisipative i îmbinrile nedisipative trebuie s aib o suprarezisten suficient pentru a permite dezvoltarea plasticizrilor ciclice numai în zonele potenial plastice (disipative).

(5) Dac zonele disipative se afl în îmbinri, elementele îmbinate trebuie s aib o suprarezisten suficient pentru a permite dezvoltarea plasticizrilor ciclice în îmbinri. (0) 6.5.3. Reguli de proiectare pentru elemente disipative supuse la compresiune i/sau încovoiere

(1) Elementelor care disipeaz energia lucrând la compresiune i/sau încovoiere, trebuie s li se asigure o ductilitate suficient prin limitarea supleii pereilor seciunii, conform claselor de seciuni transversale definite SR EN 1993-1-1.

(2) Cerinele impuse clasei de seciune a elementelor disipative în funcie de clasa de ductilitate a structurii i valoarea de referin a factorului de comportare q este indicat în Tabelul 6.4. (0)

Tabelul 6.4. Cerinele clasei de seciune a elementelor disipative în funcie de clasa de ductilitate a structurii i valoarea de referin a factorului de comportare q. Clasa de ductilitate a structurii Valoarea de referin a factorului de comportare q Clasa de seciune DCH conform Tabelului 6.3 clasa 1 DCM conform Tabelului 6.3 clasa 1 sau 2 DCL 1,0  q  1,5 clasa 1, 2 sau 3 q = 1,0 clasa 1, 2, 3 sau 4 6.5.4. Reguli de proiectare pentru elemente întinse

(1) Cerinele de ductilitate pentru elemente întinse sunt date în SR EN 1993-1-1. (0) 6.5.5. Reguli de proiectare pentru îmbinri în zone disipative

(1) Alctuirea constructiv a îmbinrilor în zone disipative trebuie s limiteze apariia tensiunilor reziduale mari, defectelor de execuie i s dirijeze dezvoltarea deformaiilor plastice în zonele special conformate în acest scop.

(2) Îmbinrile nedisipative ale elementelor disipative realizate cu sudur în relief sau cu uruburi trebuie s satisfac urmtoarea relaie: fy ov d R 1,1 R 

(6.1) unde, Rd rezistena îmbinrii, corespunztoare modului de solicitare la care este supus. Pentru calculul Rd se utilizeaz SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin Rfy rezistena plastic a elementului disipativ care se îmbin corespunztoare modului de solicitare la care acesta este supus, conform prevederilor din 6.6.2, 6.7.3 i 6.8.2 utilizând limita de curgere de calcul a oelului ov conform 6.2(5)

(3) Îmbinrile nedisipative ale elementelor disipative realizate cu sudur în adâncime cu ptrundere complet (nivel de acceptare B, conform reglementrilor tehnice în vigoare privind calitatea îmbinrilor sudate din oel ale construciilor) pot fi considerate c îndeplinesc cerina de suprarezisten dac alctuirea acestora a fost validat experimental.

(4) Îmbinrile cu uruburi solicitate în planul îmbinrii (uruburi supuse la forfecare) se vor realiza cu uruburi de înalt rezisten (grupa 8.8 sau 10.9) pretensionate, eforturile fiind transmise prin frecare. Sunt admise îmbinri din categoriile B (lunecarea împiedicat la starea limit de serviciu) i C (lunecarea împiedicat la starea limit ultim), aa cum sunt prezentate în SR EN 1993-1-8. Suprafeele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele A (coeficient de frecare 5.0

) sau B (coeficient de frecare ) 4.0

aa cum sunt descrise în SR EN 1090-2, ca document normativ de referin.

(5) Îmbinrile cu uruburi solicitate perpendicular pe planul îmbinrii (uruburi supuse la întindere) se vor realiza cu uruburi de înalt rezisten (grupa 8.8 sau 10.9) pretensionate. Se folosesc îmbinri din categoria E (SR EN 1993-1-8).

(6) Îmbinrile cu uruburi supuse la solicitri complexe (în planul îmbinrii i perpendicular pe planul acestora) se vor realiza cu uruburi de înalt rezisten (grupele 8.8 i 10.9) pretensionate. Sunt admise îmbinri din categoriile B i C (SR EN 1993-1-8), suprafeele pieselor în contact fiind prelucrate pentru a se încadra în clasele A sau B.

(7) La îmbinrile cu uruburi solicitate în planul lor, rezistena la forfecare a uruburilor trebuie s depeasc cu cel puin 20% rezistena la presiune pe pereii gurii.

(8) Atunci când exist incertitudini asupra comportrii unor elemente structurale se va recurge i la încercri experimentale. În aceste situaii, rezistena i ductilitatea elementelor i a îmbinrilor vor fi stabilite prin încercri la încrcri ciclice, pentru a satisface cerinele specifice definite la 6.6  6.9 pentru fiecare tip de structur i clas de ductilitate structural.

(9) Se pot folosi rezultatele experimentale din literatura de specialitate, obinute pe elemente similare.

(10) Se admite ca rezistena la forfecare sau presiune pe pereii gurii a îmbinrilor cu uruburi de înalt rezisten s se calculeze ca pentru îmbinri cu uruburi obinuite. Pentru determinarea rezistenei îmbinrilor supuse la forfecare i/sau întindere i forfecare, se va utiliza SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin.

(11) Într-o îmbinare cu uruburi nu se vor folosi, pentru preluarea eforturilor, i cordoane de sudur.

(12) Se accept folosirea gurilor ovalizate la îmbinri solicitate în planul lor, cu condiia ca ovalizarea s fie perpendicular pe direcia de solicitare. (0) 6.5.6. Reguli de proiectare pentru uruburile de ancoraj

(1) uruburile de ancoraj vor fi proiectate la efortul maxim de întindere rezultat din combinaia de încrcri care include aciunea seismic. Efectele aciunii EFd (eforturile de la baza stâlpului) se determin cu relaia: , , Fd F G T F E E E E   Semnificaiile termenilor EF,G, EF,E sunt cele de la 4.6.2.5. Raportul T reprezint valoarea suprarezistenei sistemului structural i se calculeaz în funcie de tipul structurii (vezi relaiile de la 6.6.3 pentru cadre necontravântuite, relaiile de la 6.7.4 pentru cadre contravântuite centric, relaiile de la 6.8.3 pentru cadre contravântuite excentric i relaiile de la 6.11.5 pentru cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat). Valoarea suprarezistenei sistemului structural T va fi limitat astfel încât s fie îndeplinit condiia T q

 (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat, se pot adopta valorile suprarezistenei din Anexa F.

(2) Pentru evitarea ruperii fragile, se recomand ca detaliul de prindere a stâlpilor în infrastructur s asigure o zon de deformaie liber a uruburilor de ancoraj de minim 5d, unde d este diametrul tijei urubului.

(3) Se recomand ca transmiterea forelor orizontale de la infrastructur la suprastructur s nu se realizeze prin intermediul uruburilor de ancoraj. Pentru aceasta, se poate aplica una din urmtoarele condiii constructive: (0) (a) înglobarea bazei stâlpului într-o suprabetonare armat pe o înlime egal cu cel puin 40 cm sau 0,5 din înlimea seciunii stâlpului; (b) prevederea unor elemente sudate sub placa de baz a stâlpului, care vor fi înglobate în goluri special executate în fundaii, odat cu sub-betonarea bazei. Aceste elemente vor fi dimensionate astfel încât s poat transmite fora tietoare de la baza stâlpului la fundaie. (c) înglobarea stâlpului în infrastructur pe o înlime care s îi asigure ancorarea direct, fr a fi necesare uruburi de ancoraj. ( ) 6.6. Cadre necontravântuite 6.6.1. Criterii de proiectare

(1) Cadrele necontravântuite trebuie proiectate astfel încât articulaiile plastice s se formeze în grinzi sau în îmbinrile acestora. Se accept formarea articulaiilor plastice i în stâlpi conform 6.3.1(1)(a).

(2) În funcie de zonele disipative alese (elemente sau îmbinri), se aplic prevederile de la 6.5.2(4), respectiv 6.5.2(5).

(3) Formarea articulaiilor plastice în zonele special conformate în structur poate fi obinut respectând 6.6.2 i 6.6.3. (0) 6.6.2. Grinzi

(1) Pentru verificarea i conformarea grinzilor la stabilitate general se va utiliza SR EN 1993-1-1 în ipoteza c numai la unul din capete s-a format o articulaie plastic.

(2) În zonele potenial plastice trebuie ca momentul capabil plastic, i capacitatea de rotire a seciunii s nu fie diminuate de eforturile axiale i de forfecare. Pentru aceasta trebuie îndeplinite urmtoarele condiii: 0,1 M M Rd , pl Ed  (6.2)

,

N N Rd , pl Ed 

(6.3) 5,

V V Rd , pl Ed 

(6.4)

i fora tietoare, din gruparea de încrcri care include aciunea seismic; Npl,Rd, Mpl,Rd, Vpl,Rd sunt rezisten ele plastice de proiectare ale seciunii; VEd,G fora tietoare din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic; VEd,M fora tietoare rezultat din aplicarea momentelor plastice Mpl,Rd,A i Mpl,Rd,B cu semne opuse la cele dou capete A i B ale grinzii; VEd,M= (Mpl,Rd,A+Mpl,Rd,B) / L; unde L este deschiderea grinzii.

(3) Pentru seciuni de clas 3, în relaia (6.2) se va înlocui Mpl,Rd cu Mel,Rd (vezi SR EN 1993-1-1:2006).

(4) Pentru dirijarea articulaiilor plastice în grind, se poate reduce limea tlpilor în vecintatea îmbinrii grind-stâlp (vezi Anexa F). Seciunea redus se va verifica la starea limit ultim la eforturile de proiectare din gruparea de încrcri care include aciunea seismic.

(5) La capetele zonelor potenial plastice ambele tlpi ale grinzilor vor fi rezemate lateral direct sau indirect. Suplimentar, reazemele laterale vor fi amplasate în zonele unde se aplic forele concentrate i în alte locuri unde calculul structurii indic posibilitatea apariiei unei articulaii plastice.

(6) Reazemele laterale adiacente zonelor potenial plastice vor fi proiectate s preia o for lateral egal cu 0,06ov fy tf b. Celelalte reazeme laterale vor fi calculate pentru o for egal cu 0,02ovfytf b. (0) 6.6.3. Stâlpi

(1) Stâlpii se vor verifica considerând cea mai defavorabil combinaie de eforturi. Pentru verificrile de rezisten i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin. Eforturile de calcul în situaia seismic de proiectare se determin cu relaiile: NEd= NEd,G+ T

NEd,E MEd= MEd,G+ T

MEd,E (6.6) VEd= VEd,G+ T

VEd,E în care: NEd,G, MEd,G, VEd,G sunt eforturile de proiectare, respectiv fora axial, moment încovoietor i fora tietoare, din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic. NEd,E, MEd,E, VEd,E efortul axial, momentul încovoietor i fora tietoare în stâlp din aciunea seismic de proiectare. unde: VEd=VEd,G+ VEd,M (6.5)

NEd, MEd, VEd sunt eforturile de proiectare, respectiv fora axial, moment încovoietor

T este valoarea suprarezistenei sistemului structural. Pentru cadrele necontravântuite, ov 1,1 M T 



M valoarea minim a lui i M = Mpl,Rd,i / MEd,i calculat pentru toate grinzile în care sunt zone potenial plastice. Valoarea lui M se calculeaz pentru fiecare direc ie a structurii; Mpl,Rd,i este rezistena plastic de proiectare în grinda "i"; MEd,i este momentul încovoietor în grinda "i" din gruparea de încrcri care include aciunea seismic. Not. Valoarea suprarezistenei T va fi limitat astfel încât s fie îndeplinit condiia T  q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezistenei din Anexa F.

(2) Pentru fiecare grind a structurii, se calculeaz un singur raport i M, la captul

grinzii unde momentul |MEd,i| are valoarea maxim. Diferen a dintre valorile maxime i minime ale raportului i M (pe fiecare direc ie a structurii) trebuie s fie mai mic de 25%.

Nota 1: În cazul în care nu se poate asigura o variaie sub 25% a raportului i M, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar.

Nota 2:. În mod practic valorile eforturilor NEd, MEd, VEd se obin din gruparea seismic de încrcri, unde aciunea seismic se multiplic cu T.

(3) Fora tietoare din stâlp, VEd, rezultat din calculul structurii trebuie s satisfac condiia 5,

V V Rd , pl Ed 

(6.7)

(4) Transferul eforturilor de la grinzi la stâlpi se face în ipoteza de îmbinare grind-stâlp rigid. hb tfb Vj Vj Mpl,Rd,j Mpl,Rd,i Vi Vi Vwp,Ed Vwp,Ed Figura 6.2. Îmbinare grind – stâlp. Panoul de inim a stâlpului.

(5) Panourile de inim ale stâlpilor din zona îmbinrilor grind-stâlp (Figura 6.2) trebuie s satisfac urmtoarea condiie: 0,1 V V Rd , wp Ed , wp  (6.8)

stâlpului ( cor , pl Rd M ) cor , , , ,j , cor pl Rd i pl Rd wp Ed b fb M M V h t    (6.9) tfb grosimea tlpii grinzii hb înlimea total a seciunii grinzii (inim + tlpi) Vwp,Rd rezistena de proiectare la for tietoare a panoului inimii stâlpului, determinat conform SR EN 1993-1-8, paragraful 6.2.6.1.

(6) Când îmbinarea grind-stâlp se realizeaz prin sudarea direct de tlpile stâlpului a tlpilor grinzilor sau a ecliselor prevzute pe tlpile grinzilor, se vor prevedea rigidizri de continuitate pentru a transmite eforturile din tlpile grinzii la inima sau inimile stâlpului. Aceste rigidizri vor avea grosimea cel puin egal cu grosimea tlpii grinzii sau a eclisei de pe talpa grinzii.

(7) Prinderea rigidizrilor de continuitate de tlpile stâlpului se va face cu sudur în adâncime cu ptrunderea complet sau cu suduri în relief pe ambele fee. Îmbinrile sudate vor avea capacitatea de rezisten egal cu minimul dintre: - capacitatea de rezisten a rigidizrilor de continuitate; - efortul maxim din tlpile grinzii.

(8) Prinderile rigidizrilor de continuitate de inima stâlpului vor avea rezistena capabil cel puin egal cu: - rezistena capabil a rigidizrilor de continuitate; - efortul efectiv care este transmis de rigidizare.

(9) În zona îmbinrii grind-stâlp, tlpile stâlpului vor fi legate lateral la nivelul tlpii superioare a grinzilor. Fiecare rezemare lateral va fi proiectat la o for egal cu 0,02 fy tf b (tf, b – dimensiunile tlpii grinzii).

(10) În planul cadrelor în care grinzile pot forma articulaii plastice, zvelteea stâlpului se limiteaz la: e y 7,

f E 7,

  ) f E ( y e  

(6.10)

(11) În planul în care nu se pot forma articulaii plastice în grinzi, zvelteea stâlpului se limiteaz la: (0) e y 3,1 f E 3,1

  (6.11) 6.6.4. Îmbinrile grind-stâlp

(1) Dac structura este proiectat s disipeze energia în grinzi, îmbinrile grinzilor cu stâlpii trebuie s fie proiectate astfel încât s lucreze în domeniul elastic pe toat în care: Vwp,Ed valoarea forei tietoare în panou calculat în funcie de momentele plastice ale zonelor disipative ale grinzilor adiacente, corectate prin proiectarea la fa a

0,5L

  (6.12) unde  i L sunt sgeata grinzii la mijlocul deschiderii i, respectiv, deschiderea grinzii (Figura 6.3).

0.5L 0.5L Figura 6.3. Sgeta  la mijlocul grinzii luat în considerare pentru calculul rotirii  6.6.5. Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor

(1) Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor se vor amplasa la aproximativ 1/3 din înlimea de etaj a stâlpului i se vor calcula în conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin. (0) 6.7. Cadre contravântuite centric 6.7.1. Criterii de proiectare

(1) Cadrele contravântuite centric trebuie proiectate astfel încât plasticizarea diagonalelor întinse s se produc înainte de formarea articulaiilor plastice sau de pierderea stabilitii generale în grinzi i stâlpi. Îmbinrile vor fi verificate în conformitate cu prevederile de la 6.5.5.

(2) Diagonalele contravântuirilor trebuie amplasate astfel încât structura s aib deplasri laterale relative cu valori apropiate, la fiecare nivel i pe orice direcie contravântuit.

(3) În acest scop, la fiecare etaj trebuie respectate urmtoarele reguli: (0)

durata de aciune a seismului, în funcie de momentul capabil Mpl,Rd i de fora tietoare (VEd,G + VEd,M) evaluate conform 6.6.2.

(2) Capacitatea de rotire total a nodului grind-stâlp  trebuie s fie cel pu in egal cu 0,04 rad, pentru structurile din clasa de ductilitate DCH, respectiv 0,03 rad pentru cele din clasa DCM. (0) Capacitatea de rotire total  trebuie s fie asigurat la încrcri ciclice, fr degradri ale rezistenei i rigiditii mai mari de 20%. Aceast cerin este valabil indiferent de amplasarea zonelor disipative luate în considerare la proiectare.

,

A A A A       

(6.13) în care A+ i A- sunt ariile proieciilor orizontale ale seciunilor transversale ale diagonalelor întinse, când aciunea seismic orizontal are sensuri diferite (Figura 6.4). 6.7.2. Particulariti de calcul

(1) Încrcrile gravitaionale, se consider preluate numai de grinzi i stâlpi, fr a se ine cont de elementele de contravântuire.

(2) Sub aciunea seismic, într-un calcul static liniar (calcul în domeniul elastic) se consider c: - la cadre cu contravântuiri în X sau alternante (la care diagonalele întinse i cele comprimate nu se intersecteaz, vezi Figura 6.4), se iau în considerare numai diagonalele întinse; - la cadre cu contravântuiri în V, se iau în considerare atât diagonalele întinse cât i cele comprimate. ) )1

) )1

A = A cos A 2 -

A = A cos A

+

Figura 6.4. Exemple de aplicare a prevederilor de la 6.7.1.(2)

(3) Cadrele contravântuite în X pe dou nivele se asimileaz cadrelor cu contravântuiri în X pe un nivel.

(4) Performana seismic a cadrelor cu contravântuiri dezvoltate pe mai multe nivele trebuie verificat printr-un calcul static sau dinamic neliniar.

(5) Luarea în considerare a ambelor tipuri de diagonale, întinse i comprimate, în calculul oricror tipuri de contravântuiri centrice este permis, dac sunt satisfcute urmtoarele condiii: (0) (a) se face un calcul static neliniar (biografic) sau un calcul dinamic neliniar (time history); (b) discretizarea diagonalelor se face cu elemente finite care s modeleze flambajul diagonalelor comprimate; ( )

6.7.3. Calculul diagonalelor

(1) La cadrele cu contravântuiri cu diagonale în X, valorile zvelteei adimensionale trebuie s fie cuprinse în intervalul: 0,

3,1  + ( e e 0,2 3,1



+

). cr y N Af 

unde Ncr fora critic de flambaj

cr

cr L EI N   Lcr lungimea de flambaj Limita de 1,3 este stabilit pentru a evita supraîncrcarea stâlpilor în stadiul premergtor atingerii forei critice de flambaj (când atât diagonalele comprimate cat i cele întinse sunt active). La construciile cu pân la dou niveluri nu se aplic nici o limitare suplimentar pentru fa de cele date în SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin.

(2) La cadrele contravântuite cu diagonale care lucreaz la întindere dar nu sunt dispuse în X (vezi Tabelul 6.3 i Figura 6.4), zvelteea trebuie limitat la: ) 2,0 ( .0,2 e





(3) La cadrele cu contravântuiri în V, zvelteea trebuie limitat la ) 2,0 (

0,2 e





(4) Rezisten a plastic de proiectare a seciunii transversale a diagonalelor Npl,Rd trebuie s îndeplineasc condiia: Ed Rd , pl N N .

(5) Pentru dimensionarea la compresiune a diagonalelor comprimate ale cadrelor cu contravântuiri în V se utilizeaz SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin.

(6) Îmbinrile diagonalelor cu celelalte elemente ale structurii trebuie s satisfac prevederile de la 6.5.5.

(7) Diagonalele vor avea clasa seciunii conform Tabelului 6.4; supleea cornierelor va fi mai mic decât yf

0,

.(0) 6.7.4. Calculul grinzilor i stâlpilor

(1) Stâlpii i grinzile se vor verifica considerând cea mai defavorabil combinaie de eforturi. Pentru verificrile de rezisten i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin. Eforturile de calcul în situaia seismic de proiectare se determin cu relaiile: , , , , Ed Ed G T Ed E Ed Ed G T Ed E N N N M M M     (6.14)

în care, NEd,G, MEd,G efortul axial, respectiv momentul încovoietor, din stâlp sau grind din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic; NEd,E, MEd,E efortul axial, respectiv moment încovoietor în grind sau stâlp, din aciunile seismice de proiectare;

T este valoarea suprarezistenei sistemului structural. Pentru cadrele cu contravântuiri centrice, ov 1,1 N T 

  

N este valoarea minim a raportului i, d E i, Rd , pl N i N / N 

calculat pentru diagonalele întinse ale sistemului de contravântuiri al cadrului. Valoarea lui N se calculeaz pentru fiecare direc ie a structurii; Npl,Rd,i este rezisten a plastic la efort axial a diagonalei i; NEd,i este efortul axial de proiectare în aceeai diagonal i, în gruparea de încrcri care include aciunea seismic. Not. Valoarea suprarezistenei T va fi limitat astfel încât s fie îndeplinit condiia T  q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezistenei din Anexa F.

(2) Diferen a dintre valorile maxime i minime ale raportului i N (pe fiecare direc ie a structurii) trebuie s fie mai mic de 25%.

Nota 1. În cazul în care nu se poate asigura o variaie sub 25% a raportului i N, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar.

Nota 2. În mod practic, valorile eforturilor NEd i MEd se obin din gruparea seismic de încrcri, unde aciunea seismic se multiplic cu T.

(3) La cadre cu contravântuiri în V, grinzile trebuie proiectate pentru a prelua: - toate aciunile neseismice, fr a se lua în considerare reazemul format de diagonale (numai în cazul contravântuirilor în V inversat); - eforturile produse de aciunea seismic aplicat grinzii de ctre contravântuiri dup flambajul diagonalei comprimate. Aceste eforturi se calculeaz considerând Npl,Rd pentru diagonala întins i 0,3Npl,Rd pentru diagonala comprimat.

(4) La cadrele la care diagonalele nu se intersecteaz (Figura 6.4) se vor considera eforturile de întindere sau compresiune din stâlpi corespunztoare eforturilor capabile la flambaj ale diagonalelor.

(5) În seciunea de intersecie cu diagonalele, grinda va fi prevzut, atât la talpa superioar cât i la talpa inferioar, cu legturi laterale capabile s preia fiecare o for lateral egal cu 0,02b tf fy.

(6) Zvelteea stâlpilor în planul contravântuit, se limiteaz la . 1,3 f E 3,1 e y

 

(7) Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din înlimea de etaj a stâlpului i se vor calcula în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-8. (0)

6.8. Cadre contravântuite excentric 6.8.1. Criterii de proiectare

(1) Cadrele contravântuite excentric trebuie proiectate în aa fel încât barele disipative, elemente special amplasate în structur, s fie capabile s disipeze energia prin formarea de mecanisme plastice de încovoiere i/sau de forfecare.

(2) Structura va fi astfel proiectat încât s se obin o comportare de ansamblu omogen, prin realizarea unor bare disipative cu caracteristici cât mai apropiate.

(3) Regulile date în continuare sunt menite s asigure c formarea articulaiilor plastice (inclusiv efectele rezultate din consolidarea oelului în articulaiile plastice) va avea loc în barele disipative, înainte de pierderea stabilitii generale sau apariia articulaiilor 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).

(0) 6.8.2. Calculul barelor disipative

(1) Inima unei bare disipative trebuie s fie realizat dintr-un singur element (fr plci de dublare) fr guri.

(2) Barele disipative sunt clasificate în 3 categorii în funcie de tipul mecanismului plastic dezvoltat: - bare disipative scurte, care disipeaz energia prin plasticizarea barei din for tietoare (eforturi principale); - bare disipative lungi, care disipeaz energia prin plasticizarea seciunii din moment încovoietor; - bare disipative intermediare, la care plasticizarea seciunii este produs de moment încovoietor i for tietoare;

(3) Pentru seciunile dublu T, sunt folosii urmtorii parametri pentru a defini eforturile capabile plastice (Figura 6.5):   ,

y f f pl link M f bt h t M    (6.15)     ,

/ 3 y w f pl link M f t h t V    (6.16) b tf h tw hw Figura 6.5. Notaii pentru bara disipativ cu seciune dublu T

(4) Dac

,

N / N Rd , pl Ed  la ambele capete ale barei disipative vor fi satisfcute condiiile: link , pl Ed V V  (6.17) link , pl Ed M M  (6.18) în care, NEd, MEd, VEd sunt eforturile de proiectare (fora axial, momentul încovoietor i fora tietoare), la ambele capete ale barei disipative.

(5) Dac NEd /Npl,Rd > 0,15, în relaiile (6.17) i (6.18) trebuie folosite urmtoarele valori reduse Vpl,link,r i Mpl,link,r în locul valorilor Vpl,link i Mpl,link: Vpl,link,r =Vpl,link  

5,

Rd , pl

Ed N / N 1 (6.19) Mpl,link,r =1,18Mpl,link  

,

/ Ed pl Rd N N      (6.20)

(6) Dac NEd /Npl,Rd  0,15 lungimea barei disipative e, trebuie s satisfac relaia (6.21) dac R e  1,6 Mpl,link. / Vpl,link (6.21) e  (1,15 - 0,5R)1,6 Mpl,link. / Vpl,link (6.22) coeficientul R având expresia: A V t2 d t N R Ed f w Ed   în care A este aria brut a barei disipative

(7) Lungimile e care definesc tipul barei disipative cu seciune dublu T simetrice se stabilesc dup cum urmeaz (Figura 6.6, a): dac e (6.23) dac e > 3,0 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativ este lung (6.24) dac 1,6 Mpl,link / Vpl,link  e  3,0 Mpl,link / Vpl,link - bara disipativ este intermediar (6.25)

(8) Când se formeaz o singur articulaie plastic la unul din capetele barei disipative (Figura 6.6, b), lungimile e care definesc tipurile de bare disipative cu seciune dublu T sunt: e (6.26) e > 1,5 (1 + ) ) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative lungi (6.27) 0,8 (1 + ) ) Mpl,link / Vpl,link  e  1,5 (1 + ) ) Mpl,link / Vpl,link - bare disipative intermediare (6.28)

în care, 0,1 M M B , Ed A , Ed +  ) B , Ed A , Ed M M + MEd,A i MEd,B sunt momentele încovoietoare la capetele barei disipative produse de aciunea seismic p p e e

a)

b) Figura 6.6. Configuraii de cadre contravântuite excentric cu (a) momente egale la capetele barei disipative sau (b) momente inegale la capetele barei disipative.

(9) Unghiul de rotire inelastic al barei disipative p (definit în Figura 6.7), format între bara disipativ i elementul din afara acesteia, rezultat în urma unui calcul neliniar, se va limita la: - p  0,08 radiani pentru barele disipative scurte; - p  0,02 radiani pentru barele disipative lungi; - p va avea o valoare determinat prin interpolare liniar între valorile de mai sus, pentru barele disipative intermediare.

(10) La capetele barei disipative, în dreptul contravântuirii, se vor prevedea rigidizri pe toat înlimea inimii pe ambele fee ale acesteia. Rigidizrile trebuie s aib o lime însumat de cel puin (b – 2tw) i grosimea tst0,75tw, respectiv tst10 mm.

(11) Barele disipative trebuie prevzute cu rigidizri ale inimii, dup cum urmeaz (vezi Anexa F.3): (a) Barele disipative scurte trebuie s fie prevzute cu rigidizri intermediare amplasate pe inim la distane a care trebuie s respecte condiiile: - a  (30 tw – hw/5) pentru p  = 0,08 rad - a  (52 tw – hw/5) pentru p   0,02 rad Pentru 0,02rad p  (b) Barele disipative lungi trebuie s fie prevzute cu rigidizri pe ambele fee ale inimii, amplasate la distana de 1,5b de fiecare capt al barei disipative (rigidizri ce delimiteaz zonele potenial plastice). (c) Barele disipative intermediare, trebuie s fie prevzute cu rigidizri ale inimii care s întruneasc cerinele de la a) i b) de mai sus. (d) Nu sunt necesare rigidizri intermediare pe inima barelor disipative cu o lungime mai mare de 5Mpl,link / Vpl,link.

(e) Rigidizrile inimii trebuie s se prevad pe toata înlimea acesteia. La barele disipative cu o înlime mai mic de 600 mm, rigidizrile se pot prevedea numai pe o singur parte a inimii, alternativ. ( ) Grosimea tst a rigidizrii va fi tst tw i tst 10mm, iar limea rigidizrii bstb/2–tw.

(12) Sudurile în relief ale rigidizrilor de inima barei disipative trebuie s aib rezistena mai mare sau egal cu ovfyAst, unde Ast = tstbst este aria seciunii rigidizrii. Rezistena sudurilor în relief dintre rigidizare i tlpi trebuie s fie mai mare sau egal cu ovfyAst/4.

(13) La capetele barei disipative, atât la talpa superioar cât i la talpa inferioar, trebuie prevzute legturi laterale, având o rezisten la compresiune mai mare sau egal cu 0,06 fy b tf (b, tf – dimensiunile seciunii tlpii barei disipative).

(14) Barele disipative vor avea clasa 1 de seciune. Pentru barele disipative scurte (e  1,6 Mpl,link. / Vpl,link) se permite utilizarea unor seciuni cu tlpi de clas 2. (0) 6.8.3. Elementele nedisipative

(1) Elementele nedisipative: stâlpii, contravântuirile i segmentele grinzilor situate în afara barelor disipative se vor verifica considerând cea mai defavorabil combinaie de eforturi. Pentru verificrile de rezisten i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin. Eforturile de calcul în situaia seismic de proiectare se determin cu relaiile: , , T Ed Ed G Ed E N N N  

, , T Ed Ed G Ed E M M M   , , T Ed Ed G Ed E V V V  

(6.29) în care, NEd,G, MEd,G, VEd,G sunt eforturile de proiectare, respectiv fora axial, moment încovoietor i fora tietoare, din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic; NEd,E, MEd,E, VEd,E efortul axial, momentul încovoietor i fora tietoare în stâlp din aciunea seismic de proiectare.

T este valoarea suprarezistenei sistemului structural, unde: - pentru cadrele contravântuite excentric cu bare disipative scurte; ov 1,5 V T 

  

V pentru bare disipative scurte este valoarea minim a raportului , , , / V i pl link i Ed i V V

 calculat pentru toate barele disipative scurte. Valoarea lui V se calculeaz pentru fiecare direc ie a structurii. - pentru cadrele contravântuite excentric cu bare disipative intermediare i lungi ov 1,5 M T 



M

pentru bare disipative intermediare i lungi este valoarea minim a raportului i M = Mpl,link,i / MEd,i calculat pentru toate barele disipative. Valoarea lui M se calculeaz pentru fiecare direc ie a structurii. VEd,i, MEd,i sunt valorile de proiectare ale forei tietoare i momentului încovoietor în bara disipativa "i", în gruparea de încrcri care include aciunea seismic; Vpl,link,i, Mpl,link,i sunt rezisten ele plastice de proiectare din for tietoare i din moment încovoietor, în bara disipativa "i" conform 6.8.2(3).

Nota 1. Valoarea suprarezistenei T va fi limitat astfel încât s fie îndeplinit condiia T  q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezistenei din Anexa F.

Nota 2. Atunci când bara disipativ i grinda care o con ine sunt confec ionate dintr-o singur bar, eforturile din segmentul de grind situat în afara barei disipative se pot determina conform rela iilor (6.29) folosind ov = 1,0.

(2) Diferen a dintre valorile maxime i minime ale raportului i (pe fiecare direc ie a structurii) trebuie s fie mai mic de 25%.

Nota 1. În cazul în care nu se poate asigura o variaie sub 25% a raportului i, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar.

Nota 2. În mod practic valorile eforturilor NEd, MEd i VEd se obin din gruparea seismic de încrcri, unde aciunea seismic se multiplic cu T.

(3) Zvelteea stâlpilor, în planul contravântuiri, se limiteaz la e y

1,3

f E 3,1

  .

(4) Pentru verificarea la pierderea stabilitii locale a inimilor grinzilor adiacente barei disipative se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin.

(5) Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din înlimea de etaj a stâlpului i se vor calcula în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin. (0) 6.8.4. Îmbinrile barelor disipative

(1) Îmbinrile barelor disipative sau ale elementelor care conin bare disipative trebuie proiectate luând în considerare rezerva de rezisten a seciunii T (vezi 6.8.3(1)) i sporul probabil al limitei de curgere a materialului exprimat prin ov (vezi 6.1.3). (0) , d,E

E d d G T E E

 în care, G , d E solicitarea îmbinrii produs de încrcrile neseismice din gruparea care include aciunea seismic; E , d E

solicitarea îmbinrii produs de ac iunea seismic; T

suprarezistena sistemului structural, conform 6.8.3(1).

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 verificai la compresiune i încovoiere, luând în considerare cea mai defavorabil combinaie de eforturi axiale i momente încovoietoare.

(2) La verificri se vor folosi eforturile NEd, MEd i VEd calculate conform 6.6.3

(3) Coeficientul de zveltee al stâlpilor trebuie limitat la 5,1 

.

(4) Coeficientul de sensibilitate la deplasarea relativ de nivel  definit la 4.6.2.2(2) trebuie limitat la   0,2. (0) 6.10. Reguli de proiectare pentru structurile din oel cu nuclee sau perei din beton armat i pentru structuri duale 6.10.1. Structuri cu nuclee sau perei din beton armat

(1) Pentru verificarea elementelor din oel se vor respecta prevederile prezentului capitol i se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin. Elementele de beton vor fi proiectate conform capitolului 5.

(2) Elementele la care exist o interaciune între metal i beton, trebuie verificate conform capitolului 7. (0) 6.10.2. Structuri duale

(1) Structurile duale cu cadre necontravântuite i cadre contravântuite lucrând în aceeai direcie, trebuie proiectate folosind un singur factor q. Forele orizontale trebuie distribuite între diferitele cadre proporional cu rigiditatea lor elastic.

(2) Cadrele necontravântuite, situate pe direcia contravântuit a cldirii, vor fi astfel proiectate încât s poat prelua cel puin 25% din aciunea seismic de calcul, în ipoteza în care cadrele contravântuite au ieit din lucru. Not: Dac aceast prevedere nu este satisfcut, structura trebuie considerat cadru contravântuit (centric sau excentric) i se proiecteaz conform prevederilor 6.7, 6.8 respectiv 6.11.

(3) Cadrele necontravântuite i cadrele contravântuite vor respecta prevederile 6.6, 6.7, 6.8 i 6.11.(0) 6.11. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat 6.11.1. Criterii de proiectare

(1) Contravântuirile cu flambaj împiedicat (BRB) sunt elemente disipative care sunt calculate s dezvolte deformaii plastice semnificative atunci când sunt supuse aciunii seismice de calcul. Contravântuirile sunt realizate dintr-un miez din oel introdus într-un sistem care împiedic flambajul miezului (vezi Figura 6.7).

(2) Cadrele cu contravântuiri cu flambaj împiedicat trebuie proiectate astfel încât plasticizarea contravântuirilor s se produc înainte de formarea articulaiilor plastice sau de pierderea stabilitii generale în grinzi i stâlpi. (0)

B-B A B B A A-A Miez din oel Mortar Tub din oel Figura 6.7. Alctuirea de principiu a unei contravântuiri cu flambaj împiedicat. 6.11.2. Rezistena contravântuirii

(1) Prinderile contravântuirii i elementele adiacente se calculeaz folosind capacitatea corectat a contravântuirii la compresiune i întindere. Aceste capaciti corectate se determin pe baza datelor din încercrile experimentale.

(2) Capacitatea corectat la compresiune se calculeaz cu relaia: max ov P yf A         unde:  – factorul de corecie a capacitaii la compresiune; – factorul de corecie datorat consolidrii.

(3) Capacitatea corectat la întindere se calculeaz cu relaia (vezi Figura 6.8): max ov T yf A      Not: În cazul în care se efectueaz încercri la traciune pe fiecare lot de material folosit la fabricarea miezului contravântuirilor, produsul ovfy poate fi înlocuit cu valoarea maxim a limitei de curgere determinat experimental, fy,max, vezi 6.2(5)-c.

(4) Factorul de corecie a capacitaii la compresiune, , se calculeaz ca raport între fora maxim de compresiune, Pmax i fora maxim de întindere, Tmax a specimenului încercat experimental pentru deformaia de calcul bm (vezi Figura 6.8). În calcul se va adopta valoarea maxim obinut din cele dou încercri cerute. Valoarea factorului  trebuie s fie cuprins între 1 i 1,3. by bm -by -bm Py Pmax = ovfyA Tmax = ovfyA Ty = ovfyA Figura 6.8. Diagrama for - deformaie pentru contravântuire. max max P T   ; max y T A f

  unde: Pmax - fora maxima de compresiune; Tmax - fora maxima de întindere;

(5) Factorul de corecie datorat consolidrii, , se calculeaz ca raport între fora maxim de întindere a specimenului încercat experimental la deformaia de calcul bm i fora de curgere (vezi Figura 6.8). În calcul se adopt valoarea maxim obinut din cele dou încercri cerute. Atunci când materialul din miezul încercat experimental difer de cel din prototip,  se calculeaz pe baza încercrii la întindere pe materialul din prototip. (0) 6.11.3. Particulariti de calcul

(1) Încrcrile gravitaionale, se consider preluate numai de grinzi i stâlpi, fr a se ine cont de elementele de contravântuire.

(2) Contravântuirile în V i cele în V întors vor respecta urmtoarele cerine: (0) (a) Capacitatea portant a grinzilor care intersecteaz contravântuirile, îmbinrile lor i elementele adiacente vor fi calculate în ipoteza c diagonalele nu contribuie la preluarea încrcrilor gravitaionale. Pentru combinaiile care includ aciunea seismic, efectul contravântuirii asupra grinzii, exprimat printr-o for vertical i una orizontal, se determin pe baza rezistenei corectate la întindere i compresiune. (b) Grinzile vor fi continue între stâlpi. Ambele tlpi ale grinzii vor fi prinse lateral. Se vor dispune legturi laterale în dreptul punctului de intersecie cu contravântuirile în V (sau V întors), în afara de cazul când grinda are o rigiditate în afara planului care s îi asigure stabilitatea între seciunile cu legturi laterale. ( ) 6.11.4. Calculul contravântuirilor

(1) Miezul din oel trebuie calculat s reziste la fora axial dezvoltat în contravântuire. Valoarea de calcul a rezistenei contravântuirii la efort axial de întindere sau compresiune, NRd, se determin cu relaia urmtoare:

y Rd M A f N    unde: A aria seciunii transversale a miezului din oel fy limita de curgere nominal a oelului din miez. M0 coeficientul parial de siguran. Not: în cazul în care se efectueaz încercri la traciune pe fiecare lot de material folosit la fabricarea miezului contravântuirilor, valoarea nominal a limitei de curgere fy poate fi înlocuit cu cea determinat din încercri, fy,max.

(2) Nu sunt permise îmbinri de continuitate pe lungimea miezului din oel.

(3) Oelul trebuie s satisfac cerinele minime referitoare la energia de rupere (vezi tabelul 6.2).

(4) Contravântuirile împiedicate la flambaj trebuie proiectate, executate i încercate experimental pentru a fi capabile s dezvolte deformaiile produse sub aciunea seismic de calcul. Aceste deformaii corespund dublului deplasrii relative de nivel de calcul la ULS, dar nu mai puin de 0.02 din înlimea de etaj. Sistemul de prevenire a flambajului nu va flamba el însui pân la deformaii egale cu de dou ori valoarea de calcul a deplasrii relative de nivel.

Figura 6.9. Schema subansamblului pentru încercarea experimental 6.11.5. Grinzile i stâlpii

(1) Stâlpii i grinzile se vor verifica considerând cea mai defavorabil combinaie de eforturi. Pentru verificrile de rezisten i stabilitate se va utiliza SR EN 1993-1-1 ca document normativ de referin. Eforturile de calcul în situaia seismic de proiectare corespund atingerii rezistenei corectate la întindere i compresiune în contravântuiri i se determin cu relaiile: , , Ed Ed G T Ed E N N N   , , Ed Ed G T Ed E M M M   , , Ed Ed G T Ed E V V V   (6.30) în care, NEd,G, MEd,G, VEd,G sunt eforturile de proiectare, respectiv fora axial, moment încovoietor i fora tietoare, din aciunile neseismice coninute în gruparea de încrcri care include aciunea seismic; NEd,E, MEd,E, VEd,E efortul axial, momentul încovoietor i fora tietoare în stâlp din aciunea seismic de proiectare.

T este valoarea suprarezistenei sistemului structural. Pentru cadrele cu contravântuiri împiedicate la flambaj: ov N T   

    N

este valoarea minim a raportului , , , / N i pl Rd i Ed i N N

 calculat pentru contravântuirile cadrului. Valoarea lui N se calculeaz pentru fiecare direc ie a structurii; Npl,Rd,i este rezisten a plastic la efort axial a diagonalei i; NEd,i este efortul axial de proiectare în aceeai diagonal "i", în gruparea de încrcri care include aciunea seismic. Not. Valoarea suprarezistenei T va fi limitat astfel încât s fie îndeplinit condiia T  q (unde q este factorul de comportare al structurii – vezi Tabelul 6.3). În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezistenei din Anexa F.

(5) Conformitatea contravântuirilor se bazeaz pe efectuarea de încercri experimentale realizate pe baza prevederilor din SR EN 15129. Încercrile constau în încercri tip iniiale (încercri de validare) i încercri de control al produciei în fabric. Sunt acceptate în calcul atât rezultatele obinute în cadrul încercrilor pentru proiectul respectiv cât i rezultatele încercrilor experimentale prezentate în literatura de specialitate sau încercri pentru alte proiecte similare. (0)

(2) Diferen a dintre valorile maxime i minime ale raportului i N (pe fiecare direc ie a structurii) trebuie s fie mai mic de 25%.

Nota 1: În cazul în care nu se poate asigura o variaie sub 25% a raportului N i

, mecanismul plastic al structurii trebuie verificat printr-un calcul static neliniar sau dinamic neliniar. Nota2: În mod practic, valorile eforturilor NEd, MEd i VEd se obin din gruparea seismic de încrcri, unde aciunea seismic se multiplic cu T

.

(3) Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor se vor face la aproximativ 1/3 din înlimea de etaj a stâlpului i se vor calcula în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-8 ca document normativ de referin. (0) 6.11.6. Îmbinrile contravântuirilor

(1) Îmbinrile contravântuirilor trebuie s fie dimensionate astfel încât s nu se plasticizeze la o for corespunztoare curgerii miezului din oel.

(2) Îmbinrile contravântuirilor trebuie dimensionate la fora axial maxim de compresiune care se poate dezvolta în contravântuire (vezi 6.11.2), majorat cu un factor egal cu 1,1: ov 1,1 d y R f A   

Not: în cazul în care se efectueaz încercri la traciune pe fiecare lot de material folosit la fabricarea miezului contravântuirilor, produsul ovfy poate fi înlocuit cu valoarea maxim a limitei de curgere determinat experimental, fy,max, vezi 6.2(5)(c).

(3) Calculul îmbinrii trebuie s ia în considerare flambajul local i global. Acest lucru se poate face prin calculul guseului îmbinrii la o for transversal similar cu cea dezvoltat în timpul încercrii sau prin dispunerea unor rigidizri sau contrafie pe guseu sau pe contravântuire. (0) 6.11.7. Îmbinrile grind-stâlp

(1) Acolo unde contravântuirea se prinde de ambele elemente ale unei îmbinri grind stâlp, îmbinarea poate fi articulat sau rigid i trebuie s îndeplineasc una din urmtoarele condiii: (0) (a) Atunci când se realizeaz articulat, îmbinarea trebuie s permit dezvoltarea unei rotiri de 0,025 rad. (b) Atunci când se realizeaz rigid, îmbinarea trebuie realizat ca i îmbinare nedisipativ conform prevederilor de la 6.5.5.( ) 6.12. Controlul execuiei

(1) Controlul execuiei trebuie s asigure c structura real corespunde celei proiectate.

(2) În acest scop, pe lâng prevederile din SR EN 1090-2 i din reglementrile tehnice în vigoare privind calitatea îmbinrilor sudate din o el ale construc iilor, trebuie satisfcute urmtoarele cerine:

(a) Desenele elaborate pentru execuie i montaj trebuie s indice detaliile îmbinrilor, mrimea i calitatea uruburilor i sudurilor precum i marca oelului. Pe desene va fi notat limita de curgere maxim admis a oelului fy,max ce poate s fie utilizat de fabricant în zonele disipative; (b) Trebuie controlat respectarea prevederilor din 6.2(1)-6.2(5); (c) Controlul strângerii uruburilor i calitatea sudurilor trebuie s se realizeze în conformitate cu prevederile normelor de la 6.1.1(4) (d) În timpul execuiei, se va verifica dac limita de curgere a oelului folosit în barele i zonele disipative este cea indicat în proiect. În mod excepional, se accept o depire de maxim 10% a valorii fy,max înscris pe desene. ( )

(3) Atunci când una din condiiile de mai sus nu este satisfcut, trebuie elaborate soluii de remediere a deficienelor pentru îndeplinirea cerinelor din prezentul cod i asigurarea unui nivel corespunztor al siguranei structurii. (0)

(2) Regulile din acest capitol sunt complementare prevederilor din standardele din seria SR EN 1994-1-1, indicate la capitolul 1.5

(3) Dac pentru anumite situaii, nu se dau precizri specifice în acest capitol, se pot aplica, dup caz, prevederile pentru construciile de beton armat din capitolul 5 sau pentru construciile de oel din capitolul 6 cuprinse în prezentul cod, precum i din standardele din seria SR EN 1992-1-1, respectiv SR EN 1993-1-1. (0) 7.1.2. Principii de proiectare

(1) Structurile compozite rezistente la aciunea seismic vor fi proiectate în concordan cu urmtoarele concepte privind rspunsul seismic al structurilor: (a) rspuns structural disipativ al structurii (b) rspuns structural slab disipativ al structurii ( )

(2) În cazul (a), comportarea structural se caracterizeaz prin dezvoltarea deformaiilor neliniare în anumite zone ale structurii numite zone disipative. Factorul de comportare q va avea în acest caz valori mai mari decat 1.5-2.0 i va depinde de tipul structurii compozite.

(3) Prevederile de proiectare pentru structurile disipative compozite urmresc mobilizarea unui mecanism structural favorabil de disipare a energiei seismice.

(4) În proiectarea structurilor disipative compozite, se definesc dou clase de ductilitate: DCM – clasa de ductilitate medie i DCH – clasa de ductilitate înalt. Ele corespund unei anumite capaciti de disipare a energiei prin mecanisme structurale neliniare. O structur încadrat într-o clas de ductilitate trebuie s respecte anumite condiii referitoare la: tipul structurii, calculul capacitii de rezisten, clasa seciunilor de oel, capacitatea de rotire a articulaiilor plastice i detaliile constructive prevzute în capitolele 5, 6 i 7 din prezentul cod.

(5) În cazul (b) structura va avea un rspuns în domeniul cvasi-elastic. Clasa de ductilitate este în aceast situaie DCL – clasa de ductilitate joas. Aceste tipuri de structuri compozite nu sunt permise decât în zone seismice caracterizate de valori ale acceleraiei terenului ag0,10g. Capacitatea de rezisten a elementelor i a îmbinrilor

7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR COMPOZITE 7.1. Generaliti 7.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Prevederile din acest capitol se refer la proiectarea structurilor compozite oel laminat - beton armat solicitate la aciunea seismic. Structurile compozite sunt structurile alctuite din elemente compozite la care conlucrarea între betonul armat i otelul laminat se manifest la nivel de seciune. Într-o seciune compozit, componentele de oel laminat pot fi neînglobate, parial sau total înglobate în beton armat (seciuni din beton armat cu armtura rigid - BAR). În cadrul acestui capitol se fac referiri i la structurile hibride. Aceste structuri sunt alctuite din elemente sau subsisteme din materiale diferite care conlucreaz între ele în cadrul structurii hibride de exemplu stâlpi de beton armat i grinzi de oel.

Conceptul de proiectare Factorul de comportare q Clasa de ductilitate Structur cu disipare mare q  4 DCH – înalt Structur cu disipare medie 1,5-2 DCM -medie Structur slab disipativ q=1,5-2 DCL -joas

(7) În cazul structurilor hibride se recomand soluii care s nu conduc la variaii brute de rezisten i rigiditate pe vertical. (0) 7.2. Materiale 7.2.1. Beton

(1) În structurile compozite se vor utiliza betoane de clas cel puin C20/25. Prevederile din prezentul cod se aplic la clase de beton de pân la C40/50.

(2) Valorile de proiectare ale rezistenelor i deformaiilor specifice ale betonului sunt date în SR EN 1992-1-1 ca document normativ de referin. (0) 7.2.2. Armtura din oel

(1) Pentru valorile de proiectare ale rezistenelor i deformaiilor specifice ale armturii din oel beton utilizat în zonele disipative i în zonele puternic solicitate ale structurilor nedisipative, se va utiliza SR EN 1992-1-1 ca document normativ de referin împreun cu condiiile date în capitolul 5 din prezentul cod.

(2) Elementele structurale se armeaz numai cu bare de oel profilat. Fac exceptie etrierii i agrafele pentru armarea transversal care se pot realiza din bare neprofilate.

(3) În zonele disipative pentru clasa de ductilitate DCH se vor folosi numai bare de oel cu alungiri specifice corespunztoare efortului maxim de cel puin 7,5% (oeluri din clasa C).

(4) Pentru clasa de ductilitate DCM oelul de armare utilizat pentru zonele disipative va fi din clasa B sau C (conform SR EN 1992-1-1).

(5) Plasele sudate de oel neductil se vor folosi în zonele disipative numai dac sunt dublate de o armatur ductil sau dac armturile neductile sunt solicitate sub limita convenional de curgere. (0)

în acest caz se va evalua conform SR EN 1992-1-1, SR EN 1993-1-1 i SR EN 1994- 1-1, fr alte condiii suplimentare.

(6) În tabelul 7.1 sunt date clasele de ductilitate ale structurilor compozite i valorile maxime ale factorilor de comportare corespunztori: Tabelul 7.1 Clase de ductilitate i valori maxime ale factorilor de comportare corespunztori

(1) Structurile compozite se clasific în funcie de alctuirea i de comportarea lor la aciuni seismice astfel: (0) (a) Cadre necontravântuite. Cadrele pot fi realizate în soluie compozit cu grinzi i stâlpi compoziti sau în soluie hibrid alctuite de exemplu cu stâlpi de beton armat i grinzi de oel sau compozite. (b) Cadre contravântuite. Contravântuirile cadrelor compozite sau hibride se pot realiza în soluie compozit sau de oel. Cadrele pot avea: b1) contravântuiri centrice b2) contravântuiri excentrice. (c) Structuri de tip pendul inversat. La aceste tipuri de structuri, zona disipativ se dezvolt la baza unui singur element compozit vertical, iar cea mai mare parte din mas se concentreaz la partea superioar a structurii. (d) Structuri compozite cu perei structurali compozii. (e) Structuri compozite duale: perei i cadre compozite (f) Structuri compozite sensibile la torsiune( ) 7.3.2. Factori de comportare

(1) Factorii de comportare q exprim capacitatea de disipare a energiei seismice a unui anumit tip de structur compozit. În condiiile în care sunt respectate criteriile de bun conformare date în prezentul cod se pot considera în calcul factori de comportare având valori maxime conform tabelului 7.2.

(2) Valorile factorului de comportare q date în tabelul 7.2 se vor reduce cu 20% dac cldirea este neregulat în elevaie conform capitolul 4.4.3.1(5).

(3) Pentru cazurile obinuite se pot adopta valorile u/l date în tabelul 7.2

(4) Se pot adopta pentru q valori mai mari decât cele date în tabelul 7.2 dac raportul u/l se determin printr-un calcul static neliniar. Valoarea raportului u/l nu va depi 1,6. (0) 7.2.3. Oelul structural ( rigid)

(1) Condiiile impuse oelului structural (rigid) utilizat la structurile compozite rezistente la aciuni seismice sunt cele prevazute în capitolul 6, în afara regulilor din prezentul capitol. (0) 7.3. Tipuri de structuri i factori de comportare 7.3.1. Tipuri de structuri

Tabelul 7.2 Valori maxime ale factorilor de comportare pentru structuri compozite Tipuri de structuri compozite Clasa de ductilitate DCH DCM DCL

a) Cadre compozite fr contravântuiri i structuri duale: 5u/l 4u/l

a1) Cadre cu un nivel u/l=1,1 a2) Cadre cu o deschidere i mai multe niveluri i perei cuplai u/l=1,2 a3) Cadre cu mai multe deschideri i niveluri u/l=1,3.

b) Cadre compozite contravântuite: b1) cu contravântuiri centrice

b2) cu contravântuiri excentrice u/l =1,2 5u/l

c) Structuri de tip pendul invers 2u/l

1,5 c1) Zone disipative la baza stâlpilor u/l =1,0

d) Structuri cu perei structurali compozii 4kwu/1 3kwu/l 1,5 d1) perei compozii cu zone de capt compozite i inima de beton armat, u/l =1,1 d2) pereti compozii sau de beton armat cuplai cu grinzi de oel sau compozite u/l =1,2 d3) perei compozii alctuii dintr-un panou de oel înglobat în betonul armat al inimii peretelui, sudat de cadrul de înrmare de oel sau de beton armat cu armtur rigid

u/l =1,2 d4) perei de beton armat cu armatur rigid cu diagonale de oel înglobate în betonul armat al inimii peretelui, cu bulbii i centurile armai cu armatur rigid u/l=1,2

f) Structuri compozite sensibile la torsiune

1,5 kw este coeficientul de form al pereilor determinat cu relaiile 5.2 i 5.3 din capitolul 5. 7.4. Aciunea de diafragm a planeelor compozite

(1) Planeele compozite trebuie s fie capabile s colecteze i s transmit, forele seismice de proiectare la sistemele structurale verticale la care sunt conectate. Pentru proiectarea planeelor compozite se va tine cont de prevederile din capitolul 4.4.4. Pentru verificrile de rezisten ale planeelor compozite ca diafragme orizontale, se vor utiliza forele seismice asociate mecanismului structural de plastificare.

(2) Pentru ca plcile compozite cu tabl cutat s îndeplineasc rolul de diafragm, vor avea o grosime minim de 100 mm, iar grosimea minim a stratului de beton de peste tabla cutat va fi de 50 mm.

(1) Zonele disipative se vor dirija prin proiectare, de regul, ctre elementele structurale compozite cu potenial de rspuns neliniar favorabil, elemente la care fenomenul de curgere, flambajul local i alte fenomene asociate comportrii neliniare alternante nu afecteaz stabilitatea general a structurii. În zonele disipative trebuie s existe posibilitatea de intervenie post seism.

(2) Zonele disipative ale structurilor compozite vor fi înzestrate prin proiectare cu capacitate de rezisten i ductilitate adecvate. Capacitatea de rezisten se va determina conform SR EN 1994-1-1 sau conform prevederilor din acest cod. Ductilitatea va fi asigurat prin respectarea unor reguli de alctuire constructiv i îndeplinirea unor condiii specifice.

(3) Zonele nedisipative, vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior fa de zonele disipative pentru a se dirija dezvoltarea deformaiilor neliniare numai ctre zonele disipative. (0) 7.6. Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite 7.6.1. Prevederi generale

(1) Cadrele compozite se vor proiecta astfel încât zonele disipative s fie dirijate la extremitile grinzilor compozite. Se admit deformaii neliniare în seciunile de la baza stâlpilor i în seciunile stâlpilor de partea superioar a ultimului nivel al cadrelor etajate în condiiile în care fora axial îndeplinete condiia impus prin relaia (7.9).

(2) Zonele disipative ale cadrelor compozite se vor înzestra prin proiectare cu o ductilitate adecvat.

(3) Nodurile grind-stâlp vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative. (0) 7.6.2. Calculul structural al cadrelor compozite

(1) Rigiditatea seciunilor compozite având beton în zona comprimat se calculeaz pentru determinarea valorilor eforturilor sectionale prin transformarea lor în seciuni echivalente, cu considerarea unui coeficient de echivalen n=Ea /Ecm unde Ea i Ecm sunt modulul de elasticitate al oelului i respectiv modulul de elasticitate al betonului pentru încrcri de scurt durat.

(2) În calculul rigiditii seciunilor compozite, betonul întins se neglijeaz fiind fisurat.

(3) Conectorii dintre plac (compozit sau de beton armat) i grinzile de oel se vor verifica la aciunea combinat a încrcrilor gravitaionale i seismice. Relaiile pentru calcul conectorilor sunt date în SR EN 1994-1-1. (0) 7.5. Proiectarea structurilor disipative compozite 7.5.1. Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite

(3) În cazul grinzilor compozite, se pot considera dou rigiditi la încovoiere: EaI1 pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a limii efective de plac în zon comprimat i Ea I2 pentru zona de moment negativ cu considerarea armturii din limea efectiv de plac întins.(pentru beff vezi tabelul 7.5), unde I1 i I2 sunt momentele de inerie ale seciunilor echivalente de oel în zona de moment pozitiv i respectiv negativ.

(4) Se poate realiza un calcul simplificat al rigiditii grinzii considerând pentru întreaga grind compozit un moment de inerie echivalent constant egal cu: Ieq=0,6I1+0,4I2 (7.1)

(5) Pentru stâlpii compozii, rigiditatea echivalent se va calcula cu relaia: (EI)c=0,9(EIa+ 0,5EcmIc+Es Is ) (7.2) Ia , Ic , Is, sunt momentele de inerie ale seciunilor de armtur, de beton i respectiv de oel rigid.

(6) Relaiile de calcul ale eforturilor de proiectare pentru impunerea mecanismului de disipare în cazul cadrelor compozite sunt cele date la 5.3.3 i în capitolul 6. (0) 7.6.3. Supleea pereilor seciunilor de oel care alctuiesc elementele compozite

(1) Ductilitatea elementelor compozite disipative solicitate la compresiune i încovoiere este condiionat de evitarea fenomenelor de instabilitate local a elementelor de oel. De aceea se impune limitarea supleei pereilor seciunilor de oel. Zonele comprimate ale elementelor compozite cu seciunea de oel neînglobat în beton vor respecta condiiile de suplee prevzute în Anexa F a prezentului cod. În cazul zonelor disipative ale elementelor compozite cu seciunea de oel înglobat în beton, supleea limit va fi cea dat în tabelul 7.3.

(2) Limitele c/tf date în tabelul 7.3 pot fi mrite dac sunt prevzute detaliile speciale de conectare ale tlpilor prevzute în paragraful 7.6.8.(0) 7.6.4. Transferul de eforturi i deformaii între oel i beton

(1) Pentru manifestarea aciunii compozite pe tot domeniul de solicitare, se va asigura transferul de eforturi i de deformaii între componenta din oel i componenta din beton armat prin aderen , frecare sau prin conectori. Atingerea valorilor de proiectare ale momentelor capabile la încovoiere cu for axial i ale forei tietoare capabile ale elementelor compozite este condiionat de asigurarea unei conlucrri eficiente între componenta din beton armat i cea din oel.

(2) Pentru calculul valorii de proiectare a lunecarii longitudinale capabile prin aderen i frecare Rd între componentele de oel i beton se vor folosi urmtoarele valori de proiectare ale efortului tangenial (valori din SR EN 1994-1-1 multiplicate cu 0.5). - seciuni de oel total înglobate (acoperire minim 100 mm) 0,33N/mm2 - tlpile profilelor parial înglobate 0,1N/mm2 - inimile profilelor parial înglobate -

- interiorul evilor circulare umplute cu beton 0,275N/mm2 - interiorul evilor rectangulare umplute cu beton 0,20N/mm2 Tabelul 7.3 Relaia intre factorul de comportare i limitele supleei pereilor seciunilor de oel ale elementelor compozite Clasa de ductilitate a structurii DCH DCM Factorul de comportare q q4 1,5..2 Tlpile seciunilor I sau H parial înglobate (c/tf ) 9 14 Seciuni de evi rectangulare umplute cu beton (h/t) 24 38 Seciuni de evi circulare umplute cu beton (d/t) 802 852 Tlpile seciunilor I sau H ale elementelor BAR (c/tf) 23 35 Inimile seciunilor I sau H ale elementelor BAR sau parial înglobate în beton (d/tw) 96 150 evi rectangulare umplute i înglobate în beton (h/t) 72 100 evi circulare înglobate i umplute cu beton (d/t) 1502 1802 =(235/fy)0.5 unde: c/tf reprezint raportul dintre limea aripii tlpii i grosimea ei, d/tw raportul dintre înlimea i grosimea inimii seciunii din oel, d/t raportul între dimensiunea exterioar maxim i grosimea peretelui evii, fy valoarea caracteristic a limitei de curgere a oelului (în N/mm2).

(3) Valorile de proiectare ale forelor de lunecare vor fi cele asociate mecanismului de disipare multiplicate cu un factor de suprarezisten Rd = 1,2

(4) În cazul grinzilor de oel compozite cu plac de beton armat, se va neglija aderena între beton i talpa seciunii din oel, în preluarea eforturilor tangeniale, lunecarea fiind preluat în întregime de conectori.

(5) În cazul folosirii conectorilor ductili de tipul dornurilor cu cap, grinzile disipative vor avea între placa de beton armat i grinda de oel conectare total sau conectare parial cu un grad de conectare mai mare de 0,8.

(6) În cazul în care se utilizeaz conectori neductili de tip rigid, conectarea între plac i grind va fi total.

(7) În calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile ale conectorilor în zonele disipative se va aplica un coeficient de reducere egal cu 0,75. Relaiile de calcul ale valorilor de proiectare ale eforturilor capabile ale conectorilor sunt date în SR EN 1994-1-1

(8) La stâlpii compozii trebuie s se asigure repartizarea reaciunilor verticale transmise de grinzi în noduri între componentele de beton armat i oel, repartiie proporional cu rigiditatea acestor componente.

(9) În cazul stâlpilor compozii, dac aderena i frecarea nu pot asigura intregral transferul de eforturi tangeniale asociate mecanismului de disipare, prin depirea valorilor de proiectare ale eforturilor tangeniale date la 7.6.4 (2), se vor dispune conectori care s asigure conectarea total i preluarea forelor de lunecare de proiectare. (0) 7.6.5. Grinzi compozite

(1) În zonele disipative ale grinzilor compozite se vor verifica urmtoarele condiii: MEd /Mpl,Rd 1,0 (7.3) NEd/Npl,Rd  0,15 (7.4) VEd/Vpl,Rd 0,5 (7.5) unde: MEd , NEd ,VEd valorile de proiectare ale eforturilor secionale din grind Npl,Rd Mpl,Rd Vpl,Rd valorile de proiectare ale eforturilor capabile plastice ale grinzii

(2) Pentru grinzile compozite se vor determina valorile eforturilor de proiectare VEd, MEd cu relaiile prevzute în articolul 5.3.3.2.

(3) Valorile de proiectare ale eforturilor capabile ale grinzilor compozite se vor determina în conformitate cu prevederile din SR EN 1994-1-1. (0) 7.6.5.1 Grinzi din oel compozite cu plci de beton armat

(1) Pentru asigurarea ductilitii, în zonele disipative se va limita înlimea relativ a zonei comprimate a betonului plcii grinzii compozite x/hb conform tabelului 7.4.

(2) În zonele disipative ale grinzilor compozite din apropierea nodului grind - stâlp vor fi prevzute în plac armturi suplimentare. Dispunerea acestor bare este artat în Figura 7.2, iar calculul lor este dat în Anexa G.

(3) Limea efectiv a plcii beff (Figura 7.1) va avea valoarea: beff = be1+be2 (7.6)

Tabelul 7.4 Valori maxime ale înlimii relative a zonei comprimate de beton x/hb pentru asigurarea ductilitii grinzilor din oel compozite cu plac de beton armat Clasa de ductilitate q fy (x/hb)max DCH q4

0,20 DCH q4

0,27 DCM 1,5

0,27 DCM 1,5

0,36

unde: hb înlimea total a grinzii compozite fy valoarea caracteristic a limitei de curgere a oelului armturii. Figura 7.1. Definiia limilor efective be i beff

(4) Limile efective pariale ale plcii situate deoparte i de alta a axei grinzii ,be1 i respectiv be2 utilizate pentru calculul momentelor capabile MRd i respectiv a rigiditatilor EI se vor determina conform tabelului 7.5. Aceste valori nu vor depi jumtatea distanelor între grinzi (b1) i distana pân la marginea liber a plcii (b2).

(5) Valorile date în tabel sunt valabile în condiiile în care în plac sunt prevzute armturile suplimentare din Figura 7.2. (0) hb be1 be2 beff b1 b1 b2

Tabelul 7.5 Limea efectiv parial a plcii grinzilor compozite în zona nodurilor be be Condiii de alctuire din zona nodului grind- stâlp be pentru calculul momentul capabil MRd(plastic) be pentru calculul rigiditii EI(elastic) A.Stâlp interior Exist sau nu grind transversal cu armtur suplimentar AT i AS Pentru M- : 0,1l Pentru M+ : 0,075l Pentru M- : 0.05 l Pentru M+: 0,0375 l B1. Stâlp exterior Exist o grind marginal transversal rezemat pe stâlp în care se ancoreaz armturile longitudinale ,cu conexiune total cu placa i armturi suplimentare în plac AT i AS, Pentru M- : 0,1l Pentru M+ : 0,075l B2. Stâlp exterior Exist o fâie de plac în consol fa de stâlp în care armturile longitudinale se ancoreaz cu bucle i armturi suplimentare Pentru M- : 0,1l Pentru M+:bc/2+0,7hc/2

sau hc/2+0,7bc/2 B3. Stâlp exterior Exist un dispozitiv adiional fixat de talpa stâlpului cu o lime bel mai mare decât limea tlpii stâlpului bc, iar armturile longitudinale din plac nu sunt ancorate Pentru M- : 0 Pentru M+:bc/2be,max be,max =0.05l Pentru M- :0 Pentru M+: 0,0375 l B4. Stâlp exterior Nu exist element transversal sau armturile longitudinale nu sunt ancorate de stâlp Pentru M- : 0 Pentru M+: bc/2

sau hc/2 Pentru M-: 0 Pentru M+ : 0,025 l unde: M-, M+ indic situaiile de calcul ale valorii limii efective pariale de plac be (în zona de moment negativ i respectiv pozitiv). Pentru momentul negativ, betonul plcii fiind fisurat, limea efectiv parial de plac be cuprinde armturile întinse care intervin în determinarea momentului capabil i a rigiditii. l deschiderea interax a grinzii. bc limea stâlpului perpendicular pe axa grinzii , hc înlimea seciunii stâlpului, bel limea elementului suplimentar sudat de stâlp. AS i AT armturile suplimentare amplasate în plac în zona stâlpului (As armtura longitudinal i AT armtura transversal). Relaiile de calcul pentru aceste armturi i pentru rezultanta eforturilor de compresiune din plac sunt date în Anexa G. Cazurile A, B1, B2, B3 sunt ilustrate în Figura 7.2.

A - Nod interior B - Nod exterior C - Grind compozit D - Grind marginal compozit

E - Fâie de plac în consol fa de stâlp F – Conectori

G - Dispozitive suplimentare sudate de stâlp pentru preluarea compresiunilor din plac Figura 7.2. Dispunerea barelor suplimentare As, AT i situaii de calcul ale limii efective de plac 7.6.5.2. Grinzi compozite de beton armat cu armatur rigid

(1) Pentru proiectarea grinzilor compozite de beton armat cu armatur rigid se vor respecta prevederile SR EN 1994-1-1 i prevederile din capitolele 5 i 6, dac nu contravin prevederilor din acest capitol.

(2) Limea efectiv de plac pentru calculul grinzilor la starea limita de rezisten la încovoiere se va determina în conformitate cu 5.3.4.1.1. Armturile din plac se consider active la moment negativ dac sunt plasate pe limea beff i dac sunt corespunztor ancorate.

VRd,a /Vpl,Rd,a  0,5 VEd,c/Vpl,Rd,c  1 (7.7)

(4) În structurile disipative, se consider zone disipative (critice), zonele de la extremitile grinzilor cu lungimea lcr=1.5hb (hb - înlimea grinzii) msurat de la faa stâlpilor sau zonele de aceeai lungime situate deoparte i de alta a unei seciuni din câmpul grinzii în care se atinge Mpl,Rd în combinaiile dintre aciunea seismic cu cea gravitaional.

(5) Asigurarea cerinelor de ductilitate local în aceste zone se va face respectând condiiile de la 5.3.4.1.2. (0) 7.6.6. Stâlpi compozii din beton armat cu armtur rigid ( cu seciunea din oel total înglobat în beton )

(1) Pentru stâlpii compozii se vor determina eforturile de proiectare cu relaiile prevzute în articolul 5.3.3.3. Aceste eforturi vor respecta urmtoarele condiii: MEd /Mpl,Rd  1,0 (7.8) NEd/Npl,Rd  0,3 (7.9) VEd,c/Vpl,Rd,c  1 i VEd,a/Vpl,Rd,a  0,5 (7.10)

(2) Eforturile secionale de proiectare se vor determina astfel încât s favorizeze dezvoltarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice. La un anumit nivel momentele din stâlpi i grinzi se pot redistribui în condiiile realizrii echilibrului de nod i a pstrarii constante a forei tietoare de nivel.

(3) Relaiile pentru calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile Mpl,Rd, ale stâlpilor compozii sunt date în SR EN 1994-1-1. Valoarea de proiectare a forei tietoare capabile Vpl,Rd a stâlpului se va determina ca sum a forelor tietoare capabile ale componentelor de beton armat Vpl,Rd,c i de beton armat Vpl,Rd,a determinate conform capitolelor 5 i 6 din prezentul cod. Fora tietoare de proiectare VEd se va distribui între seciunea de beton armat V Ed,c i oel VEd,a în raport cu valorile momentelor de proiectare capabile ale seciunilor acestor componente: beton armat MRd,c i oel MRd,a.

(4) În structurile compozite disipative, zonele de la extremitile stâlpilor se proiecteaza ca zone disipative pentru care se iau msuri de asigurare a ductilitii.

(3) Pentru verificarea la fort tietoare a grinzilor, fora tietoare de proiectare VEd se va distribui între seciunea de beton armat VEd,c i oel VEd,a în raport cu valorile momentelor de proiectare capabile ale acestor componente. MRd,c i oel MRd,a. Relaiile pentru calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile Mpl,Rd, ale grinzilor compozite sunt date în SR EN 1994-1-1. VRd,c i VRd,a se vor calcula în conformitate cu prevederile capitolelor 5 i 6. Verificarea la for tietoare se va realiza cu relaiile:

(5) Lungimea zonelor critice ale stâlpilor compozii se calculeaz cu relaiile: lcr=max(hc,lcl/6,600mm) pentru DCM (7.11) lcr=max(1,5hc,lcl/6,600mm) pentru DCH (7.12) unde: hc înlimea seciunii stâlpului compozit lcl lungimea liber a stâlpului. Dac lcl / hc

(6) În zonele disipative ale stâlpilor compozii, dac relaia (7.9) nu este îndeplinit, pentru a asigura o capacitate de rotire plastic suficient, se va respecta condiia:

,0

,  b bc d sy d wd



)

(7.13) unde,  valoarea necesar a factorului ductilitii de curbur

2   q

, dac T1  0,7Tc

  cq

, dac T1 (7.14) c coeficientul de amplificare a deplasrilor definit conform prevederilor Anexei E. T1 perioada proprie fundamental de vibraie a cldirii Tc perioada de control (col) a spectrului de rspuns q factorul de comportare al structurii d fora axial de proiectare normalizat d = NEd / Npl,Rd = NEd / (Aa fyd,a +Ac fcd + As fyd,s ) (7.15) sy,d valoarea de proiectare a deformaiei la iniierea curgerii oelului bc, b0 limea seciunii transversale de beton, respectiv limea miezului de beton confinat, msurate între axele etrierilor marginali wd factorul (coeficientul) de armare volumetric al armturii transversale de confinare din zona critic cd yd wd f f beton de nucleului volumul agrafelor si etrierilor volumul  

(7.16) Pentru o seciune dreptunghiular de beton, relaia (7.16) devine. cd yd st h st b wd f f s h b h A n b A n

0  

(7.17)

hc, h0 înlimea seciunii transversale de beton, respectiv înlimea miezului de beton confinat, msurate între axele etrierilor marginali bc, b0 limea seciunii transversale de beton, respectiv limea miezului de beton confinat, msurate între axele etrierilor marginali nb, nh numrul de ramuri de etrieri pe fiecare direcie a seciunii transversale de beton Ast aria unei ramuri de etrier  factorul de eficien a confinrii s

n) ) )  (7.18) - pentru seciuni dreptunghiulare: "    n i i n h b b

) (7.19) ## $ % && ' (  ## $ % && ' (  

h s b s s ) (7.20) - - pentru seciuni transversale circulare, armate cu etrieri circulari ,

 n ) i:

## $ % && ' (   D s s ) (7.21) - - pentru seciuni transversale circulare, armate cu spir circular,

 n ) i: ## $ % && ' (  

D s s ) (7.22) unde: n numrul barelor longitudinale fixate lateral de etrieri i agrafe bi distana între barele longitudinale succesive fixate lateral s distana între etrieri D0 diametrul interior al spirei sau etrierului circular

(7) Distanele s între etrieri în zonele disipative nu vor depi valorile: s min (bo/2,200mm, 9dbL), pentru clasa de ductilitate DCM (7.23) s min (bo/2,175mm, 8dbL), pentru clasa de ductilitate DCH (7.24) unde, bo dimensiunea minim a miezului de beton msurat între axele etrierilor dbL diametrul barelor longitudinale Pentru zona disipativ de la baza stâlpilor din clasa de ductilitate DCH

s  min (bo/2,150mm, 6dbL) (7.25)

(8) În cazul primelor dou niveluri ale cldirii, etrierii se vor îndesi pe o lungime egal cu de 1.5 ori lungimea critic a stâlpilor.

(9) Diametrul etrierilor dbw trebuie s respecte condiiile: dbw6mm pentru clasa de ductilitate DCM dbwmax (0,35dbL max[fydL/fydw]0.5, 8mm) pentru clasa DCH (7.26) unde fydL i fydw sunt valorile de proiectare ale rezistenelor la curgere a oelului armturilor longitudinale i respectiv transversale.

(10) În zonele disipative, diametrul etrierilor de confinare dbw pentru împiedicarea flambajului local al tlpii comprimate va respecta condiia: dbw  [(bf tf /8)(fydf /fydw)]0,5 (7.27) unde: bf , tf limea i grosimea tlpii , fydf, fydw valorile de proiectare ale rezistenei la curgere a oelului tlpii i respectiv a armturii transversale.

(11) În zonele disipative (critice) distana între dou bare longitudinale consecutive legate la col de etrieri sau cu agrafe nu va depi 200mm pentru clasa de ductilitate DCM i 150mm pentru clasa de ductilitate DCH.

(12) Prevederile constructive privind ancorajul i înndirea armturilor stâlpilor compozii vor fi aceleai cu cele date în capitolul 5 pentru stâlpii de beton armat.

(13) Acoperirea cu beton a armturii rigide va fi de minim 75 mm pentru elemente de clasa DCM i 100 mm pentru elemente din clasa DCH. (0) 7.6.7. Stâlpi compozii din eav umplut cu beton

(1) Pentru proiectarea stâlpilor din evi de oel umplute cu beton sau umplute i înglobate în beton se vor respecta prevederile din SR EN1994-1-1, paragraful 6.7.

(2) În cazul elementelor disipative din evi umplute cu beton, valoarea de proiectarea a forei tietoare capabile a stâlpului se va determina luând în considerare în calcul sau numai contribuia sectiunii de oel, sau numai pe cea a miezului de beton armat considerând ca armtur transversal eava de oel.

(3) Relaia între clasa de ductilitate i supleea limit a pereilor evii este dat în Tabelul 7.3. (0) 7.6.8. Elemente compozite cu seciunea din oel parial înglobat în beton armat

(1) În zonele disipative ale elementelor compozite cu seciunea de oel parial înglobat în beton, distanele s între armturile transversale vor satisface condiiile date la 7.6.6 i SR EN 1994-1-1, paragraful 6.7.

(2) În cazul elementelor disipative, valoarea de proiectare a forei tietoare capabile se va determina considerând în calcul numai contribuia seciunii de oel cu excepia cazurilor în care sunt luate msuri speciale de mobilizare a capacitii de rezistenei la for tietoare a betonului armat, prin realizarea de legturi transversale între beton i grinda de oel.

(3) Armturile suplimentare sudate de tlpi ca în Figura 7.3, b, pot întârzia flambajul local al tlpilor în zonele disipative. În cazurile în care aceste bare se afl la o distan sl axele acestor bare, valorile pentru supleea limit a tlpilor din tabelul 7.3 pot fi mrite astfel: pentru sl /c

(4) Pentru 0.5 i cele mrite cu 50%

a) etrieri sudai de inim

b) bare drepte sudate de tlpi Figura 7.3. Armtura transversal a elementelor compozite parial înglobate în beton

(5) Diametrul acestor armturi suplimentare dbw va fi cel puin 8mm i va verifica relaia (7.27).

(6) Armturile suplimentare se vor suda de tlpi la ambele capete, iar rezistena sudurilor nu va fi mai mic decât rezistena la întindere a armturilor. Aceste armturi vor avea acoperirea cuprins între 20 mm i 40 mm. (0) 7.6.9. Nodurile cadrelor compozite disipative

(1) Pentru proiectarea nodurilor compozite i hibride se vor respecta prevederile din capitolele 5 i 6 din prezentul cod.

(2) Nodurile compozite vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative ale elementelor adiacente astfel încît deformaiile neliniare s fie dirijate ctre acestea.

(3) În timpul aciunii seismice se va asigura integritatea betonului comprimat al plcii din jurul stâlpilor prin prevederea de armturi suplimentare. Armturile din plac, amplasate în zona nodurilor, vor respecta condiiile de alctuire prevzute în Figura 7.2 i Anexa G.

(4) Pentru proiectarea îmbinrilor cu sudur sau cu uruburi a elementelor în nod se va respecta condiia:

Rd  1.5 Rfy (7.28) unde Rd valoarea de proiectare a eforturilor capabile ale îmbinarii iar Rfy valoarea de proiectare a eforturilor capabile ale elementelor disipative care se îmbin.

(5) În cazul nodurilor compozite grind –stâlp la care panoul de oel al nodului este total înglobat în beton, capacitatea de rezisten a nodului se va calcula ca sum a contribuiei betonului armat i a panoului de oel din nod care se determin conform prevederilor din capitolele 5 i 6 din prezentul cod ,dac sunt îndeplinite urmtoarele condiii: (a) raportul dimensiunilor nodului va respecta condiiile 0,6 hb/hc 1,4 (7.29) unde hb i hc sunt dimensiunile panoului nodului (egale cu înlimea seciunii de oel a grinzii i respectiv a stâlpului) (b) ( ) Vj,Ed (7.30) unde: Vj,Ed valoarea forei tietoare de proiectare a nodului asociat formrii articulaiilor plastice în zonele disipative ale grinzilor compozite adiacente, calculata în raport cu valorile momentelor de proiectare capabile ale componentelor din beton armat MRd,c i oel MRd,a ale acestora, considerand i factorul de suprarezisten al oelului. Vj,Rd valoarea de proiectarea a forei tietoare capabil a nodului compozit. Valoarea de proiectare a forei tietoare capabile Vj,Rd a nodului se va determina ca sum a forelor tietoare capabile ale componentelor de beton armat Vj,Rd,c i de oel Vj,Rd,a ale nodului determinate conform capitolelor 5 i 6 din prezentul cod.

(6) La proiectarea nodurilor compozite alctuite din grinzi de oel compozite cu plci de beton armat i stâlpi compozii sau de beton armat se vor lua urmtoarele msuri: - la faa stâlpului se vor amplasa rigidizri verticale. - fora tietoare din grinzi se va distribui între armturile verticale suplimentare sudate de talpa grinzii i seciunea de oel a stâlpului.

(7) La proiectarea nodurilor hibride alctuite din grinzi de oel sau compozite i stâlpi de beton armat se va ine seama de urmtoarele condiii de alctuire: - grinda de oel va trece continu prin nod - la faa stâlpului se vor dispune rigidizri verticale - în apropierea rigidizrilor verticale se vor dispune în stâlpi armturi verticale suplimentare sudate de tlpile grinzii, având o rezisten la întindere egal cu fora tietoare de proiectare a grinzii de oel. Betonul din zona acestor armturi

va fi confinat cu armtur transversal care va respecta condiiile din paragraful 7.6.6.

(8) Nodurile hibride alctuite din stâlpi de beton armat i grinzi de oel nu se recomand în zone cu seismicitate ridicat ag 0.16. (0) 7.7. Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice

(1) La proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri centrice se vor respecta prevederile seciunii 6.7 referitoare la: - -criteriile de proiectare (6.7.1) - -calculul cadrelor (6.7.2) - -dimensionarea elementelor diagonale (6.7.3) a grinzilor i stâlpilor (6.7.4)

(2) Cadrele compozite cu diagonale centrice vor fi alctuite din grinzi i stâlpi în soluie compozit cu noduri rigide i diagonale din oel sau compozite. (0) 7.8. Proiectarea cadrelor compozite cu contravantuiri excentrice

(1) La proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri excentrice se vor respecta prevederile seciunii 6.8 referitoare la: - criteriile de proiectare (6.8.1) - dimensionarea barelor disipative (6.8.2) - dimensionarea elementelor care nu conin bare disipative (6.8.3)

(2) Cadrele compozite cu contravântuiri excentrice vor fi alctuite din grinzi, stâlpi i diagonale compozite sau de oel. Barele disipative vor fi de oel.

(3) Cadrele compozite cu diagonale excentrice se vor proiecta astfel încât disiparea s se produc prin formarea de zone critice la extremitile barelor disipative înaintea cedrii îmbinrilor, a curgerii sau flambajului grinzilor i a stâlpilor.

(4) Diagonalele, stâlpii, i zonele grinzilor din afara zonelor disipative se vor proiecta s lucreze în domeniul elastic la forele maxime asociate plastificrii barelor disipative, cu considerarea efectelor consolidrii oelului.

(5) În cazul structurilor la care barele disipative sunt amplasate lâng stâlpi de beton armat sau stâlpi compozii, se vor prevedea la faa stâlpilor rigidizri verticale pe ambele prti ale seciunii barei disipative. Armatura transversal din stâlp din zona barei disipative va respecta condiiile date la 7.6.6.

(6) Îmbinrile barelor disipative se vor proiecta considerând suprarezistena seciunii i cea a materialului barei disipative datorat consolidrii oelului.

(7) În evaluarea valorii de proiectare a capacitii de rezisten la întindere a diagonalelor compozite se va considera în calcul numai seciunea de oel a diagonalei.

(0)

7.9. Proiectarea structurilor cu perei compozii

(1) Prevederile acestui capitol se refer la sistemele structurale compozite aparinând tipurilor definite în Figura 7.4

(2) În cazul pereilor compozii de tipul 1 energia se disipeaz prin încovoiere în zonele disipative amplasate la baza pereilor. Tip 1 Perei compozii de beton armat cu armatur rigid în zonele de capat Tip 2 Perei compozii sau de beton armat cuplai cu grinzi compozite sau de oel Tip 3 –Perei compozii cu panou de oel înglobat în inim i cu bulbi i centuri cu armatura rigid Tip 4 –Perei compozii cu diagonale de armatur rigid înglobate în inim i cu bulbi i centuri cu armatur rigid Figura 7.4. Sisteme structurale pentru pereii compozii

(3) În cazul tipului 2 de pereti compozii disiparea energiei se realizeaz în zona de la baza pereilor i în grinzile de cuplare.

(4) În cazul peretilor compozii de tip 3 cu panoul de oel înglobat în betonul armat al inimii disiparea energiei se produce în zona de la baza peretelui. Prin înglobarea în beton armat, panoul de oel este impiedicat s-i piard stabilitatea.

(5) În cazul pereilor compozii de tip 4, disiparea energiei seismice se produce în seciunile de la baza pereilor, diagonalele de oel înglobate asigurând armarea eficient la for tietoare a inimii peretelui. (0)

7.9.1. Calculul structurilor cu perei compozii

(1) Calculul rigiditii de proiectare a pereilor compozii va ine seama de aportul armturii rigide înglobate.

(2) Relaiile de calculul ale eforturilor de proiectare pentru impunerea mecanismului de plastificare în cazul pereilor compoziti sunt date în capitolul 5.3.3.5.

(3) Pentru calculul valorilor de proiectare ale eforturilor capabile i pentru alctuirea pereilor compozii se vor respecta prevederile din capitolele 5 i 6.

(4) În cazul pereilor compozii cu inima de beton armat (tipul 1 i tipul 2) se consider c fora tietoare este preluat integral de inima de beton armat a peretelui iar momentul de incovoiere de ansamblul peretelui.

(5) În cazul pereilor compozii care au armatur rigid în inim (tipul 3 i 4) fora tietoare este preluat prin suma contribuiilor betonului armat i a armturii rigide din inim.

(6) Asigurarea cerinelor de ductilitate local i lungimile zonelor disipative ale pereilor compoziti sunt cele din 5.3.4.3.2.

(7) Panourile de beton armat ale peretilor compozii vor respecta prevederile de alctuire constructiv i de dimensionare ale pereilor de beton armat date în cap 5.

(8) Zonele de la extremitatile seciunii pereilor cu armatur rigid total înglobat în beton vor fi proiectate în conformitate cu paragraful 7.6.6 din prezentul cod.

(9) Zonele de la extremitile seciunii pereilor cu armtur rigid cu înglobare parial în beton se vor proiecta inând cont de prevederile paragrafului 7.6.8

a)Element de capt parial înglobat în beton utilizat în sisteme de tip 1

b)Element de capt total înglobat în beton utilizat în sisteme de tip 1 A = bare sudate de stâlp B = armtur transversal C = conectori

D = agrafe Figura 7.5. Detalii pentru zonele de capt ale pereilor compozii

(10) Transferul eforturilor tangeniale între zonele de la extremitile peretelui i panoul din beton armat al inimii peretelui se va realiza prin conectori, prin bare sudate de seciunea de oel sau bare trecute prin gurile armturii rigide (Figura 7.5)

(11) Riglele de cuplare de oel sau compozite cu plac de beton armat vor avea o lungime de înglobare suficient în peretele din beton armat, capabil s transmit peretelui momentele i forele tietoare de proiectare ale grinzii de cuplare. Lungimea de înglobare le se msoar de la primul rând de armatur al zonelor de capt (Figura 7.6). Lungimea de înglobare nu va fi mai mic de 1.5h unde h este înlimea grinzii de cuplare.

(12) În zona de înglobare a grinzii de cuplare se vor dispune în perete armturi verticale sudate de tlpile grinzii cu o capacitate de rezisten la întindere egal cu fora tietoare capabil a grinzii. 2/3 din aria acestei armturi se va amplasa în prima jumtate a lungimii de înglobare. Armtura se va prelungi simetric deasupra i dedesubtul tlpilor grinzii de cuplare cu o lungime egal cu lungimea de ancoraj. În aceast zon armtura transversal va respecta condiiile date în 7.6.6.

(13) În cazul clasei de ductilitate DCM armtura de confinare a elementelor de capt ale pereilor compoziti se va realiza pe o distanta egala cu h, iar pentru clasa de ductilitate DCH aceasta distanta se va extinde pe lungimea peretelui la 2h ,dar cel puin lw=h/10. (h este înlimea seciunii elementului de capat în planul peretelui, Figura 7.5).

(14) Conectarea panoului de oel cu cadrul de înrmare se va realiza continuu cu sudur sau cu uruburi.

(15) Grosimea minim de înglobare în beton a panoului de oel 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 direcii.

(17) Conectarea între panoul de oel i betonul de înglobare se va realiza cu conectori sudai sau cu agrafe care trec prin guri practicate în panoul de oel.

(18) Golurile din panoul de oel al inimii peretelui compozit vor fi rigidizate. (0) A=Armtur suplimentar a peretelui în zona de înglobare a grinzii de oel B = Grind de cuplare de oel C = Rigidizri verticale Figura 7.6. Grinzi de cuplare de oel ale pereilor de beton armat i detalii de înglobare pentru clasa de ductilitate DCH h le A B C le C

7.10. Proiectarea fundaiilor structurilor compozite

(1) Sistemul de fundaii al structurilor compozite se va proiecta cu un grad de asigurare sporit în raport cu suprastructura, la for e corespunzatoare mecanismului structurii de disipare a energiei în conformitate cu capitolul 4.6.2.5.

(2) Se recomand ca armatura rigid de oel a elementelor compozite verticale s fie ancorat în elementele de beton armat ale infrastructurii (pereii subsolurilor i în fundaii) astfel încât placa de baz a acesteia s se afle sub cota în care se consider încastrarea structurii. Armatura rigid se va ancora atat la nivelul plcii de baz, cât i pe înlimea de înglobare.

(3) La proiectarea infrastructurilor se vor respecta prevederile capitolele 5.8 din prezentul cod. (0)

8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE ZIDRIE 8.1. Generaliti 8.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Prezentul capitol are ca obiect enunarea cerinelor generale i a condiiilor tehnice specifice pentru situaia de proiectare seismic, definit conform Codului CR0, privind: - calculul i alctuirea arhitectural-structural a cldirilor cu perei structurali din zidrie; - calculul, alctuirea i detalierea constructiv a pereilor structurali din zidrie. Proiectarea elementelor nestructurale i a panourilor de zidrie înrmate în cadre se va face conform prevederilor generale din acest Cod i prevederilor specifice din

capitolul 10.

(2) Prevederile pentru situaia de proiectare seismic stabilite în acest Capitol completeaz i se aplic împreun cu prevederile generale de calcul (ipoteze, procedee, modele i metode) i cu detaliile constructive pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare, definite conform 8.1.3.(2), date în Codul CR 6.

(3) Pereii structurali care constitue obiectul acestui capitol sunt definii dup cum urmeaz: (a) Perete structural: perete destinat s reziste forelor verticale i orizontale care acioneaz, în principal, în planul su. Pereii de zidrie care îndeplinesc condiiile geometrice minime date la 8.5.2.1.2, care au continuitate pân la fundaii i care sunt executai din materialele menionate la 8.2. sunt "perei structurali" i vor fi calculai i alctuii conform regulilor generale din Codul CR 6 i prevederilor suplimentare din prezentul Cod. (b) Perete structural de rigidizare: perete dispus perpendicular pe un perete structural, cu care conlucreaz la preluarea forelor verticale i orizontale i contribuie la asigurarea stabilitii acestuia. ( ) În cazul cldirilor cu planee care descarc pe o singur direcie, pereii structurali paraleli cu direcia elementelor principale ale planeului, care nu sunt încrcai direct cu for e verticale, dar care preiau forele orizontale care acioneaz în planul lor, sunt denumii i perei de contravântuire. ( )

(4) Cldirile cu perei structurali din zidrie i pereii structurali din zidrie se vor proiecta conform prevederilor generale pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare stabilite în Codul CR 6 i, în plus, conform prevederilor din prezentul Cod pentru: - efectele aciunii seismice de proiectare în planul pereilor, cu valorile forelor calculate conform acestui capitol; - efectele aciunii seismice de proiectare perpendiculare pe planul pereilor, cu valorile forelor calculate conform capitolului 10 din acest Cod.

(5) Prevederile acestui capitol se refer la:

- cerinele de performan seismic pentru ansamblul structurii i pentru pereii structurali; - condiiile de efectuare a verificrilor de siguran pentru situaia de proiectare seismic pentru ansamblul structurii i pentru pereii structurali; - coeficienii de calcul specifici pentru situaia de proiectare seismic, pentru diferite materiale i pentru diferite tipuri de structuri cu perei structurali din zidrie; - cerinele specifice pentru situaia de proiectare seismic pentru materialele utilizate pentru pereii structurali i unele condiii tehnologice speciale; - cerinele/regulile constructive pentru situaia de proiectare seismic pe care trebuie s le satisfac diferitele tipuri de zidrie folosite pentru realizarea pereilor structurali.

(6) Prevederile se aplic structurilor cu perei structurali din zidrie cu elemente din argil ars i din beton celular autoclavizat (BCA), cu urmtoarele tipuri de alctuire: - zidrie simpl/nearmat (ZNA); - zidrie confinat (ZC); - zidrie confinat i armat în rosturile orizontale (ZC+AR); - zidrie cu inim armat (ZIA).

(7) Prevederile din acest capitol nu se aplic pereilor structurali realizai cu: (0) (a) Elemente pentru zidrie i/sau cu mortare pentru care nu exist reglementri europene adoptate ca standarde naionale (SR EN) sau alte reglementri naionale sau cu elemente pentru care nu exist reguli de proiectare pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare; (b) Elemente cu forme speciale care permit armarea interioar. ( ) 8.1.2. Documente normative de referin

(1) Prevederile din prezentul capitol sunt indicate la capitolul 1.5 i se aplic împreun cu prevederile reglementrilor tehnice în vigoare referitoare la: (0) - aciuni în construcii, clasificarea i gruparea încrcrilor; - calculul, alctuirea i execuia construciilor de beton, beton armat, oel i lemn; - calculul, alctuirea i execuia structurilor din zidrie; - calculul, alctuirea i execuia cldirilor pe terenuri de fundare dificile; - cercetarea i calculul terenului de fundare; - materialele componente ale zidriei (elemente pentru zidrie, mortare).

8.1.3. Definiii

(1) În acest capitol se folosesc definiiile generale din capitolul 1.2 din acest Cod.

(2) Situaiile de proiectare la care se face referire în acest Capitol sunt definite conform Codului CR 0, dup cum urmeaz: - Situaie persistent de proiectare: situaie de proiectare care este relevant pe un interval de timp de acelai ordin cu durata vieii structurii. - Situaie tranzitorie de proiectare: situaie de proiectare care este relevant pe o durat de timp mai scurt decât durata proiectat a vieii structurii i care are o probabilitate mare de a se produce; - Situaie de proiectare seismic: situaie de proiectare excepional când structura este expus unui eveniment seismic.

(3) Definiiile specifice lucrrilor din zidrie folosite în acest capitol sunt identice cu cele din Codul CR 6, cu precizri suplimentare fa de acestea, când este cazul. (0) 8.1.4. Simboluri

(1) În acest capitol se folosesc simbolurile generale date la capitolul 1.3.

(2) Simbolurile specifice lucrrilor din zidrie folosite în acest capitol sunt identice cu cele date în Codul CR 6, par.1.4..

(3) Notaiile suplimentare introduse în acest capitol sunt explicitate în text. (0) 8.2. Materiale componente

(1) Condiiile de calitate i caracteristicile mecanice de rezisten i de deformabilitate ale materialelor componente i ale zidriilor realizate cu acestea, folosite la proiectarea structurilor i a pereilor structurali din zidrie conform prezentului Cod, vor fi stabilite pe baza încercrilor efectuate conform standardelor europene adoptate ca standarde române corespunztoare. În lipsa datelor obinute din încercri, se vor folosi valorile forfetare pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare date în Codul CR 6, cu respectarea condiiilor speciale de utilizare prevzute în fiecare caz în parte.

(2) Pentru stabilirea valorilor de proiectare ale caracteristicilor mecanice, fizice i chimice ale materialelor pentru zidrie se vor folosi date rezultate din încercri efectuate de productor, conform specificaiei tehnice de produs aplicabile (standard armonizat, standard european, agrement tehnic armonizat, agrement tehnic).

(3) Caracteristicile mecanice, geometrice, de form i de aspect, inclusiv toleranele de fabricaie, ale elementelor pentru zidrie specificate în proiecte i folosite la execuie vor fi conforme cu datele comunicate în mod oficial de ctre productor în documentele care însoesc produsul. Verificarea conformitii produselor cu specificaiile tehnice ale proiectului se va face conform prevederilor reglementrilor tehnice specifice aplicabile, în vigoare.

(4) Pentru pereii structurali din zidrie, valorile necesare ale rezistenelor i ale celorlalte caracteristici ale elementelor pentru zidrie i ale mortarelor pentru zidrie vor fi stabilite de ctre proiectant astfel încât s se obin rezistene ale zidriei cu

(c) Rezistenele caracteristice necesare la încovoiere perpendicular pe plan ale zidriei fxk1 i fxk2. ( ) Valorile (fxk1) i (fxk2) utilizate în proiect vor fi cel puin egale cu valorile minime date în tabelul 8.5, în funcie de acceleraia terenului pentru proiectare. ( )

(5) Proprietile mecanice i fizico-chimice ale elementelor i ale mortarelor alese conform (4) i dimensiunile pereilor structurali realizai cu acestea, trebuie s asigure i satisfacerea tuturor cerinelor eseniale/fundamentale aplicabile construciilor. (0) 8.2.1. Cerine speciale pentru elemente pentru zidrie.

(1) Prevederile acestui capitol se refer la zidriile pereilor structurali realizate cu urmtoarele tipuri de elemente pentru zidrie: - din argil ars, pline i cu goluri verticale (SR EN 771-1); - din beton celular autoclavizat – BCA (SR EN 771-4).

(2) Prevederile capitolului nu se aplic la proiectarea pereilor structurali executai cu: - elemente pentru zidrie din silico-calcar; - elemente pentru zidrie din beton, cu agregate obinuite/uoare; - elemente pentru zidrie din piatr artificial; - elemente pentru zidrie din piatr cioplit. Utilizarea pentru execuia pereilor structurali a elementelor pentru zidrie menionate la (2) se va face conform prevederilor reglementrilor tehnice specifice aplicabile, în vigoare.

(3) Pentru satisfacerea cerinei de robustee, în scopul evitrii ruperilor fragile locale sub efectul aciunii seismice, pentru executarea pereilor structurali din zidrie, se vor folosi numai elemente din argil ars sau BCA clasificate în grupele 1 i 2, având proprietile din tabelul 8.1.

valori mai mari sau egale cu cele minime date în tabelele 8.2 ÷ 8.5 necesare pentru preluarea solicitrilor din gruparea seismic de încrcri stabilit conform Codului CR_0 i prezentului Cod, astfel: (a) Rezistenele caracteristice necesare la compresiune ale zidriei, (fk) i (fkh). Valorile (fk) i (fkh) utilizate în proiect vor fi cel puin egale cu valorile minime date în tabelele 8.2 i 8.3, în funcie de numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i de acceleraia terenului pentru proiectare (ag) (b) Rezistena caracteristic iniial necesar la forfecare a zidriei fvk0. Valoarea fvk0 prevzut în proiect va fi cel puin egal cu valoarea minim dat în tabelul 8.4 în funcie de numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i de acceleraia terenului pentru proiectare.

Tabelul 8.1.Proprietile geometrice ale elementelor pentru zidrie Caracteristici Grupa 1 Argil ars i BCA Grupa 2 Elemente din argil ars cu goluri verticale Volumul total al golurilor (% din volumul brut)  25% ag  0,15g ag0,20g >25%;  55% >25%; 45% Volumul fiecrui gol (% din volumul brut)  12,5% *fiecare din golurile multiple  2% total goluri de manipulare12,5% Valoarea declarat a grosimii pereilor interiori i exteriori (mm) Fr cerine perete interior perete exterior ag 0,15g ag  0,20g ag 0,15g ag 0,20g  5 10 8  12

(4) Elementele pentru zidrie cu goluri verticale folosite în zonele cu acceleraia seismic ag0,20g trebuie s îndeplineasc i urmtoarele condiii: (a) Aria unui singur gol 1200 mm2 (b) Perei verticali interiori continui pe toat lungimea elementului (în planul peretelui) ( )

(5) În condiiile specifice de proiectare i de execuie stabilite prin acest Cod, prin excepie de la (3), pentru pereii structurali din zidrie, pot fi folosite i alte elemente încadrate în grupa 2: crmizi i blocuri din argil ars cu goluri verticale cu geometrie special (cu perei subiri - grupa 2S) care îndeplinesc urmtoarele condiii referitoare la geometria blocului: (a) volumul golurilor 50% din volumul blocului; (b) grosimea pereilor exteriori 11mm te (c) grosimea pereilor interiori 6mm ti (d) pereii verticali interiori sunt realizai continuu pe toat lungimea elementului (în planul peretelui). ( ) În prezentul capitol sunt stabilite condiiile specifice de proiectare ale pereilor structurali cu aceste elemente pentru zidrie.

(6) Utilizarea elementelor pentru zidrie din argil ars cu goluri orizontale realizate la turnare nu este permis pentru executarea pereilor structurali din zidrie cu excepia anexelor gospodreti i a construciilor provizorii.

(7) Pentru executarea pereilor structurali din zidrie, indiferent de acceleraia terenului pentru proiectare ag, se vor folosi numai elemente pentru zidrie din categoria I, cu excepia construciilor menionate la (8).

(8) Elementele pentru zidrie din categoria II pot fi folosite numai pentru: (0) - perei structurali la cldiri din clasele de importan III i IV în zonele cu ag0,15g; - perei structurali la anexe gospodreti i construcii provizorii în toate zonele seismice.

8.2.2. Cerine speciale pentru mortare

(1) Pentru executarea pereilor structurali din zidrie se vor folosi mortare pentru zidrie pentru utilizare general (G) i mortare pentru rosturi subiri (T) definite conform SR EN 998-2.

(2) Mortarul pentru zidrie pentru utilizare general (G), preparat la antier, va putea fi folosit pentru executarea pereilor structurali din zidrie, dac respect toate prevederile din reglementrile tehnice specifice privind execuia lucrrilor din zidrie, aplicabile, în vigoare, numai pentru: - Cldiri din clasele de importan III i IV, în toate zonele seismice; - Cldiri din clasa de importan II în zonele seismice cu ag0,15g; - Anexe gospodreti i construcii provizorii, în toate zonele seismice.

(3) Pentru pereii structurali executai cu elemente din BCA sau cu elemente din argil ars cu feele de aezare prelucrate special, pot fi folosite i mortare pentru rosturi subiri (T) în rosturi cu grosimi cuprinse între 0,5÷3,0 mm. Pentru armarea acestor rosturi se vor folosi produse cu grosimi adecvate. (0) 8.2.3. eserea zidriei

(1) Pereii structurali din zidrie pentru care se folosesc elementele menionate la 8.2.1 vor fi realizai cu zidrie "esut", conform prevederilor reglementrilor tehnice specifice aplicabile, în vigoare.

(2) Pentru pereii structurali ai tuturor cldirilor, din toate clasele de importan, indiferent de valoarea acceleraiei terenului pentru proiectare ag la amplasament, rosturile verticale i orizontale ale zidriei vor fi umplute complet cu mortar.

(3) În cazul utilizrii pentru pereii structurali a elementelor pentru zidrie aezate pe locauri de mortar se vor folosi valorile de proiectare ale rezistenelor la compresiune, la forfecare i la încovoiere pentru acest sistem de zidire, aplicabile în condiiile specifice solicitrilor seismice, declarate de productor.

(4) Elementele pentru zidrie cu fee verticale de capt de tip "nut i feder/lamb i uluc", produse în ar sau din import, nu vor fi folosite pentru realizarea pereilor structurali din zidrie indiferent de numrul de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) i de valoarea acceleraiei terenului pentru proiectare ag la amplasament. (0) 8.2.4. Cerine privind rezistenele caracteristice minime ale zidriei la compresiune, forfecare i încovoiere

(1) Pentru pereii structurali din zidrie cu elemente din argil ars i din BCA rezistena caracteristic la compresiune a zidriei perpendicular pe rosturile de aezare (fk) va avea valorile minime date în tabelul 8.2 în funcie de: - înlimea cldirii (numrul de niveluri peste seciunea de încastrare); - acceleraia terenului pentru proiectare ag la amplasament - clasa de importan-expunere a cldirii.

Tabelul 8.2.Valori minime necesare ale rezistenei caracteristice la compresiune fk (N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III - IV Numr niveluri nniv Acceleraia terenului pentru proiectare ag 0,10g i 0,15g 0,20g i 0,25g 0,30g ÷0,40g 1 (P) 1,70 2,15 3,00 2 (P+1) 1,85 2,30 3,15 3 (P+2) 2,00 2,50 3,25 4 (P+3) 2,50 3,00 4,00 5 (P+4) 2,70 *** Se aplic prevederile art.8.3.2.2. (7) Pentru cldirile din clasele de importan II i I, valorile minime din tabel se vor spori cu 0,5 N/mm2 , respectiv cu 1,0 N/mm2..

(2) Pentru pereii structurali cu elemente din argil ars i din BCA, rezistena caracteristic la compresiune a zidriei paralel cu rosturile de aezare (fkh) va avea valorile minime din tabelul 8.3. Tabelul 8.3. Valori minime ale rezistenei caracteristice la compresiune fkh (N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III – IV Numr niveluri nniv Acceleraia terenului pentru proiectare ag 0,10g i 0,15g 0,20g i 0,25g 0,30g ÷0,40g 1 (P) 0,425 0,550 0,700 2 (P+1) 0,450 0,575 0,725 3 (P+2) 0,500 0,625 0,750 4 (P+3) 0,625 0,750 0,875 5 (P+4) 0,650 *** Se aplic prevederile art.8.3.2.2. (7) Pentru pereii structurali ai cldirilor din clasa de importan II valorile minime din tabelul 8.3 se vor spori cu 15% iar pentru cldirile din clasa de importan I valorile din tabel se vor spori cu 30%.

(3) Valorile rezistenelor caracteristice la compresiune ale zidriei (fk) i (fkh) folosite pentru situaia seismic de proiectare vor fi mai mari decât cele din tabelele 8.2 i 8.3 i, în lipsa rezultatelor încercrilor conform SR EN 1052-1, se vor calcula cu formulele date în codul CR 6, pe baza rezistenei standardizate a elementelor (fb i fbh) i a rezistenei mortarului (M), folosind prevederile generale pentru calculul acestor rezistene pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare.

(4) Valorile minime necesare ale rezistenei caracteristice iniiale la forfecare fvk0 folosite pentru situaia seismic de proiectare , pentru zidriile cu elemente din argil ars i din BCA, zidite cu mortare tip (G) sau (T), se vor lua din tabelul 8.4.

Tabelul 8.4.Valori minime ale rezistenei caracteristice iniiale la forfecare fvk0 (N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III – IV Numr niveluri nniv Acceleraia terenului pentru proiectare ag 0,10g i 0,15g 0,20g i 0,25g 0,30g ÷ 0,40g 1 (P) 0,125 0,175 0,225 2 (P+1) 0,140 0,190 0,240 3 (P+2) 0,150 0,200 0,250 4 (P+3) 0,200 0,250 0,300 5 (P+4) 0,225 Se aplic prevederile art. 8.3.2.2.(7) Pentru pereii structurali ai cldirilor din clasa de importan II valorile din tabelul 8.3 se vor spori cu 15% iar pentru cldirile din clasa de importan I valorile din tabel se vor spori cu 30%.

(5) Valorile minime necesare ale rezistenelor caracteristice la încovoiere ale zidriei perpendicular pe planul peretelui, folosite pentru situaia seismic de proiectare pentru zidrie cu mortare tip (G) i (T) se vor lua din tabelul 8.5. (0) Tabelul 8.5. Valori minime necesare ale rezistenelor caracteristice la încovoiere fxk1 i fxk2 (în N/mm2) pentru pereii structurali ai cldirilor din clasele de importan III – IV Tipul elementelor Acceleraia terenului pentru proiectare ag ag  0,15g ag  0,20g fxk1 fxk2 fxk1 fxk2 Argil ars - grupa 1, pline sau cu max. 25 % goluri 0,100 0,200 0,200 0,400 Argil ars- grupa 2 i 2S cu 25 ÷55% goluri 0,075 0,150 0,150 0,300 BCA -grupa 1, pline 0,050 0,100 0,100 0,200 Pentru pereii structurali ai cldirilor din clasa de importan II valorile din tabelul 8.5 se vor spori cu 15% iar pentru cldirile din clasa de importan I valorile din tabel se vor spori cu 30%. 8.2.5. Betoane

(1) Clasa betonului specificat în proiect pentru elementele de confinare (centuri i stâlpiori) i pentru stratul median al zidriei cu inim armat va fi stabilit prin calcul în funcie de intensitatea cea mai mare a eforturilor din gruprile de încrcri fundamentale i seismice, cu respectarea urmtoarelor valori minime: (0) (a) pentru elementele de confinare clasa minim a betonului va fi C12/15.

(b) pentru stratul median al pereilor din ZIA se va folosi mortar-beton (grout) cu rezistena caracteristic la compresiune fmbk 12 N/mm2 sau beton din clasa C12/15. ( ) Pentru betoanele curente valorile de proiectare ale rezistenelor se vor lua se vor lua din tabelul 8.6. Tabelul 8.6. Valorile de proiectare ale proprietile mecanice ale betoanelor pentru elemente de confinare pentru toate clasele de importan Valori de proiectare (N/mm2) Înlime de turnare Clasa betonului/grout-ului C12/15 C16/20 Rezistena la întindere (M =1,50) 150 cm 0,50 0,65

0,60 0,80 Rezistena la compresiune (M =1,35) 150 cm 5,80 7,70

6,70 8,90 Rezistena la forfecare (M= 1,50) 150 cm 0,115 0,140

0,135 0,165 Modulul de elasticitate Oricare

8.2.6. Armturi

(1) Armturile din oel pentru pereii din zidrie armat (ZC, ZC+AR i ZIA), inclusiv pentru grinzile de cuplare, în cazul pereilor cu goluri, vor avea caracteristicile mecanice de rezisten din tabelul 8.7. Limita de curgere a oelurilor pentru armarea elementelor de confinare i a pereilor din ZIA va fi în toate cazurile Re(Rp0.2)  400 MPa. Tabelul 8.7. Proprietile mecanice minime ale oelurilor pentru armarea elementelor de confinare i a ZIA Tipul oelului Limita de curgere Rezistena de proiectare Re(Rp0.2) (N/mm2) fyd (N/mm2) Categoria de rezisten 2

Categoria de rezisten 1

(2) Oelurile din tabelul 8.7. vor fi din clasa de ductilitate B conform ST 009, cu excepia oelurilor folosite în zonele seismice cu ag 0,25g pentru armarea elementelor de confinare (centuri i stâlpiori), a riglelor de cuplare i pentru armarea zidriei în rosturile de aezare la parterul cldirilor cu înlime P+2E unde se va folosi oel din clasa de ductilitate C.

(3) Folosirea plaselor sudate pentru armarea stratului median al pereilor din zidrie cu inim armat este permis numai în condiiile date în Codul CR 2-1-1.1 pentru structurile cu perei structurali din beton armat. (0)

8.2.7. Alte materiale pentru armarea zidriei

(1) Zidria poate fi armat cu grile polimerice de înalt densitate i rezisten sau cu polimeri armai cu fibre (FRP) printr-unul din urmtoarele procedee: (0) (i) inseria produselor în rosturi; (ii) inseria produselor în tencuial. ( ) 8.3. Construcii cu perei structurali din zidrie 8.3.1. Tipuri de perei structurali din zidrie

(1) Prezentul capitol se refer la pereii de zidrie cu alctuirile enumerate la 8.1.1.(6).

(2) Pentru pereii structurali din zidrie armat (ZC, ZC+AR i ZIA) conlucrarea zidriei cu betonul/mortarul armat se obine prin turnarea elementelor de beton dup executarea zidriei. (0) 8.3.2. Condiii de utilizare

(1) Seciunea de încastrare a ansamblului pereilor structurali pentru calculul la for e orizontale, fa de care se definete numrul de niveluri nniv, se va considera astfel: (a) la nivelul superior al soclurilor, pentru cldirile fr subsol; (b) la planeul peste subsol, pentru cldirile cu perei dei (sistem fagure) i pentru cldirile cu perei rari (sistem celular) la care s-au prevzut perei suplimentari în subsol (subsol cu perei dei); (c) peste nivelul fundaiilor pentru cldirile cu perei rari, dac nu s-au prevzut perei suplimentari în subsol (subsol cu perei rari). ( )

(2) Numrul maxim de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) al cldirilor cu perei structurali din zidrie, pentru care se aplic prevederile prezentului Cod, se limiteaz în funcie de: - acceleraia terenului pentru proiectare la amplasament (ag); - clasa de regularitate/neregularitate structural definit conform 8.3.3.; - clasa de importan a cldirii, stabilit conform 4.4.5; - tipul/alctuirea zidriei (ZNA, ZC, ZC+AR, ZIA); - grupa elementelor pentru zidrie definit conform 8.2.1. -

(3) Densitatea pereilor structurali ai cldirilor din zidrie, interiori+exteriori, pe fiecare din direciile principale ale cldirii, este definit prin procentul ariei nete totale a pereilor structurali din zidrie (Az,net) de pe direcia respectiv, raportat la aria planeului (Apl) de la nivelul respectiv (0)   pl net ,z A A

% p  (8.1)

Condiii de utilizare pentru structuri cu perei din zidrie i a ductilitii reduse, deficiene care favorizeaz ruperile fragile, se recomand ca utilizarea structurilor cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) s fie evitat.

(2) Structurile cu perei de zidrie nearmat (ZNA) cu elemente pentru zidrie definite conform 8.2.1 vor fi folosite, în condiiile stabilite în tabelul 8.8, numai dac sunt îndeplinite toate condiiile de mai jos: (a) cldirea se încadreaz în categoria "cldiri regulate cu regularitate în plan i în elevaie"; (b) cldirea se încadreaz în clasele de importan III sau IV; (c) sistemul de aezare a pereilor este de tip "perei dei" (sistem fagure); (d) înlimea nivelului hetaj  3,00 m; (e) sunt prevzute elemente verticale i orizontale pentru asigurarea integritii structurale i conlucrrii spaiale ale pereilor conform (4) (f) sunt respectate cerinele de alctuire a zidriei i planeelor din acest Cod; (g) materialele folosite satisfac cerinele de la par.8.2 din acest Cod. ( )( )

(3) Utilizarea structurilor cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) pentru cldirile din clasele de importan I i II nu este permis, în toate zonele seismice indiferent de numrul de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv).

(4) Structurile cu perei structurali din zidrie nearmat cu nniv  2 ( P+1E) în zonele seismice cu ag  0,25g indiferent de materialul i de caracteristicile geometrice i mecanice ale elementelor pentru zidrie, vor fi prevzute cu stâlpiori i centuri de beton armat, în poziiile indicate la 8.5.4.2.1.(1) pentru asigurarea integritii ansamblului cldirii în stadiile avansate de solicitare sub efectul unor cutremure care depesc acceleraia ag stabilit conform figurii 3.1 pentru amplasamentul respectiv. Rezistena acestor elemente nu se va lua în considerare pentru calculul rezistenei de proiectare a pereilor structurali i nici pentru verificarea siguranei ansamblului structurii.

(5) Numrul maxim de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) pentru cldiri cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) i valoarea minim constructiv asociat a densitii pereilor structurali – (p%), pe fiecare din direciile principale, în funcie de acceleraia terenului pentru proiectare (ag), sunt date în tabelul 8.8. 8.3.2.1. nearmat (ZNA)

(1) Din cauza capacitii sczute de a disipa energia seismic, datorit rezistenei mici la întindere perpendicular pe rostul de aezare i la eforturi principale de întindere

Tabelul 8.8.Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali (p%) pentru cldiri cu perei structurali din ZNA. nniv Acceleraia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g i 0,15g 0,20g i 0,25g 0,30g ÷ 0,40g Argil ars gr.1 i 2 Argil ars gr.2S i BCA Argil ars gr.1 i 2 Argil ars gr.2S i BCA Argil ars gr.1 i 2 Argil ars gr.2S i BCA 1 (P) 4,0% 4,5% 5,0% 5,5% NA N.A 2 (P+1) 4,5% 5,0% 5,5% 6,0% 3 (P+2) 5,0% 5,5% NA NA NA - nu se accept folosirea zidriei nearmate (ZNA)

(6) Valorile din tabelul 8.8 se refer la primul nivel peste seciunea de încastrare. Pentru urmtoarele niveluri se accept reducerea densitii pereilor cu maximum 1% pe nivel pstrând condiiile de regularitate în elevaie.

(7) În cazul cldirilor cu perei structurali din ZNA mansarda i/sau construciile anexe (usctorii, spltorii, etc) - definite la 8.3.2.2.(5) , se consider "nivel" care se include în numrul total admis conform tabelului 8.5. chiar dac sunt îndeplinite condiiile speciale de alctuire constructiv de la 8.3.2.2. (4).

(8) Structurile cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) cu elementele de zidrie definite conform 8.2.1 pot fi folosite, în toate zonele seismice, fr verificarea siguranei în situaia de proiectare seismic, pentru: (0) - construcii cu un singur nivel peste seciunea de încastrare, cu funciunea de anexe gospodreti care adpostesc bunuri de valoare redus i în care accesul oamenilor este întâmpltor; - construcii provizorii, cu durata de utilizare prevzut mai mic de trei ani (construcii pentru organizare de antier, de exemplu). 8.3.2.2. Condiii de utilizare pentru structuri cu perei structurali din zidrie armat(ZC, ZC+AR, ZIA)

(1) Structurile cu perei structurali din zidrie armat (ZC, ZC+AR, ZIA), pot fi utilizate, în condiiile de calcul, de dimensionare i de alctuire constructiv precizate în acest Cod, numai pentru cldiri cu numr de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) i cu densitatea minim constructiv a pereilor structurali - interiori + exteriori (p%), pe fiecare direcie principal, care se încadreaz în valorile din tabelul 8.9.

Tabelul 8.9. Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) i densitatea minim a pereilor structurali (p%) pentru cldiri cu perei structurali din zidrie armat nniv Acceleraia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g i 0,15g 0,20g i 0,25g 0,30g ÷ 0,40g Argil ars gr.1 i 2 Argil ars gr.2S i BCA Argil ars gr.1 i 2 Argil ars gr.2S i BCA Argil ars gr.1 i 2 Argil ars gr.2S i BCA 1 (P) 3,0% 3,0% 4,0% 4,0% 5,0% 5,5% 2 (P+1E) 3,5% 4,5% 5,5% 6,5% 3 (P+2E) 4,0% 4,0% 5,0% 5,5%* 6,0%* 6,0%* 4 (P+3E) 5,0% 6,0%* 6,0% * 6,5%* 5 (P+4E) 5,0%* 5,5* NA Pentru aceste situaii se vor folosi obligatoriu alctuirile ZC+AR sau ZIA. Numai în condiiile de la art. 8.3.2.2.(7) NA - nu se accept

(2) Densitatea pereilor structurali stabilit în tabelul 8.9 se refer la primul nivel peste seciunea de încastrare. Pentru urmtoarele niveluri se accept reducerea densitii pereilor cu maximum 1% pe nivel cu obligaia de pstrare a condiiilor de regularitate în elevaie. În cazul în care, prin aceast reducere, condiiile de regularitate nu mai sunt satisfcute, calculul forei tietoare de baz se va face cu metoda de calcul modal folosind, dup caz, modele de calcul plan sau spaial conform tabelului 4.1 din acest Cod.

(3) În zonele seismice cu ag=0,15g i ag=0,20g cel puin 75% din fora tietoare de baz, calculat conform 8.4.2., trebuie s fie preluat cu perei structurali din zidrie confinat cu stâlpiori din beton armat la ambele extremiti sau cu perei structurali din zidrie cu inim armat. În zonele seismice cu agı0,25g fora tietoare de baz trebuie s fie preluat integral cu perei structurali confinai cu stâlpiori din beton armat la ambele extremiti sau cu perei structurali din zidrie cu inim armat. În ambele situaii, poziionarea, dimensiunile i armarea stâlpiorilor de beton armat trebuie s respecte prevederile din acest Capitol.

(4) În cazul cldirilor cu perei structurali din zidrie armat (ZC, ZC+AR i ZIA) cu mansard peste ultimul nivel curent, aceasta nu se include în numrul de niveluri peste seciunea de încastrare maxim admis conform tabelului 8.9. numai dac sunt îndeplinite urmtoarele condiii constructive: (a) densitatea minim constructiv a pereilor din tabelul 8.9 se majoreaz cu 1,0%; (b) pereii perimetrali din zidrie nu depesc înlimea medie de 1,25 m; (c) pereii de compartimentare sunt de tip uor (gips-carton sau similar); (d) arpanta din lemn este proiectat astfel încât s nu rezulte împingeri în pereii perimetrali;

(e) zidria pereilor structurali de la mansard este confinat cu stâlpiori de beton armat în continuarea celor de la nivelul inferior; (f) la partea superioar a pereilor de zidrie ai mansardei este prevzut o centur de beton armat. ( )( ) Dac cel puin una din aceste condiii nu este îndeplinit, mansarda va fi considerat "nivel" iar cldirea se va încadra, din punct de vedere al înlimii i al densitii pereilor structurali, în condiiile date în tabelul 8.9.

(5) În cazul în care pe planeul peste ultimul nivel curent al cldirii cu perei structurali din zidrie armat (ZC, ZC+AR i ZIA) sunt prevzute construcii anexe (usctorii, spltorii, etc) care ocup cel mult 20% din suprafaa nivelului curent i a cror înlime nu este mai mare decât înlimea acestuia, încperile respective vor fi considerate ca o proeminen a cldirii principale i vor fi tratate conform prevederilor de la (6) fr a fi considerate ca "nivel" în limitele date în tabelul 8.9.

(6) În cazul cldirilor menionate la (5) calculul forei tietoare cu metoda forelor statice echivalente se va face astfel: (a) Fora tietoare de baz (Fb) pentru întreaga cldire (cu masa total m) se va calcula ca la 8.4.2. considerând c masa proeminenei (mp) se adaug masei ultimului nivel. (b) Fora tietoare de baz (Fbp) aferent masei (mp) se va calcula cu relaia: ( )( ) m m F

F p b bp  (8.2)

(7) Numrul maxim de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) dat în tabelul 8.9 poate fi depit cu un nivel, dar fr a depi înlimea de P+4E pentru zonele cu ag0,15g, dac sunt îndeplinite urmtoarele dou condiii: - se folosesc elemente pentru zidrie i mortar cu care se obine rezistena caracteristic la compresiune a zidriei fk  4,5 N/mm2; - sigurana structurii este verificat prin calcul cu un procedeu static neliniar (biografic) conform 4.5.3.5.2.

(8) În aceleai condiii ca la (7) se accept scderea cu cel mult 20% a densitii minime a pereilor (p%) stabilit în tabelul 8.9, dar fr ca aceasta s devin mai mic de 3%.

(9) Prevederile de la (7) i (8) nu se vor aplica structurilor pentru care factorul de suprarezisten definit la 8.3.4.(2) are valoarea u/1=1,0.

(10) Prevederea în proiect a densitii minime constructive a pereilor structurali (p%), conform tabelelor 8.8 i 8.9 i/sau a rezistenelor caracteristice minime ale zidriei din tabelele 8.2 ÷ 8.5 nu asigur satisfacerea cerinei de siguran, în toate cazurile de alctuire arhitectural-structural a cldirii i pentru toate zonele seismice, i în consecin, nu elimin obligaia proiectantului de a verifica, prin calcul, îndeplinirea acestei cerine. (0)(0) Se excepteaz de la aceast prevedere cldirile "simple din zidrie" definite la 8.9 pentru care nu este obligatorie verificarea prin calcul a cerinei de siguran pentru situaia seismic de proiectare.

Tabelul 8.10. Factori de comportare "q" pentru cldiri cu perei structurali din zidrie Regularitate Factorul de comportare q pentru tipul zidriei Plan Elevaie ZNA ZC ZC+AR ZIA Da Da 1,75 u/1 2,25 u/1 2,50 u/1 2,75 u/1 Nu Da Da Nu 1,50 u/1 2,00 u/1 2,25 u/1 2,50 u/1 Nu Nu 1o Pentru structurile cu un singur nivel valorile "q" din acest tabel se reduc cu 15% 2o Pentru structurile cu perei din zidrie confinat i armat în rosturile orizontale (ZC+AR) valorile "q" din tabel se vor folosi numai dac în toi pereii care preiau fora seismic conform art.8.3.2.2.(3) armturile din rosturile de aezare respect cerinele minime din acest Cod. Dac aceste condiii nu sunt respectate se vor lua valorile corespunztoare zidriei confinate (ZC).

(2) Factorul de suprarezistena este definit prin expresia

u /) ) în care: - )u reprezint 90% din fora seismic orizontal pentru care, dac efectele celorlalte aciuni rmân constante, structura atinge valoarea maxim a forei laterale capabile; - )1 reprezint fora seismic orizontal pentru care, dac efectele celorlalte aciuni rmân constante, primul element structural atinge rezistena ultim (la încovoiere cu fora axial sau la forfecare).

(3) Calculul factorului de suprarezisten se poate face folosind orice procedeu de calcul static neliniar. Valorile u/1 obinute prin calcul nu vor depi cu mai mult de 25% valorile forfetare date la (4).

(4) Dac nu se efectueaz un calcul static neliniar conform (3), pentru cldirile cu nniv 2 , în cazul zidriilor cu lege constitutiv - cu deformaiile specifice mu/m1>>1,0 , valorile )u/)1 se vor lua dup cum urmeaz: - cldiri cu structura din zidrie nearmat (ZNA): )u/)1=1,10 - cldiri cu structura din zidrie armat (ZC, ZC+AR, ZIA): )u/)1=1,25 8.3.3. Regularitate i neregularitate geometric i structural

(1) Criteriile specifice de regularitate geometric i structural, în plan i în elevaie, pentru cldirile cu perei structurali din zidrie folosite pentru situaia de proiectare seismic sunt identice cu cele folosite pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare detaliate în Codul CR 6 i sunt în concordan cu prevederile capitolul 4 din prezentul Cod. (0) 8.3.4. Factori de comportare

(1) Factorii de comportare "q" pentru structurile cu perei structurali din zidrie, se vor lua din tabelul 8.10

(5) Pentru structurile cu perei din zidrie cu lege constitutiv liniar cu mu/m181,0 pentru toate tipurile de elemente pentru zidrie din argil ars i din BCA, factorii de comportare q se vor lua dup cum urmeaz: (0) - pentru zidrie nearmat (ZNA): q=1,50 - pentru zidrie confinat (ZC) i pentru zidrie confinat i armat în rosturile orizontale (ZC+AR): q=2,0. 8.4. Calculul seismic al cldirilor cu perei structurali din zidrie

(1) Calculul seismic al cldirilor cu perei structurali din zidrie se va face conform principiilor i regulilor generale din acest Cod, par. 4.5 cu precizrile specifice date în cele ce urmeaz.

(2) Spectrul de rspuns elastic va fi calculat cu relaia (A.7.1.) din acest Cod. Factorul de corecie dat de relaia (A.7.2) se va lua =0,88, corespunztor fraciunii din amortizarea critic =8%.(0) 8.4.1. Condiii generale

(1) Modelul de calcul structural trebuie s reprezinte în mod adecvat proprietile de rigiditate ale întregului sistem structural.

(2) Determinarea eforturilor secionale (N,M,V) în pereii structurali i a deplasrilor laterale ale structurii se poate face prin procedee de calcul manual sau cu orice program de calcul bazat pe principiile recunoscute ale mecanicii structurilor.

(3) Rigiditatea elastic a elementelor va fi calculat considerând deformaiile din încovoiere i din forfecare ale zidriei nefisurate.

(4) Rezultate mai exacte se obin folosind rigiditatea zidriei fisurate: (a) pentru pereii din zidrie nearmat (ZNA): (i) caracteristicile geometrice ale seciunii nefisurate din zidrie; (ii) ½ din valoarea modulul de elasticitate secant de scurt durat al zidriei (Ez) cu valoarea calculat în funcie de rezistena caracteristic fk (iii) ½ din valoarea modulului de elasticitate transversal; ( ) (b) pentru zidria confinat (ZC) i pentru zidria cu inim armat (ZIA): ( ) (i) caracteristicile geometrice ale seciunii întregi nefisurate (zidrie i beton) (ii) ½ din valoarea modulului de elasticitate longitudinal echivalent, de scurt durat, (EZC(ZIA)); (iii) ½ din valoarea modulului de elasticitate transversal echivalent (GZC(ZIA)). ( )

(5) Rigiditatea riglelor de cuplare din beton armat se va lua în calcul cu valorile folosite pentru calculul cldirilor cu perei structurali din beton armat (a se vedea CR2-1-1).

(6) În modelul de calcul pentru pereii cu goluri din zidrie nearmat nu se va ine seama de efectul riglelor de cuplare. Acestea vor fi armate constructiv, astfel încât

cedarea riglei s precead cedarea reazemului (montantului) prin zdrobirea local a zidriei.

(7) Pentru calculul seismic, planeele cldirilor cu perei structurali din zidrie se clasific din punct de vedere al rigiditii în plan orizontal în: - planee rigide în plan orizontal; - planee cu rigiditate nesemnificativ în plan orizontal.

(8) La cldirile curente cu perei structurali din zidrie, pentru modelul de calcul, pot fi considerate, fr verificri suplimentare, ca diafragme rigide în plan orizontal, dac nu sunt slbite semnificativ de goluri, fr verificarea prin calcul, planeele care au urmtoarele alctuiri: - planee din beton armat monolit sau din predale cu suprabetonare continu cu grosime 60 mm, armat cu plas de oel beton cu aria 250 mm2/m pe fiecare direcie; - planee din panouri sau semi panouri prefabricate din beton armat îmbinate pe contur prin piese metalice sudate, bucle de oel beton i beton de monolitizare; - planee executate din elemente prefabricate de tip "fâie", cu bucle sau cu bare de legtur la extremiti i cu suprabetonare continu cu grosime 60 mm, armat cu plas din oel beton cu aria 250 mm2/m pe fiecare direcie ( 598/m).

(9) Planeul care nu satisface integral prevederile de la (8) poate fi considerat rigid în plan orizontal dac, atunci când este modelat cu flexibilitatea sa real în plan, deplasrile orizontale calculate în situaia de proiectare seismic nu depesc nicieri cu mai mult de 10 % din deplasarea orizontal absolut corespunztoare.

(10) Urmtoarele categorii de planee vor fi considerate cu rigiditate nesemnificativ, în plan orizontal: (a) planee din elemente prefabricate de tip "fâie" cu bucle sau cu bare de legtur la extremiti; (b) planee din elemente prefabricate din beton cu dimensiuni mici sau din blocuri ceramice, fr suprabetonare armat sau cu ap nearmat cu grosimea 30 mm; (c) planee din lemn. ( )

(11) În cldirile curente, indiferent de tipul zidriei (ZNA, ZC, ZIA), în zonele seismice cu ag0,30g nu se accept prevederea planeelor pariale (supante). În zonele cu ag0,25g fora seismic pentru cldiri cu supante se va determina prin calculul modal cu spectre de rspuns.

(12) În cazul pereilor cu goluri de ui i/sau ferestre, plinurile orizontale din zidrie vor fi considerate ca grinzi de cuplare numai dac sunt esute efectiv cu montanii alturai i dac sunt legate atât cu centura planeului cât i cu buiandrugul de beton armat de sub zidrie (dac acesta este separat de centura planeului).

(13) Forele tietoare de baz pentru pereii structurali determinate prin calculul liniar elastic, conform paragrafelor 4.4.3 i 8.4.2.1.din acest Cod pot fi redistribuite între pereii de pe aceiai direcie, cu condiia ca echilibrul global s fie satisfcut i ca

(1) Pentru proiectarea cldirilor cu perei structurali din zidrie în vederea satisfacerii cerinelor fundamentale de sigurana vieii i de limitare a degradrilor efectele aciunii seismice i ale altor aciuni incluse în situaia seismic de proiectare se determin pe baza comportrii liniar-elastice a structurii.

(2) Pentru verificarea satisfacerii cerinei de evitare a prbu irii locale sau generalizate, efectele aciunilor incluse în gruparea de încrcri pentru situaia seismic de proiectare se determin pe baza unui model care ine seama de comportarea post-elastic ateptat a structurii.

(3) În condiiile de la (1) în funcie de caracteristicile de regularitate ale cldirii se va utiliza unul dintre urmtoarele tipuri de calcul liniar elastic: (a) Calculul cu for e seismice static echivalente (b) Calculul modal cu spectru de rspuns( )

(4) Forele seismice de proiectare care acioneaz perpendicular pe planul pereilor structurali se vor determina cu formula (10.1) folosind factorul de importan al cldirii (Ie) i urmtoarele valori ale parametrilor  i q: (0) - perei structurali exteriori rezemai în consol (calcane, frontoane) =2,5 q=1,5 - perei structurali exteriori rezemai sus i jos = 1,0 q = 1,5 - perei structurali interiori = 1,0 q = 2,5 8.4.2.1. Calculul cu for e seismice statice echivalente

(1) Calculul cu for e seismice statice echivalente se folosete pentru toate cldirile cu perei structurali din zidrie care îndeplinesc condiiile de regularitate în plan i în elevaie.

(2) Prin excepie de la (1) calculul cu modele plane poate fi folosit i în cazul cldirilor cu perei structurali din zidrie care nu au regularitate în plan dar au regularitate în elevaie, numai dac sunt îndeplinite urmtoarele condiii suplimentare de alctuire: (a) cldirea are planee rigide în plan orizontal la toate nivelurile; (b) cldirea se încadreaz în clasele de importan III i IV; (c) înlimea cldirii este 10,0m ( P+2E, în cazul cldirilor curente);

fora tietoare în oricare perete s nu fie redus/sporit cu mai mult de 20%. Redistribuirea este permis numai pentru zidriile de lege - de form liniar- dreptunghiular cu mu>>m1 i nu se aplic în cazul zidriilor fragile pentru care mu8m1 i numai în cazul planeelor care au rezisten suficient stabilit conform Codului CR 6, cap.6. (0) 8.4.2. Modele i metode de calcul pentru stabilirea forelor seismice de proiectare

(d) raportul dimensiunilor cldirii în plan, lungime /lime este  2.5 (e) sunt satisfcute, la fiecare nivel, relaiile ( ) (i) rx 2 > lpl 2 + e0x

(8.3a) (ii) ry 2 > lpl 2 + e0y

(8.3b) ( ) în care notaiile sunt - lpl este raza de giraie a planeului; - rx i ry sunt razele de torsiune; - e0x i e0y sunt distanele între centrul de mas i centrul de rigiditate msurate pe direciile "x" i respectiv "y" În cazul în care condiiile speciale de mai sus sunt îndeplinite, cu excepia relaiilor (8.3a) i (8.3b), se accept folosirea calculului cu dou modele plane dar toate valorile efectelor aciunii seismice care se obin vor fi majorate 25%.

(3) Mrimile din relaiile (8.3a) i (8.3b) sunt definite astfel: (a) Raza de giraie a planeului se calculeaz cu relaia pl pl , p pl A I l  (8.4) unde Apl este aria planeului Ip,pl este momentul polar al suprafeei planeului calculat cu relaia Ip,pl = Ix (pl) + Iy (pl) (8.5) în care Ix(pl) i Iy(pl) sunt momentele de inerie ale ariei planeului în raport cu un sistem de axe paralel cu axele Oxy, care are originea în centrul maselor (centrul de greutate al suprafeei planeului). (b) Razele de torsiune ale structurii se calculeaz cu relaiile( ) "  x R x

K J r "  y R y

K J r (8.6) unde JR este rigiditatea la torsiune a structurii; :Kx i :Ky sunt rigiditile relative de nivel ale structurii pe direciile principale (a se vedea Cap.4)

(4) În condiiile de la (1) i (2) calculul se va face folosind dou modele plane constituite fiecare din pereii structurali dispui pe direciile principale ale cldirii

(5) Fora tietoare de baz pentru ansamblul cldirii, pentru fiecare direcie principal, se calculeaz cu relaia general (4.5) din acest Cod detaliat, simplificat, sub forma (0)

G c m q a F s g e I b   ;  

, (8.7) unde 0 = 2,50 ordonata maxim a spectrului elastic  = 0,88 factorul de reducere care ine seama de amortizarea zidriei =8% q factorul de comportare conform tabelului 8.10 sau, dup caz, conform 8.3.4.(5) I,e factorul de importan  = 1,0 pentru cldirile P, P+1E i =0,85 pentru cldirile P+2E m masa total a cldirii supus aciunii seismice G = g×m greutatea total a cldirii cs coeficientul seismic global Relaia (8.7) ine seama de faptul c pentru cldirile curente din zidrie cu înlime  P+4E, perioada proprie a modului fundamental vibraie calculat cu relaia (B.3) din

Anexa B la acest Cod rezult T1 8.4.2.2. Calcul modal cu spectrul de rspuns

(1) Pentru cldirile care nu satisfac condiiile de regularitate în elevaie se va folosi calculul modal cu spectrul de rspuns, cu modele plane sau spaiale conform tabelului 4.1 din acest Cod.

(2) Calculul modal cu spectrul de rspuns va fi folosit pentru cldirile încadrate în clasa de importan I chiar dac sunt satisfacute condiiile de regularitate care permit calculul cu dou modele plane. (0) 8.4.2.3. Metode de calcul neliniar

(1) Pentru evaluarea i/sau validarea unor alctuiri arhitectural-structurale care nu respect în totalitate recomandrile i/sau condiiile generale de regularitate date în

capitolul 4 din acest Cod vor fi folosite procedee de calcul care iau în considerare comportarea postelastic a pereilor structurali de zidrie. Procedeul este aplicabil numai în cazul zidriilor pentru care parametrii curbei - sunt mu>>m1.

(2) Procedeul de calcul static neliniar (calcul "biografic") urmrete, pe msura sporirii încrcrilor laterale, evoluia nivelurilor de solicitare atinse de pereii structurali (montani i, dup caz, grinzi de cuplare) pân la ieirea succesiv din lucru a acestora. Capacitatea de rezisten a structurii este considerat atins când reducerea forei capabile iniiale este de 15%.

(3) Pentru cldirile cu perei structurali din zidrie cu nniv3 calculul biografic se poate face pentru fiecare etaj în parte.

(4) Folosirea procedeelor de calcul dinamic neliniar nu este justificat pentru cldirile curente cu perei structurali din zidrie. (0)

(1) Pentru calculul cu modele plane, pentru fiecare direcie principal, fora seismic de proiectare de nivel pentru ansamblul construciei Fi calculat cu relaia (4.5) se va distribui pereilor structurali proporional cu rigiditatea relativ de nivel a fiecruia, determinat conform principiilor de la 8.4.1 i inând seama de efectele de torsiune calculate conform 4.5.3.2.4.

(2) În cazul calculului modal cu spectrul de rspuns folosind modele spaiale, distribuia forei seismice între pereii structurali rezult din calculul structural. (0) 8.4.3.2.2.Cldiri cu planee cu rigiditate nesemnificativ în plan orizontal

(1) Pentru cldirile cu planee cu rigiditate nesemnificativ în plan orizontal, fora seismic de proiectare pentru ansamblul construciei se distribuie pereilor structurali proporional cu masa aferent fiecruia, compus din greutatea proprie a peretelui i din încrcrile aduse de planeele aferente. (0) 8.5. Principii i reguli generale de alctuire specifice construciilor cu perei structurali din zidrie 8.5.1. Condiii generale

(1) Cldirile etajate cu perei structurali din zidrie trebuie s satisfac prevederile generale de alctuire de ansamblu date la 4.4. i prevederile generale pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare date din Codul CR 6.

(2) Pentru asigurarea comportrii spaiale a structurilor cu perei din zidrie, în proiect se vor prevedea msuri adecvate pentru realizarea unor legturi sigure, între: (0) - pereii structurali de pe cele dou direcii principale; - perei i planee. 8.4.3. Determinarea forelor seismice de proiectare pentru pereii structurali 8.4.3.1. Distribuia forelor seismice orizontale pe înlimea cldirii

(1) Pentru cldirile curente cu perei structurali din zidrie, distribuia forei tietoare de baz pe înlimea cldirii se va face cu relaia (4.5) din acest Cod, admiând c forma proprie a modului fundamental este o linie dreapt. (0) 8.4.3.2. Distribuia forei tietoare între pereii structurali 8.4.3.2.1.Cldiri cu planee rigide în plan orizontal

8.5.2. Proiectarea suprastructurii 8.5.2.1. Perei structurali 8.5.2.1.1.Condiii generale

(1) Toi pereii din zidrie care îndeplinesc condiiile de la 8.1.1. (3) vor fi considerai "perei structurali" i vor fi proiectai conform acestui capitol.

(2) Pereii din zidrie care nu îndeplinesc condiiile de la 8.1.1. (3) vor fi considerai "perei nestructurali" i vor fi calculai i alctuii, pentru situaia persistent de proiectare i situaia tranzitorie de proiectare conform prevederilor din Codul CR 6 i pentru situaia seismic de proiectare conform prevederilor din capitolul 10 din acest Cod.

(3) Structurile construciilor etajate curente din zidrie, se clasific dup cum urmeaz: (0) - structuri cu perei structurali dei (sistem fagure); - structuri cu perei structurali rari (sistem celular). - structuri mixte (dual) la care pereii structurali conlucreaz cu cadre din beton armat pentru preluarea forelor seismice 8.5.2.1.2.Arii de zidrie i cerine privind geometria pereilor

(1) Valorile necesare ale ariilor nete ale pereilor structurali, pe ambele direcii principale ale construciei, se vor stabili prin calcul. Aceste valori trebuie s fie cel puin egale cu cele din tabelele 8.8 i 8.9 sau cu valorile reduse conform 8.3.2.2.(7) i 8.3.2.2.(8).

(2) Lungimea minim (lmin) a spaleilor adiaceni golurilor de ui i de ferestre se limiteaz, în funcie de cea mai mare înlime a golurilor adiacente (hgol) sau de grosimea peretelui (t), dup cum urmeaz: (a) pentru zidria nearmat (ZNA): - spalei de capt la perei de faad i interiori: lmin=0,6hgol 1,20 m - spalei intermediari la perei de faad i interiori: lmin=0,5hgol 1,00 m (b) pentru zidria confinat (ZC sau ZC+AR): - spalei de capt la perei de faad i interiori: lmin =0,5hgol 1,00 m - spalei intermediari la perei de faad i interiori: lmin=0,4hgol 0,80 m (c) pentru zidria cu inim armat (ZIA): lmin=3t unde t este grosimea total a peretelui. ( )

Figura 8.1. Dispunerea în plan a golurilor din pereii de zidrie

(3) Raportul  între ariile în plan ale golurilor de ui i ferestre i ariile plinurilor de zidrie va fi limitat la valorile din tabelul 8.11. Pentru determinarea raportului  se iau în considerare numai elementele verticale cu continuitate pân la fundaii i care au dimensiuni cel puin egale cu valorile minime date la (2). Tabelul 8.11. Raportul  între ariile în plan ale golurilor de ui i ferestre i ariile plinurilor de zidrie Acceleraia ag 0,10g 0,15g 0,20g i 0,25g 0,30g÷ 0,40g Perete exterior nniv3 1,5 nniv3   1,25 1,00 0,80 nniv=4,5 1,25 nniv=4   1,00 Perete interior nniv3 0,55 nniv3   0,45 0,35  0,.25 nniv=4,5   0,45 nniv=4   0,35

(4) Grosimea minim a pereilor structurali pentru cerina de siguran structural, indiferent de materialul elementelor din care este executat zidria va fi 240 mm. Pentru satisfacerea celorlalte cerine eseniale, grosimile pereilor se vor stabili conform reglementrilor specifice în vigoare.

(5) Indiferent de rezultatele calculelor de rezisten, raportul între înlimea etajului (het) i grosimea peretelui structural (t) trebuie s satisfac urmtoarele condiii: (0) - zidrie nearmat (ZNA) het/t12; - zidrie confinat (ZC) i zidrie cu inim armat (ZIA) het/t15. 8.5.2.1.3.Seciuni de zidrie slbite prin goluri i liuri.

(1) Se aplic prevederile comune pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare date în Codul CR 6, indiferent de zona seismic, de înlimea cldirii i de materialele din care este realizat zidria. (0)

8.5.2.2. Planee

(1) Pentru proiectarea planeelor se va ine seama de prevederile comune pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare, de condiiile generale date în acest Cod, art.4.4.4., i de prevederile specifice date în continuare.

(2) Planeele cu rigiditate nesemnificativ în plan orizontal sunt permise numai pentru: - ultimul nivel al cldirilor cu perei structurali din zidrie, cu un singur nivel cu sau fr mansard - (P) sau (P+M) , pentru zonele seismice cu ag=0,10g; - planeele intermediare ale construciilor cu dou i trei niveluri (P+1E÷2E), din clasele de importan III i IV, în zonele seismice cu ag0,15g (cu excepia planeului peste subsol);

(3) În cazul planeelor cu goluri de dimensiuni mari se vor respecta condiiile generale date la 4.4.4.5 i prevederile de la (4) i (5).

(4) Poziiile golurilor de dimensiuni mari vor fi stabilite încât s nu conduc la reducerea rigiditii i a rezistenei planeelor i s asigure transferul forelor orizontale la pereii structurali fr concentrri importante de eforturi. În acest scop, se va evita poziionarea golurilor la colurile planeelor, lâng pereii de contur sau alturarea mai multor goluri. Figura 8.2. Poziionarea golurilor de mari dimensiuni în planee

(5) În cazurile în care slbirea semnificativ a planeelor prin goluri nu poate fi evitat se va ine seama de efectul rigiditii finite a planeului prin adoptarea unui model de calcul spaial. (0) 8.5.3. Proiectarea infrastructurii

(1) Alctuirea infrastructurii cldirilor cu perei structurali din zidrie va respecta prevederile generale pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare, principiile generale date la 4.4.1.7 i prevederile specifice date în continuare.

(2) Dimensionarea fundaiilor, soclurilor i pereilor de subsol se va face prin calcul pentru satisfacerea condiiilor de rezisten sub efectele rezultate din gruparea fundamental de încrcri. Dimensiunile astfel obinute vor fi verificate i pentru efectele încrcrilor din gruparea seismic de încrcri.

(3) În zonele seismice cu ag0.25g, pentru dimensionarea fundaiilor, soclurilor i pereilor de subsol, efectele aciunii seismice se vor lua în calcul cu valorile

8.5.3.1. Fundaiile pereilor structurali

(1) Fundaiile pereilor structurali din zidrie vor fi de tip "talp continu".

(2) Prin excepie de la (1), în zonele cu acceleraia seismic de proiectare ag0,15g, în cazul unor încrcri verticale reduse (cldiri  P+1E+M), pentru cldiri din clasele de importan III i IV, pe terenuri normale de fundare, cu presiunea convenional pe teren pconv > 200 kPa, se pot prevedea i fundaii izolate din beton simplu, legate cu grinzi din beton armat pe ambele direcii. (0) 8.5.3.2. Socluri

(1) În cazul construciilor fr subsol, soclul i fundaiile vor fi executate din beton armat, cu excepia situaiilor prevzute la (2).

(2) În cazul amplasamentelor cu teren normal de fundare, pentru construcii din clasa de importan III, cu nniv  3, în zonele seismice cu ag0,15g, precum i pentru construcii din clasa de importan IV, în toate zonele seismice, soclul poate fi executat din beton simplu dac rezultatele calculelor de dimensionare cu încrcrile menionate la 8.5.3.(2) permit aceast soluie. (0) 8.5.3.3. Perei de subsol

(1) Pereii de subsol ai cldirilor cu perei structurali din zidrie se vor realiza din beton armat cu excepia situaiilor prevzute la (2).

(2) În cazul amplasamentelor cu teren normal de fundare, pentru construcii din clasa de importan III, cu nniv3, în zonele seismice cu ag0,15g, precum i pentru construcii din clasa de importan IV, în toate zonele seismice, pereii de subsol pot fi executai din beton simplu dac rezultatele calculelor de dimensionare cu încrcrile menionate la 8.5.3.(2) permit aceast soluie.

(3) În zonele seismice cu ag 0,25g se va evita slbirea semnificativ prin goluri a pereilor de subsol, rezistena zonelor slbite va fi verificat prin calcul i, dac este necesar, se vor adopta soluii de sporire a rezistenei acestora.

(4) Pentru cldirile cu perei dispui în sistem celular, în zonele cu ag 0,25g, în afara msurilor de la (3) se recomand sporirea rigiditii subsolului prin introducerea unor perei suplimentari (realizarea unui subsol cu perei dei). (0) 8.5.3.4. Planee la infrastructur

(1) Planeul peste subsol va fi realizat din beton armat indiferent de zona seismic a amplasamentului, de înlimea cldirii i de materialele din care este realizat zidria.

(0) rezistenelor de proiectare la încovoiere cu for axial ale pereilor din elevaie determinate considerând rezistena armturilor majorat cu 25%. În cazul pereilor cuplai se va ine seama i de modificarea forei axiale corespunztor rezistenelor de proiectare la for tietoare ale grinzilor de cuplare. (0)

8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie

(1) Pentru proiectarea pereilor structurali i a planeelor se vor respecta regulile generale din paragraful 8.5.2. i regulile specifice date în continuare.

(2) Se recomand ca dimensiunile în plan ale plinurilor de zidrie, între goluri sau pân la captul peretelui, s fie multiplu de ½ din lungimea elementului pentru zidrie.

(3) Condiia de la (2) este obligatorie pentru zidriile realizate cu elemente din argil ars din grupa 2S; în acest caz , pentru a se elimina tierea/spargerea la antier a elementelor, se vor folosi numai elemente speciale, cu lungimea egal cu un submultiplu al lungimii nominale, din sortimentele respective. Dac nu se realizeaz modularea se vor spori dimensiunile stâlpiorilor din beton armat.

(4) În cazul zidriilor cu înlimea de referin a rândului 200 mm, înlimea panoului de zidrie, între centurile de beton armat, va fi un multiplu întreg al înlimii rândului (înlimea elementului + grosimea stratului de mortar de circa 1012 mm). h - înlimea elementului. l - lungimea elementului Figura 8.3. Modularea zidriilor în raport cu dimensiunile elementelor pentru zidrie

(5) În cazul cldirilor cu planee alctuite din elemente liniare (care descarc pe o singur direcie), în toate zonele seismice i indiferent de tipul zidriei (ZNA, ZC sau ZIA), se vor prevedea msuri constructive pentru ancorarea, la fiecare planeu, a pereilor structurali exteriori dispui paralel cu elementele principale ale planeului. Se recomand ca toi pereii structurali de pe contur s fie încrcai direct de planeu. (0) 8.5.4.2. Reguli specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA)

(1) Toate cldirile cu perei structurali din zidrie nearmat, indiferent de elementele pentru zidrie i de mortarele folosite, vor avea stâlpiori din beton armat dispui constructiv, în funcie de zona seismic conform 8.5.4.2.1. (1).

(2) Peste golurile de ui i de ferestre se vor prevedea buiandrugi din beton armat legai, de regul, cu centura de la nivelul planeului.

Reguli specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie

(1) În cldirile cu perei structurali din zidrie, indiferent de elementele pentru zidrie i de mortarele folosite, vor fi prevzute elemente de confinare din beton armat dispuse vertical (stâlpiori) i orizontal (centuri) dup cum urmeaz: (a) pentru cldirile din ZNA  elemente cu rol constructiv; (b) pentru cldirile din ZC i ZC+AR  elemente cu rol structural. ( )

(2) Poziiile în plan i pe vertical i dimensiunile seciunii transversale i armarea longitudinal i transversal ale stâlpiorilor i centurilor se stabilesc inând seama de efectele încrcrilor verticale i ale forelor seismice de proiectare, cu respectarea condiiilor precizate în continuare. (0) 8.5.4.3.1.Prevederi referitoare la stâlpiori

(1) La toate cldirile cu perei structurali din zidrie simpl (ZNA) cu elemente din argil ars i din BCA , se vor prevedea, ca msur constructiv, stâlpiori de beton armat în urmtoarele poziii (figura 8.4,a): (a) Pentru zonele seismice cu ag0,15g. la toate colurile exterioare i intrânde de pe conturul construciei (SC1) (b) Pentru zonele seismice cu 0,15g intrânde de pe conturul construciei (SC1) i la casa scrii (SC2). ( )

(2) La cldirile cu perei din zidrie confinat (ZC), cu elemente din argil ars i din BCA, stâlpiorii de beton armat vor fi amplasai în urmtoarele poziii (figura 8.4b): (a) la toate colurile exterioare i intrânde de pe conturul construciei(S1); (b) la capetele libere ale fiecrui perete; (c) de ambele pri ale oricrui gol (S3) cu suprafaa 2,5 m2 în zonele seismice cu ag0,20g i de ambele pri ale oricrui gol cu suprafaa 1,5 m2 în zonele seismice cu ag0,25g; golurile cu dimensiuni mai mici vor fi mrginite cu stâlpiori dac necesitatea acestora rezult din calcule sau din cerina d; (d) în lungul peretelui (S2), astfel încât distana între axele stâlpiorilor s nu depeasc: (i) 5.0 m în cazul structurilor cu perei dei (sistem fagure); (ii) 4.0 m în cazul structurilor cu perei rari (sistem celular); ( ) (e) la interseciile pereilor, dac cel mai apropiat stâlpior amplasat conform regulilor de mai sus se afl la o distan mai mare de 3t unde t este grosimea peretelui (f) în toi spaleii care nu au lungimea minim prevzut la art.8.5.2.1.2 (2) ( )

(3) Pentru cldirile amplasate în zone seismice cu ag 0,15g în zonele de legtur între pereii perpendiculari (coluri, ramificaii i intersecii) se vor prevedea armturi în rosturile orizontale conform 8.5.4.2.4. (0) 8.5.4.3. confinat (ZC)

(a) Poziionarea stâlpiorilor constructivi la cldiri din zidrie nearmat - (b) Poziionarea stâlpiorilor din beton armat la structuri din zidrie confinat Figura 8.4. Poziionarea stâlpiorilor din beton armat la structuri din zidrie confinat

(3) Stâlpiorii vor fi executai pe toat înlimea construciei.

(4) Seciunea transversal a stâlpiorilor de beton armat va satisface urmtoarele condiii: (a) aria seciunii transversale 625cm2; (b) latura minim  25cm. ( )

(5) Armarea stâlpiorilor se va stabili prin calcul, cu urmtoarele condiii minime: (a) procentul de armare longitudinal: (i)  1,0% pentru zonele seismice ag0,25g; (ii)  0,8% pentru zonele seismice ag=0,15g i ag=0,20g. (iii)  0,6 % pentru zonele seismice ag=0,10g( ) (b) diametrul barelor longitudinale 12mm; (c) armare transversal: ( ) (i) etrieri închii cu  6 mm; (ii) distana între etrieri: 15cm în câmp curent i 10 cm pe lungimea de înndire a barelor longitudinale i pe 60 cm la interseciile cu centurile (peste i sub centur). ( )

(6) Barele longitudinale ale stâlpiorilor de la ultimul nivel vor fi ancorate în centurile ultimului nivel conform SR EN 1992-1-1.

(7) Înndirea barelor longitudinale din stâlpiori se va face prin suprapunere, fr cârlige, pe o lungime 509; în seciunea de la baz (seciunea de încastrare), suprapunerea barelor longitudinale ale stâlpiorilor din suprastructur cu mustile din socluri sau din pereii de subsol se va face pe o lungime 609. (0) 8.5.4.3.2.Prevederi referitoare la centuri

(1) Pentru toate cldirile, indiferent de alctuirea zidriei (ZNA, ZC sau ZIA) i de zona seismic, se vor prevedea centuri de beton armat în planul pereilor: (a) la nivelul fiecrui planeu, indiferent de materialul din care este realizat. (beton armat sau lemn) i de tehnologia de realizare a acestuia, (b) în poziie intermediar, la construciile etajate cu perei rari (sistem celular) i la construciile tip “sal/hal” ai cror perei structurali au înlimea >3,20 m, în zonele seismice cu ag0,15 g, sau >4,00 m - în zonele seismice cu ag=0,10g. ( )

(2) În cazul cldirilor cu mansard sau cu pod necirculabil i cu arpant din lemn se vor prevedea centuri la partea superioar a tuturor pereilor care depesc nivelul ultimului planeu.

(3) Centurile prevzute conform (1) vor fi continue pe toat lungimea peretelui i vor alctui contururi închise. Centurile de la nivelul planeelor curente i cele de la acoperi nu vor fi întrerupte de goluri de ui i ferestre cu excepia situaiilor menionate la (4).

(4) Continuitatea centurilor poate fi întrerupt numai în urmtoarele situaii: (a) centura planeului curent, în dreptul casei scrii, cu condiia s se prevad: (i) stâlpiori din beton armat la ambele margini ale golului; (ii) o centur-buiandrug, la podestul intermediar, legat de cei doi stâlpiori; ( ) (b) centura peste zidul de la mansard, în dreptul lucarnelor, cu condiia s se prevad: ( ) (i) stâlpiori de beton armat la ambele margini ale golului, cu armturile longitudinale ancorate corespunztor în centura planeului inferior; (ii) centur peste parapetul de zidrie al ferestrei, legat de cei doi stâlpiori. ( ) Figura 8.5. Întreruperea centurilor la casa scrii

(5) Se recomand ca întreruperea centurilor de la casa scrii, s fie prevzut numai pentru cldirile din zonele seismice cu ag 0,20g.

(6) Seciunea transversal a centurilor de beton armat va satisface urmtoarele condiii: (a) aria seciunii transversale 500cm2, cu respectarea urmtoarelor dimensiuni: ( ) (i) limea 25 cm, dar  din grosimea peretelui; (ii) înlimea  decât grosimea plcii planeului pentru pereii interiori i  decât dublul acesteia pentru pereii de pe conturul cldirii i de la casa scrii. ( )

(7) Armarea centurilor se va stabili prin calcul cu urmtoarele condiii minime: (a) procentul de armare longitudinal: (i)  1,0% pentru zonele seismice ag  0,25g; (ii)  0,8% pentru zonele seismice ag=0,15g i ag =0,20g. (iii)  0,6 % pentru zonele seismice ag=0,10g( ) (b) diametrul barelor longitudinale 12mm; (c) armare transversal: ( ) (i) etrieri închii cu  6mm; (ii) distana între etrieri: 15 cm în câmp curent i  10 cm pe lungimea de înndire a barelor longitudinale i pe 60 cm la interseciile cu stâlpiorii. ( )

(8) Înndirile barelor longitudinale se vor face prin suprapunere, fr cârlige, pe o lungime de 609. Seciunile de înndire ale barelor vor fi decalate cu cel puin 1.00 m; într-o seciune se vor înndi cel mult 50% din barele centurii. Figura 8.6. Înndirea barelor din centuri

(9) La coluri, intersecii i ramificaii se va asigura legtura monolit a centurilor amplasate pe cele dou direcii iar continuitatea transmiterii eforturilor va fi realizat prin ancorarea barelor longitudinale în centurile perpendiculare pe o lungime  609.

(10) În cazul sliurilor verticale realizate prin zidire, continuitatea armturilor din centuri care se întrerup va fi asigurat prin bare suplimentare având o seciune cu cel puin 20% mai mare decât cea a barelor întrerupte. Figura 8.7. Armarea centurilor slbite prin liuri

(11) În cazul cldirilor cu arpant, în centurile de la ultimul nivel se vor prevedea piese metalice pentru ancorarea cosoroabelor arpantei. (0)

8.5.4.3.3.Prevederi referitoare la buiandrugi i rigle de cuplare

(1) În cldirile curente, riglele de cuplare vor fi legate monolit cu centura planeului.

(2) Lungimea de rezemare a riglelor de cuplare pe pereii de zidrie va fi 40cm

(3) Limea riglelor de cuplare va fi egal cu grosimea peretelui. Pentru pereii de faad se accept o reducere de 5cm pentru aplicarea proteciei termice.

(4) În condiiile de la (1) armarea elementului constituit din centur i rigla de cuplare (buiandrug) va satisface urmtoarele condiii: (a) la partea superioar, armtura din centur va fi continu în rigla de cuplare; (b) la partea inferioar procentul de armare va fi 0,1% raportat la seciunea de beton; (c) pentru elementele cu h>700 mm se aplic prevederile SR EN 1992-1-1; (d) capacitate de rezisten la for tietoare va fi superioar cu cel puin 25% celei corespunztoare momentelor ultime ale elementului calculate inând seama de suprarezistena armturilor. ( )

(5) Dac buiandrugul prevzut la (4) nu este legat cu centura planeului, armarea acestuia se va determina numai pentru încrcrile verticale aferente i va respecta condiiile din SR EN 1992-1-1 pentru elemente neparticipante la preluarea eforturilor din cutremur. (0) 8.5.4.3.4.Prevederi referitoare la armarea zidriei în rosturile orizontale

(1) Pentru cldirile din ZC+AR seciunea armturilor dispuse în rosturile orizontale ale zidriei va fi determinat prin calcul.

(2) La cldirile situate în zone seismice cu ag 0,15g, rosturile orizontale ale zidriei vor fi armate, indiferent de rezultatele calculului, pentru urmtoarele elemente: (a) spaleii între ferestre sau ui care au raportul înlime / lime 2,5, dac nu sunt întrii cu stâlpiori din beton armat la extremiti; (b) zonele de legtur între pereii perpendiculari (intersecii, coluri i ramificaii); (c) parapeii de sub ferestre. ( ) La intersecii, coluri i ramificaii armturile vor depi marginea interseciei, pe toate direciile, cu cel puin 1,00 m. Figura 8.8. Armarea zidriei la intersecii de perei

(3) Armturile din rosturile orizontale dispuse conform (1) i (2) vor satisface urmtoarele condiii: (a) distana între rosturile orizontale armate va fi: (i)  2 asize în cazul elementelor cu înlime între 188 ÷ 240 mm;

(ii)  3 asize în cazul elementelor cu înlime (iii) aria armturilor dispuse într-un rost orizontal va fi  1,0 cm² (298 mm); ( ) (b) acoperirea lateral cu mortar a barelor din rosturi va fi stabilit pentru a asigura protecia anticoroziv a barelor. ( )

(4) Armturile din rosturile orizontale vor fi ancorate în stâlpiori sau prelungite în zidrie, dincolo de marginea opus a stâlpiorului, pentru a se realiza o lungime total de ancoraj de cel putin 60. Barele se vor fasona fr cârlige.

(5) Înndirile barelor din rosturi se vor face prin suprapunere, fr cârlige, pe o lungime de 60. Seciunile de înndire ale barelor vor fi decalate cu cel puin 1.00m; într-o seciune se vor înndi cel mult 1/3 din barele peretelui. (0) 8.5.4.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei din zidrie cu inim armat (ZIA).

(1) Pereii de crmid din straturile marginale vor avea grosimea de minimum ½ crmid (minimum 115mm), vor fi executai cu zidria esut i vor avea rosturile verticale complet umplute cu mortar. Nu se accept folosirea elementelor cu îmbinare mecanic (nut i feder) pentru cele dou straturi de zidrie ale ZIA.

(2) Grosimea stratului median, de beton sau mortar-beton (grout), va fi 10cm.

(3) Armarea stratului median se va determina prin calcul.

(4) Pentru primul nivel al cldirilor cu nniv3, procentele de armare minime, raportate la seciunea de beton a stratului median, vor respecta condiiile din tabelul 8.12. Diametrul minim al barelor va fi 8mm iar distana între bare va fi  150mm. Tabelul 8.12. Procente de armare minime pentru perei din ZIA Acceleraia seismic de proiectare Barele orizontale Barele verticale Categoria 1 Categoria 2 Categoria 1 Categoria 2 ag0,20g 0,30% 0,25% 0,25% 0,20% ag 0,15g 0,25% 0,20% 0,20% 0,15%

(5) Pentru construciile cu nniv construciilor cu nniv3, procentele minime de armare se vor lua egale cu 80% din valorile din tabelul 8.12. Diametrul minim al barelor va fi 6mm iar distana între bare va fi 1.5tm unde tm este grosimea stratului median.

(6) Armarea cu plase sudate se va face numai dac, din calcul, rezult c, în situaia de proiectare seismic, armturile rmân în domeniul elastic de comportare. Armarea cu plase sudate nu se va folosi la pereii parterului, indiferent de numrul nivelurilor peste seciunea de încastrare, pentru cldirile din zone cu ag0.15g. (0)

8.6. Verificarea siguranei

(1) Verificarea siguranei cldirilor cu perei structurali din zidrie în situaia de proiectare seismic se va face prin calcul, indiferent de tipul zidriei, de numrul de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) i de acceleraia terenului pentru proiectare la amplasament (ag) cu excepia "cldirilor simple" definite i detaliate la par.8.9.

(2) Verificarea siguranei structurilor din zidrie se face în raport cu: - strile limit ultime de rezisten i de stabilitate (ULS); - starea limit de serviciu (SLS).

(3) Combinarea efectelor încrcrilor verticale i seismice se va face conform Codului CR 0 i capitolului 4 din acest Cod. (0) 8.6.1. Cerina de rezisten în raport cu starea limit ultim (ULS)

(1) Pentru aciunea cutremurului de proiectare, cu acceleraia terenului ag dat în Figura 3.1. din acest Cod, cerina de rezisten în raport cu starea limit ultim (ULS) se verific pentru: - efectul forelor seismice care acioneaz în planul peretelui structural; - efectul forelor seismice care acioneaz perpendicular pe planul peretelui structural.

(2) Rezistenele de proiectare ale pereilor structurali la starea limit ultim (ULS), pentru gruparea seismic de încrcri, se vor calcula pe baza rezistenelor caracteristice folosind valorile coeficienilor pariali de siguran M din tabelul 8.13. Pentru celelalte grupri de încrcri, pentru calculul structurilor cu perei structurali din zidrie se folosesc valorile M date în Codul CR 6 pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare. (0) Tabelul 8.13. Coeficieni pariali de siguran M pentru calculul pereilor structurali din zidrie la starea limit ultim (ULS) pentru gruparea seismic de încrcri Categoria elementelor Mortar Tipul controlului la execuie Redus Normal Special Categoria I De reet (G) preparat la antier 2,4 2,2 1,9 De reet (G) preparat industrial, semifabricat industrial 2,2 1,9 1,8 Performant (T) i (G) --- 1,8 1,8 Categoria II De reet (G) preparat la antier 2,7 2,5 2,2 De reet (G) preparat industrial, semifabricat industrial 2,4 2,2 2,0

8.6.1.1. Cerina de rezisten pentru efectele cutremurului în planul peretelui

(1) Pereii structurali vor fi proiectai pentru a avea, în toate seciunile, rezistenele de proiectare la eforturi secionale (NRd, MRd, VRd) mai mari decât eforturile secionale de proiectare (NEd, MEd, VEd) rezultate din încrcrile din gruparea seismic.

(2) Pentru proiectarea cldirilor cu structuri din zidrie, mecanismul de disipare a energiei seismice va fi ales astfel încât s se asigure comportarea ductil a structurii în funcie de valoarea acceleraiei terenului pentru proiectare (ag) din zona amplasamentului.

(3) Pentru cldirile situate în zonele seismice cu ag0,25g este obligatorie asigurarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice la cutremure severe care const în dirijarea tuturor zonelor de dezvoltare a deformaiilor inelastice în zona de la baza montanilor (peste seciunea de "încastrare").

(4) Pentru cldirile situate în zonele seismice cu ag=0,15g i ag=0,20g, mecanismul favorabil de disipare a energiei seismice descris la (3) poate fi asigurat numai pentru o parte dintre pereii structurali care vor fi confinai cu stâlpiori de beton armat la ambele extremiti - a se vedea 8.3.2.2. (3). Aceti perei vor fi considerai ca elemente structurale principale -conform 4.4.2. din acest Cod.

(5) Pentru cldirile situate în zonele seismice cu acceleraia de proiectare ag=0,10g respectarea msurilor constructive generale prevzute în Codul CR 6 i în prezentul Cod asigur un rspuns seismic adecvat.

(6) Realizarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice stabilit la (3) se obine, în principal, prin urmtoarele msuri de proiectare conceptual (ierahizarea capacitii de rezisten): - momentele încovoietoare capabile în peretele structural vor fi superioare, în toate seciunile, valorii momentului corespunztor plastificrii din seciunea de încastrare; - capacitatea de rezisten la for tietoare a pereilor structurali va fi superioar, în toate seciunile, forei tietoare asociat capacitii de rezisten la compresiune excentric;

(7) În zonele seismice cu ag0,30g, nu se vor proiecta cldiri pentru care, în cazul cutremurului de proiectare, mecanismul de disipare a energiei implic formarea articulaiilor plastice în montanii dintre golurile de ui/ferestre la parter. Aceste elemente vor fi proiectate pentru a rmâne în domeniul elastic de comportare.

(8) În conformitate cu principiul ierarhizrii capacitii de rezisten, în starea limit ultim, valoarea rezistenei de proiectare la for tietoare VRd a fiecrui perete structural, trebuie s satisfac relaiile: VRd 1.25VEdu (8.8) VRd  qVEd

(8.9) unde

VEdu valoarea forei tietoare asociat rezistenei la compresiune excentric (for axial + încovoiere) a seciunii din zidrie simpl, confinat sau cu inim armat, determinat inând seama de suprarezistena armturilor (1.25fyd); VEd valoarea forei tietoare determinat prin calculul structurii în domeniul elastic liniar cu forele din situaia de proiectare seimic; q factorul de comportare utilizat pentru calculul structurii.

(9) În cazul pereilor structurali a cror rezisten de proiectare la încovoiere MRd îndeplinete condiia (0) MRd  qMEd (8.10) unde MEd este momentul încovoietor determinat prin calculul structurii în domeniul elastic liniar, rezistena de proiectare la for tietoare VRd va fi limitat la VRd = qVEd (8.11) 8.6.1.2. Cerina de rezisten pentru efectele cutremurului perpendicular pe planul peretelui

(1) Pentru pereii structurali cu i fr goluri de ui sau ferestre, momentele încovoietoare de proiectare date de fora seismic perpendicular pe planul peretelui (MExd1 i MExd2) vor fi calculate conform Codului CR 6.

(2) Calculul rezistenelor de proiectare la încovoiere perpendicular pe planul peretelui din zidrie (MRxd1 i MRxd2) se va face conform Codului CR 6. (0) 8.6.1.3. Verificarea planeelor

(1) Verificarea rezistenei i rigiditii planeelor la for e seismice orizontale, conform Codului CR 6, cap.6 va fi fcut pentru urmtoarele categorii de cldiri cu perei structurali din zidrie: (a) cldiri etajate cu perei rari (sistem celular); (b) cldiri tip "sal/hal", pentru planeul de acoperi; (c) cldiri etajate cu goluri mari în planee; (d) cldiri cu planee prefabricate (pentru verificarea capacitii îmbinrilor). ( )

(2) În cazul cldirilor cu perei dei (sistem fagure) verificarea planeelor din beton armat la for e seismice orizontale nu este necesar. (0) 8.6.2. Cerina de rigiditate

(1) Structurile din zidrie i trebuie s fie proiectate astfel ca valoarea deplasrii relative de nivel dr determinat conform paragrafului 8.8 s nu depeasc deplasrile relative de nivel admisibile stabilite conform art. 4.6.3.2. Cerina de rigiditate nu trebuie s fie verificat prin calcul pentru cldirile cu perei dei. (0)

(1) Pentru cldirile din clasele de importan I i II situate în zone seismice cu acceleraia terenului pentru proiectare ag0,30g, rezistena pereilor structurali din zidrie va fi verificat la aciunea cutremurului cu interval mediu de recuren mai mic decât cel al cutremurului de proiectare. Factorul de reducere a aciunii seismice pentru verificarea rezistenei se va lua =0,5 iar pentru deplasrile laterale impuse factorul  se va lua conform art.10.3.2.2.

(2) În condiiile de la (1) cerina de siguran se va verifica astfel: - Eforturile secionale de proiectare (NEd, MEd,VEd) se vor calcula, pentru toate tipurile de zidrie, cu factorul de comportare q=1,0. (în domeniul elastic) - Rezistenele de proiectare (NRd, MRd,VRd) se vor calcula cu coeficientul parial de siguran pentru material M = 1,5

(3) Pentru pereii structurali ai cldirilor din clasa de importan III i IV nu se impun cerine speciale pentru SLS. (0) 8.7. Calculul valorilor de proiectare ale rezistenelor pereilor structurali din zidrie 8.7.1. Prevederi generale de calcul.

(1) Calculul valorilor de proiectare ale rezistenelor pereilor structurali din zidrie la: - la for axial i încovoiere în planul peretelui, - for tietoare, - încovoiere perpendicular pe planul peretelui; i - calculul rezistenei planeelor, - calculul deplasrilor laterale, se vor face conform ipotezelor, modelelor i metodelor stabilite în Codul CR 6, cap.6.

(2) Rezistena de proiectare a pereilor structurali se va determina pentru: (0)

8.6.3. Cerina de stabilitate

(1) Cerina de stabilitate lateral a pereilor structurali din zidrie este satisfcut dac sunt respectate cerinele de alctuire pentru ansamblul construciei i cerinele geometrice i de alctuire constructiv pentru fiecare perete în parte. (0) 8.6.4. Cerina de ductilitate

(1) Cerina de ductilitate este considerat satisfcut dac sunt respectate prevederile de calcul, de dimensionare i de alctuire constructiv formulate pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare i prevederile suplimentare date în prezentul Capitol. (0) 8.6.5. Cerine de rezisten în raport cu starea limit de serviciu (SLS)

- eforturile secionale care acioneaz în planul peretelui: fora axial (NRd) , încovoiere (MRd) i for tietoare (VRd); - eforturile secionale care acioneaz perpendicular pe planul peretelui: încovoiere în plan paralel cu rosturile orizontale (MRxd1), încovoiere în plan perpendicular pe rosturile orizontale (MRxd2). 8.7.2. Prevederi suplimentare pentru calculul pereilor structurali la for axial i încovoiere în planul peretelui

(1) În cazul cldirilor la care predomin pereii structurali cu form complex nesimetric a seciunii transversale (L,I,T) rezistena de proiectare la for axial i moment încovoietor în planul peretelui i rezistena la for tietoare se vor calcula pentru ambele sensuri de aciune a forei seismice sau vor fi luate, acoperitor, egale cu valorile minime respective care rezult pentru cele dou sensuri ale aciunii seismice

(2) În cazul pereilor structurali cu form complex (L,I,T), rezistena de proiectare se va determina pe baza seciunii de calcul (inclusiv tlpile); legtura dintre inim i talp va fi verificat pentru eforturile de forfecare verticale corespunztoare forei tietoare de proiectare.

(3) Verificarea de la (2) nu este necesar dac: (0) - legtura între talp i inima peretelui este realizat prin esere; i dac - pentru construciile situate în zonele seismice cu ag0,20g, la coluri, intersecii i ramificaii sunt prevzute în rosturile orizontale minimum dou bare cu d=8mm la interval 400 mm care continu în perete pe o lungime de 40d 600 mm. 8.7.3. Prevederi suplimentare privind rezistena de proiectare a pereilor structurali cuplai

(1) În cazul pereilor structurali din zidrie confinat care particip la preluarea forei seismice, grinzile de cuplare din beton armat între montanii pereilor cu goluri de ui/ferestre vor fi proiectate astfel încât sub efectul eforturilor din gruparea de proiectare seismic: (0) (a) Cedarea grinzii din încovoiere s precead: (i) cedarea montantului prin compresiune excentric; (ii) cedarea grinzii prin for tietoare. ( ) (b) Cedarea grinzii din for tietoare s precead cedarea reazemului grinzii (montantului) prin zdrobirea local a zidriei sau prin cedarea la compresiune excentric a stâlpiorului de la marginea golului (dac acesta exist). ( )

(1) Prin excepie de la prevederile art. 8.6 capitol cldirile cu perei structurali din zidrie care satisfac condiiile constructive enunate în continuare pot fi proiectate fr verificarea prin calcul a siguranei la efectele provenite din gruparea seismic de încrcri. Aceste cldiri sunt denumite în continuare, cldiri simple din zidrie.

(2) Pentru aceste cldiri, sigurana elementelor structurale verticale, a planeelor, a arpantelor i a fundaiilor va fi verificat prin calcul pentru toate celelalte grupri de încrcri prevzute în Codul CR 0.

(3) Cldirile cu perei structurali din zidrie încadrate în clasele de importan III i IV, sunt considerate "cldiri simple de zidrie" numai dac respect în totalitate: - cerinele de la 8.9.2. ÷ 8.9.4; - cerinele generale de alctuire i detaliere constructiv pentru tipurile respective de zidrie (ZNA, ZC, ZIA), i cerinele referitoare la alctuirea i dimensionarea prin calcul a infrastructurii i fundaiilor.

(4) Dac cel puin una din condiiile enunate în continuare la 8.9.2. ÷ 8.9.4. nu este îndeplinit, sau dac proiectantul dorete folosirea materialelor care asigur rezistenele minime prevzute în tabelele 8.2 ÷ 8.5 (valorile de baz, fr majorarea de 20% prevzut la 8.9.2.(2)), cerina de siguran va fi verificat prin calcul i pentru aceast grupare de încrcri conform metodologiei generale care se aplic pentru situaia seismic de proiectare. (0) 8.9.2. Materiale pentru zidrie

(1) Pentru executarea cldirilor simple din zidrie se vor folosi elementele pentru zidrie i mortarele menionate la 8.2.

(2) Rezistenele la compresiune ale elementelor pentru zidrie i ale mortarelor vor fi alese de proiectant astfel încât rezistena caracteristic la compresiune a zidriei, perpendicular pe rosturile de aezare (fk) s aib cel puin valorile din tabelul 8.2 majorate cu 20%.(0)

8.8. Calculul deformaiilor i deplasrilor laterale în planul peretelui 8.8.1. Condiii generale

(1) Pentru calculul deformaiilor i deplasrilor laterale în planul peretelui structural se vor folosi legea constitutiv "efort unitar - deformaie specific -" i valorile modulelor de elasticitate longitudinal i transversal ale zidriei stabilite conform prevederilor din codul CR 6-2013. (0) 8.8.2. Deformaiile laterale ale pereilor structurali din zidrie

(1) Cerina de rigiditate a cldirilor cu perei structurali din zidrie se va considera satisfcut dac deplasrile relative de nivel ale cldirii dr sub aciunea încrcrilor din gruparea seismic, se înscriu în limitele stabilite în Anexa. E. (0) 8.9. Proiectarea cldirilor simple din zidrie 8.9.1. Generaliti

8.9.3. Condiii de regularitate geometric i structural

(1) Cldirile simple din zidrie trebuie s satisfac cerinele de regularitate în plan i în elevaie din acest capitol i urmtoarele cerine suplimentare (a) Planul trebuie s fie aproximativ dreptunghiular. Aria retragerilor de la forma dreptunghiular trebuie s fie 15% din aria total a planeului. (b) Raportul dintre lungimea laturii scurte i cea a laturii lungi în plan trebuie s fie ( ) (i) 0,33 pentru cldiri cu perei din zidrie nearmat (ii) 0,25 pentru cldiri cu perei din zidrie confinat i din zidrie cu inima armat

(2) Pereii structurali ai cldirii trebuie s satisfac toate cerinele urmtoare: (a) cldirea trebuie s fie rigidizat prin perei structurali, dispui aproximativ simetric în plan pe dou direcii ortogonale astfel încât s fie evitat/limitat efectulde torsiune de ansamblu; aceast condiie se consider satisfcut dac distana între centrul de mas i centrul de rigiditate ale structurii, pe oricare dintre cele dou direcii, este 0.1L unde L este dimensiunea cldirii perpendicular pe direcia considerat. (b) pe fiecare dintre cele dou direcii ortogonale ale cldirii trebuie s existe cel puin câte doi perei paraleli iar lungimea fiecrui perete trebuie s fie >30% din lungimea cldirii pe direcia peretelui considerat; (c) distana între pereii cei mai deprtai de centrul de rigiditate de pe cel puin una din direcii trebuie s fie > 75 % din lungimea cldirii pe cealalt direcie; (d) cel puin 75 % din încrcrile verticale trebuie s fie preluate de pereii structurali; (e) pereii structurali trebuie s fie continui de la acoperi pân la fundaii. ( )

(3) În ambele direcii orizontale, masa de etaj i seciunile orizontale ale pereilor structurali pot fi mai mici cu cel mult 15% în raport cu nivelul imediat inferior.

(4) Pentru cldirile cu perei din zidrie nearmat i din zidrie confinat, pereii de pe o direcie trebuie s fie legai cu pereii de pe direcia ortogonal la o distan 7,0 m în zonele seismice cu ag0,10g i 5,0m în zonele seismice cu ag=0,15g i ag=0,20g.

(5) Efortul unitar mediu de compresiune în pereii structurali, la parter, dat de încrcrile verticale din gruparea fundamental va fi  0,25fd. (0)

Tipul zidriei Numr de niveluri (nniv) Acceleraia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g 0,15g 0,20g Zidrie nearmat

4,0% 5,0 % NA

NA NA Zidrie confinat

3,5% 4,0% 4,5%

4,0% 5,0% 5,5%*

5,0%* 6,0%* NA Zidrie cu inim armat

3,0% 3,5% 4,0%

3,5% 4,5% 5,5%

4,5% 6,0% NA Numai cu condiia satisfacerii cerinelor constructive pentru zidrie confinat i armat în rosturile orizontale (ZC+AR) NA - nu se accept Tabelul 8.15 Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali pentru cldiri simple din zidrie cu elemente din argil ars din grupa 2S i din BCA Tipul zidriei Numr de niveluri (nniv) Acceleraia terenului pentru proiectare (ag) 0,10g 0,15g 0,20g Zidrie nearmat

4,5% 5,5 % NA

NA NA Zidrie confinat

4,0% 5, 0% 6,0%

4,5% 5,5%* NA

5,0%* NA Numai cu satisfacerea cerinelor constructive pentru zidrie confinat i armat în rosturile orizontale (ZC+AR) NA - nu se accept

8.9.4. Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali pentru cldiri simple din zidrie

(1) Pentru cldirile simple din zidrie numrul de niveluri peste seciunea de încastrare (nniv) i densitatea minim asociat a pereilor structurali vor respecta valorile din tabelele 8.14 i 8.15 în funcie de tipul zidriei i de acceleraia seismic de proiectare ag. În numrul de niveluri admis conform tabelelor 8.14 i 8.15 se include mansarda i nu se include podul necirculabil. (0) Tabelul 8.14.Numrul de niveluri peste seciunea de încastrare i densitatea minim a pereilor structurali pentru cldiri simple din zidrie cu elemente din argil ars din grupele 1 i 2

9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN LEMN 9.1. Generaliti 9.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Acest capitol se aplic proiectarii în zone seismice a cldirilor i a altor construcii similare definite la capitolul 1, paragraful 1.1, realizate cu structuri de rezistent pentru care se utilizeaz lemn brut, lemn ecarisat, lemn lamelat încleiat i panouri pe baz de lemn, îmbinate cu adezivi, prin chertare sau cu elemente de îmbinare metalice (conectori).

(2) Prevederile prezentului capitolului trebuie corelate cu prevederile din capitolele 1–4 în care sunt detaliate aspectele de ansamblu pentru proiectarea specific construciilor din diferite materiale i componente nestructurale.

(3) Documentele normative de referin pentru proiectarea construciilor din lemn, inclusiv la aciunea sesismic, sunt indicate la capitolul 1.5.

(4) Standardele de referin complementare prezentului capitol sunt indicate la

capitolul 1.5. (0) 9.1.2. Definiii

(1) În acest capitol sunt folosii urmtorii termeni: (0) - Îmbinri semi-rigide: Îmbinri cu o flexibilitate important, a cror influen trebuie considerat în calcul structural. Îmbinrile semi-rigide ofer un anumit grad de interaciune al elementelor îmbinate, în funcie de caracteristicile componentelor. Îmbinrile semi-rigide trebuie s fie capabile s transmit eforturile interne i momentele rezultate din analizele statice (ex. îmbinri cu tije). - Îmbinri rigide: Îmbinri cu flexibilitate neglijabil. Îmbinrile rigide trebuie s posede suficient rigiditate la rotire pentru a putea justifica analiza bazat pe noduri continue (ex. îmbinri incleiate). - Îmbinri articulate: Îmbinri cu o flexibilitate important, a cror influen trebuie considerat în calcul structural. Îmbinrile articulate trebuie s fie capabile s transmit eforturile interne fr o dezvoltare semnificativ a momentelor încovoietoare care s afecteze elementele structurale îmbinate sau întreaga structur. Un nod articulat trebuie s preia rotirile rezultate din aplicarea eforturilor calculate (ex. îmbinri prin chertare). - Îmbinri cu tije: Îmbinri cu elemente metalice de îmbinare de tip dorn (ex. cuie, uruburi, dornuri, etc.) încrcate perpendicular pe axa lor. - Îmbinri prin chertare: îmbinrile la care eforturile se transmit prin arie de presiune i fr elemente metalice de îmbinare. - Ductilitate static: raportul dintre deformaia ultim i deformaia la sfâritul comportrii elastice, evaluat în testele ciclului cvasi-static.

9.1.3. Concepia de proiectare

(1) Construciile din lemn, rezistente la cutremur, trebuie proiectate inând cont de unul din urmtoarele concepte (tabelul 9.1): (a) comportare structural disipativ; (b) comportare structural slab disipativ. ( )

(2) Comportarea structural disipativ (conceptul a) este considerat capacitatea unei pri structurale (zone disipative) de a rezista aciunii seismice prin incursiuni dincolo de limita elastic. Când se folosete spectrul de proiectare, factorul de comportare q poate fi luat mai mare ca 1.5. Valoarea lui q depinde de tipul structurii de rezisten din lemn i de clasa de ductilitate.

(3) În conceptul b), efectele aciunii sunt calculate pe baza unei analize globale elastice, fr a lua în considerare comportarea neliniar a materialului. Când se folosesc condiiile de proiectare definite în paragraful 3.2.2.5, factorul de comportare q nu se ia mai mare de 1.5. Acest concept este corespunztor clasei de ductilitate DCL.

(4) Structurile din lemn pentru cldiri proiectate în conformitate cu (a) se împart în dou clase de ductilitate, clasa ductilitate înalt (DCH) i clasa de ductilitate medie (DCM), în funcie de capacitatea de disipare a energiei i de rezistena la for e laterale. Structurile proiectate pentru DCH au ductilitate de ansamblu i local superioar celor proiectate pentru DCM. Pentru a reduce cerinele de ductilitate, structurile din clasa de ductilitate medie vor fi dotate cu o capacitate de rezisten superioar structurilor din prima clasa.

(5) Zonele disipative vor fi localizate în îmbinri i conectori metalici, luând în considerare i eventualele influene locale datorate tijelor care se deformeaz, iar elementele din lemn rmân în domeniul de comportare elastic.

(6) În anumite situatii, structurile de cldiri se pot proiecta pentru o capacitate minimal de disipare a energiei seismice prin deformaii plastice (de ductilitate), cu o cretere corespunzatoare a capacitii de rezisten la for e laterale. Structurile proiectate în conformitate cu clasa de ductilitate joasa (DCL) vor respecta, în principal, regulile de proiectare generale pentru construcii din lemn împreun cu prevederile suplimentare specifice acestei clase date în prezentul capitol.

(7) Deplasrile laterale asociate cerinelor de ductilitate vor fi suficient de reduse pentru a nu aprea pericolul pierderii stabilitii. (0) Tabelul 9.1. Tipuri de structuri i valori ale factorului de comportare q în funcie de clasa de ductilitate cerut Concept de proiectare Factor de comportare q Clasa de ductilitate cerut Structuri slab disipative 1 DCL (joas) Structuri disipative 1,5 DCM (medie) 2,5 DCH (înalt)

9.2. Condiii privind comportarea structural disipativ

(1) La proiectarea structurilor din lemn pe baza conceptului de comportare disipativ, prezena factorului de comportare q conduce la structuri cu o rezisten redus, care trebuie compensat printr-o buna ductilitate. Componentele structurale disipative se dimensioneaz la eforturile din gruparea seismic de încrcari i trebuie s îndeplineasc cerinele care s le asigure o comportare ductil.

(2) În componentele nedisipative trebuie prevenite deformaiile plastice, prin asigurarea unei suprarezistene fa de cele disipative. Eforturile de calcul în componentele nedisipative se stabilesc pe baza conceptului de proiectare bazat pe capacitatea de rezisten.

(3) La proiectarea structurilor din lemn pe baza conceptului de comportare slab- disipativ, structura se bazeaz pe rezistena pentru preluarea aciunii seismice. Verificarea componentelor structurale se face la eforturile de calcul din combinaia seismic de încrcri, în mod similar cu proiectarea în gruparea fundamental de încarcri, nefiind necesare adoptarea unor msuri speciale de asigurare a ductilitii.

(4) Când se utilizeaz conceptul de comportare structural disipativ, se vor aplica urmtoarele prevederi: (a) Zonele dispative sunt realizate de materialele i tipurile de conectori metalici care au o comportare corespunztoare la solicitarea de oboseal; (b) Îmbinrile incleiate sunt considerate ca având comportare elastic; (c) Îmbinrile prin chertare nu pot fi folosite atunci când eforturile de forfecare sau de întindere perpendicular pe fibre sunt predominante. ( )

(5) Pentru placajele pereilor structurali i ale diafragmelor de planee, cerinele pentru conceptul de comportare structural sunt satisfcute dac sunt îndeplinite urmtoarele condiii: (a) Plcile aglomerate derivate au densitatea specific de cel puin 650 kg/m3. (b) Placajele au cel puin 9 mm grosime. (c) Plcile fibrolemnoase (PFL) i cele din achii din lemn (PAL) au cel puin 13 mm grosime. (d) Plcile cu lamele de lemn dublu orientate (OSB) au cel putin 12mm grosime. ( )

(6) Cerinele menionate pentru conceptul de comportare structural disipativ sunt satisfcute dac conectorii, sub forma de piese (plane sau cu forme diverse) sau tije, pentru imbinri la structurile din lemn respect urmatoarele cerine: (0) (a) Conectorii, ca material i structur, utilizai pentru îmbinrile structurilor din lemn satisfac cerinele normelor tehnice i standardelor de calitate în vigoare. (b) Proprietile de ductilitate ale imbinrilor grinzilor cu zbrele i placajelor, ca i ale structurilor de lemn încadrate în clasele de ductilitate DCM sau DCH (vezi 9.3) trebuie verificate pentru conformitate cu 9.3(4) prin încercri ciclice ale combinaiilor de elemente din lemn îmbinate i conectori. ( )

9.3. Tipuri de structuri i factori de comportare

(1) Valorile coeficientului de comportare q sunt asociate spectrelor de proiectare i in cont de influena coeficientului de amortizare propriu fiecrei construcii. În concordan cu comportarea lor ductil i capacitatea de disipare de energie sub aciuni seismice, structurile din lemn se vor încadra în una dintre cele trei clase de ductilitate DCL, DCM i DCH. Factorul de comportare q are valorile prezentate în tabelul 9.2 cu condiia satisfacerii cerinelor de regularitate a structurii i respectarea prevederilor capitolul 4 din prezentul cod.

(2) Pentru structuri neregulate pe înlime, coeficientul q se reduce cu 20% fa de valorile prezentate în tabelul 9.2 (cu condiia q  1.5).

(3) Elementul structural cel mai puin ductil din ansamblul structurii de rezisten determin valoarea coeficientului de comportare q.

(4) Pentru a se asigura posibilitatea de utilizare a valorilor date ale factorului q, zonele disipative trebuie s fie capabile s se deformeze plastic în cel puin trei cicluri complete de încrcare-descrcare cu ductilitate 4 pentru structurile din clasa de ductilitate DCM i ductilitate 6 pentru structurile pentru clasa de ductilitate DCH, fr o reducere mai mare de 20% a rezistenei lor. Tabelul 9.2. Factori de comportare q pentru structuri de lemn Tip de structur Clasa de ductilitate Factor de comportare q Console Grinzi Grinzi cu zbrele având îmbinrile realizate prin chertare Grinzi cu zbrele având îmbinrile realizate cu inele Sarpante asamblate cu conectori Arce cu 2 sau 3 articulaii Capacitate joas de disipare de energie (DCL) 1,5 Grinzi cu zbrele având îmbinrile realizate cu dornuri sau buloane Structuri mixte (cadre i elemente de închidere care nu particip la preluarea forelor orizontale) Perei din panouri din lemn cu fee încleiate, îmbinate cu cuie i buloane Capacitate medie de disipare de energie (DCM)

Structuri în cadre având îmbinarile realizate cu dornuri sau buloane (vezi pct. 9.4.2.(4)) 2,5 Perei din panouri din lemn cu fee îmbinate cu cuie i buloane pe scheletul din lemn (vezi pct. 9.4.2.(5)) Grinzi cu zbrele având îmbinrile realizate cu cuie Capacitate înalt de disipare de energie (DCH)

Structuri în cadre având îmbinarile realizate cu dornuri sau buloane (vezi pct. 9.4.2.(7))

Structuri din panouri din lemn cu fee îmbinate cu cuie pe scheletul din lemn(vezi pct. 9.4.2.(7))

(5) Regimul de înlime maxim recomandat este de 10.00m pentru construciile amplasate în zone seismice cu ag Înlimea se calculeaz de la cota ±0.00 a construciei la cornis (streain).

(6) Regimul de înlime peste 10.00 m se poate admite dup evaluarea capacitii structurale, pe modele la scar natural sau redus la 1/2 sau 1/4. (0) 9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare (conectori)

(1) Îmbinrile, realizate cu elemente de îmbinare – conectori - se vor proiecta astfel încât acestea s prezinte o ductilitate bun, s nu fie sensibile la sarcini repetate i s asigure, prin modul de alctuire, disiparea energiei.

(2) Pentru evitarea ruperii prin fisurare prematur a lemnului, se vor respecta reguli privind distanele dintre tije i distanele dintre tije i captul elementului din lemn care se îmbin, conform reglementrilor tehnice specifice privind proiectarea construciilor din lemn, aplicabile în vigoare. Majorarea spaiilor dintre piesele de îmbinare i cele fa de limitele elementului din lemn contribuie la creterea rezistenei la fisurare i, în consecin, la ductilitatea îmbinrii.

(3) Fisurarea poate fi prevenit prin adugarea în zona de îmbinare a unor piese de rigidizare, cu o bun rezisten la întindere transversal, cum sunt contraplcile.

(4) Capacitatea de disipare de energie poate fi îmbunatit prin alegerea de tije zvelte, care permit formarea de articulaii plastice. Ductilitatea este îmbuntit când coeficientul de zveltee al tijei mai mare ca 8.

(5) Fisurarea poate fi limitat prin crterea grosimii elementului din lemn în raport cu diametrul conectorilor sub form de tij.

(6) Elemente de îmbinare de tip tije (cuie, agrafe i uruburi), cu excepia elementelor din oel dur, cuiele, agrafele i uruburile au o comportare plastic.

(7) Creterea lungimii de ptrundere a tijei în elementul de lemn previne riscul de smulgere. Pentru majorarea rezistentei la smulgere se recomand utilizarea tijelor profilate (cu caneluri în spiral, cu dini, etc.).

(8) Pentru îmbinrile între panourile de placaj i structura de lemn, comportarea ductil se manifest atunci când coeficientul de zveltee al tijei este mai mare ca 4. Încercri pe panouri cu structura din lemn îmbinate cu cuie demonstreaz o ductilitate sporit i o capacitate mare de disipare de energie.

(9) Broe (dornuri) - Îmbinrile cu tije metalice zvelte au capacitatea de a plastifica în acelasi timp oelul i lemnul din îmbinare, ceea ce permite o disipare bun de energie. Coeficientul de zveltee al dornului trebuie s fie mai mare ca 8, ca s se obin o ductilitate bun.

(10) La conectorii de tip tij masiv capacitatea de disipare de energie a structurii depinde numai de capacitatea portant a lemnului.

(11) Pentru îmbinrile cu conectori de tip bulon, ruperea fibrelor de lemn rezultat în urma practicrii gurilor (pregurire) provoac neregulariti în distribuia eforturilor. În zone seismice se recomand realizarea cu precizie a acestor

îmbinri i utilizarea de buloane zvelte împreun cu piese metalice de fixare de tip inele cu dini.

(12) Inele - Din cauza capacitii reduse de deformare plastic, utilizarea acestor mijloace de îmbinare nu este indicat pentru îmbinri disipative.

(13) Crampoane (inele cu dini) - Dac sunt bine concepute, acestea sunt capabile de o bun comportare plastic. Pentru prevenirea fisurrii lemnului, trebuie respectate distanele dintre dini, prevzute în reglementrilor tehnice specifice privind proiectarea construciilor din lemn, aplicabile în vigoare.

(14) Conectori cu dini ambutisai - în cazul utilizrii conectorilor cu dini, exist eventualitatea unei rupturi fragile a plcii i a smulgerii dinilor. Acest tip de imbinare se calculeaz i se dimensioneaz pentru stadiul elastic de comportare. În consecin, conectorii cu dini ambutisai nu sunt recomandai în îmbinri disipative. (0) 9.4.2. Reguli pentru îmbinri

(1) Elementele comprimate i îmbinrile care pot ceda din deformaii datorate încrcrilor alternante vor fi proiectate astfel încât s se previn distanarea pieselor componente.

(2) Buloanele i dornurile vor fi montate în goluri practicate în prealabil prin pregurire. Buloanele i dornurile mari (d>16 mm) nu vor fi folosite în îmbinrile lemn pe lemn i metal pe lemn, exceptând combinaiile cu ali conectori.

(3) Dornurile i cuiele netede nu vor fi folosite fr piese suplimentare de strângere (buloane) care se dispun în noduri sau pe lungimea elementului compus pentru a strânge pachetul de bare împotriva retragerilor.

(4) Îmbinrile cu cuie, buloane i dornuri, lemn pe lemn sau metal pe lemn, sunt suficient de ductile atunci când grosimea minim a elementelor îmbinate este de 10d i diametrul tijei d  12 mm.

(5) Panourile realizate din produse din lemn, îmbinate cu cuie, prezint o comportare ductil, dac plcile pentru fee au grosimea t1 > 4d (d - diametrul cuiului). Pentru îmbinarea fa – ram, se recomand ca d İ 3,1 mm i o distan de dispunere de maximum 150 mm la elementele perimetrale (montani marginali, rigla superioar i inferioar) i de maximum 300 mm la montanii i riglele intermediare.

(6) Toate reazemele trebuie s aibe o legatur mecanic. Elementele de fixare trebuie concepute astfel încât s se evite deplasarea elementelor de lemn din îmbinare.

Tabelul 9.3. Factori de comportare modificai q pentru structuri Tip de structur Factor de comportare q Structuri în cadre având îmbinarile realizate cu dornuri sau buloane 2,5 Perei din panouri din lemn cu fee încleiate, imbinate cu cuie i buloane

(7) Dac cerinele de la pct. 4 i 5 nu sunt indeplinite, dar este asigurat o grosime minim a elementelor îmbinate de 8d i 3d pentru cazul (4) i (5), trebuie utilizate reducerile valorilor limitei superioare ale factorului q din tabelul 9.3. (0)

9.4.3. Reguli pentru diafragmele orizontale

(1) Distribuia forelor tietoare în diafragme se face luând în considerare poziia în plan a elementelor de rezisten verticale care preiau încrcrile laterale.

(2) Continuitatea grinzilor trebuie asigurat în special în zonele de discontinuitate ale diafragmelor de planeu.

(3) În cazul în care nu se dispun rigidizri pe întreaga înlime a grinzilor de planeu, raportul între înlimea i grosimea grinzilor (h/b) trebuie s fie mai mic ca 4.

(4) Când diafragmele orizontale (planeele) sunt rigide în plan nu trebuie s existe nici o discontinuitate a grinzilor în reazemele unde forele orizontale sunt transferate elementelor verticale / pereilor structurali.

(5) În cazul construciilor de dimensiuni reduse în plan (ex.: case individuale) se consider c diafragma orizontal (planeu) asigur contravântuirea în plan orizontal dac: (0) - oricare dintre dimensiunile în plan ale cldirii este mai mica de 12 m; - grinzile diafragmelor orizontale (planeelor) din lemn sunt continue; - elementele de fixare (tijele) sunt dispuse la maximum 150mm pe conturul exterior al panourilor de planeu i la 300mm pe riglele intermediare. 9.5. Verificri de siguran

(1) Pentru verificarea la starea limit ultim a structurilor proiectate conform conceptului de comportare structural slab disipativ (Clasa DCL), se aplica coeficienii pariali de siguran ai proprietilor materialului M pentru combinaiile fundamentale de încrcri, conform SR EN 1995-1-1.

(2) Pentru verificarea la starea limit ultim a structurilor proiectate conform conceptului de comportare structural disipativ (clasa DCM sau DCH), se aplica coeficienii pariali de siguran ai proprietilor materialului M pentru combinaiile excepionale de încrcri, conform SR EN 1995-1-1.

(3) Pentru a se asigura incursiunea în domeniul post-elastic a zonelor disipative, toate celelalte elemente structurale i îmbinri trebuie s fie proiectate cu suficient suprarezisten. Cerine speciale de suprarezisten sunt cerute în special pentru: - ancorri (tirani); - orice alte îmbinri la elemente masive din lemn; - îmbinri între diafragme orizontale i elemente verticale care preiau încrcri laterale.

(4) Îmbinrile prin chertare nu prezint riscul de cedare casant dac pentru verificarea la fora tietoare se consider un coeficient de siguran mrit cu 1,3.

(0)

(1) Prezentul capitol are ca obiect enunarea cerinelor generale i a condiiilor tehnice specifice pentru situaia de proiectare seismic, definit conform Codului CR0, pentru subsistemul Componentelor NeStructurale (CNS) ale categoriilor de construcii care constituie obiectul acestui Cod. Condiiile menionate se refer numai la componentele legate solidar cu structura sau cu alte elemente fixe ale cldirii.

(2) Prevederile pentru situaia de proiectare seismic stabilite în acest Capitol completeaz i se aplic împreun cu prevederile generale de calcul (ipoteze, procedee, modele i metode) i cu detaliile constructive pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare, definite conform 8.1.3.(2), date în reglementrile tehnice specifice fiecrei categorii de CNS.

(3) În cazul componentelor nestructurale din zidrie, prevederile stabilite în acest Capitol completeaz i se aplic împreun cu prevederile generale de calcul (ipoteze, procedee, modele i metode) i cu detaliile constructive pentru situaia persistent de proiectare i pentru situaia tranzitorie de proiectare, date în CR 6.

(4) Prevederile se refer la: - componentele nestructurale (CNS); - piesele de legtur ale CNS de structura principal sau de alte CNS; - elementele i/sau subansamblurile structurii principale de care sunt prinse CNS.

(5) Cerinele de siguran i regulile de proiectare stabilite în cele ce urmeaz sunt difereniate în funcie de urmtorii parametri: - clasa de importan a construciei stabilit conform tabelului 4.2; - acceleraia seismic a terenului pentru proiectare ag la amplasament; - categoria (funciunea) i rolul CNS în funcionarea cldirii; - proprietile geometrice i mecanice ale CNS i ale legturilor acesteia; - interaciunile posibile ale componentei nestructurale cu elementele structurii principale sau cu alte CNS.

(6) Msurile prevzute în acest capitol se refer la protecia CNS fa de cele dou efecte ale cutremurului:

1. Efectul direct al forelor de inerie corespunztoare produsului dintre masa componentei nestructurale i acceleraia pe care aceasta o capt în timpul cutremurului.

2. Efectul indirect rezultat din deformaiile impuse componentei nestructurale prin deplasrile laterale relative ale punctelor de prindere/de contact cu structura principal.

10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR 10.1. Generaliti 10.1.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1) Subsistemul componentelor nestructurale (CNS) include toate prile i elementele construciei, cu excepia celor care aparin subsistemului elementelor structurale, precum i mobilierul fix de uz profesional.

(2) Subsistemul componentelor nestructurale este constituit din urmtoarele categorii de componente: A. Componente arhitecturale (pri/elemente de construcie): A.1. Elemente ataate anvelopei construciei: - finisaje i placaje, elemente de protecie termic sau decoraii, din crmid, beton, piatr, materiale ceramice, sticl sau similare care au ca suport elementele de închidere, structurale sau nestructurale; - copertine, balustrade i parapei de balcon, atice, profile ornamentale, statui - indiferent de materialul din care sunt executate; - couri de fum i de ventilaie - indiferent de materialul din care sunt executate; - utilaje, echipamente electromecanice i rezervoare instalate pe acoperiul sau pe faada cldirii; - firme, reclame, antene de televiziune. A.2. Elemente ale anvelopei: - componentele nestructurale ale anvelopei - panouri de perete indiferent de materialul din care sunt executate, inclusiv panourile de zidrie înrmate în cadre de beton armat sau de oel, dintr-un singur strat sau din dou straturi, pline sau cu goluri, alte elemente majore de zidrie (timpane, frontoane), montani, rigle, buiandrugi, centuri; - tâmplriile înglobate, inclusiv sticla. A.3. Elemente de compartimentare interioar fixe sau amovibile (inclusiv finisajele i tâmplriile înglobate) - indiferent de materialul din care sunt executate. A.4. Tavane suspendate. A.5. Pardoseli înlate A.6. Alte elemente de construcie: garduri de incint (împrejmuiri). B. Instalaii: B.1 Instalaii sanitare. B.2 Instalaii electrice/iluminat. B.3 Instalaii de înclzire, de condiionare i de ventilaie. B.4 Instalaii speciale cu utilaje care opereaz cu abur sau cu ap la temperaturi ridicate (buctrii, spltorii, etc).

(7) Prevederile referitoare la performanele seismice ateptate ale CNS pot difereniate în funcie de performana seismic impus cldirii prin tema de proiectare.

(0) 10.1.2. Subsistemul componentelor nestructurale (CNS)

C. Echipamente electromecanice: C.1 Ascensoare. C.2 Scri rulante. D. Mobilier i alte dotri: D.1 Mobilier/echipamente profesionale fixe: de birou (rafturi, dulapuri), din uniti medicale, de cercetare, inclusiv sistemele de computere, din muzee de interes naional, inclusiv exponatele. D.2 Mobilier i dotri speciale din construcii din clasa de importan I: panouri de control i comand ale dispeceratelor din servicii de urgen, din uniti de pompieri, poliie, centrale telefonice, echipamente din staii de radiodifuziune/televiziune i similare. D.3 Rafturi din magazine i din depozite accesibile publicului.

(3) Pentru protecia seismic, în raport cu funciunea în cldire, CNS se împart în:

(0) - CNS cu rol esenial în funcionarea cldirii, inclusiv pereii pe care sunt montate acestea, indiferent de materialul din care sunt executai (dac este cazul). Încetarea funcionrii acestora la cutremurul de proiectare este acceptat numai pe durata de timp necesar pentru înlocuirea sursei de alimentare sau a unor CNS care o susin. - CNS cu rol de susinere/alimentare a unei CNS cu rol esenial inclusiv pereii pe care sunt montate acestea indiferent de materialul din care sunt executai(dac este cazul). - CNS cu rol secundar pentru funcionarea cldirii. Se accept încetarea funcionrii acestora de lung durat fr a împiedica derularea activitii în cldire. 10.2. Cerine generale de performan seismic specifice CNS

(1) Cerinele privitoare la comportarea la cutremur a CNS se refer la: - evitarea pierderilor de viei omeneti sau a rnirii persoanelor din exteriorul sau din interiorul construciilor prin rsturnarea, alunecarea i/sau dezmembrarea parial a CNS sau prin degajarea unor substane toxice sau explozive; - evitarea întreruperii activitilor i serviciilor eseniale în timpul i dup cutremur prin avarierea/ieirea din funciune a unor CNS eseniale pentru continuarea activitii în cldire, inclusiv a pereilor pe care sunt montate acestea, indiferent de materialul din care sunt executai, (dac este cazul), sau prin producerea unor alte evenimente care împiedic exploatarea normal a cldirii (incendii, de exemplu) - evitarea degradrii bunurilor culturale sau artistice valoroase; - limitarea pagubelor materiale ca amploare i gravitate; - asigurarea cilor de evacuare a persoanelor din construcie i a cilor de acces pentru echipele de intervenie;

- evitarea/limitarea avarierii unor elemente structurale ca urmare a interaciunii acestora cu elementele nestructurale; - limitarea impactului psihologic datorat disconfortului ocupanilor.

(2) În funcie de clasa de importan a construciei i de rolul componentei în sistemele respective, CNS trebuie s realizeze urmtoarele performane seismice: - în cldirile din clasele de importan I i II, CNS cu rol esenial i cele cu rol de susinere trebuie s funcioneze continuu în timpul cutremurului i imediat dup acesta, cu eventuale întreruperi în limitele timpului necesar pentru intrarea în funciune a echipamentelor i instalaiilor de rezerv; efectele avariilor locale (ruperea unei conducte de ap, de exemplu) vor fi limitate i nu vor împiedica funcionarea normal a restului cldirii; prin tema de proiectare, lista CNS eseniale i cu rol de susinere va fi stabilit de investitor/utilizator; - pentru instalaiile cu echipamente speciale, care lucreaz cu ap fierbinte sau cu abur sub presiune, pentru instalaiile de gaz i instalaiile i echipamentele electrice, precum i pentru recipienii care conin cantiti importante de substane toxice sau explozive, indiferent de clasa de importan a cldirii, trebuie s se evite pericolul de producere a exploziilor i scurt-circuitelor care ar putea genera incendii sau degajri de ap i abur la temperaturi ridicate sau eliberarea necontrolat a substanelor periculoase; - în construciile din toate clasele de importan, trebuie s fie asigurat stabilitatea tuturor componentelor nestructurale iar remedierea eventualelor avarii i repunerea în funciune a componentei avariate trebuie s fie realizabile într-un interval de timp i cu costuri acceptabile pentru investitor/utilizator;

(3) Pentru satisfacerea cerinelor de la (1) i (2), categoriile de componente nestructurale ale construciilor stabilite la (4), cu excepiile menionate la (5), trebuie s fie proiectate i executate astfel încât s rmân stabile i s-i pstreze integritatea fizic i, dup caz, s-i pstreze funcionalitatea, sub aciunea forelor i a deplasrilor produse de efectele aciunii seismice.

(4) Prevederile prezentului capitol, referitoare la alctuirea, la detalierea constructiv, inclusiv la proprietile materialelor constitutive i la calculul seismic, se aplic în funcie de nivelul de risc din punct de vedere al parametrilor enumerai la 10.1.1.(3) numai pentru urmtoarele categorii de CNS- cu notaiile de la 10.1.2.(2)-, difereniat în funcie de acceleraia seismic de proiectare la amplasament i de clasa de importan a cldirii: A. Cldiri din clasa de importan IV: - Componentele A1 i A2 amplasate pe faadele ctre spaii publice sau cu aglomerri de persoane i B4 pentru zonele seismice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g; B. Cldiri din clasa de importan III: - Componentele A1 i A2 amplasate pe faadele ctre spaii publice sau cu aglomerri de persoane i B4 pentru zonele seismice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g; - Celelalte CNS numai pentru zonele seismice cu ag ı 0,30g, cu excepia celor menionate la (5); C. Cldiri din clasa de importan II:

- Componentele A1 i A2 amplasate pe faadele ctre spaii publice sau cu aglomerri de persoane, B1(numai pentru instalaiile de stingere a incendiilor) i B4 pentru zonele seismice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g; - Celelalte CNS numai pentru zonele seismice cu ag ı0,20g cu excepia celor menionate la (5) D. Cldiri din clasa de importan I: - Toate categoriile de CNS pentru zonele seismice cu ag = 0,10g ÷ 0,40g cu excepia celor menionate la (5)

(5) Se excepteaz de la prevederile (4) toate componentele din categoriile B (cu excepia B4), C, D, din cldirile din clasele de importan II i III, indiferent de acceleraia seismic de proiectare (ag), dac îndeplinesc urmtoarele dou condiii: - sunt montate la înlime mai mic de 1,50 m peste nivelul planeului; - au greutate total maxim în exploatare mai mic de 0,20 kN.

(6) În cazul componentelor nestructurale pentru care, conform (4), proiectarea seismic nu este obligatorie pentru materialele din care acestea sunt alctuite nu se formuleaz cerine speciale privind comportarea la încrcrile din gruparea seismic. Aceste componente se proiecteaz numai pentru încrcrile din gruparea fundamental conform reglementrilor specifice.

(7) Proprietile mecanice i fizico-chimice ale materialelor alese pentru satisfacerea cerinei de rezisten mecanic i stabilitate la aciunea seismic i dimensiunile CNS realizate cu acestea trebuie s asigure i satisfacerea celorlalte cerine aplicabile construciilor i asigurarea durabilitii prevzute prin tema de proiectare. (0) 10.3. Bazele calculului seismic al componentelor nestructurale

(1) Calculul seismic conform prevederilor acestui paragraf este obligatoriu pentru toate componentele nestructurale menionate la 10.2.(4).

(2) Prin excepie de la (1) calculul seismic nu este necesar pentru elementele i subansamblurile de construcie i de instalaii/echipamente care sunt produse pentru utilizare în zone seismice, pe baza unor standarde recunoscute internaional (de exemplu, tavane suspendate, pardoseli înlate, rafturi de depozitare, etc). Pentru acestea, proiectantul i verificatorul proiectului vor verifica numai compatibilitatea acceleraiei seismice a amplasamentului (ag) cu acceleraia seismic de proiectare declarat de productor sau stabilit printr-un procedeu recunoscut de calificare seismic.

(3) În situaia menionat la (2), proiectarea legturilor i a elementelor de reazem (dimensionarea i detalierea constructiv a acestora) se va face conform instruciunilor tehnice ale furnizorului. Aceste instruciuni vor fi adaptate de proiectantul de specialitate pentru respectarea condiiilor din reglementrile tehnice în vigoare în România în ceea ce privete caracteristicile geometrice i mecanice de rezisten i de deformabilitate ale materialelor. În lipsa instruciunilor furnizorului, proiectarea legturilor i a elementelor de reazem al acestor CNS se va face conform prevederilor acestui Cod. (0)

10.3.1. Principii i metode de evaluare a forei seismice de proiectare

(1) Valoarea de proiectare a forei seismice pentru CNS depinde de urmtorii factori: - importana/rolul CNS în funcionarea cldirii; - acceleraia terenului pentru proiectare (ag) i caracteristicile spectrului de rspuns elastic; - amplificarea acceleraiei terenului la nivelul de prindere al CNS; - amplificarea dinamic proprie a CNS; - reducerea efectului forei seismice datorit capacitii de absorbie a energiei a CNS i a legturilor acesteia de structura principal; - greutatea total în exploatare a CNS.

(2) Fora seismic de proiectare rezultat din aciunea direct a cutremurului asupra unei CNS va fi calculat folosind unul dintre urmtoarele procedee: - metoda spectrelor de etaj; - metoda forelor static echivalente.

(3) Fora seismic de proiectare determinat conform prezentului Capitol se folosete numai pentru proiectarea CNS, a legturilor acesteia i pentru verificarea local a elementelor de reazem; efectele sale nu se adun cu efectele forei seismice pentru ansamblul structurii. (0) 10.3.1.1. Metoda spectrelor de etaj

(1) Pentru CNS de mare importan sau care conin surse de risc deosebit (degajare de substane toxice i/sau explozibile, etc), calculul forei seismice din aciunea direct a cutremurului se va face pe baza unui model de calcul complet, folosind spectrul de rspuns elastic pentru acceleraie obinut din rspunsul seismic al structurii cldirii la nivelul de prindere al CNS (spectrul de etaj). Se recomand folosirea acestui model i pentru componentele nestructurale din categoriile A1, A2 i B4 ale cldirilor cu înlime  50,0 m.

(2) Modelul de calcul utilizat pentru calculul spectrelor de etaj va ine seama de proprietile mecanice relevante ale structurii, ale CNS i ale legturilor acestora de structura principal.

(3) Aciunea seismic pentru care se calculeaz spectrele de etaj va fi modelat conform prevederilor de la capitolul 3 din acest Cod. (0)

10.3.1.2. Metoda forelor statice echivalente

(1) Pentru proiectarea tuturor componentelor nestructurale la care se aplic prevederile Codului, cu excepia cazurilor în care este necesar un calcul mai exact conform 10.3.1.1 (1), efectul aciunii directe a cutremurului asupra CNS va fi înlocuit cu efectul unei for e statice FCNS.

(2) Fora seismic orizontal static echivalent FCNS, care cuantific efectul aciunii directe a cutremurului asupra unei CNS aflat la cota "z" în raport cu baza construciei, se va calcula cu formula: CNS CNS z CNS g CNS CNS m q K a ) z ( F    (10.1) unde: CNS factor de importan al CNS (a se vedea 10.3.1.3.1); ag acceleraia terenului pentru proiectare stabilit conform Figurii 3.1 din acest Cod; CNS factor de amplificare dinamic al CNS (a se vedea 10.3.1.3.2.); Kz factor de amplificare a acceleraiei terenului pe înlimea construciei H z

K z   unde z cota punctului de prindere de structur a CNS; H înlimea medie a acoperiului în raport cu baza construciei; qCNS factor de comportare al CNS (a se vedea 10.3.1.3.3.); mCNS masa maxim a CNS în exploatare

(3) În cazul componentelor nestructurale rezemate sus i jos, la nivelul a dou planee succesive cu cotele zinf i zsup (în particular, în cazul pereilor nestructurali i al panourilor de zidrie înrmate în cadre), fora seismic static echivalent va fi considerat uniform distribuit pe înlimea nivelului. Pentru calculul acestei for e în expresia factorului Kz se va introduce valoarea medie

(4) Fora seismic FCNS, calculat cu relaia (10.1), va fi limitat la valorile stabilite conform inegalitilor (10.2): 0,75CNS.ag.mCNS  FCNS  4CNS.ag.mCNS (10.2)

(5) Fora seismic vertical static echivalent FCNS,V se va calcula cu relaia (10.1) utilizând valoarea acceleraiei componentei verticale, avg, determinat cu relaia (3.16) din acest Cod.

(6) Pentru calculul rezistenei i stabilitii CNS, fora seismic static echivalent FCNS va fi considerat acionând ca: (0)

- încrcare uniform distribuit, perpendicular pe axa CNS, orizontal i vertical (în cazul elementelor liniare care pot oscila simultan pe cele dou direcii - evi, conducte, canale de ventilaie i similare); - încrcare uniform distribuit sau concentrat, perpendicular pe planul CNS (în cazul elementelor plane verticale sau înclinate - perei interiori i exteriori, faade cortin i similare); - încrcare uniform distribuit sau concentrat în planul CNS (în cazul elementelor plane orizontale - tavane suspendate, pardoseli înlate); - for concentrat aplicat în centrul de greutate al CNS, pe direcia cea mai defavorabil (în cazul elementelor care au trei dimensiuni comparabile - utilaje, echipamente, rezervoare, couri de fum i de ventilaie i similare). 10.3.1.3. Coeficieni de calcul 10.3.1.3.1. Factorul de importan al CNS (CNS)

(1) Factorul de importan al CNS se va lua CNS 1,5, la aprecierea proiectantului i/sau la solicitarea investitorului/utilizatorului, prin tema de proiectare, pentru urmtoarele categorii de componente i pentru legturilor acestora: - CNS cu rol esenial i de susinere pentru continuarea funcionrii cldirilor din clasa de importan I, sau pentru evacuarea în siguran a acestora; - CNS amplasate pe cile de evacuare i sistemele de iluminat de rezerv, pentru evacuare, în cldiri din clasa de importan II, cu numr mare de persoane; - recipieni i rezervoare care conin substane toxice sau explozibile în cantiti considerate periculoase pentru sigurana public; - rafturi din spaii comerciale i din depozite accesibile publicului. În cazurile în care CNS nominalizate mai sus sunt suspendate pe perei nestructurali, indiferent de materialele din care sunt realizai, pe panouri de zidrie înrmat sau pe alte CNS, acest factor de importan se aplic i componentelor nestructurale pe care sunt rezemate i legturilor cu acestea.

(2) Pentru toate celelalte categorii de CNS, factorul de importan se va lua CNS 10.3.1.3.2. Factorul de amplificare dinamic al CNS (CNS)

(1) Factorul de amplificare dinamic al CNS, care depinde de rigiditatea componentei i de poziiile i caracteristicile mecanice ale legturilor cu elementele de construcie pe care CNS este rezemat, se va lua cu valorile forfetare din tabelele 10.1 i 10.2. (0) 10.3.1.3.3. Factorul de comportare al CNS (qCNS)

(1) Factorul de comportare al CNS, care depinde de capacitatea deformare i de absorbie de energie a CNS i a legturilor acesteia cu structura i este independent de flexibilitatea acestora, se va lua cu valorile forfetare din tabelele 10.1i 10.2. (0)

Tabelul 10.1 Valorile factorilor CNS i qCNS pentru pri/elemente de construcie Categoria i tipul componentelor nestructurale CNS qCNS A.1. Elemente ataate anvelopei construciei: - dac sunt rezemate în consol sau dac sunt ancorate de structura principal sub nivelul centrului de greutate, indiferent de material, (de exemplu, couri de fum sau de ventilaie, parapei, atice) 2,5 1,5 - dac sunt ancorate peste nivelul centrului de greutate 1,0 2,5 - ornamente, firme, reclame, antene de televiziune i similare, indiferent de modul de prindere de structura principal 2,5 1,5 A.2. Elemente ale anvelopei - perei nestructurali exteriori, indiferent de material, rezemai în consol (calcane, frontoane) 2,5 1,5 - perei nestructurali exteriori, indiferent de material, i panouri înrmate din zidrie la faade 1,0 1,5 - placaje i finisaje cu elemente i prinderi ductile 1,0 2,5 - placaje i finisaje cu elemente i prinderi fragile 1,0 1,5 - prinderi i rigidizri ale elementelor anvelopei 1,25 1,0 A.3. Elemente de compartimentare, fixe sau amovibile, inclusiv finisaje i tâmplrii înglobate - perei nestructurali interiori i panouri înrmate din zidrie simpl 1,0 2,5 - perei nestructurali interiori i panouri înrmate din zidrie simpl care nu sunt fixai de structur la partea superioar, 2,5 2,5 - parapei interiori din zidrie simpl rezemai în consol sau fixai sub nivelul centrului de greutate 2,5 2,5 - parapei interiori din zidrie simpl fixai peste nivelul centrului de greutate 1,0 2,5 - elemente de compartimentare interioar din alte materiale decât zidria 1,0 2,5 A.4 Tavane suspendate 1,0 2,5 A.5. Pardoseli înlate - sisteme simple 1,0 1,5 - sisteme speciale 1,0 2,5 A.6. Garduri de incint 2,5 2,5 Tabelul 10.2 Valorile factorilor CNS i qCNS pentru instalaii, echipamente i mobilier Categoria i tipul componentelor nestructurale CNS qCNS B. Instalaii B.1 Instalaii sanitare (alimentare cu ap, evacuarea apelor uzate) - sisteme de conducte din materiale deformabile cu prinderi flexibile 2,5 6,0 - sisteme de conducte din materiale fragile (font, sticl, plastic neductil) 2,5 3,0 B.2 Instalaii electrice/iluminat - sisteme de cabluri principale suspendate 2,5 6,0 - sisteme de cabluri principale montate rigid 1,0 2,5 - echipamente electrice 1,0 2,5 - corpuri de iluminat 1,0 1,5 B.3 Instalaii de condiionare/înclzire & ventilaie - echipamente montate în exterior 2,5 6,0 - echipamente izolate cu neopren împotriva vibraiilor 2,5 2,5 - echipamente izolate cu arcuri împotriva vibraiilor 2,5 2,0 - echipamente neizolate împotriva vibraiilor 1,0 2,5 - echipamente montate pe conducte 1,0 2,5 - alte echipamente 1,0 2,5 B.4 Instalaii speciale cu utilaje care opereaz cu abur sau ap la temperaturi ridicate - boilere, cazane 1,0 2,5 - vase de presiune rezemate pe manta sau aezate liber 1,0 2,5 C. Echipamente electromecanice - ascensoare i scri rulante 1,0 2,5 D.Mobilier - mobilier din uniti medicale, de cercetare, inclusiv sistemele de computere; 1,0 1,5

mobilier de birou (rafturi,clasoare, dulapuri) - mobilier i exponate din muzee de interes naional 1,0 1,0 - mobilier i dotri speciale din construcii din clasa de importan IV: (panouri de comand ale dispeceratelor din servicii de urgent, din uniti de pompieri, poliie, centrale telefonice, echipamente din staii de radiodifuziune/televiziune) 1,0 1,0 - rafturi din oel din magazine i din depozite accesibile publicului (T0 0,06 s) 1,0 (*) (**) - rafturi din oel din magazine i din depozite accesibile publicului (T0 0,06 s) 2,5 (*) (**) (*) rafturi montate peste cota ! 0,00. Pentru rafturile montate la cota ! 0,00 sau mai jos a se vedea 10.3.1.2. (**) se vor folosi valorile indicate în reglementrile tehnice în vigoare pentru proiectarea rafturilor, în funcie de alctuirea constructiv a acestora 10.3.2. Determinarea deplasrilor laterale pentru calculul CNS 10.3.2.1. Deplasri laterale pentru calculul la starea limit ultim (ULS)

(1) CNS care sunt legate la dou cote de nivel diferite, pe aceiai structur/acelai tronson (A), vor fi proiectate pentru a prelua deplasarea relativ dr,CNS dat de relaia:   etA aA syA sxA CNS ,r h d Y X d d d     (10.3)

(2) CNS care sunt legate la dou cote de nivel diferite pe dou structuri/dou tronsoane diferite (A i B) vor fi proiectate pentru a prelua deplasarea relativ dr,CNS dat de relaia etB aB etA aA syB sxA CNS ,r h Yd h Xd d d d    

(10.4)

(3) În formulele (10.3) i (10.4) s-a notat: (0) - dsxA deplasarea construciei A, la nivelul "x"; - dsyA deplasarea construciei A, la nivelul "y"; - dsyB deplasarea construciei B, la nivelul "y"; - X cota punctului superior de prindere de la nivelul "x", msurat de la baza structurii (seciunea teoretic de încastrare); - Y cota punctului inferior de prindere de la nivelul "y", msurat de la baza structurii; - daA, daB deplasrile relative de nivel admisibile pentru construcia A i respectiv, construcia B, definite conform art.4.6.3.2; - hetA, hetB înlimile de etaj folosite pentru calculul deplasrilor relative de nivel la construcia A i, respectiv, la construcia B. Deplasrile ds din relaiile (10.3) i (10.4) se calculeaz cu relaia (4.20). 10.3.2.2. Deplasri laterale pentru calculul la starea limit de serviciu (SLS)

(1) Deplasrile ds din relaiile (10.3) i (10.4) se calculeaz cu relaia (4.19).

(2) Factorul *, din relaia (4.19), definit conform 4.6.3.2., se va lua dup cum urmeaz: (0) (iii) = 0,7 pentru: - elementele ataate anvelopei (A1) amplasate pe faadele ctre spaiile publice (strada) sau ctre alte spaii în care este posibil prezena unui numr

mare de persoane (curi interioare ale colilor, atriumuri, etc.) pentru cldirile din toate clasele de importan; - sistemele de conducte care sunt fixate pe dou tronsoane adiacente în cazul cldirilor din clasele de importan I i II; (iv) = 0,5 pentru toate celelalte categorii de CNS din cldirile din clasa de importan III (v)  = 0,4 pentru toate celelalte categorii de CNS din cldirile din clasele de importan I i II( ) 10.4. Condiii generale pentru proiectarea seismic a componentelor nestructurale 10.4.1. Legturile CNS 10.4.1.1. Principii generale de proiectare a legturilor CNS

(1) CNS proiectate pentru a rezista aciunii seismice, vor fi prinse de elemente i/sau subsisteme structurale, sau, dup caz, de alte CNS, astfel încât eforturile de proiectare (NEd,CNS, MEd,CNS,VEd,CNS) determinate cu încrcrile stabilite conform 10.9.2, pentru cutremurul de proiectare, s fie transmise, în totalitate, elementelor structurale principale sau secundare ale cldirii.

(2) Legturile CNS vor fi proiectate, de regul, astfel încât s poat prelua deplasrile relative ale structurii cu valorile determinate conform 10.9.3; dac aceast condiie nu este satisfcut, la proiectarea CNS se va ine seama i de eforturile asociate deformaiilor i/sau deplasrilor împiedicate.

(3) Legturile vor avea suficient rezisten i rigiditate i vor fi alctuite astfel încât s asigure transferul direct al forelor seismice i gravitaionale aferente de la CNS la elementele structurale principale sau secundare ale cldirii sau la o alt CNS, care, la rândul su, trebuie s fie legat direct (nemijlocit) de elementele structurale principale sau secundare ale cldirii.

(4) Legturile CNS cu elementele structurii principale, sau cu alte CNS, vor avea suficient ductilitate pentru a asigura capacitatea de deformare necesar pentru preluarea deplasrilor relative ale etajelor determinate conform art.10.9.3.

(5) Legturile CNS cu elementele structurii principale, sau cu alte CNS, pot fi realizate prin orice procedeu tehnic, verificat în practic, care asigur blocarea sau limitarea deplasrilor, în ambele sensuri, pe direciile tuturor gradelor de libertate ale CNS (monolitizarea armturilor, sudur, buloane, etc).

(6) Efectul frecrii datorat greutii proprii a CNS nu va fi luat în considerare pentru transmiterea forelor seismice corespunztoare CNS la structura cldirii, sau la alt CNS.

(7) Eforturile secionale pentru verificarea rezistenei, a stabilitii i a rigiditii elementelor de construcie (structurale sau nestructurale) pe care sunt fixate/rezemate CNS vor include i eforturile secionale suplimentare date de forele de legtur.

(8) Pentru cldirile încadrate în clasa de importan I legturile CNS eseniale i a celor cu rol de susinere vor fi proiectate pentru a asigura limitarea deformaiilor/deplasrilor la valorile prevzute de documentaia tehnic respectiv. (0)

10.4.1.2. Calculul i alctuirea legturilor între CNS i elementele de rezemare

(1) Forele de proiectare pentru ancore, vor fi determinate cu încrcrile de proiectare ale CNS conform 10.9.2 considerând efectele aciunii seismice majorate cu 30%.

(2) Pentru calculul eforturilor în ancore se va ine seama i de condiiile probabile de instalare, inclusiv efectele defavorabile ale excentricitilor de montare.

(3) Pentru legturile cu ancore înglobate în beton sau în zidrie, indiferent de procedeul de fixare a acestora (ancore chimice sau mecanice), eforturile capabile ale legturii vor fi mai mari cu 30% decât eforturile capabile ale CNS care se fixeaz.

(4) În cazul în care legturile se realizeaz cu elemente cu lungime de ancoraj mic (ancore cu La  8d) forele seismice care acioneaz asupra CNS vor fi calculate folosind, în relaia (10.1), factorul de comportare qCNS = 1,5.

(5) Bolurile montate prin împucare nu vor fi folosite ca ancore solicitate la întindere pentru CNS în construciile situate în zonele seismice cu ag 0,15g. (0) 10.4.2. Interaciunile CNS 10.4.2.1. Interaciuni cu elementele/subsistemele structurale

(1) Interaciunile CNS cu elementele structurale principale i secundare vor fi controlate astfel încât efectele lor reciproce s nu produc distrugerea prematur a elementelor structurale ca urmare a modificrii schemei statice (de exemplu, prin formarea stâlpilor scuri) sau prin introducerea unor eforturi suplimentare în elementele structurii (de exemplu, avarierea nodurilor în cazul panourilor din zidrie înrmate în cadre). (0) 10.4.2.2. Interaciuni cu alte CNS

(1) Interaciunile diferitelor CNS i efectele lor reciproce trebuie controlate astfel încât distrugerea/avarierea unei CNS s nu provoace avarierea, distrugerea sau ieirea din funciune a unui ansamblu de CNS sau a unei CNS de nivel superior (pe care îl susin/îl deservesc). (0) 10.5. Proiectarea seismic a componentelor arhitecturale nestructurale (A) 10.5.1. Condiii generale de proiectare seismic

(1) Componentele arhitecturale nestructurale enumerate la art.10.1.2.(2), pct.A i legturile acestora trebuie s reziste încrcrilor corespunztoare cutremurului de proiectare calculate conform paragrafului 10.9.2 i s preia deplasrile calculate conform 10.9.3. (0) 10.5.1.1. Condiii pentru proiectarea seismic a componentelor arhitecturale nestructurale din zidrie (Az)

(1) Componentele arhitecturale nestructurale din zidrie din cldirile curente sunt: - elemente ataate anvelopei - couri de fum i de ventilaie, parapete, atice, cornie i similare (A1z) - perei de închidere - (A2z)

- perei de compartimentare - interiori - (A3z)

(2) Peretii nestructurali din zidrie de închidere (A2z) i de compartimentare (A3z) sunt definii dup cum urmeaz: (a) Perete nestructural: perete care nu face parte din structura principal a cldirii; acest tip de perete poate fi suprimat fr s prejudicieze integritatea restului structurii. Peretele nestructural, indiferent de materialul din care este executat, va fi proiectat pentru a prelua urmtoarele încrcri din gruparea fundamental (GF- conform Codului CR 0) i din gruparea seismic (GS - conform Codului CR 0) (i) greutatea proprie; (ii) greutatea obiectelor suspendate pe perete; (iii) încrcrile perpendiculare pe plan din aciunea oamenilor i a cutremurului. ( ) (b) Perete (panou) înrmat: perete (panou) înglobat într-un cadru de beton armat/oel, care nu face parte din structura principal, dar care, în anumite condiii, contribuie la rigiditatea lateral a cldirii i la disiparea energiei seismice; suprimarea în timpul exploatrii cldirii sau crearea de goluri de ui/ferestre într-un perete de zidrie înrmat se va face numai pe baza unei justificri prin calcul (expertiz tehnic) i cu msuri constructive adecvate. ( ) Acest tip de perete va fi proiectat pentru a prelua solicitrile provenite din gruparea fundamental (GF- conform Codului CR 0) i din gruparea seismic (GS - conform Codului CR 0): (i) greutatea proprie; (ii) greutatea obiectelor suspendate; (iii) încrcrile perpendiculare pe plan din aciunea oamenilor, a cutremurului i a vântului (în cazul panourilor de faad). (iv) interaciunea cu cadrul, în situaia de proiectare seismic;

(3) Pentru executarea tuturor componentelor arhitecturale nestructurale din zidrie se pot folosi elementele pentru zidrie menionate în tabelul 8.1. - elemente pentru zidrie pline din argil ars sau din BCA din grupa 1; - elemente pentru zidrie din argil ars cu goluri verticale din grupa 2, cu max. 55% goluri verticale i cu grosimea pereilor exteriori  8 mm i a pereilor interiori  5 mm - elemente pentru zidrie din argil ars cu goluri verticale din grupa 2S Elementele pentru zidrie pot avea orice form a feelor de capt (plan, cu loca pentru mortar, cu "nut i feder/lamb i uluc"). Elementele din clasa de densitate LD nu se vor folosi pentru zidrii de faad neprotejate cu tencuial.

(4) Utilizarea elementelor pentru zidrie din argil ars cu goluri orizontale realizate la turnare nu este permis pentru executarea pereilor nestructurali i a panourilor de zidrie înrmat, indiferent de acceleraia terenului pentru proiectare ag i de înlimea cldirii, cu excepia anexelor gospodreti i a construciilor provizorii.

(5) Pentru executarea tuturor elementelor nestructurale de construcie din zidrie, în cldiri din clasele de importan I i II, indiferent de acceleraia terenului pentru proiectare ag, se vor folosi numai elemente pentru zidrie din categoria I, definit conform Codului CR 6, art. 1.3.3. Pentru cldirile din clasele de importan III i IV i pentru anexe gospodreti i construcii provizorii pot fi folosite i elemente pentru zidrie din categoria II (cu excepia zidriilor care rmân aparente).

(6) Pentru executarea tuturor componentelor nestructurale din zidrie se poate folosi mortar de utilizare general (G), mortar pentru rosturi subiri (T) i mortar uor (L) toate cu rezistena la compresiune  M2,5. Pentru componentele nestructurale din cldirile din clasele de importan I i II nu se permite folosirea mortarului preparat la antier; pentru acestea se va folosi numai mortar (G) sau (T) cu rezistena la compresiune M 5,0. În toate cazurile, folosirea mortarelor (T) i (L) se va face conform instruciunilor tehnice ale productorului i pentru calcul rezistenei zidriei se vor folosi valorile rezistenelor declarate de acesta.

(7) Pentru proiectarea seismic a tuturor componentelor nestructurale din zidrie pentru care se cere calculul seismic conform 10.2(4), rezistenele elementelor pentru zidrie la compresiune perpendicular pe rostul de aezare (fb) i paralel cu rostul de aezare (fbh) i rezistenele de aderen, vor fi alese de proiectant astfel încât în asociere cu mortarul prevzut în proiect (G,T sau L), rezistenele zidriei la compresiune (fk i fkh), la forfecare (fvk0) i la încovoiere perpendicular pe plan (fxk1 i fxk2) s asigure preluarea efectelor încrcrilor din gruparea seismic de proiectare calculate conform 10.9.2. cu coeficienii pariali de siguran M stabilii la 10.9.5.(3).

(8) Proprietile de rezisten i fizico- chimice ale materialelor pentru zidrie i dimensiunile elementelor realizate cu acestea trebuie s asigure i satisfacerea cerinelor aplicabile construciilor i cerinele de durabilitate stabilite prin tema de proiectare.(0) 10.5.2. Proiectarea seismic a elementelor de construcie ataate anvelopei 10.5.2.1. Condiii pentru proiectarea seismic a elementelor de construcie din zidrie ataate anvelopei (A1z)

(1) Elementele de zidrie minore, cu dimensiuni i mase reduse: couri de fum/ventilaie, atice, parapei la balcoane sau scri, care sunt rezemate în consol, pe acoperiul sau pe planeele cldirilor, indiferent de alctuirea constructiv a acestora, vor fi calculate, alctuite i detaliate pentru a-i menine stabilitatea i integritatea fizic sub efectul încrcrilor din gruparea seismic de proiectare calculate conform 10.9.2.

(2) Stabilitatea elementelor de zidrie minore, menionate la (1) pentru efectul aciunii seismice perpendicular pe plan va fi asigurat, indiferent de tipul elementelor pentru zidrie (argil ars sau BCA) i al mortarului folosit, prin una dintre urmtoarele msuri sau o combinaie a acestora: (a) respectarea raportului înlime/grosime maxim h/t  8; (b) pilatri / îngrori locale din zidrie, (c) stâlpiori intermediari din beton armat cu armturi ancorate în elementele structurii principale (centuri sau plci) sau în stâlpiorii nivelului inferior; (d) centuri de beton armat turnate la partea superioar. ( )

(3) Stabilitatea courilor de fum sau de ventilaie din zidrie va fi asigurat prin: - acoperirea zidriei cu tencuieli armate cu barele verticale ancorate în planeul de la ultimul nivel; armturile vor fi determinate prin calcul pentru fora seismic de proiectare stabilit conform 10.3.1. - bordarea exterioar cu profile laminate ancorate în planeu i acoperite cu tencuial; - ancorarea courilor, peste jumtatea înlimii, cu tirani prini de bride metalice i fixai în planeul ultimului nivel. Figura 10.1. Asigurarea stabilitii courilor din zidrie

(4) Elementele de zidrie majore - cu dimensiuni i mase mari - (calcane, frontoane, timpane) care lucreaz în consol, peste nivelul ultimului planeu, vor fi asigurate împotriva rsturnrii sub aciunea cutremurului prin: - ancorare de arpanta cldirii dac, prin alctuire i dimensionare, arpanta are rezisten i rigiditate suficiente pentru a prelua forelor de rsturnare; - continuarea stâlpiorilor de la etajul inferior; - prevederea special a unor stâlpiori de beton armat în zidria de la ultimul nivel al cldirilor din ZNA dac armturile stâlpiorilor din elementele în consol nu pot fi ancorate în centurile ultimului planeu; - legarea stâlpiorilor cu o centur de beton armat la partea superioar; dac zidria în consol are înlime mai mare - orientativ peste 2,0 m - se va prevedea i o centur intermediar pentru fragmentarea panoului. Figura 10.2. Asigurarea stabilitii elementelor majore din zidrie de la faade

(5) Dimensiunile stâlpiorilor prevzui pentru asigurarea stabilitii, distanele între acetia i armturile lor se vor determina prin calcul pentru eforturile provenite din gruparea seismic de încrcri.

(6) Corniele i brâiele, care depesc planul zidriei cu cel mult jumtate din grosimea peretelui se realizeaz cu elemente de tip HD prin scoaterea în consol a crmizilor, în trepte de cel mult 1/4 din crmid la fiecare rând. Pentru corniele care depesc faa peretelui exterior cu mai mult de jumtate din grosimea acestuia sau la care crmizile unui rând ies în consol cu mai mult de 10 cm, în proiect se vor prevedea msuri speciale de ancorare.

(7) Se poate utiliza i detaliul de corni reazemat pe o plac de beton armat monolit sau prefabricat; aceasta plac este susinut cu popi pân la întrirea zidriei corniei. În cazul în care placa corniei nu este în acelai plan cu ultimul planeu al cldirii, cornia se ancoreaz cu bare din oel-beton petrecute în rosturile verticale ale zidriei. (fig.10.3b). Aceste armturi se dimensioneaz pentru fora seismic orizontal corespunztoare masei corniei considerat ca acionând la vârful acesteia în ambele sensuri. (a) (b) Figura 10.3. Detalii de realizare a cornielor din zidrie

(8) În cazul în care cornia are o deschidere mare, aceasta se va realiza din beton armat monolit sau prefabricat conform detaliilor din figura 10.4. În acest caz, pentru dimensionare se va ine seama i de efectul forei seismice verticale. (0) Figura 10.4. Exemple de cornie cu deschidere mare 10.5.3. Proiectarea seismic a pereilor nestructurali de închidere (A2) i de compartimentare (A3)

(1) Pereii de închidere (A2) i de compartimentare (A3), indiferent de materialul din care sunt realizai, vor fi calculai, alctuii i detaliai pentru aciunea seismic numai în cazurile în care se încadreaz în condiiile de la 10.2(4). Aceti perei trebuie s reziste: (0) - forei seismice perpendicular pe planul peretelui calculat cu relaia (10.1) în care masa peretelui va include i masa în exploatare a mobilierului sau altor echipamente sau instalaii suspendate de perete. - eforturilor rezultate din interaciunea cu structura (în funcie de modul de prindere).

10.5.3.1. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor de închidere (A2z) i de compartimentare (A3z) din zidrie

(1) Pereii nestructurali din zidrie (A2z) i (A3z) pot fi: (0) - perei nestructurali înrmai în cadre de beton armat / oel - perei nestructurali care nu sunt înrmai în cadre de beton armat / oel 10.5.3.1.1. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor de închidere (A2z) i de compartimentare (A3z) din zidrie înrmai în cadre de beton armat/oel

(1) Pereii de zidrie înrmat pot fi utilizai pentru toate zonele seismice i pentru orice regim de înlime, ca perei de închidere (A2z) sau de compartimentare (A3z) , dac sunt satisfcute cerinele privitoare la cadre din Codurile respective (beton armat sau oel), din acest Cod, capitolul 5, i regulile privitoare proiectarea panourilor de zidrie înrmat pentru situaia de proiectare persistent i pentru situaia de proiectare tranzitorie din Codul CR 6.

(2) Pereii din zidrie înrmat, executai dup turnarea/montarea cadrelor de beton armat sau de oel, vor fi introdui în modelul de calcul pentru ansamblul structurii i vor fi calculai conform acestui Capitol, numai dac sunt panouri pline sau cu un gol de u / fereastr pentru care se poate identifica un sistem de diagonale comprimate care transmit eforturile la cadru. (a) Panou plin (b) Panou cu gol de ferestr Figura 10.5. Zidrie înrmat în cadre. Sisteme de diagonale comprimate

(3) Pentru structurile alctuite din cadre din beton armat sau din oel, în modelul de calcul pentru situaia de proiectare seismic, se va ine seama de urmtoarele efecte nefavorabile posibile ale panourilor de zidrie înrmat: - modificarea regularitii structurale în plan i pe vertical i reducerea, în consecin, a factorului de comportare "q" pentru ansamblul structurii precum i a condiiilor de aplicabilitate a metodelor de calcul pentru determinarea forei seismice de baz; - modificarea distribuiei eforturilor secionale în subansamblurile structurale verticale ca urmare a creterii momentului de rsucire prin modificarea poziiei centrului de rigiditate în raport cu centrul de mas; - modificarea schemei geometrice de calcul (modificarea lungimilor i/sau a condiiilor de rezemare ale barelor cadrului); - eforturi locale date de interaciunea cadru + panou (în particular la nodurile cadrului i la colurile panoului).

(4) Datorit incertitudinilor legate de realizarea efectiv la execuie a conlucrrii dintre cadre i panouri i a lipsei unor rezultate experimentale concludente, în modelul

(5) Dimensiunile panourilor înrmate din zidrie nearmat vor fi limitate astfel: - aria panoului rezemat pe patru laturi: Ap = hp × lp  18,0 m2 - aria panoului rezemat pe trei laturi (fr stâlpior pe latura vertical liber): Ap  12,0 m2 - înlimea panoului: hp  3,50 m - lungimea panoului: lp  6,00 m Pentru cazurile în care cerinele proiectului de arhitectur impun dimensiuni superioare, panourile vor fi fragmentate prin introducerea unor stâlpiori i centuri din beton armat

(6) Forele seismice de proiectare care acioneaz în planul panourilor de zidrie înrmat în cadre se calculeaz considerând ansamblul format din cadru i panourile din zidrie modelat ca un sistem triangulat, cu diagonale articulate la capete în nodurile cadrului. Limea activ a diagonalei (dp) va fi luat egal cu dp = 0,10Dp, unde Dp este lungimea diagonalei panoului din zidrie (figura 10.5).

(7) Forele seismice de proiectare care acioneaz perpendicular pe planul pereilor de zidrie înrmat în cadre de beton armat i de oel, se determin în conformitate cu prevederile de la 10.3, cu factorii CNS i qCNS pentru panourile de faad (A2z) i pentru panourile interioare (A3z) din tabelul 10.1.

(8) În cazul în care rezistena panourilor din zidrie nearmat nu satisface cerina de siguran conform 10.9.7. pentru grosimile curente ale pereilor de zidrie i pentru rezistenele curente ale materialelor (elemente i mortare), se vor lua urmtoarele msuri: (0) - dimensiunile panoului vor fi reduse prin introducerea unor stâlpiori de beton armat, suplimentari fa de cei introdui pentru bordarea golurilor; distana între stâlpiori se stabilete prin calcul pentru satisfacerea relaiei (10.15) - zidria va fi placat cu tencuial armat cu plase din oel, grile polimerice sau polimeri armai cu fibre (FRP) - se adopt pentru pereii respectivi o alt rezolvare constructiv/ alte materiale. de calcul pentru proiectarea seismic a cldirilor noi nu se va ine seama de efectele favorabile posibile ale panourilor de zidrie înrmat. Efectul favorabil al acestor zidrii va fi luat în considerare numai pentru evaluarea siguranei cldirilor existente conform Codului P 100-3, în funcie de rspunsul seismic efectiv al cldirilor respective.

10.5.3.1.2. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor nestructurali de închidere din zidrie (A2z) care nu sunt înrmai în cadre de beton armat /oel

(1) Pereii exteriori nestructurali, care nu sunt înrmai în cadre (de exemplu, perei rezemai pe console, perei cu goluri mari pentru care nu se realizeaz sistemul de diagonale din figura 10.5), executai din zidrie de crmid/blocuri din argil ars sau din BCA vor fi proiectai pentru a rezista efectelor: (a) aciunii seismice perpendicular pe plan; (b) presiunii vântului; (c) deplasrilor relative de nivel determinate conform acestui Capitol. ( )

(2) Dimensiunile maxime ale panourilor de zidrie nearmat, neînrmate în cadre, vor fi cu 20% mai mici decât limitele date la 10.5.3.1.1.(5). Pentru cazurile în care cerinele proiectului de arhitectur impun dimensiuni superioare, panourile vor fi fragmentate prin introducerea unor stâlpiori i centuri din beton armat

(3) Pereii exteriori executai din zidrie menionai la (1), indiferent de tipul elementelor pentru zidrie, vor fi prevzui, la coluri i alturat golurilor, cu stâlpiori ancorai în structura principal i cu centuri. Bordarea golurilor se aplic pentru cldirile din toate clasele de importan, pentru goluri cu suprafaa  2,50 m2 în zonele seismice cu 0,15g  ag  0,25g i pentru goluri cu suprafaa  1,50 m2 pentru zonele seismice cu ag  0,30g..

(4) Pentru proiectarea pereilor nestructurali, înrmai sau neînrmai, care sunt susinui pe elemente structurale în consol sau pe grinzi cu deschideri mari se va ine seama de efectul deformaiilor verticale ale consolei/grinzii produse de micarea seismic (inclusiv de deformaiile datorite rotirii nodului din seciunea de reazem). (a) Parapet în planul structurii (b) Parapet la balcon (pe consol) Figura 10.6. Msuri constructive pentru parapei din zidrie

(5) Pereii de faad alctuii din dou straturi de zidrie cu gol interior vor fi prevzui cu ancore de solidarizare conform prevederilor din SR EN 1996-1-1. Ancorele vor respecta prevederile SR EN 845-1. Numrul i dimensiunile ancorelor se vor stabili prin calcul cu valorile minime: - zone seismice cu ag = 0,10g  2 ancore/m2 de perete - zone seismice cu 0,15g i ag 0,20g  3 ancore/m2 de perete - zone seismice cu ag  0,25g  4 ancore/m2 de perete Ancorele vor fi protejate împotriva coroziunii conform Codului CR 6. Nu se permite legarea straturilor cu crmizi aezate transversal.

(6) În cazul în care rezistena panourilor din zidrie nearmat nu satisface cerina de siguran conform 10.9.7. pentru grosimile curente ale pereilor de zidrie i pentru rezistenele curente ale materialelor (elemente i mortare) se va lua una dintre msurile propuse la 10.5.3.1.1.(9).

(7) Pereii nestructurali exteriori alctuii din dou straturi zidrie cu gol interior de aer (faade ventilate) vor fi proiectai conform reglementrilor specifice. (0) 10.5.3.1.3. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor de compartimentare din zidrie (A3z) care nu sunt înrmai în cadre de beton armat/oel

(1) Pereii depritori trebuie s aib capacitate de rezisten suficient pentru a prelua încrcrile din gruparea seismic i deplasrile relative de nivel admise pentru structura principal conform tabelului E2 din acest Cod.

(2) Stabilitatea lateral a pereilor de compartimentare se va asigura prin esere cu pereii adiaceni sau prin legturi cu bare de oel cu elementele de beton armat adiacente

(3) Momentele încovoietoare în panoul de perete date de aciunea seismic perpendicular pe plan vor fi calculate conform prevederilor din Codul CR 6, cap.6.4 având în vedere condiiile concrete de fixare la extremitile peretelui. Rezistena acestor perei la încovoiere perpendicular pe plan va fi calculat conform CR 6, art.6.6.5.

(4) În cazul în care rezistena pereilor despritori din zidrie nearmat, inclusiv a panourilor înrmate în cadre, nu satisface cerina de siguran conform 10.9.7. se vor lua urmtoarele msuri: - dimensiunile panoului vor fi reduse prin introducerea unor stâlpiori de beton armat, suplimentari fa de cei introdui pentru bordarea golurilor; distana între stâlpiori se stabilete prin calcul pentru satisfacerea relaiei (10.13) - zidria va fi placat cu tencuieli armate cu plase din oel, grile polimerice sau polimeri armai cu fibre (FRP) - se modific soluia constructiv pentru pereii respectivi

(5) Pereii despritori fixai la nivelul tavanului suspendat precum i orice ali perei despritori mai înali de 2,00 m, indiferent de materialul din care sunt realizai, vor fi fixai lateral de structura principal, independent de sistemul de fixare al tavanului suspendat. La cldirile cu structura din cadre, legturile nu vor favoriza producerea situaiilor de tip stâlp scurt.

(6) Dispunerea în plan a elementelor de fixare lateral i dimensionarea acestora se va face în aa fel încât deplasrile laterale ale capetelor superioare ale pereilor s fie compatibile cu deplasrile laterale ale tavanului suspendat din încperea respectiv.

(7) Pereii interiori nestructurali pot fi executai din zidrie simpl dac eforturile unitare normale sunt mai mici, cel mult egale, cu rezistenele de proiectare la întindere din încovoiere perpendicular pe planul peretelui (fxd1,fxd2).

(8) În zonele seismice cu ag  0,25 g, indiferent de rezultatele calculului, legtura pereilor interiori nestructurali cu pereii de zidrie transversali sau cu stâlpii/

pereii de beton armat va fi armat cu cel puin dou bare  6 mm oel cu fyd=210 N/mm2.

(9) În cazul în care eforturile unitare normale din încovoiere perpendicular pe planul peretelui au valori mai mari decât valorile de proiectare, fxd1,fxd2, se pot adopta urmtoarele soluii: - peretele se armeaz în rosturile orizontale dac, din calcul, rezult c ruperea se produce în plan perpendicular pe rosturile orizontale în câmpul peretelui i la reazeme; aceast soluie este recomandat în special în cazul pereilor realizai cu elemente cu îmbinare vertical mecanic - nut i feder; - dimensiunile panoului se reduc prin centuri i stâlpiori intermediari astfel încât eforturile unitare efective s devin mai mici decât rezistenele unitare de proiectare; centurile i stâlpiorii vor fi ancorai de structura principal i vor fi dimensionai pentru a prelua încrcrile laterale ale panourilor de zidrie (distanele Li i Hi se stabilesc prin calcul). Figura 10.7. Centuri i stâlpiori intermediari la perei nestructurali

(10) Pereii despritori din zidrie care nu pot fi fixai la nivelul tavanului (pereii cu înlime mai mic decât cea a etajului - la grupurile sanitare, de exemplu) vor fi legai între ei i lateral de structura principal. Legtura se va realiza prin esere sau cu piese metalice-boluri împucate - dac elementele laterale sunt stâlpi/perei din beton armat. La partea superioar a pereilor se va turna o centur din beton armat dimensionat pentru a prelua i transmite la structura principal eforturile din încrcrile normale pe planul peretelui. Armturile centurii vor fi ancorate corespunztor în elementele de beton sau în zidria pereilor adiaceni. (0) Figura 10.8. Asigurarea stabilitii pereilor nestructurali cu înlimea mai mic decât cea a etajului 10.5.3.2. Condiii pentru proiectarea seismic a faadelor prefabricate din beton

(1) Pereii exteriori nestructurali executai din panouri prefabricate din beton, montate dup executarea structurii principale, vor fi rezemai direct pe elementele structurii principale sau vor fi legai de aceasta cu ancore sau cu alte dispozitive care vor respecta cerinele de la 10.4.1. i, în plus, urmtoarele reguli: (0)

- legturile i rosturile între panouri trebuie s permit deplasri relative de nivel cel puin egale cu deplasarea de nivel calculat sau cel puin 15 mm; - legturile care asigur deplasarea liber în planul panoului, în limitele deplasrii relative de nivel calculat, vor fi realizate folosind guri ovalizate, fante, legturi care permit deplasri prin încovoierea unor piese de oel, sau orice alt sistem care asigur capacitatea de deplasare necesar i ductilitatea corespunztoare; - corpul ancorelor/conectorilor trebuie s aib suficient deformabilitate i capacitate de rotire pentru a preveni ruperea betonului/zidriei la deformaii mici sau în zona prinderilor sudate; - toate piesele sistemelor de fixare vor fi dimensionate conform art.10.4.1.; - mrimea deformaiei perpendiculare pe plan a pereilor exteriori nestructurali, produse de forele seismice de calcul, nu va depi deformaia admisibil a panoului stabilit în funcie de geometria, proprietile mecanice ale materialelor constitutive, de schema static a sistemului de legare de structura principal i de tipul finisajului; - sticla înglobat în ferestrele obinuite i sticla vitrinelor se va proiecta i monta în conformitate cu prevederile art.10.5.3.3. 10.5.3.3. Condiii pentru proiectarea seismic a faadelor vitrate

(1) Scheletul metalic al faadelor cortin, ramele vitrinelor i ferestrelor i legturile acestora cu structura principal vor fi proiectate pentru a prelua deplasrile relative de nivel ale structurii rezultate din calculul structurii, fr deformaii permanente i fr deteriorarea sticlei i a pieselor de etanare.

(2) Sticla prilor vitrate ale faadelor trebuie s satisfac cerina referitoare la limitarea deplasrii relative de nivel dat de relaia: CNS ,r Ie ra d

,1 ) sticla ( d 

15 mm (10.5) unde - dra (sticl) deplasarea relativ de nivel care produce spargerea/cderea sticlei din peretele cortin sau din vitrin, stabilit conform prevederilor alin (5); - Ie factorul de importan al construciei; - dr,CNS deplasarea relativ de nivel pentru calculul CNS stabilit conform 10.3.2.

(3) Valoarea deplasrii dr,CNS determinat prin calculul structurii va fi comunicat productorului faadei i va constitui tem pentru proiectarea acesteia.

(4) Verificarea condiiei (10.5) nu este necesar dac spaiul dintre sticl i cadrul metalic cliber este suficient de mare pentru ca s nu se produc contactul între acestea când este atins deplasarea maxim: CNS ,r Ie liber d

,1 c  15 mm (10.6)

(5) Valoarea cliber se calculeaz cu relaia

## $ % && ' (  

st

st

liber c b c h

2c c (10.7) unde - hst - înlimea panoului de sticl; - bst - limea panoului de sticl; - c1 - spaiul liber între marginile verticale ale sticlei i cadru; - c2 - spaiul liber între marginile orizontale ale sticlei i cadru.

(6) Valoarea dra(sticl), depinde de tipul sticlei respective; aceast valoare se comunic de ctre productor sau poate fi determinat prin calcul conform precizrilor din norma de producie. Aceast valoare constituie dat de tem pentru calculul structurii dac tipul/elementele faadei au fost alese din alte considerente (de plastica faadei, de exemplu).

(7) În zonele seismice cu ag  0,25g, în cazul faadelor amplasate ctre spaii publice sau cu aglomerri de persoane, indiferent de clasa de importan i de expunere a cldirii, sticla ferestrelor cu suprafa mai mare de 2,00 m2, i care sunt situate la înlime  2,00 m peste nivelul trotuarului, va fi de tip "securizat".(0) 10.5.3.4. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor de compartimentare din alte materiale

(1) Proiectarea i executarea pereilor despritori din sticl se va face în conformitate cu prevederile reglementrilor specifice în vigoare.

(2) Pereii nestructurali interiori cu schelet metalic sau din lemn i panouri de tip "gips carton" i legturile acestora cu structura principal vor fi dimensionate pentru a prelua încrcrile de proiectare perpendiculare pe plan date la 10.9.2. Greutatea de calcul a pereilor va include i greutatea în exploatare a mobilierului, a echipamentelor i a instalaiilor suspendate de perete. Rezistena acestor perei se va calcula folosind reglementrile în vigoare pentru materialele scheletului (oel sau lemn).

(3) Montarea pereilor prevzui la (1) i (2) trebuie s asigure spaii laterale suficiente pentru a prelua deplasrile calculate conform 10.9.3. Spaiile libere vor fi tratate pentru asigurarea etaneitii la aer i la zgomot i a împiedica propagarea focului. (0) 10.5.4. Proiectarea seismic a tavanelor suspendate (A4)

(1) Masa tavanului suspendat pentru care se calculeaz fora seismic trebuie s includ: - reeaua proprie de rezisten (grtarul); - panourile de tavan; - corpurile de iluminat care sunt legate prin orice procedeu de tavan; - orice alt CNS care este sprijinit lateral de tavan.

(2) Fora seismic aferent masei totale a tavanului calculat conform (1) va fi transmis, împreun cu încrcrile verticale corespunztoare, prin legturile tavanului,

la elementele structurii principale sau la elementele de margine ale structurii tavanului. Legturile vor fi dimensionate conform 10.4.1.

(3) Tavanele suspendate ale construciilor din clasele de importan I ÷ III situate în amplasamente cu ag  0,25g trebuie s respecte i urmtoarele reguli suplimentare:(0) - reeaua de susinere a panourilor va fi alctuit din elemente structurale capabile s preia forele i deformaiile la care sunt supuse (de exemplu: profile laminate din oel, profile din aluminiu etc.); - elementele structurale marginale de închidere vor avea o lime suficient de rezemare (de exemplu: pentru profilele laminate din oel limea va fi de cel puin 50 mm); - în fiecare din cele dou direcii orizontale ortogonale, un capt al reelei de susinere a tavanului va fi fixat de elementul structural de margine iar cellalt capt va avea posibilitatea de deplasare liber pe cel puin 20 mm; - tavanele cu suprafaa  100 m2 vor avea legturi laterale de structura principal; - tavanele cu suprafaa > 250 m2 vor fi divizate în zone cu suprafaa  250m2 prin rosturi de separare sau prin perei dezvoltai pe toat înlimea etajului; se poate renuna la aceast msur dac se demonstreaz prin calcul c sistemul de fixare poate prelua integral deplasrile laterale ale tavanului; - se vor prevedea msuri pentru a permite deplasarea liber a tavanului în vecintatea capetelor de sprinklere sau a altor piese care traverseaz tavanul; - în cazul în care tavanul are cote de nivel diferite, stabilitatea lateral a fiecrei zone va fi asigurat printr-un sistem propriu de blocare a deplasrilor laterale (contravântuire); - conductele, canalele de ventilaie, cablurile electrice i alte elemente de instalaii nu vor fi fixate de tavanul suspendat. 10.5.5. Proiectarea seismic a pardoselilor înlate (A5)

(1) Pardoselile înlate sunt sisteme nestructurale alctuite din reazeme verticale, o reea de grinzi metalice i din plci plasate peste nivelul planeului curent pentru a crea un spaiu liber pentru diferite conducte i cabluri (de regul în slile IT i în laboratoare). (0) Figura 10.9. Alctuirea general a pardoselilor înlate

10.5.5.2. Condiii generale

(1) Pentru calculul forei seismice static echivalent, greutatea pardoselii înlate va fi calculat însumând greutatea proprie a pardoselii, greutatea total a echipamentelor fixe i 1/4 din greutatea echipamentelor mobile rezemate pe pardoseal..

(2) Pentru dimensionarea elementelor pardoselii se va ine seama i de eforturile rezultate din efectul de rsturnare a echipamentelor fixate rigid de pardoseal

(3) Fora seismic orizontal aferent unui picior (reazem) al sistemului va fi transmis de la suprafaa pardoselii înlate la planeul suport considerând simultan momentul de rsturnare, fora axial i fora tietoare aferente piciorului respectiv.

(4) Dimensionarea componentelor pardoselii înlate se va face cu încrcarea util stabilit conform reglementrilor tehnice în vigoare pentru funciunea din încperea respectiv. Dac pe pardoseal urmeaz a se monta echipamente grele (orientativ peste 5,0 kN) panourile vor fi verificate pentru o sarcin concentrat corespunztoare unui utilaj de mici dimensiuni (orientativ, o încrcare concentrat de 10 kN). (0)

a) Încrcri concentrate (b) Încrcri distribuite Figura 10.10. Încrcri pe pardoseli înlate 10.5.5.3. Condiii specifice pentru pardoseli înlate speciale

(1) Sistemul de fixare va fi calculat pentru a prelua fora seismic static echivalent conform prevederilor de la 10.3.1 sau va fi omologat prin încercri recunoscute de autoritile competente.

(2) Legturile care transmit forele seismice la planeu vor fi realizate prin piese mecanice, ancore montate în beton, suduri pe piese înglobate. Nu se accept legturi care folosesc frecarea pe suprafaa de contact, cu boluri împucate sau cu adezivi.

(3) Sistemul de contravântuire a suporilor va fi dimensionat considerând numai elementele întinse pentru a se evita pierderea stabilitii ansamblului.

(4) Riglele orizontale vor fi dimensionate pentru a transmite fora seismic orizontal la supori i trebuie s fie legate rigid de acetia. (0)

10.5.6. Proiectarea seismic a gardurilor de incint (A6)

(1) În zonele seismice cu ag  0,25g gardurile de incint din zidrie de crmid sau din blocuri de BCA/beton de agregate, cu înlime mai mare de 1,50 m, vor fi proiectate ca zidrie confinat sau ca panouri înrmate în cadre. Pentru proiectare se vor folosi reglementrile specifice produselor pentru construcie respective.

(2) Stabilitatea de ansamblu a gardurilor de la (1) se va verifica considerând coeficientul parial de siguran egal cu 2 pentru verificarea la rsturnare i egal cu 1,5 pentru verificarea la lunecare/deplasare lateral(0) 10.5.7. Condiii de proiectare specifice pentru asigurarea cilor de evacuare din cldire

(1) Pentru evacuarea în siguran, în cazul producerii cutremurului de proiectare, a cldirilor situate în zone cu ag  0,20g se vor avea în vedere urmtoarele msuri privind elementele de construcie i finisajele aflate pe cile de evacuare: (0) - uile cu comand mecanic ale garajelor staiilor de salvare, ale unitilor de pompieri i similare precum i uile de evacuare ale cldirilor care pot adposti un numr mare persoane (orientativ, peste 250 de persoane) vor fi proiectate astfel încât s nu se blocheze pentru deplasri relative de nivel egale cu 1,50 dr,CNS unde dr,CNS este valoarea calculat pentru ULS; - uile încperilor principale ale cldirilor din clasele de importan I i II (sli de clas, de exemplu) i uile de evacuare ale construciilor din clasele de importan I ÷ III vor fi proiectate astfel încât s nu se blocheze pentru deplasri relative de nivel egale cu 1,25dr,CNS unde dr,CNS este valoarea calculat pentru ULS; - copertinele peste uile de evacuare din cldire vor fi calculate pentru o for seismic vertical mai mare cu 50% decât cea din relaia (10.1) pentru cldirile din clasele de importan I i II i cu 25% pentru cldirile din clasa de importan III; - pardoselile, tavanele suspendate i celelalte finisaje de pe cile de evacuare vor fi proiectate astfel încât dislocarea/cderea/avarierea lor s nu împiedice circulaia persoanelor; - în cldirile din clasele de importan I i II piesele de mobilier de pe cile de evacuare vor fi fixate de structur sau de pereii nestructurali conform art.10.4.1.

10.6. Proiectarea seismic a instalaiilor (B) 10.6.1. Gruparea instalaiilor în categorii seismice

(1) Pentru diferenierea msurilor de proiectare la aciunea seismic, instalaiile din cldiri sunt clasificate în trei categorii pe baza rolului funcional i a consecinelor produse de avarierea/ieirea din funciune ale acestora: (0) I. Instalaii "eseniale" necesare funcionrii neîntrerupte a construciilor din clasa de importan I, inclusiv instalaiile care asigur funcionarea acestora. II. Instalaii a cror avariere poate avea consecine grave privind sigurana persoanelor din construcie sau din exterior, pentru construciile din clasele de importan II i III. III. Instalaii curente (care nu fac parte din cele dou categorii de mai sus). 10.6.2. Condiii generale de proiectare pentru sistemele de instalaii

(1) Scopul principal al prevederilor acestei seciuni este proiectarea rezemrilor i prinderilor pentru CNS din categoria instalaii identificate la art. 10.1.2.2. pct. B.

(2) Legturile i reazemele tuturor categoriilor/tipurilor de instalaii menionate la 10.2(4) vor fi proiectate pentru încrcrile calculate conform 10.9.2. i pentru deplasrile relative calculate conform 10.9.3 pentru ULS sau, dup caz, pentru SLS.

(3) Rezistena seismic a utilajelor i echipamentelor incluse în sistemele de instalaii va fi stabilit conform cataloagelor furnizorului i trebuie s fie adecvat zonei seismice respective. Dac dispozitivul sau sistemele de fixare sunt livrate împreun cu echipamentele/utilajele, productorul trebuie s comunice valorile eforturilor capabile i categoria de deformabilitate ale acestora (fragile/ductile).

(4) La interfaa cu terenul sau cu structurile adiacente care se pot deplasa independent, canalele i conductele de alimentare/evacuare vor avea flexibilitate i rezisten suficient pentru a prelua eforturile între punctele fixe. Golurile de trecere prin pereii infrastructurii/suprastructurii vor fi dimensionate pentru a permite deplasrile relative.

(5) Pentru construciile din clasele de importan I i II situate în amplasamente cu ag 0,20g, fundate pe terenuri cu consisten redus, se va ine seama de sensibilitatea la cutremur a reelelor exterioare i a zonelor de legtur cu instalaiile interioare.

(6) Pentru utilajele i echipamentele incluse în sistemele de instalaii care au factor de importan CNS>1,.0 se vor lua i msuri suplimentare pentru evitarea ciocnirii elementelor vulnerabile la impact cu alte elemente de construcie sau utilaje.

(7) Utilajele/echipamentele care conin cantiti de substane care pot fi considerate periculoase pentru sigurana oamenilor, vor fi proiectate conform reglementrilor speciale aprobate de organele competente.

(8) Utilajele/echipamentele montate pe izolatori de vibraii vor fi prevzute cu dispozitive de limitare a deplasrilor orizontale i verticale. Toate aceste dispozitive vor fi executate din materiale ductile i vor avea legturi redundante cu structura.

10.6.3.1. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor sanitare (B1)

(1) Proiectarea sistemelor de sprinklere se va face conform reglementrilor specifice i a prevederilor din acest Cod referitoare la mrimea forelor i a deplasrilor seismice.

(2) Legturile pentru limitarea deplasrilor laterale prevzute la 10.6.2.(9) nu sunt necesare pentru conductele suspendate de elemente structurale, pe toat lungimea, cu bare rotunde scurte ( 300 mm) dac conducta poate suporta deplasrile relative între punctele de reazem. Distana între punctele de prindere se stabilete prin calcul. (0) 10.6.3.2. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor electrice i de iluminat (B2)

(1) Legturile i reazemele prin care se transfer forele seismice aferente utilajelor i/sau echipamentelor electrice la structura principal vor fi realizate din materiale ductile.

(2) Pentru sistemele de cabluri care traverseaz rosturile între cldiri/tronsoane adiacente i pentru sistemele de cabluri legate de echipamente izolate împotriva vibraiilor se vor lua msuri pentru a se asigura preluarea deplasrilor relative calculate conform 10.9.3 pentru SLS. Pentru cldirile din clasele de importan I i II aceste deplasri vor fi majorate cu 30%.

(3) Tablourile i dulapurile electrice i stelajele pentru baterii vor fi fixate pentru asigurarea stabilitii, prin ancorare, conform 10.4.1, de elemente de construcie suficient de rezistente pentru a prelua încrcrile seismice corespunztoare. (0) 10.6.3.3. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor de condiionare, de înclzire i de ventilaie (B3)

(1) Pentru sistemele de conducte i canale care traverseaz rosturile între cldiri i/sau tronsoane adiacente precum i pentru sistemele de conducte legate de echipamente izolate împotriva vibraiilor se vor lua msuri pentru preluarea deplasrilor relative calculate conform 10.9.3 pentru SLS. Pentru construciile din clasele de importan I i II aceste deplasri vor fi majorate cu 30%.

(2) Nu este necesar s se prevad legturi pentru limitarea deplasrilor laterale conform conform 10.6.2.(9) pentru sistemele de conducte/canale ale cldirilor din clasa de importan III dac sunt îndeplinite condiiile de la 10.6.3.1.(2) sau când seciunea transversal a conductelor /canalelor este  0,5 m2.

(3) Utilajele legate direct cu sistemele de conducte/canale (cum sunt ventilatoare, exhaustoare, schimbtoare de cldur, umidificatoare) a cror greutate în exploatare este mai mare de 0,35 kN trebuie s fie rezemate i legate lateral, independent de sistemul de conducte/canale.

(9) Deplasrile laterale ale conductelor/canalelor suspendate vor fi limitate prin introducerea unor prinderi laterale sau înclinate. Mrimea acestor deplasri se determin prin calcul cu fora seismic static echivalent stabilit conform 10.3.1 (0) 10.6.3. Condiii de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente i/sau subansambluri de instalaii

(1) Prezentul articol se refer la boilerele i la vasele de presiune din cldirile de locuit, social-culturale i similare. Articolul nu se refer la instalaiile speciale din uniti de producie, cu utilaje care opereaz cu abur sau cu ap la temperaturi ridicate.

(2) Proiectarea boilerelor i vaselor de presiune se va face conform reglementrilor specifice inând seama de prevederile de la 10.6.2.

(3) În cazul boilerelor i vaselor presiune din cldirile din clasele de importan I i II se vor lua msuri constructive pentru a evita interaciunile necontrolate între recipieni, conductele aferente i alte elemente de construcie structurale/nestructurale

(0) 10.7. Proiectarea seismic a echipamentelor electromecanice (C) 10.7.1. Condiii generale de proiectare seismic

(1) Toate componentele fixe i mobile ale ascensoarelor i structura de rezisten a scrilor rulante, împreun cu prinderile respective, vor fi dimensionate, conform reglementrilor specifice, pentru forele calculate conform 10.9.2. i pentru deplasrile laterale calculate pentru conform 10.9.3 pentru ULS. (0) 10.7.1.1. Condiii pentru proiectarea seismic a ascensoarelor (C1)

(1) Pentru ascensoarele cu vitez de deplasare ridicat (orientativ peste 45 m/minut) se vor prevedea dispozitive de decuplare calibrate pentru o valoare a acceleraiei terenului de 50% din acceleraia seismic de proiectare pentru SLS.

(2) Contragreutile ascensoarelor vor fi prevzute cu dispozitive speciale, verificate în practic, pentru a evita ieirea de pe inele de ghidaj i impactul lor cu cabina.

(3) Se vor prevedea dispozitive de blocare la partea inferioar i superioar a cabinei i la contragreutate. (0) 10.7.1.2. Condiii pentru proiectarea seismic a scrilor rulante (C2)

(1) Scrile rulante din spaiile aglomerate (centre comerciale, sli de expoziie, aeroporturi i similare) vor fi proiectate pentru a prelua deplasri între punctele de reazem cu 25% mai mari decât cele calculate conform 10.9.3 pentru ULS. (0)

(4) Pentru conductele/canalele legate direct de echipamente fixarea lateral nu este obligatorie dac acestea au flexibilitatea necesar pentru a suporta deplasrile relative între punctele de prindere. (0) 10.6.3.4. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor speciale cu utilaje care opereaz cu abur sau cu ap la temperaturi ridicate (buctrii, spltorii, etc) (B4)

10.8. Msuri specifice pentru protecia seismic a mobilierului din cldiri (D) 10.8.1. Categorii de cldiri i de mobilier/aparatur care necesit protecia la efectele aciunii seismice

(1) Se vor lua msuri pentru asigurarea stabilitii la rsturnare/deplasare pentru urmtoarele categorii de mobilier/aparatur: - mobilierul profesional i aparatura construciilor din clasa de importan I care asigur funcionarea neîntrerupt în timpul cutremurului i imediat dup aceasta - mobilierul profesional (dulapuri, rafturi, etc) în care sunt depozitate substane a cror degajare/împrtiere poate conduce la incendii/explozii sau poate constitui pericol pentru viaa oamenilor (de exemplu dulapurile care conin recipieni cu bacterii, virui, etc); - mobilierul i obiectele din muzee de interes naional; - rafturile de depozitare din spaii accesibile publicului.

(2) Pentru mobilierul aflat pe cile de acces/evacuare se vor respecta prevederile de la 10.5.7. (0) 10.8.2. Condiii generale de proiectare seismic

(1) Stabilitatea mobilierului enumerat la 10.8.1. va fi asigurat prin dispozitive de fixare dimensionate pentru forele stabilite la 10.9.2., cu majorarea cu 25% a efectelor forelor seismice.

(2) Dispozitivele de fixare vor fi ancorate în elemente de structur sau nestructurale capabile s preia în totalitate forele de legtur. Se vor respecta i condiiile tehnice de la 10.4.1.2(0) 10.8.3. Condiii pentru proiectarea seismic a rafturilor de depozitare din spaii accesibile publicului

(1) Pentru rafturile din oel din spaii (magazine sau depozite) accesibile publicului, care sunt montate la cota ! 0,00 sau mai jos, calculul se va face reglementrilor tehnice în vigoare pentru proiectarea rafturilor, cu urmtoarele precizri: (0) - masa supus aciunii seismice se va lua egal cu cea mai mare dintre valorile: - greutatea proprie a raftului + câte  din încrcarea capabil la fiecare nivel de depozitare; - greutatea proprie a raftului + încrcarea capabil la cel mai înalt nivel de depozitare; - factorul de comportare, qCNS, se va lua cu valorile indicate în reglementrile tehnice în vigoare pentru proiectarea rafturilor, în funcie de alctuirea constructiv a acestora - factorul de importan se va lua CNS = 1,5

- pentru rafturi cu T0 > 0.06s fora seismic de proiectare se va determina cu relaia general (10.1) - pentru rafturile rigide, cu T0  0,06s, fora seismic de proiectare se va determina cu relaia CNS g CNS m a

,1 F  (10.1a) unde mCNS se stabilete ca mai sus. 10.9. Verificarea siguranei CNS la efectele aciunii seismice 10.9.1. Generaliti

(1) Componentele nestructurale vor fi proiectate pentru a avea, în toate seciunile, eforturi secionale capabile (NRd,CNS, MRd,CNS, VRd,CNS) cel puin egale cu eforturile secionale de proiectare rezultate din încrcrile de calcul determinate conform 10.9.2.

(2) Eforturile secionale capabile ale CNS i ale legturilor respective se vor calcula în conformitate cu reglementrile tehnice specifice materialelor din care acestea sunt executate (beton armat, metal, zidrie, lemn, sticl, etc). (0) 10.9.2. Încrcri de proiectare

(1) Eforturile secionale de proiectare (NEd,CNS,MEd,CNS,VEd,CNS) pentru dimensionarea CNS vor fi calculate pentru gruparea seismic de încrcri, folosind coeficienii de grupare din Codul CR 0, prin însumarea eforturilor secionale provenite din: - forele seismice orizontale i verticale, determinate conform 10.3.1.1. sau 10.3.1.2.; combinarea efectelor forelor seismice orizontale i verticale (în situaiile în care ambele valori sunt semnificative) se va face cu relaiile de la 4.5.3.6.2.; - forele verticale provenite din greutatea proprie total în exploatare a CNS - forele rezultate din interaciunea CNS cu structura în cazul elementelor înrmate în cadre, calculate conform 10.5.3.1.1.(6). - fore rezultate din deformaiile împiedicate produse de variaiile de temperatur În cazul cldirilor cu aglomerri de persoane, pentru calculul parapeilor i balustradelor de pe cile de evacuare (coridoare i scri) aciunea seismic perpendicular pe plan se va considera simultan cu încrcarea din împingerea oamenilor stabilit conform reglementrilor în vigoare pentru situaia de proiectare persistent.

(2) În cazul cldirilor pentru care, conform tabelului 4.1., determinarea forelor i deformaiilor seismice se face cu modele de calcul plan, dimensionarea/verificarea CNS se poate face în mod simplificat, considerând aciunea seismic aplicat separat în ambele sensuri, pe direciile principale ale construciei.

(3) La determinarea încrcrilor de proiectare pentru sistemele de instalaii i echipamente se va ine seama, dup caz, i de efectele dinamice ale sistemului de conducte, utilajelor i echipamentelor i ale legturilor respective.

(4) Pentru verificarea condiiei de stabilitate efectul favorabil al încrcrilor verticale va fi redus cu 15% cu excepia celor provenite din greutatea proprie.

(5) Dimensionarea/verificarea elementelor anvelopei i a celor ataate anvelopei se va face pentru eforturile cele mai mari care rezult din aciunea cutremurului i din aciunea vântului. Toate prevederile constructive speciale din acest Capitol se vor aplica chiar dac efectele aciunii vântului depesc efectele aciunii seismice. (0) 10.9.3. Deplasri de calcul

(1) Toate CNS care în cazul pierderii stabilitii i/sau a integritii fizice prezint risc pentru sigurana vieii i legturile acestora cu structura principal vor fi proiectate pentru a prelua deplasrile rezultate din însumarea urmtoarelor categorii de deplasri: - deplasri relative ale punctelor de prindere de structura principal, determinate conform 10.3.2.1 pentru ULS; - deplasri relative între elementele sistemelor de componente nestructurale care pot avea micri diferite în timpul cutremurului; - deplasri produse de variaiile de temperatur climatice (pentru elementele anvelopei) sau ale temperaturii de exploatare (pentru instalaii), dac acestea sunt semnificative; - deplasri relative între tronsoanele adiacente, datorate tasrii terenului de fundare, în cazul în care CNS este fixat de ambele tronsoane;

(2) Pentru toate CNS care în cazul pierderii stabilitii i/sau a integritii fizice nu prezint risc pentru sigurana vieii, deplasrile relative ale punctelor de prindere se vor lua în calcul cu valorile determinate conform 10.3.2.2 pentru SLS

(3) Pentru proiectarea CNS i a legturilor acestora se va ine seama i de abaterile de fabricaie i de montaj în limitele toleranelor specifice structurii i CNS. (0) 10.9.4. Rezistena de proiectare a panourilor din zidrie înrmate în cadre

(1) Rezistena de proiectare a panourilor din zidrie înrmate în cadre FRd (zic) va fi luat egal cu cea mai mic dintre valorile corespunztoare urmtoarelor moduri de rupere ale zidriei: (a) rupere prin lunecare din fora tietoare în rosturile orizontale - FRd1(zic) (b) fisurarea în lungul diagonalei comprimate - FRd2 (zic) (c) strivirea diagonalei comprimate la colul cadrului - FRd3 (zic) ( ) FRd (zic) = min (FRd1,FRd2,FRd3) (10.8) Figura 10.11. Scheme pentru calculul rezistenei panourilor de zidrie înrmat

(2) Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin lunecare din for tietoare în rosturile orizontale se determin cu relaia: pan ,1 pan

vd

Rd k A f ) zic ( F  (10.9)

(3) Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat în lungul diagonalei comprimate se determin cu relaia: pan ,

pan

vd

Rd k A f ) zic ( F  (10.10)

(4) Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin strivirea diagonalei comprimate este cea mai mic dintre valorile: pan ,

pan ,

p ech , st d

, Rd k k t b f ) zic ( F  (10.11a) pan ,

pan dh

, Rd k A f ) zic ( F 

(10.11b) unde bst,echiv este latura stâlpului cadrului echivalent calculat cu relaia  

ech , st I I

b   (10.12) I1 i I2 sunt momentele de inerie în planul cadrului ale stâlpilor În tabelele 10.3 i 10.4.pentru valori intermediare se accept interpolare liniar Tabelul 10.3.Valorile factorilor k1,pan ÷ k4,pan p = hp/lp 0,50 0,75 1,00 1,50 2,00 k1,pan 1,20 1,45 1,70 2,50 3,30 k2,pan 1,90 2,15 2,40 3,05 3,70 k3,pan 0,640 0,512 0,400 0,245 0,160 k4,pan 0,111 0,125 0,141 0,180 0,224 Tabelul 10.4. Valorile factorului k5,pan Eb/Ez hp/tp 6,0 8,0 10,0 12,0 14,0 4,0 1,20 1,28 1,35 1,41 1,47 6,0 1,32 1,41 1,50 1,57 1,63 8,0 1,41 1,52 1,61 1,68 1,75 10,0 1,50 1,61 1,70 1,78 1,85 12,0 1,60 1,72 1,81 1,90 1,97 14,0 1,70 1,83 1,92 2,02 2,09

(5) În relaiile (10.9)  (10.12) s-au folosit notaiile: (0) hp înlimea panoului din zidrie; lp lungimea panoului din zidrie; tp grosimea panoului din zidrie; p = hp/lp factorul de form al panoului; Apan = tp × lp aria seciunii orizontale a panoului;  unghiul cu orizontala al diagonalei panoului din zidrie înrmat; Eb, Ez modulii de elasticitate al betonului din cadru i al zidriei (valorile de scurt durat); fd rezistena de proiectare la compresiune a zidriei perpendicular pe rostul de aezare; fdh rezistena de proiectare la compresiune a zidriei paralel cu rostul de aezare; fvd0 rezistena de proiectare la forfecare sub efort de compresiune zero a zidriei. 10.9.5. Reguli generale pentru verificarea siguranei CNS la aciunea seismic

(1) Verificarea siguranei CNS, pentru toate categoriile de CNS stabilite conform art. 10.2(4), se va face prin calcul, în raport cu strile limit ultime (ULS) relevante: - starea limit ultim de stabilitate (rsturnare i deplasare); - starea limit ultim de rezisten.

(2) Verificarea de siguran se va face, în fiecare caz, pentru: - componenta propriu-zis; - legturile componentei cu structura sau cu alt CNS; - elementele structurale sau nestructurale de care este fixat componenta respectiv sau cu care aceasta se poate afla în interaciune în timpul cutremurului.

(3) În cazul componentelor nestructurale din zidrie verificarea condiiei de siguran pentru starea limit ultim (USL) la eforturile din gruparea seismic de încrcri se va face cu urmtoarele valori ale coeficientului parial de siguran pentru material: - componente nestructurale ataate anvelopei (A1z) i perei de închidere înrmai în cadre i neînrmai (A2z): M = 1,9 - perei de compartimentare înrmai în cadre i neînrmai (A3z): M = 1,5 Pentru eforturile provenite din încrcrile din gruparea fundamental de încrcri se vor folosi coeficienii pariali de siguran din Codul CR 6.

(4) Verificarea siguranei în raport cu starea limit de serviciu (SLS) se va face obligatoriu pentru:

- CNS eseniale i CNS de suport, inclusiv toi pereii nestructurali i panourile de zidrie înrmate în cadre pe care acestea sunt suspendate i mobilierul profesional în cazul cldirilor din clasele de importan I i II - mobilierul i exponatele din muzeele de interes naional; - mobilierul profesional (dulapuri, rafturi, etc) în care sunt depozitate substane a cror degajare/împrtiere poate conduce la incendii/explozii sau poate constitui pericol pentru viaa oamenilor (de exemplu dulapurile care conin recipieni cu bacterii, virui, etc); - elementele ataate anvelopei (A1). Pentru aceste componente calculul se va face considerând  = 0,7 iar factorul de comportare se va lua qCNS =1,0 (calcul elastic). Pentru aceste verificri coeficientul de siguran pentru zidrie se va lua M = 1,5.

(5) La cererea investitorului formulat prin tema de proiectare, verificarea siguranei în raport cu SLS în condiiile de la aliniatul (3) se va face pentru toate CNS indicate de acesta în scopul limitrii degradrilor i a pierderilor economice. (0) 10.9.6. Modele de calcul

(1) Modelele de calcul utilizate pentru determinarea stabilitii, rezistenei i rigiditii CNS vor ine seama de: (0) - dimensiunile geometrice ale componentei; - schema static de fixare a componentei de elementele de reazem; - caracteristicile mecanice de rezisten i de deformabilitate ale materialelor din care sunt alctuite componenta i legturile sale; - direciile pe care acioneaz fora seismic; - deplasrile relative ale punctelor de fixare determinate conform 10.9.3; - încrcrile de calcul determinate conform 10.9.2. 10.9.7. Verificarea condiiilor de stabilitate, de rezisten i de rigiditate

(1) Stabilitatea general a CNS sub efectul aciunii seismice va fi asigurat numai cu legturi sau cu dispozitive mecanice proiectate conform 10.4.1.(2). În cazul componentelor nestructurale majore din zidrie (frontoane, calcane, cornie importante) stabilitatea va fi asigurat prin elemente de beton armat (stâlpiori i centuri) sau prin ancorare cu elemente metalice de structura arpantei.

(2) Condiia de rezisten a CNS este asigurat dac este satisfcut relaia: Ed,CNS  Rd,CNS (10.13) unde Ed,CNS valoarea de proiectare a eforturilor secionale (NEd,CNS ,MEd,CNS,VEd,CNS) în CNS rezultate din efectele totale ale încrcrilor enumerate la 10.9.2.(1);

Rd,CNS valoarea de proiectare a eforturilor secionale capabile ale CNS (NRd,CNS ,MRd,CNS,VRd,CNS) stabilite în funcie de natura materialului din care sunt executate.

(3) Pentru elementele de legtur (prinderi) care asigur stabilitatea la rsturnare a CNS ataate anvelopei precum i a boilerelor i vaselor de presiune, condiia de rezisten este: 1,25CNS Eanc  Ranc (10.14) unde Eanc valoarea eforturilor de proiectare în prinderi din încrcrile de la 10.9.2 (1). Ranc valoarea eforturilor capabile respective.

(4) Pereii din zidrie înrmai în structurile din cadre se vor verifica la starea limit ultim, separat, pentru: - efectele rezultate din interaciunea cu structura în cazul solicitrii seismice; - efectele aciunii seismice sau a presiunii vântului perpendiculare pe planul peretelui.

(5) Cerina de siguran pentru efectele de ansamblu din interaciunea pereilor din zidrie cu cadrul este îndeplinit dac exist relaia: FEd (zic)  FRd (zic) (10.15) unde FEd (zic) fora axial de proiectare din diagonala comprimat corespunztoare aciunii seismice de proiectare, determinat conform 10.5.3.1.1.(6) FRd (zic) rezistena de proiectarea a panoului de zidrie înrmat conform 10.9.4. folosind coeficienii de siguran pentru material M stabilii conform.10.9.5 (3) i 10.9.5.(4).

(6) Rezistena pereilor nestructurali de zidrie, exteriori i interiori, care nu sunt înrmai în cadre, va fi verificat la încovoiere perpendicular pe plan, pentru efectele aciunii seismice sau a vântului astfel: (0) - valorile momentele încovoietoare de proiectare se vor determina în funcie de fora seismic static echivalent sau de presiunea vântului i de condiiile efective de rezemare, conform prevederilor din Codul CR 6; - valorile momentelor încovoietoare capabile se vor determina conform prevederilor generale din Codul CR 6, folosind coeficienii de siguran pentru material M stabilii conform 10.9.5 (3) i 10.9.5.(4).

10.10. Asigurarea calitii la proiectare i la execuie

(1) Pentru toate CNS prevzute la 10.1.3.(4) documentaia de execuie trebuie s conin toate informaiile necesare (note de calcul, desene la scar convenabil) pentru verificarea dimensionrii i detalierii constructive ale CNS i ale legturilor acestora în ceea ce privete: - mrimea forelor i deplasrilor seismice de proiectare; - verificarea stabilitii i a rezistenei componentelor; - rezistena i detalierea constructiv a prinderilor. Pentru componentele nestructurale din zidrie documentaia va cuprinde toate precizrile cerute prin Codul CR 6.

(2) Piesele scrise i desenate din documentaie menionate la (1) vor fi supuse verificrii de "rezisten i stabilitate" de ctre un verificator atestat conform legislaiei în vigoare.

(3) Pentru utilajele/echipamentele al cror factor de importan este CNS >1,0, furnizorul va prezenta certificate de conformitate cu rezistena la forele seismice cerut prin documentaia de execuie sau prin Caietul de sarcini.

(4) Pentru cldirile situate în amplasamente cu ag ı 0,30g, proiectantul va stabili, prin caietul de sarcini, un program de verificare a rezistenei ancorelor montate pentru prinderea CNS care au factorul de importan CNS >1,0 precum i pentru elementele ataate anvelopei situate ctre spaii publice sau cu aglomerri de persoane. (0) 

11. IZOLAREA BAZEI 11.1. Obiect i domeniu de aplicare

(1)

Capitolul acoper proiectarea structurilor izolate seismic la care sistemul de izolare, dispus sub masa principal a suprastructurii, are drept scop reducerea rspunsului seismic al sistemului de rezisten la for e laterale.

(2) Reducerea rspunsului seismic a sistemului de rezisten la for e laterale poate fi obinut prin creterea perioadei fundamentale a structurii, prin modificarea formei modului fundamental de vibraie, prin creterea amortizrii sau prin combinarea acestor efecte. Sistemul de izolare poate fi realizat din resorturi i/sau amortizori liniari sau neliniari.

(3) Regulile specifice referitoare la izolarea bazei sunt date în prezentul capitol.

(4)

Capitolul nu se refer la sistemele pasive de disipare a energiei care nu sunt dispuse la o singur interfa, ci sunt distribuite la mai multe niveluri ale structurii. (0) 11.2. Definiii

(1) Termenii utilizai în prezentul capitol au urmtoarele semnificaii: (0) Sistemul de izolare: totalitatea componentelor folosite pentru izolarea seismic, de regul dispuse sub masa principal a construciei de deasupra interfeei de izolare; Interfaa de izolare: suprafaa care separ infrastructura de suprastructura, unde se poziioneaz sistemul de izolare; Dispozitive izolatoare: elementele care alctuiesc sistemul de izolare. Dispozitivele considerate în acest capitol sunt: reazeme laminate din elastomeri, dispozitive elasto- plastice, cu amortizare vâscoas sau cu frecare, penduli i alte dispozitive a cror comportare este conform cu prevederile 11.1(2). Fiecare dispozitiv îndeplinete una sau mai multe din urmtoarele funciuni: - transmiterea încrcrii verticale, în condiiile unei flexibiliti laterale sporite i a unei rigiditi verticale înalte; - disiparea energiei, prin amortizare vâscoas sau histeretic; - capacitatea de revenire la poziia iniial; - suficienta rigiditate elastic la deplasrile laterale produse de încrcrile laterale de serviciu neseismice. Infrastructura: partea structurii situat sub interfaa de izolare, incluzând fundaiile. Flexibilitatea lateral a infrastructurii este practic neglijabil în raport cu cea a sistemului de izolare; Suprastructura: partea structurii care se izoleaz i este situat deasupra interfeei de izolare; Izolarea complet: izolarea care asigur suprastructurii o comportare în domeniul elastic. În caz contrar se consider c suprastructura este doar parial izolat. Centrul de rigiditate efectiv: centrul de rigiditate deasupra interfeei de izolare. La cldiri, flexibilitatea suprastructurii poate fi neglijat în determinarea poziiei acestui

(1) Cerinele fundamentale stabilite la 2.1 i în capitolele corespunztoare ale prezentului cod trebuie satisfcute conform tipului de structur considerat.

(2) Dispozitivele de izolare trebuie realizate cu un grad de siguran superior celui utilizat la proiectarea structurii. Practic aceasta se realizeaz amplificând aciunea seismic aplicat fiecrui dispozitiv cu un factor x. Valoarea recomandat pentru cldiri este x =1.2. (0) 11.4. Criterii de îndeplinire a cerinelor

(1) În scopul satisfacerii cerinelor fundamentale, se vor verifica strile limit definite la 2.2.1(1).

(2) Reelele utilitare care intersecteaz rosturile trebuie s rmân solicitate în domeniul elastic, în cazul strii limit de serviciu (de limitare a degradrilor).

(3) Pentru aceeai stare limit, deplasrile relative de nivel ale suprastructurii i substructurii se vor limita în conformitate cu prevederile capitolul 4.

(4) La starea limit ultim, capacitatea ultim a izolatorilor exprimat în termeni de rezisten i de deformabilitate nu va fi depit, considerând factori de siguran în conformitate cu 11.10(6).

(5) În cadrul capitolului se consider numai cazul izolrii totale.

(6) Dei poate fi acceptabil în anumite cazuri ca infrastructura s aib parial o comportare inelastic, în prezentul capitol se presupune c aceasta rmâne solicitat în domeniul elastic.

(7) La starea limit ultim, dispozitivele izolatoare pot atinge capacitatea lor ultim, în timp ce suprastructura i infrastructura rmân în domeniul elastic. Din acest

punct, care în aceste condiii coincide cu centrul de rigiditate al dispozitivelor izolatoare. Deplasarea de proiectare a sistemului într-o direcie principal este deplasarea orizontal maxim a centrului de rigiditate efectiv, înregistrat sub aciunea seismic de proiectare, între faa superioar a substructurii i partea inferioar a suprastructurii. Deplasarea de proiectare total a unui dispozitiv de izolare într-o direcie principal, este deplasarea orizontal maxim înregistrat de dispozitivul considerat, însumând deplasarea de proiectare i cea produs de rotirea de ansamblu în jurul axei verticale. Rigiditatea efectiv a sistemului de izolare într-o direcie principal este raportul între valoarea forei orizontale totale transmisa prin interfaa de izolare i valoarea absolut a deplasrii de proiectare (rigiditate secant). Rigiditatea efectiv se obine în general prin calcul iterativ. Perioada efectiv este perioada fundamental în direcia considerat a unui sistem cu un singur grad de libertate având masa suprastructurii i rigiditatea egal cu rigiditatea efectiv a sistemului de izolare. Amortizarea efectiv a sistemului de izolare este valoarea amortizrii vâscoase echivalente care corespunde energiei disipate prin sistemul de izolare pentru un rspuns ciclic având amplitudinea deplasrii de proiectare. 11.3. Cerine fundamentale

x 11.5. Prevederi generale de proiectare 11.5.1. Prevederi generale referitoare la dispozitivele de izolare

(1) Se va prevedea spaiu suficient între suprastructur i infrastructur precum i alte msuri, care s permit inspectarea, întreinerea i înlocuirea dispozitivelor pe durata de exploatare a construciei.

(2) Dac este necesar, dispozitivele vor fi protejate fa de efectele poteniale al unor surse de hazard ca focul, atacul chimic sau biologic.

(3) Materialele utilizate în proiectarea i execuia dispozitivelor trebuie s fie conforme cu normele relevante în vigoare. (0) 11.5.2. Controlul micrilor nedorite

(1) Pentru a minimiza efectele de torsiune, centrul rigiditii efective i centrul de amortizare al sistemului de izolare trebuie s fie cât mai apropiat de proiecia centrului maselor pe interfaa de izolare.

(2) Pentru a minimiza diferena de comportare a dispozitivelor de izolare, eforturile de compresiune rezultate din aciunile permanente trebuie s fie cât mai uniforme.

(3) Dispozitivele vor fi fixate în suprastructur i în infrastructur.

(4) Sistemul de izolare trebuie proiectat astfel încât ocurile i micrile de torsiune s fie controlate prin msuri adecvate.

(5) Cerinele de la (4) referitoare la efectele ocurilor, se consider satisfcute, dac efectele poteniale ale ocurilor sunt evitate prin prevederea unor dispozitive adecvate (de exemplu, amortizori, absorbani de oc etc.). (0) 11.5.3. Controlul micrilor difereniale ale terenului

(1) Elementele structurale dispuse deasupra i dedesubtul interfeei de izolare trebuie s fie suficient de rigide în ambele direcii orizontale i în direcie vertical astfel încât efectele deplasrilor difereniale ale micrilor terenului s fie minimizate.

(2) În cazul cldirilor, cerinele de la (1) se consider satisfcute dac sunt îndeplinite toate condiiile de mai jos: (0) (a) Deasupra i dedesubtul sistemului de izolare se prevd diafragme rigide, constând din plci de beton armat, proiectate inând seama de toate modurile posibile, locale sau globale de pierdere a stabilitii; (b) Dispozitivele care alctuiesc sistemul de izolare sunt fixate la ambele capete de diafragmele rigide, fie direct, fie, dac nu este posibil, prin intermediul elementelor verticale care trebuie s prezinte deplasri orizontale relative sub motiv nu este necesar aplicarea conceptelor ierarhizrii capacitii de rezisten i a detaliilor de ductilizare atât în suprastructura, cât i în infrastructur.

(8) La starea limit ultim, reelele de gaz i celelalte reele care pot provoca efecte dezastruoase, care traverseaz suprafeele de separare ale suprastructurii de terenul înconjurtor sau de alte construcii, vor fi proiectate astfel încât s suporte deplasrile relative între suprastructura izolat i terenul sau construciile înconjurtoare, considerând un factor de siguran  , definit la 11.3(2). (0)

aciunea seismic de proiectare mai mici decât 1/20 din deplasarea relativ a sistemelor de izolare. ( ) 11.5.4. Controlul deplasrilor relative fa de terenul i construciile înconjurtoare

(1) Se va prevedea un spaiu suficient între suprastructura izolat i terenul sau construciile înconjurtoare pentru a permite deplasrile acesteia în toate direciile. (0) 11.6. Aciunea seismic

(1) Se presupune c cele 3 componente ale micrii seismice acioneaz simultan.

(2) Fiecare component a aciunii seismice este definit la capitolul 3 prin spectrul elastic pentru condiiile locale de teren i acceleraia de proiectare ag.

(3) Pentru cldiri, combinaiile componentelor aciunii seismice sunt cele date în 4.5.3.6. (0) 11.7. Factorul de comportare

(1) Cu excepia dat la 11.10 (5), valoarea factorului de comportare se va lua q=1.

(0) 11.8. Proprietile sistemului de izolare

(1) Valorile de calcul ale proprietilor fizice i mecanice ale sistemului de izolare trebuie s fie cele mai nefavorabile de pe întreaga durat de exploatare a structurii. Acestea vor reflecta influena: - pasului de încrcare - mrimii încrcrilor verticale - mrimii încrcrilor orizontale simultane - temperaturii - modificrii proprietilor pe durata de exploatare

(2) Acceleraiile i forele de inerie induse de cutremur trebuie evaluate considerând valoarea maxim a rigiditilor i valorile minime ale coeficienilor de amortizare i frecare.

(3) Deplasrile vor fi determinate pe baza valorilor minime ale rigiditii i coeficienilor de amortizare i frecare. (0) 11.9. Calculul structural 11.9.1. Generaliti

(1) Rspunsul dinamic al sistemului structural va fi caracterizat în termeni de acceleraie, for e de inerie i deplasri.

(2) Pentru cldiri, se va ine seama de efectele de torsiune, inclusiv de cele datorate excentricitii adiionale, definite la 4.5.2.1.

(3) Modelarea sistemului izolator trebuie s reflecte cu suficienta acuratee distribuia spaial a dispozitivelor izolatoare, astfel încât translaia pe cele dou direcii orizontale i efectele corespunztoare de rsturnare i rotaia în jurul axei

verticale s fie considerate în mod adecvat. Modelul trebuie s reflecteze adecvat caracteristicile diferitelor tipuri de izolatori folosite în sistemul de izolare. (0) 11.9.2. Calculul linear echivalent

(1) Dac se respect condiiile de la pct. (5) de mai jos, sistemul izolator poate fi caracterizat de un model cu comportare vâsco-elastic linear echivalent, în situaia când acesta este alctuit din reazeme elastomerice laminate, sau de un model biliniar histeretic, în situaia în care sistemul este alctuit din dispozitive de tip elasto-plastic.

(2) Dac este folosit modelul linear echivalent, se va utiliza rigiditatea echivalent a fiecrui dispozitiv izolator (valoarea secant a rigiditii la deplasarea total de proiectare ddb), în condiiile respectrii 11.8(1). Rigiditatea efectiv Keff a sistemului izolator este suma rigiditilor efective a izolatorilor luai individual.

(3) Dac se folosete modelul linear echivalent, disiparea de energie a sistemului izolator poate fi exprimat în funcie de amortizarea vâscoas echivalent, amortizarea efectiv (eff). Disiparea de energie în dispozitive se exprim pe baza energiei disipate msurate în cicluri cu frecven în domeniul frecvenelor naturale ale modurilor considerate. Pentru moduri superioare în afara acestui domeniu, factorul amortizrii modale a structurii în ansamblu trebuie s fie cel al suprastructurii considerate fixate (încastrat) la baz.

(4) Dac valorile rigiditii efective sau a amortizrii efective ale amortizrilor depind de deplasarea ddc, se va aplica un procedeu de calcul iterativ, pân când diferena între valoarea selectat i cea calculat nu depete 5% din valoarea selectat.

(5) Comportarea sistemului izolator poate fi echivalent cu o comportare liniar dac sunt îndeplinite urmtoarele condiii: (a) Rigiditatea efectiv a sistemului izolator, definit ca la (2) de mai sus este cel puin 50% din rigiditatea efectiv corespunztoare unei deplasri 0,2ddc; (b) Factorul amortizrii efective a sistemului izolator, definit la (3) de mai sus, nu depete 30%; (c) Caracteristicile fora-deplasare ale sistemului izolator nu variaz cu mai mult de 10% funcie de viteza de încrcare i de mrimea încrcrilor verticale; (d) Creterea forei de revenire a sistemului izolator pentru deplasri între 0,5ddc i ddc este cel puin 2,5% din greutatea total de deasupra sistemului izolator. ( )

(6) În cazul în care comportarea sistemului izolator se consider ca echivalent liniar iar aciunea seismic este definit prin spectrul elastic conform 11.6(2) trebuie aplicat o corecie a amortizrii în acord cu prevederile Anexei A.(0) 11.9.3. Calculul liniar simplificat

(1) Metoda simplificat de calcul liniar consider dou translaii dinamice orizontale, iar efectele torsiunii sunt suprapuse static. Se presupune c suprastructura este un solid rigid care se translateaz deasupra sistemului izolator, cu condiionrile

(2) i (3) de mai jos. Perioada efectiv a translaiei este:

eff eff K M T

 (11.1) unde M masa suprastructurii Keff rigiditatea orizontal efectiv a sistemului izolator definit la 11.9.2(2).

(2) Micarea de torsiune în jurul axei verticale poate fi neglijat la evaluarea rigiditii orizontale efective i în calculul liniar simplificat dac, pe fiecare din cele dou direcii orizontale, excentricitatea (incluzând excentricitatea accidentala) între centrul de rigiditate al sistemului izolator i proiecia pe vertical a centrului masei suprastructurii nu depete 7,5% din lungimea suprastructurii perpendicular pe direcia orizontal considerat. Aceasta este o condiie pentru aplicarea metodei simplificate de calcul liniar.

(3) Metoda simplificat poate fi aplicat la sistemele izolatoare cu comportare linear amortizat echivalent, dac sunt îndeplinite urmtoarele condiii: (a) Distana de la amplasament la sursa seismic potenial (falie) cea mai apropiat cu o magnitudine Ms 6.5 este mai mare de 15 km; (b) Dimensiunea cea mai mare în plan a suprastructurii este 50 m; (c) Infrastructura este suficient de rigid astfel încât efectele deplasrilor difereniale ale terenului s fie minime; (d) Toate dispozitivele izolatoare sunt dispuse deasupra elementelor infrastructurii care preiau încrcrile verticale; (e) Perioada efectiv Teff satisface urmtoarele condiii: ( ) s T T eff f

  (11.2) unde: Tf perioada fundamental a suprastructurii cu baza fixat (exprimat printr-o expresie simplificat)

(4) La cldiri, pe lâng condiiile (3) de mai sus, mai trebuie satisfcute urmtoarele condiii: (a) Sistemul de rezisten pentru încrcri laterale al suprastructurii este regulat i aranjat simetric fa de cele dou axe principale în plan: (b) Rotirea în plan vertical la baza infrastructurii este neglijabil; (c) Raportul între rigiditile verticale i orizontale ale sistemului izolator satisface condiia:

eff v K K (11.3) (d) Perioada fundamental în direcie vertical, Tv, nu este mai mare de 0,1 secunde, unde: ( )

v v K M T

 (11.4)

(5) Deplasarea centrului de rigiditate sub aciunea seismic se calculeaz pentru fiecare direcie orizontal, cu expresia:   min , , eff eff eff e dc K T MS d   (11.5) unde: Se(Teff, eff) este acceleraia spectral definit la 3.2.2.2, luând în considerare valoarea potrivit a amortizrii eff conform 11.9.2 (3).

(6) Forele orizontale aplicate la fiecare nivel al suprastructurii se calculeaz pentru fiecare direcie orizontal cu expresia:   eff eff e j j T S m f ,  (11.6) unde mj este masa nivelului j.

(7) Sistemul de for e obinute conform (6) induce efecte de torsiune datorate excentricitilor naturale (structurale) i accidentale.

(8) În cazul în care condiia dat în (2) de mai sus privind neglijarea micrii de torsiune în jurul axei verticale este satisfcut, efectele de torsiune în dispozitivele individuale pot fi evaluate amplificând în fiecare direcie efectele definite la (5) i (6) cu factorul 4i (exemplificat pentru direcia x). i y y tot xi y r l

, 1 

(11.7) unde: y direcia orizontal perpendicular pe direcia considerat x (xi, yi) coordonatele izolatorului i în raport cu centrul de rigiditate efectiv ltot,y excentricitatea total în direcia y ry raza de torsiune a sistemului izolator, stabilit cu expresia:   " "   xi xi i yi i y k k y k x r /

(11.8) kxi, kyi rigiditile efective ale izolatorului i în direciile x i y

(9) Efectele de torsiune în suprastructur se pot evalua conform 4.5.3.2.4.(0) 11.9.4. Calculul liniar modal simplificat

(1) Dac dispozitivele izolatoare pot fi considerate ca având o comportare echivalent liniar, dar condiiile 11.9.3(2), (3) i dac este cazul (4) nu sunt satisfcute, se poate efectua un calcul modal conform 4.5.3.3.

(2) În cazul în care condiiile (2), (3) i dac este cazul (4) sunt îndeplinite, se poate utiliza un calcul simplificat, care consider deplasrile orizontale i micarea de torsiune în jurul axei verticale i presupune c infrastructura i suprastructura au comportare de corp rigid. În acest caz, excentricitatea accidental (conform 4.5.2.1) a

(1) Infrastructura va fi verificat sub forele de inerie aplicate direct asupra acesteia i sub forele i momentele transmise de sistemul izolator.

(2) Elementele infrastructurii i suprastructurii vor fi verificate la starea limit ultim folosind coeficientul M definit în seciunile relevante ale codului.

(3) În cazul cldirilor, verificrile de siguran referitoare la echilibrul i rezistena în infrastructur i suprastructur vor fi efectuate conform 4.6. Nu este necesar s se satisfac condiiile proiectrii capacitii de rezisten i cele de ductilitate global sau local.

(4) Elementele structurale ale infrastructurii i suprastructurii pot fi proiectate ca nedisipative. Pentru construciile din beton, oel i compozite se poate adopta clasa de ductilitate L, corespunztoare construciilor pentru alte încrcri decât cele seismice.

(5) Condiia de rezisten a elementelor structurale ale suprastructurii se poate considera satisfcut pentru încrcri seismice corespunztoare unui factor de comportare q=1,5.

(6) Rezistena sistemului izolator se va evalua considerând factorul x definit la 11.3(2).

(7) Depinzând de tipul de dispozitiv considerat, rezistena elementelor izolatoare se evalueaz la starea limit ultim fie în funcie de: (0) (a) For e, luând în considerare valorile maxime ale forelor orizontale i verticale în situaia de proiectare la cutremur, inclusiv efectele de rsturnare, fie în funcie de: (b) Deplasarea orizontal total între feele superioar i inferioar a dispozitivului. Deplasarea orizontal total include distorsiunea datorat aciunii seismice de proiectare i efectelor contraciei, curgerii lente, temperaturii i postcomprimrii (la elementele de beton precomprimat). ( ) Not: Capitolul 11 reproduce practic nemodificat textul capitolului cu acelai titlu din SR EN 1998-1. Se dau aici numai principiile generale ale proiectrii izolatorilor seismici. Acolo unde este cazul s-au adoptat prevederile potrivit condiiilor seismice din ara noastr, în special din zona capitalei.

masei suprastructurii trebuie luat în considerare în calcul. Deplasrile fiecrui punct al structurii de determin prin compunerea deplasrilor de translaie i de rotaie. Aceast procedur se aplic la evaluarea rigiditii efective a fiecrui izolator. Forele de inerie i momentele se iau în considerare apoi la verificarea izolatorilor, a infrastructurii i suprastructurii. (0) 11.9.5. Calculul dinamic

(1) Dac sistemul izolator nu poate fi reprezentat de un model liniar echivalent (de exemplu, dac condiiile de la 11.9.2(5) nu sunt îndeplinite) rspunsul trebuie evaluat printr-un calcul dinamic, utilizând legi constitutive pentru izolatori care s poat reproduce comportarea sistemului în domeniul deformaiilor i vitezelor anticipate în ipoteza de proiectare seismic. (0) 11.9.6. Elemente nestructurale

(1) La cldiri elementele nestructurale vor fi calculate conform prevederilor

capitolul 10, considerând efectele dinamice ale izolrii. (0) 11.10. Verificri la starea limit ultim

ANEXA A. ACIUNEA SEISMIC: DEFINIII I PREVEDERI SUPLIMENTARE A.1. Definiiile perioadelor de control (col) ale spectrelor de rspuns

(1) Perioadele de control (col) ale spectrelor de rspuns elastic, TC si TD, se definesc dup cum urmeaz: TC = EPA EPV

(A1.1) TD = EPV EPD

(A1.2) unde valorile de vârf efective ale micrii terenului sunt: EPA acceleraia efectiv de vârf, EPV viteza efectiv de vârf si EPD este deplasarea efectiv de vârf.

(2) Definiia mrimilor EPA, EPV si EPD - invariant fa de coninutul de frecvene al micrilor seismice - se obine prin medierea spectrului de rspuns al acceleraiilor absolute SA(T), a spectrului de rspuns al vitezelor relative SV(T) i a spectrului de rspuns al deplasrilor relative SD(T) pe un interval de perioade cu limea de referin de 0,4 s. Intervalul de mediere este mobil i se poziioneaz pe axa perioadelor acolo unde se realizeaz maximul mediei valorilor spectrale, respectiv: EPA =

)max ( 0,4s

pe mediat , SA (A1.3) EPV =

)max ( 0,4s

pe mediat , SV (A1.4) EPD =

)max ( 0,4s

pe mediat , SD . (A1.5)

(3) Valorile perioadelor de control (col) ale spectrelor de rspuns elastic, TC si TD, au fost calculate conform definiiilor A1.1 si A1.2 pentru accelerogramele înregistrate la cutremurele moderate si puternice din România i au fost utilizate pentru realizarea hrii din Figura 3.2 - Zonarea teritoriului României în termeni de perioada de control (col), TC a spectrului de rspuns, precum i pentru stabilirea valorilor din Tabelul 3.1. A.2. Perioada (frecvena) predominant a vibraiilor terenului

(1) Perioada (frecvena) predominant a vibraiilor terenului în amplasament Tp (fp) se definete ca fiind abscisa pe axa perioadelor (frecvenelor) ce corespunde vârfului accentuat marcat in densitatea spectral de putere a acceleraiei terenului înregistrat la un anumit amplasament.

(2) Conceptul de perioad predominant lung se utilizeaz numai pentru terenuri caracterizate de micri seismice cu band îngust de frecven i nu se aplic în cazul micrilor cu band lat sau intermediar de frecvene.

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35

Pulsatia , rad/s Densitatea spectrala normalizata 4 Martie 1977, M=7.2, comp.NS 30 Aug. 1986, M=7.0, comp. NS p=2 /T p INCERC Bucuresti Figura A.1. Densitatea spectral de putere normalizat pentru componenta NS a înregistrrilor cutremurelor vrâncene din 1977 i 1986 la staia INCERC (Estul municipiului Bucureti) A.3. Caracterizarea seismic a condiiilor de teren

(1) Pentru construciile încadrate clasa I de importan-expunere i pentru cldirile încadrate în clasa II de importan-expunere care au înlimea total suprateran mai mare de 45m se vor efectua studii specifice pentru caracterizarea seismic a condiiilor de teren în amplasament. Aceste studii trebuie s conin: (i) Profilul vitezei undelor de forfecare Vs i al undelor de compresiune Vp, pentru toate stratele de teren de la suprafa pân la roca de baz; simplificat i convenional, profilul poate fi determinat pentru 30 metri adâncime; (ii) Stratigrafia amplasamentului (grosimea, densitatea i tipul terenului); (iii) Valoarea medie ponderat a vitezei undelor de forfecare pentru stratigrafia considerat, S V : p p

T

  =

(3) Pentru sursa seismic subcrustal Vrancea, se vor avea în vedere numai înregistrrile cutremurelor de magnitudine mare i medie, cu Mw>7,0. În particular pentru Câmpia Român. eviden instrumental la cutremurele cu magnitudine Gutenberg-Richter M 7,0 i magnitudine moment Mw 7,2 din sursa seismic subcrustal Vrancea a artat existena perioadelor predominante lungi Tp = 1,3 ÷ 1,7s ale vibraiilor terenului în unele amplasamente din zona municipiului Bucureti (Est, Sud i parial centru, a se vedea i Figura A.1).

(4) Amplasamentele caracterizate de o perioad predominant lung de vibraie a terenului sunt periculoase pentru cldirile înalte i construciile flexibile ale cror vibraii pot deveni cvasirezonante cu vibraiile terenului.

" "    n i i,s i n i i S V h h V

(A3.1) unde hi si Vs,i reprezint grosimea i respectiv viteza undelor de forfecare pentru stratul i. Mrimea S V se calculeaz pentru cel puin 30 m de profil de teren.

(2) Pe baza valorilor vitezei medii ponderate – in stratigrafia superficial cu grosime de 30m - S V , condiiile de teren se clasific în urmtoarele 4 clase: Clasa A, teren tip roca

S V 760 m/s, Clasa B, teren tare 360 S V

Clasa C, teren intermediar 180 S V  360 m/s, Clasa D, teren moale

S V  180 m/s.

(3) În lipsa altor date, pentru stabilirea spectrelor de rspuns elastic corespunztoare clasei de teren astfel determinate se pot utiliza metodologii adecvate din practica internaional.

(4) Estimarea perioadei de vibraie a pachetului de strate de teren de grosime h=30m de la suprafaa terenului, Ts,30 se poate face simplificat cu formula: s ,s V h T

30  . (A3.2) A.4. Instrumentarea seismic a cldirilor

(1) În zonele seismice pentru care valoarea acceleraiei de proiectare ag 0,25g, construciile încadrate clasa I de importan-expunere i cldirile încadrate în clasa II de importan-expunere care au înlimea total suprateran mai mare de 45m vor fi instrumentate seismic cu accelerometre digitale amplasate la ultimul nivel i în câmp liber / la baza construciei precum i, opional, în foraje specifice de adâncime sau în alte poziii în cldire.

(2) Instrumentarea, întreinerea i exploatarea revine proprietarului construciei iar înregistrrile obinute în timpul cutremurelor puternice vor fi puse la dispoziia autoritilor. A.5. Spectrul de rspuns elastic pentru diferite fraciuni din amortizarea critic

(1) Pentru situaiile de proiectare în care este necesar utilizarea unui spectru de rspuns elastic al acceleraiilor absolute pentru o alt fraciune din amortizarea critic decât cea convenional ( = 5%), se recomand utilizarea urmtoarei relaii de conversie a ordonatelor spectrale:

        /0 /1

.           > B e B B g e g e T T T S T T T T a T S a T S , , % % % ; ;   

(A5.1) unde: Se(T) = 5% - spectrul de rspuns elastic corespunztor fraciunii din amortizarea critic convenional, =5%; Se(T) 5% - spectrul de rspuns elastic corespunztor unei alte fraciuni din amortizarea critic, 5%;  - factorul de corecie ce ine cont de amortizare, determinat cu relaia urmtoare:

,    ;

(A5.2) A.6. Acceleraia seismic a terenului in România

(1) Valorile acceleraiei terenului pentru proiectare, ag sunt date în zonarea seismic din Figura 3.1 i corespund unui interval mediu de recuren IMR=225 ani (20% probabilitate de depire în 50 de ani).

(2) În Tabelul A1 sunt date valorile acceleraiei terenului pentru proiectare, ag din Figura 3.1 i ale perioadei de control (col), TC din Figura 3.2 pentru 337 localitai urbane din România. Tabelul A1. Valorile acceleraiei terenului pentru proiectare, ag i valorile perioadei de control (col), TC, pentru localitile urbane din România Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Abrud ALBA 0,7 0,10g

Adamclisi CONSTANA 0,7 0,20g

Adjud VRANCEA 1,0 0,40g

Agnita SIBIU 0,7 0,20g

Aiud ALBA 0,7 0,10g

ALBA IULIA ALBA 0,7 0,10g

Aled BIHOR 0,7 0,10g

ALEXANDRIA TELEORMAN 1,0 0,25g

Amara IALOMIA 1,0 0,30g

Anina CARA-SEVERIN 0,7 0,20g

Aninoasa HUNEDOARA 0,7 0,10g

ARAD ARAD 0,7 0,20g

Ardud SATU MARE 0,7 0,15g

Avrmeni BOTOANI 0,7 0,15g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Avrig SIBIU 0,7 0,20g

Azuga PRAHOVA 0,7 0,25g

Babadag TULCEA 0,7 0,20g

BACU BACU 0,7 0,35g

Baia de Aram MEHEDINI 0,7 0,15g

Baia de Arie ALBA 0,7 0,10g

BAIA MARE MARAMURE 0,7 0,15g

Baia Sprie MARAMURE 0,7 0,15g

Bal DOLJ 1,0 0,20g

Banloc TIMI 0,7 0,25g

Baraolt COVASNA 0,7 0,20g

Basarabi CONSTANA 0,7 0,20g

Bicoi PRAHOVA 1,0 0,35g

Bbeni VÂLCEA 0,7 0,20g

Bile Govora VÂLCEA 0,7 0,20g

Bile Herculane CARA-SEVERIN 0,7 0,20g

Bile Olneti VÂLCEA 0,7 0,20g

Bile Tunad HARGHITA 0,7 0,20g

Bileti DOLJ 1,0 0,15g

Blan HARGHITA 0,7 0,20g

Blceti VÂLCEA 1,0 0,20g

Bneasa CONSTANA 0,7 0,20g

Bârlad VASLUI 1,0 0,35g

Bechet DOLJ 1,0 0,20g

Beclean BISTRIA NSUD 0,7 0,10g

Beiu BIHOR 0,7 0,10g

Berbeti VÂLCEA 0,7 0,20g

Bereti GALAI 0,7 0,35g

Bicaz NEAM 0,7 0,25g

BISTRIA BISTRIA NSUD 0,7 0,10g

Blaj ALBA 0,7 0,15g

Boca CARA-SEVERIN 0,7 0,15g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Boldeti-Sceni PRAHOVA 1,6 0,40g

Bolintin-Vale GIURGIU 1,6 0,30g

Borod BIHOR 0,7 0,10g

Borsec HARGHITA 0,7 0,10g

Bora MARAMURE 0,7 0,10g

BOTOANI BOTOANI 0,7 0,20g

Brad HUNEDOARA 0,7 0,10g

Bragadiru ILFOV 1,6 0,30g

BRAOV BRAOV 0,7 0,20g

BRILA BRILA 1,0 0,30g

Breaza PRAHOVA 0,7 0,35g

Brezoi VÂLCEA 0,7 0,20g

Broteni SUCEAVA 0,7 0,15g

Bucecea BOTOANI 0,7 0,20g

BUCURETI BUCURETI 1,6 0,30g

Budeti CLRAI 1,6 0,25g

Buftea ILFOV 1,6 0,30g

Buhui BACU 0,7 0,30g

Bumbeti-Jiu GORJ 0,7 0,15g

Buteni PRAHOVA 0,7 0,30g

BUZU BUZU 1,6 0,35g

Buzia TIMI 0,7 0,15g

Cajvana SUCEAVA 0,7 0,15g

Calafat DOLJ 1,0 0,15g

Caracal OLT 1,0 0,20g

Caransebe CARA-SEVERIN 0,7 0,15g

Carei SATU MARE 0,7 0,20g

Cavnic MARAMURE 0,7 0,15g

Clan HUNEDOARA 0,7 0,10g

CLRAI CLRAI 1,0 0,25g

Climneti VÂLCEA 0,7 0,25g

Czneti IALOMIA 1,0 0,30g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Câmpia Turzii CLUJ 0,7 0,10g

Câmpeni ALBA 0,7 0,10g

Câmpina PRAHOVA 1,0 0,35g

Câmpulung ARGE 0,7 0,30g

Câmpulung Moldovenesc SUCEAVA 0,7 0,15g

Ceahlu NEAM 0,7 0,20g

Cehu Silvaniei SLAJ 0,7 0,10g

Cernavod CONSTANA 1,0 0,20g

Chiineu-Cri ARAD 0,7 0,10g

Chitila ILFOV 1,6 0,30g

Ciacova TIMI 0,7 0,25g

Cisndie SIBIU 0,7 0,20g

CLUJ-NAPOCA CLUJ 0,7 0,10g

Codlea BRAOV 0,7 0,20g

Colibai ARGES 0,7 0,25g

Comarnic PRAHOVA 1,0 0,35g

Comneti BACU 0,7 0,35g

CONSTANA CONSTANA 0,7 0,20g

Copa Mic SIBIU 0,7 0,15g

Corabia OLT 1,0 0,20g

Corugea TULCEA 0,7 0,20g

Costeti ARGE 1,0 0,25g

Cotnari IAI 0,7 0,25g

Covasna COVASNA 1,0 0,25g

CRAIOVA DOLJ 1,0 0,20g

Cristuru Secuiesc HARGHITA 0,7 0,15g

Cugir ALBA 0,7 0,10g

Curtea de Arge ARGE 0,7 0,25g

Curtici ARAD 0,7 0,15g

Darabani BOTOANI 0,7 0,15g

Dbuleni DOLJ 0,7 0,20g

Drmneti BACU 0,7 0,35g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Dej CLUJ 0,7 0,10g

Deta TIMI 0,7 0,20g

DEVA HUNEDOARA 0,7 0,10g

Dolhasca SUCEAVA 0,7 0,20g

Dorohoi BOTOANI 0,7 0,15g

Dragomireti MARAMURE 0,7 0,10g

Drgani VÂLCEA 1,0 0,20g

Drgneti-Olt OLT 1,0 0,20g

DROBETA TURNU SEVERIN MEHEDINI 0,7 0,15g

Dumbrveni SIBIU 0,7 0,20g

Eforie Nord CONSTANA 0,7 0,20g

Eforie Sud CONSTANA 0,7 0,20g

Fgra BRAOV 0,7 0,20g

Fget TIMI 0,7 0,10g

Flticeni SUCEAVA 0,7 0,20g

Furei BRILA 1,0 0,30g

Feteti IALOMIA 1,0 0,25g

Fieni DÂMBOVIA 0,7 0,30g

Fierbini-Târg IALOMIA 1,6 0,35g

Filiai DOLJ 0,7 0,20g

Flmânzi BOTOANI 0,7 0,20g

FOCANI VRANCEA 1,0 0,40g

Fundulea CLRAI 1,0 0,30g

Frasin SUCEAVA 0,7 0,15g

GALAI GALAI 1,0 0,30g

Geti DÂMBOVIA 1,0 0,30g

Gtaia TIMI 0,7 0,15g

Geoagiu HUNEDOARA 0,7 0,10g

Gheorgheni HARGHITA 0,7 0,15g

Gherla CLUJ 0,7 0,10g

Ghimbav BRAOV 0,7 0,20g

GIURGIU GIURGIU 1,0 0,25g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Grivia IALOMIA 1,0 0,30g

Gurahon ARAD 0,7 0,10g

Gura Humorului SUCEAVA 0,7 0,15g

Haeg HUNEDOARA 0,7 0,10g

Hârlu IAI 0,7 0,20g

Hârova CONSTANA 1,0 0,25g

Holod BIHOR 0,7 0,10g

Horezu GORJ 0,7 0,20g

Huedin CLUJ 0,7 0,10g

Hunedoara HUNEDOARA 0,7 0,10g

Hui VASLUI 0,7 0,25g

Ianca BRILA 1,0 0,30g

IAI IAI 0,7 0,25g

Iernut MURE 0,7 0,15g

Ineu ARAD 0,7 0,10g

Isaccea TULCEA 0,7 0,25g

Însurei BRILA 1,0 0,30g

Întorsura Buzului COVASNA 0,7 0,25g

Jimbolia TIMI 0,7 0,20g

Jibou SLAJ 0,7 0,10g

Jurilovca TULCEA 0,7 0,20g

Lehliu Gar CLRAI 1,0 0,30g

Lipova ARAD 0,7 0,15g

Liteni SUCEAVA 0,7 0,20g

Livada SATU MARE 0,7 0,15g

Ludu MURE 0,7 0,15g

Lugoj TIMI 0,7 0,15g

Lupeni HUNEDOARA 0,7 0,10g

Mangalia CONSTANA 0,7 0,20g

Marghita BIHOR 0,7 0,15g

Mcin TULCEA 0,1 0,25g

Mgurele ILFOV 1,6 0,30g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Mreti VRANCEA 1,0 0,40g

Medgidia CONSTANA 0,7 0,20g

Media SIBIU 0,7 0,20g

MIERCUREA CIUC HARGHITA 0,7 0,20g

Miercurea Nirajului MURE 0,7 0,15g

Miercurea Sibiului SIBIU 0,7 0,15g

Mihileti GIURGIU 1,6 0,30g

Milisui SUCEAVA 0,7 0,15g

Mizil PRAHOVA 1,6 0,40g

Moineti BACU 0,7 0,35g

Moldova Nou CARA-SEVERIN 0,7 0,25g

Moneasa ARAD 0,7 0,10g

Moreni DÂMBOVIA 0,7 0,35g

Motru GORJ 0,7 0,15g

Murgeni VASLUI 0,7 0,30g

Ndlac ARAD 0,7 0,20g

Nsud BISTRIA NSUD 0,7 0,10g

Nvodari CONSTANA 0,7 0,20g

Negreti VASLUI 0,7 0,30g

Negreti Oa SATU MARE 0,7 0,15g

Negru Vod CONSTANA 0,7 0,20g

Nehoiu BUZU 1,6 0,40g

Novaci GORJ 0,7 0,15g

Nucet BIHOR 0,7 0,10g

Ocna Mure ALBA 0,7 0,10g

Ocna Sibiului SIBIU 0,7 0,20g

Ocnele Mari VÂLCEA 0,7 0,25g

Odobeti VRANCEA 1,0 0,40g

Odorheiul Secuiesc HARGHITA 0,7 0,15g

Oltenia CLRAI 1,0 0,25g

Oneti BACU 0,7 0,35g

ORADEA BIHOR 0,7 0,15g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Oravia CARA-SEVERIN 0,7 0,20g

Ortie HUNEDOARA 0,7 0,10g

Orova MEHEDINI 0,7 0,20g

Otopeni ILFOV 1,6 0,30g

Oelu Rou CARA-SEVERIN 0,7 0,10g

Ovidiu CONSTANA 0,7 0,20g

Panciu VRANCEA 1,0 0,40g

Pantelimon ILFOV 1,6 0,30g

Pacani IAI 0,7 0,25g

Ptârlagele BUZU 1,6 0,40g

Pâncota ARAD 0,7 0,10g

Pecica ARAD 0,7 0,20g

Petrila HUNEDOARA 0,7 0,10g

Petroani HUNEDOARA 0,7 0,10g

PIATRA NEAM NEAM 0,7 0,25g

Piatra Olt DOLJ 1,0 0,20g

PITETI ARGE 0,7 0,25g

PLOIETI PRAHOVA 1,6 0,35g

Plopeni PRAHOVA 1,6 0,40g

Podu Iloaiei IAI 0,7 0,25g

Pogoanele BUZU 1,6 0,35g

Popeti Leordeni ILFOV 1,6 0,30g

Potcoava OLT 1,0 0,25g

Predeal BRAOV 0,7 0,25g

Pucioasa DÂMBOVIA 0,7 0,30g

Rcari DÂMBOVIA 1,6 0,30g

Rdui SUCEAVA 0,7 0,20g

Ruseni BOTOANI 0,7 0,20g

Râmnicu Srat BUZU 1,6 0,35g

RÂMNICU VÂLCEA VÂLCEA 0,7 0,25g

Rânov BRAOV 0,7 0,20g

Reca TIMI 0,7 0,20g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Reghin MURE 0,7 0,10g

REIA CARA-SEVERIN 0,7 0,15g

Roman NEAM 0,7 0,30g

Roiori de Vede TELEORMAN 1,0 0,25g

Rovinari GORJ 0,7 0,15g

Roznov NEAM 0,7 0,30g

Rupea BRAOV 0,7 0,20g

Salcea SUCEAVA 0,7 0,20g

Salonta BIHOR 0,7 0,10g

Sântana ARAD 0,7 0,15g

SATU MARE SATU MARE 0,7 0,15g

Scele BRAOV 0,7 0,20g

Scuieni BIHOR 0,7 0,20g

Slite SIBIU 0,7 0,15g

Slitea de Sus MARAMURE 0,7 0,10g

Srmau MURE 0,7 0,10g

Svârin ARAD 0,7 0,10g

Sveni BOTOANI 0,7 0,15g

Sângeorz Bi BISTRIA NSUD 0,7 0,10g

Sângeorgiu de Pdure MURE 0,7 0,15g

Sânnicolau Mare TIMI 0,7 0,20g

Scorniceti OLT 1,0 0,25g

Sebe ALBA 0,7 0,10g

Sebi ARAD 0,7 0,10g

Seini MARAMURE 0,7 0,15g

Segarcea DOLJ 1,0 0,20g

SFÂNTU GHEORGHE COVASNA 0,7 0,20g

Sf. Gheorghe TULCEA 0,7 0,20g

SIBIU SIBIU 0,7 0,20g

Sighetul Marmaiei MARAMURE 0,7 0,20g

Sighioara MURE 0,7 0,15g

Simeria HUNEDOARA 0,7 0,10g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Sinaia PRAHOVA 0,7 0,30g

Siret SUCEAVA 0,7 0,20g

SLATINA OLT 1,0 0,20g

Slnic Moldova BACU 0,7 0,35g

Slnic Prahova PRAHOVA 1,6 0,40g

SLOBOZIA IALOMIA 1,0 0,25g

Solca SUCEAVA 0,7 0,15g

Sovata MURE 0,7 0,10g

Stei BIHOR 0,7 0,10g

Strehaia MEHEDINI 0,7 0,15g

SUCEAVA SUCEAVA 0,7 0,20g

Sulina TULCEA 0,7 0,20g

imleul Silvaniei SLAJ 0,7 0,10g

omcua Mare MARAMURE 0,7 0,10g

tefneti ARGE 0,7 0,30g

tefneti BOTOANI 0,7 0,20g

Tlmaciu SIBIU 0,7 0,20g

Tsnad SATU MARE 0,7 0,15g

Tuii Magheru MARAMURE 0,7 0,15g

TÂRGOVITE DÂMBOVIA 1,0 0,30g

Târgu Bujor GALAI 0,7 0,35g

Târgu Crbuneti GORJ 0,7 0,15g

Târgu Frumos IAI 0,7 0,25g

TÂRGU JIU GORJ 0,7 0,15g

Târgu Lpu MARAMURE 0,7 0,10g

TÂRGU MURE MURE 0,7 0,15g

Târgu Ocna BACU 0,7 0,35g

Târgu Neam NEAM 0,7 0,25g

Târgu Secuiesc COVASNA 0,7 0,25g

Târnveni MURE 0,7 0,15g

Techirghiol CONSTANA 0,7 0,20g

Tecuci GALAI 1,0 0,35g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Teiu ALBA 0,7 0,10g

Tismana GORJ 0,7 0,15g

Titu DÂMBOVIA 1,0 0,30g

TIMIOARA TIMI 0,7 0,20g

Toplia HARGHITA 0,7 0,10g

Topoloveni ARGE 1,0 0,30g

Turceni GORJ 0,7 0,15g

Turnu Mgurele TELEORMAN 1,0 0,20g

TULCEA TULCEA 0,7 0,20g

Turda CLUJ 0,7 0,10g

Tunad HARGHITA 0,7 0,20g

ndrei IALOMIA 1,0 0,25g

icleni GORJ 0,7 0,15g

Ulmeni MARAMURE 0,7 0,10g

Ungheni MURE 0,7 0,15g

Uricani HUNEDOARA 0,7 0,10g

Urlai PRAHOVA 1,6 0,40g

Urziceni IALOMIA 1,6 0,35g

Valea lui Mihai BIHOR 0,7 0,20g

VASLUI VASLUI 0,7 0,30g

Vacu BIHOR 0,7 0,10g

Vatra Dornei SUCEAVA 0,7 0,10g

Vlenii de Munte PRAHOVA 1,6 0,40g

Vânju Mare MEHEDINI 0,7 0,15g

Vicovu de Sus SUCEAVA 0,7 0,15g

Victoria BRAOV 0,7 0,25g

Videle TELEORMAN 1,6 0,25g

Vieu de Sus MARAMURE 0,7 0,10g

Vlhia HARGHITA 0,7 0,15g

Voluntari ILFOV 1,6 0,30g

Vulcani HUNEDOARA 0,7 0,10g

ZALU SLAJ 0,7 0,10g

Nr. Localitate Jude TC (s) ag pentru IMR=225ani

Zrneti BRAOV 0,7 0,20g

Zimnicea TELEORMAN 1,0 0,20g

Zlatna ALBA 0,7 0,10g NOT: Valoarea acceleraiei gravitaionale, g se consider 9,81 m/s2

B

ANEXA B. METODE SIMPLIFICATE DE DETERMINARE A PERIOADELOR I FORMELOR PROPRII DE VIBRAIE B.1. Metoda aproximativ Rayleigh

(1) Perioada proprie fundamental, corespunztoare modului fundamental de translaie se poate determina utilizând urmtoarea relaie (Rayleigh): " "    n i i i n i i i d W g d W T

(B.1) în care: Wi încrcarea gravitaional la nivelul “i ”, corespunztoare masei de nivel mi di deplasarea elastic pe direcia gradului de libertate dinamic produs de încrcrile Wi i= 1,2,…,n n numrul de nivele g acceleraia gravitaional.

(2) În relaia de mai sus, forma proprie fundamental este aproximat de deformata static produs de încrcrile gravitaionale Wi (i=1,2…,n) aplicate convenional pe direciile gradelor de libertate dinamic orizontale. Structura elastic cu mase concentrate la nivelul planeelor este considerat cu baza de rezemare încastrat.

(3) În metoda aproximativ Rayleigh se pot considera, alternativ, sisteme compatibile de fore laterale Fi (i=1,2…,n) aplicate static, care produc deplasrile orizontale di corespunztoare. În acest caz, relaia pentru determinarea aproximativ a perioadei fundamentale este: " "    n i i i n i i i d F g d W T

(B.2)

(4) Perioada fundamental se poate determina aproximativ cu expresia: (0) d T

1  (B.3) unde d este deplasarea orizontal (în metri) la extremitatea superioar a cldirii (la nivelul acoperiului), produs de încrcrile gravitaionale aplicate convenional pe direcia orizontal.

B.2. Formule simplificate pentru estimarea perioadei fundamentale

(1) Pentru proiectarea preliminar a cldirilor cu înlimi pân la 40 m, se poate utiliza urmtoarea formul simplificat pentru estimarea perioadei fundamentale de translaie:

H C T t  (B.4) unde: T1 este perioada fundamental a cldirii, în secunde. Ct este un coeficient ale crui valori sunt funcie de tipul structurii, dup cum urmeaz: Ct = 0,085 pentru cadre spaiale din oel, Ct = 0,075 pentru cadre spaiale din beton armat sau din oel cu contravântuiri excentrice, Ct = 0,05 pentru celelalte tipuri de structuri. H înlimea cldirii, în metri, msurat de la nivelul fundaiei sau de la extremitatea superioar a infrastructurii considerat rigid.

(2) Alternativ, valoarea coeficientului Ct corespunztoare cldirilor cu perei structurali din beton armat sau din zidrie este dat de relaia c t A C /

,0  (B.5) unde Ac aria totala efectiv (în m2) a pereilor structurali de la primul nivel al cldirii,  

2,0 "   j wj j c H l A A (B.6) Aj aria efectiv a seciunii transversale (în m2) a peretului structural “j” situat la primul nivel al cldirii, lwj lungimea peretelui structural “j” (în m) de la primul nivel, pe direcie paralel cu forele aplicate, cu restricia lwj / H (B.7)

(3) Pentru structurile în cadre de beton armat i oel care nu depesc 12 etaje în înlime i au o înlime minim de etaj de aproximativ 3 metri, perioada fundamental de translaie pe orice direcie orizontal se poate estima cu relaia simplificat: (0) T1 = 0,1 n (B.8) unde “n” este numrul de niveluri al structurii.

B.3. Observaii generale

(1) La proiectarea preliminar i în metoda de calcul cu fore seismice laterale, forma proprie fundamental se poate aproxima printr-o variaie liniar pe vertical.

(2) În relaiile de mai sus nu se ine seama de efectul reducerii rigiditii elementelor de rezisten din beton armat ca urmare a fisurrii acestora la aciuni seismice severe. Ca urmare valorile perioadelor fundamentale de vibraie reprezint o limit inferioar.

(3) Valorile perioadelor fundamentale din relaiile de mai sus corespund oscilaiilor unidirecionale. (0)

C

ANEXA C. CALCULUL MODAL CU CONSIDERAREA COMPORTRII SPAIALE A STRUCTURILOR C.1. Generaliti

(1) În cazul construciilor cu distribuie neuniform a maselor i rigiditilor elementelor structurale, deplasrile i eforturile se vor determina pe un model spaial de calcul. Calculul rspunsului seismic structural, reprezentat de eforturi i deplasri, se poate realiza prin integrarea direct a ecuaiilor de micare sau prin suprapunerea rspunsurilor modale maxime. Aciunea seismic se schematizeaz prin micri de translaie variabile în timp ale bazei de rezemare în trei direcii ortogonale determinate, descrise prin accelerograme. Aceasta produce oscilaii de translaie i de torsiune. Caracterul nesincron al micrii seismice aplicate bazei structurii genereaz oscilaii de torsiune chiar i în cazul structurilor teoretic perfect simetrice. În calculul modal cu spectre de rspuns, aciunea seismic se înlocuiete cu spectre de rspuns de proiectare distincte asociate componentelor micarii. Micarea seismic descris prin spectrul de rspuns de proiectare trebuie considerat cel puin în direciile principale asociate structurii, pentru care se vor alege dou sensuri de aciune. Direciile principale de aciune sunt definite de direcia rezultantei forei seismice de baz din modul fundamental i de normala pe aceast direcie. Rspunsul structurii se obine prin combinarea rspunsurilor corespunztoare celor dou direcii de aciune seismic considerate.

(2) Reprezentarea micrii seismice spaiale i calculul forelor seismice prezentate în aceast anex pot fi înlocuite, pentru obinerea unor rezultate semnificative, cu modelri mai riguroase deduse pe baze stochastice.

(3) Calculul dinamic spaial este necesar în cazul construciilor de importan ridicat, precum i pentru construcii care prezint discontinuiti ale distribuiilor elementelor de rezisten i maselor de nivel. Aceste situaii sunt precizate in capitolul

4. Deasemenea, calculul modal spaial furnizeaz informaii privind conformarea structural în vederea realizrii unei distribuii corecte a elementelor de rezisten verticale i orizontale, pentru evitarea dezvoltrii unor eforturi i deplasri excesive provenite din torsiunea general.

(4) Calculul spaial permite o evaluare mai realist a efectelor aciunii seismice în comparaie cu metodele de calcul plan. Prin integrarea ecuaiilor de micare pentru un set adecvat de accelerograme, calculul dinamic spaial furnizeaz un volum mare de informaii i necesit un efort substanial pentru interpretarea i utilizarea rezultatelor. Din acest motiv, în prezenta anex se prezint numai metoda pentru calculul rspunsurilor modale maxime utilizând spectrul de rspuns de proiectare asociat micrii de translaie a bazei de rezemare. Metoda de calcul cu spectre de rspuns poate fi descoperitoare dac contribuiile rspunsurilor modale exprimate prin factori de participare a maselor modale efective au valori sub 0,7. În acest caz, eforturile i deformaiile se limiteaz inferior la valorile furnizate de calculul plan.

(5) Relaiile de calcul sunt stabilite în aceleai ipoteze i au o form asemntoare cu relaiile din seciunea 4.5.

(6) În cazul structurilor care nu sunt simetrice în raport cu planele verticale xoz i yoz, ecuaiile de micare i implicit vibraiile structurii sunt cuplate elastic. Ca urmare, rspunsul sistemului structural la componentele micrii terenului pe direcia x sau y va include urmtoarele deplasri suplimentare: translaii în direciile y sau x, precum i rotirea planeelor în jurul axei verticale oz. Cuplarea vibraiilor modale de translaie i de torsiune se identific prin valori nenule ale factorilor de participare a maselor modale efective corespunztoare. În cazul structurilor simetrice, la care centrele de rigiditate coincid cu centrele maselor, ecuaiile de micare se decupleaz pentru cele trei direcii ortogonale principale de oscilaie. Efectele produse de rotirea bazei generat de nesincronismul undelor seismice, precum i ale eventualelor distribuii neuniforme a maselor, diferite de cele admise în modelele de calcul, se vor obine prin aplicarea forelor seismice modale de nivel într- o poziie diferit de cea a centrului maselor de nivel i definit de o excentricitate accidental.

(7) Deplasrile i aceleraiile de nivel sunt raportate la centrul maselor de nivel.

(8) La structurile spaiale elementele verticale i orizontale de la un anumit nivel (stâlpi, perei structurali i grinzi) sunt conectate la planee care pot fi considerate indeformabile sau deformabile în planul lor. Din aceste considerente, anexa C prezint procedeele generale de calcul, în scopul utilizrii, cu mici intervenii, a oricrui program de calcul automat destinat calculului dinamic liniar spaial. (0) C.2. Determinarea fortelor seismice, eforturilor i deplasrilor modale

(1) În cazul vibraiilor spaiale, forele seismice de calcul asociate fiecrui mod de vibraie se stabilesc cu relaii similare relaiilor prezentate în capitolul 4 pentru calculul plan. Forma deformatei, definit de poziiile deplasate ale centrelor maselor, este în general o curb strâmb în spaiu, ca urmare a cuplajelor generate de distribuia neuniform a rigiditilor i a maselor. În consecin, forele seismice asociate gradelor de libertate dinamic considerate vor avea orientri diferite în raport cu sistemul general de axe în care este descris structura, indiferent de direcia aciunii seismice. Fiecrui grad de libertate dinamic îi corespunde o component, fora seismic static echivalent, pentru fiecare mod de vibraie considerat. La determinarea rspunsului structural la aciuni seismice se pot distinge dou situaii: - structuri cu planee indeformabile în planul lor, - structuri cu planee deformabile sau fr planee.

(2) În general, într-un punct nodal definit de intersecia a cel puin dou elemente structurale, se consider patru grade de libertate dinamic, trei de translaie pe direciile axelor generale ce definesc structura (ux, uy, uz) i o rotaie în jurul axei normale la baza de rezemare (z dac baza de rezemare se gsete în planul orizontal xOy, cu axa z vertical).

Calculul rspunsului modal spaial la aciuni seismice in cazul prezenei planeelor indeformabile in planul lor se poate efectua în urmtoarele ipoteze: - se neglijeaz cuplajele ineriale, - se neglijeaz influena componentei verticale a micrii seismice a terenului, - aciunea seismic este reprezentat prin micarea terenului pe una din direciile axelor orizontale x sau y, sau într-o direcie oarecare în planul bazei de rezemare, - la fiecare nivel centrele maselor i centrele de rigiditate sunt distincte i se pot afla sau nu pe aceeai vertical a structurii; prin unirea lor rezult fie o ax vertical dreapt, fie o linie poligonal strâmb în spaiu, - în centrul maselor de la fiecare planeu se consider trei grade de libertate dinamic, dou translaii ux i uy în direciile axelelor x i y i o rotire u în jurul axei verticale z (Figura C.1). Masele se reduc în centrul maselor (Figura C.2) rezultând: (i) mase de nivel: " "     n j j j n j j i i m A m m

, (C.1) (ii) momente de inerie ale maselor de nivel în raport cu axa vertical z considerat: ( ) " "     n j j m n j j j i i J d m J

,

, (C.2) în care n numrul de mase discrete concentrate mi,j sau distribuite j m pe suprafeele j A , dj distana de la centrul maselor la poziia masei concentrate mi,,j, i indice de nivel, de la 1 la N, N numrul total de niveluri ale construciei Figura C.1. Grade de libertate dinamic la nivelul “i” în ipoteza planeului indeformabil în planul su C.M. = centrul maselor C.R. = centrul de rigiditate

Figura C.2. Reducerea maselor în CM În cazul unei mase m distribuite uniform pe o suprafa j A se obine: m A m j j i ,  masa la nivelul i pe suprafaa j A m I J m p j m , ,  momentul de inerie fa de axa z din centrul de greutate al suprafeei j A , al masei m distribuite uniform Ip,m momentul de inerie polar al suprafeei j A fa de centrul sau de greutate. Pentru un mod de vibraie k, se definesc urmtoarele mrimi: (i) masa modal generalizat în modul de vibraie k:  

"     N i k i i k iy k ix i k s J s s m M

,

,

, 

(C.3) în care k ix s , , k iy s , i k is ,  sunt componentele din centrul maselor ale vectorului propriu în modul de vibraie k, la nivelul i, pe direciile x, y i z, respectiv. (ii) factorii de participare modali "   N i k ix i k x s m p

, , "   N i k iy i k y s m p

, , "     N i k i i k s J p

, , (C.4) (iii) masele modale efective k k x k x M p m

, ,  k k y k y M p m

, ,  k k k M p J

, ,    (C.5)

(iv) factorii de participare a maselor modale efective (coeficieni de echivalen modali) ( ) m m k x k x , , 

m m k y k y , , 

J J k k , ,    (C.6) în care, "   N i i m m

"   N i iJ J

(C.7) reprezint masa întregii construcii, respectiv suma momentelor de inerie ale maselor de nivel în raport cu axa vertical z.

(3) În cazul unei aciuni seismice definite printr-un spectru de proiectare     T S T S d e I dx ,   (vezi relaia 3.17 i 3.18) asociat unei micri de translaie a bazei într-o direcie paralel cu axa x se dezvolt urmtoarele fore tietoare de baz modale i momentul de torsiune:     k x, k dx k dx k x, k k x, k x, m T S T S p M p F     k x, k x, k y, k dx k y, k k x, k y, F p p T S p M p F     k x, k x, k , k dx k , k k x, k , F p p T S p M p M   (C.8) Pentru fiecare mod propriu de vibraie k, pe direciile gradelor de libertate dinamica ux, uy, u la fiecare nivel, în centrul maselor, se dezvolt urmtoarele fore seismice de nivel static i momentele de torsiune (Figura C.3): x,k x,k i i x,k x,k i p s m F F  y,k y,k i i y,k y,k i p s m F F  ,k ,k i i ,k ,k i p s J M M  (C.9)

Figura C.3. Fore seismice de nivel static echivalente în modul k de vibraie Pentru o micare de translaie a terenului în direcia y, reprezentat prin spectrul de proiectare     T S T S d e I dy ,   , forele tietoare modale la baza structurii sunt: y,k y,k x,k x,k F p p F    y,k k dy y,k m T S F  y,k y,k ,k ,k F p p M  (C.10) În aceast situaie, forele seismice modale de nivel static echivalente se obin cu relaiile (C9) de mai sus. Figura C.4 În cazul unei micri seismice descrise ca o translaie a terenului într-o direcie având orientarea ) fa de axa x (figura C4), la baza structurii în fiecare mod k de vibraie forele taietoare de baz se obin cu relaiile precedente (C.8) i (C.9) în care:

    )  cos , T S T S d e I dx 

    )  sin , T S T S d e I dy 

(C.11) Forele seismice de nivel static echivalente i rezultantele acestora la baza structurii, pentru fiecare mod k de vibraie se obin prin sumarea algebric a forelor rezultate pentru cele dou componente Sdx i Sdy ale spectrului de proiectare   T Sd .

(4) Pentru structurile care au numai mase discrete i grade de libertate dinamice de translaie independente (fr legturi indeformabile), se aplic relaiile de calcul de mai sus, în care

J k ,  i

s k , i  .(0) C.3. Calculul eforturilor i deplasrilor din aciunea seismic

(1) În cazul structurilor spaiale, eforturile i deplasrile se obin parcurgând urmtoarele etape: (0) (i) Etapa I const în: - schematizarea structurii reale i alegerea modelului dinamic prin definirea gradelor de libertate dinamic i a maselor asociate acestora cu relaiile (B.1) i (C.2). - calculul valorilor, vectorilor proprii i al mrimilor modale asociate – mase modale generalizate conform relatiei (C.3), factori de participare modal conform relaiei (C.4), masele modale efective din relaiile (C.5) i coeficienii de echivalen modali din relaiile (C.6) – pentru un numr suficient de moduri proprii de vibraie, r, astfel încât suma coeficienilor de echivalen modal din relaia (C.6) s îndeplineasc condiiile 9,0

,

"  r k k x

9,0

,

"  r k k y GLD r  (C.12) în care: r numrul de moduri proprii de vibraie considerate în calcul GLD numrul gradelor de libertate de translaie i de rotaie considerate în modelul dinamic (vezi i paragraful 4.5.3.3.1, aliniatele 8, 10 si 11). (ii) Etapa a II-a se refer la determinarea rspunsului structurii pentru fiecare direcie principal de aciune seismic considerat, pentru care se parcurg urmtoarele faze: - calculul forelor seismice static echivalente de nivel pentru fiecare mod propriu de vibraie considerat, 1  k  r, conform paragrafului C.2.3, relaiile (C.8) i (C.9) sau relaiile (C.10) i, respectiv, (C.11).

- calculul static al eforturilor i deplasrilor pentru fiecare din cele r seturi de fore static echivalente obinute la pasul anterior, aplicate în centrele maselor de nivel - suprapunerea rspunsurilor modale. Rspunsurile modale maxime se combin probabilistic prin una din cele dou reguli cunoscute, SRSS (radical din suma ptratelor rspunsurilor modale) sau CQC (combinare ptratic complet). În anumite situaii, când perioadele proprii de vibraie succesive (Tk+1 afl în relaia Tk+1  0.9 Tk, rspunsurile modale se combin prin adunarea valorilor absolute (ABSSUM). Regula de combinare SRSS se va aplica la structuri cu perioade naturale distincte cu contribuii semnificative la rspuns conform relaiei: "   r k k E E E E

, (C.13) Regula de combinare ABSSUM, care presupune obinerea rspunsurilor modale maxime în acelai moment de timp, se va aplica la structuri cu perioade naturale foarte apropiate Tk+1  0.9 Tk, conform relaiei: "   r k k E E E E

, (C.14) Regula de combinare CQC se aplic cu ajutorul relaiei:  

/

, ,

l E k E r l kl r k E E E E " "     (C.15) în care EE reprezint eforturile sau deplasrile totale, iar EE,k si EE,l reprezint eforturile sau deplasrile în modurile de vibraie k i l. kl  reprezint coeficientul de corelaie între modurile k si l i are valori pozitive (

  kl 

cu

 kl  pentru k=l ) Semnele eforturilor, deplasrilor i forelor seismice static echivalente de nivel obinute prin suprapunere modal se vor considera identice cu cele obinute pentru modul fundamental de vibraie. (iii) Etapa a III-a const în introducerea unui caz suplimentar de încrcare static, numai cu momente de torsiune la fiecare nivel. Aceste momente de torsiune reprezint produsul dintre forele seismice de nivel si mrimea exccentricitilor accidentale definite cu relaia (4.3) din seciunea 4.5.2.1. În aceast etap se parcurg urmtorii pai: - combinarea forelor seismice modale static echivalente de nivel conform relaiilor (C.13)-(C.15). - calculul momentelor de torsiune suplimentare pentru fiecare direcie principal de aciune seismic   i iy ix it e F F

  (C.16) în care Fix, Fiy sunt forele seismice static echivalente de nivel obinute în pasul anterior - calculul eforturilor i deplasrilor asociate momentelor de torsiune obinute cu relaia (C.16) aplicate în centrul maselor la fiecare nivel

- suprapunerea rspunsurilor eforturi, deplasri i reaciuni obinute în etapele II i III de mai sus. Pentru stabilirea celei mai defavorabile situaii se vor considera toate combinaiile care rezult prin schimbarea sensului celor dou aciuni: III E II E E E E E , , ! !  (C.17) în care, II E E , rspunsul obinut conform etapei a II-a din suprapunerea rspunsurilor modale

III E E , rspunsul obinut în etapa a III-a din momente suplimentare de torsiune. (iv) În Etapa a IV-a se efectueaz combinarea rspunsurilor structurii la aciunea seismic pentru cele dou direcii principale de micare a bazei de rezemare. Rspunsurile aferente celor dou direcii de aciune se combin conform regulilor din paragraful 4.5.3.6 folosind relaiile 4.16 i 4.17 ( Edx E ”+”0,30 Edy E i 0,30 Edx E ”+” Edy E ) sau regula de combinare SRSS (

Edy Edx E E E   ).( )

D

ANEXA D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR D.1. Concepia procedeului Procedeul de calcul static neliniar al structurilor consider deplasrile structurale drept parametrul esenial al rspunsului seismic al structurilor (procedeu bazat pe deplasare). Procedeul implic construirea diagramei forei tietoare de baz – deplasarea lateral caracteristic pentru structura analizat. În versiunea din prezenta anex, deplasarea la vârful construciei este considerat deplasare caracteristic, dei procedeul se poate modifica pentru orice alt localizare a deplasrii caracteristice pe înlimea cldirii. Curba for – deplasare se obine prin calcul static neliniar (biografic) al structurii. Pe aceast curb se marcheaz punctele reprezentând cerinele de deplasare corespunztoare strilor limit asociate unor cutremure cu diferite perioade de revenire(Figura D.1). Aceste cerine se determina din spectrele de deplasare ale rspunsului seismic inelastic, daca sunt disponibile, sau din spectre construite cu acest scop, pe baza unui set de accelerograme artificiale compatibile cu spectrul de proiectare de acceleratie. In cazurile curente cerintele seismice se pot determina cu procedeul aproximativ prezentat in continuare la D.5. Condiia general de siguran: cerin  capacitate se controleaz verificând dac deplasrile (de exemplu, deplasrile relative de nivel), deformaiile (de exemplu, rotirile în articulaiile plastice) în cazul elementelor ductile, rezistenele în cazul elementelor fragile, asociate cerinelor, sunt mai mici decât valorile admise pentru strile limit considerate. Aplicarea procedeului implic urmtoarele operaii principale: (i) stabilirea caracteristicilor de comportare (relatiilor intre momente incovoietoare si deformatii) pentru elementele structurii; (ii) construirea curbei for lateral – deplasare la vârful construciei; (iii) transformarea curbei for lateral – deplasare la vârf pentru construcia real cu mai multe grade de libertate (MDOF) în curba corespunztoare sistemului echivalent cu un grad de libertate (SDOF); (iv) stabilirea cerinei de deplasare lateral pentru strile limit considerate; (v) determinarea valorilor deplasrilor relative sau a deformaiilor în elementele structurale, corespunzatoare acestor cerinte (vi) transformarea cerinelor de deplasare ale sistemului SDOF în cerinele de deplasare ale structurii reale MDOF (vii) verificarea încadrrii cerintelor în limitele admise ( ) În cazul construciilor nou proiectate, procedeul se utilizeaz pentru verificarea comportrii (performanelor) seismice ale unei construcii proiectate prin metode de proiectare curente. Procedeul furnizeaz o imagine a mecanismului de cedare care se poate dezvolta, precum si valoarea raportului u/1 cu ajutorul cruia se estimeaz valoarea factorului de comportare q.

Figura D.1. Curba for – deplasare ob inut prin calcul static neliniar al structurii D.2. Evaluarea proprietilor de rezisten i de deformaie ale elementelor structurale Procedeele de evaluare ale caracteristicilor de deformaie ale elementelor structurale sunt precizate în P 100-3, functie de materialul structural utilizat (beton armat sau otel). Pentru evaluarea capacitaii de rezisten si de deformare a elementelor se folosesc valorile medii ale rezistenelor materialelor, beton i oel. Ideal, capacitatea de deformaie se poate determina experimental sau estima prin analogia cu rezultatele experimentale disponibile în literatura de specialitate. În P 100- 3 sunt date expresii empirice pentru determinarea proprietatilor de deformatie, stabilite prin prelucrarea datelor experimentale. Alternativ, capacitile de rezisten i deformaie se pot determina analitic, prin utilizarea unor relaii constitutive adecvate pentru beton si otel. Procedeul este prezentat în acelai document normativ. D.3. Construirea curbei for lateral – deplasarea la vârful construciei Curba se obine prin calcul static neliniar, de tip biografic, utilizând programe de calcul specializate care iau în considerare modificrile proprietatilor structurale la fiecare pas de încrcare. Încrcrile gravitaionale corespunztoare gruprii seismice de calcul se menin constante. Pentru a ine seama de incertitudinile privind distribuia pe vertical a forelor laterale se consider dou distribuii înfurtoare diferite i anume: - o distribuie în care forele laterale sunt proporionale cu masele de nivel fara a depinde de poziia pe înlimea structurii (acceleraia este constant pe înlime) - o distribuie rezultat din analiza modal pentru modul predominant de vibraie; se poate accepta o distribuie simplificat triunghiular (triunghiul cu baza la vârful construciei). Cele dou distribuii se menin pe rând constante, mrind la fiecare pas de încrcare, numai valoarea forei laterale. Fora lateral, F dSLS dy dm dULS Deplasare lateral, d formarea mecanismului cinematic plastic apariia articulaiilor plastice Degradare limitat Fy Siguran limitat

? vectorul formei deplasrilor normalizate (valoarea 1 la vârf). Procedura se poate modifica foarte uor pentru cazul în care se selecteaz alt nivel pentru deplasarea caracteristica, considerând valoarea 1 la nivelul deplasrii caracteristice. m masa sistemului MDOF (suma maselor de nivel. mi) "  N i m m

(D.1) Fb tietoare de baz a sistemului MDOF @ m masa generalizat a sistemului echivalent SDOF "  @   N i i T M m

i m 4 ? ? (D.2) @l factor de participare "  @   N i i TM l

i m

? (D.3) Relaiile de echivalare între mrimile rspunsului SDOF, deplasri d@ i fore F@, i mrimile asociate rspunsului MDOF, d i F, rezult astfel:

Calculul permite determinarea ordinii probabile de aparitie a articulaiilor plastice, respectiv determinarea mecanismului de cedare. Ruperea structurii corespunde deplasrii la care structura nu mai poate susine încrcrile verticale, respectiv ruperii unui element vital pentru stabilitatea structurii (stâlp, perete). Se recomand ca diagrama s fie construit pân la o deplasare cu cca 50% mai mare decât cerina de deplasare corespunztoare strii limit ultime, pentru a evidenia evoluia procesului de degradare pân în apropierea prbuirii i implicit a vulnerabilitii cldirii fa de prbuire. Având în vedere faptul c valorile eforturilor capabile ale elementelor structurale sunt evaluate pe baza valorilor medii ale rezistenelor oelului i betonului, pentru a putea compara capacitatea de rezisten la apariia mecanismului de plastificare cu valoarea de proiectare a forei seismice (pentru a separa contribuia suprarezistenei structurale) valoarea forei maxime înregistrat în curba for lateral – deplasare lateral trebuie redus prin împrirea la un factor cu valoare medie estimat de 1,5. D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF Curba stabilit pentru structura real se convertete într-o relaie for – deplasare pentru sistemul echivalent cu un grad de libertate pentru ca parametrii acesteia s poat fi pui în relaie direct cu spectrele rspunsului seismic, construite pentru sisteme cu un grad de libertate. Se folosesc urmtoarele notaii:

d m m d l m d N

i i i N

i

i i " "   @ @ @  

(D.4) b

N

i i i N

i

i i N

i i b b b F m m m F F l m m F

# $ % & ' (     " " "    @ @

(D.5) În vederea stabilirii parametrilor structurali definitorii pentru spectrele rspunsului seismic inelastic, curba Fb @ - d@ urmeaz s fie idealizat sub forma unei diagrame biliniare (Figura D.1). In acest scop se considera ca rigiditatea initiala a sistemului idealizat, Ke este egala cu panta in origine (rigiditatea elastica) a curbei forta deplasare a structurii cu mai multe grade de libertate. Forta la curgere a sistemului idealizat se determin astfel încât capacitatea de absorbie de energie s nu se modifice prin schematizarea curbei (ariile celor dou curbe s fie egale). In cazul idealizrii sub forma unei diagrame biliniare fr consolidare în domeniul post-elastic, forta la curgere Fy rezult:

m y e m m e E F K d d K ( %     & # & # ' $

(D.6) unde: dm deplasarea corespunztoare formrii mecanismului cinematic plastic Em energia de deformaie (aria situat sub curba) corespunztoare formrii mecanismului cinematic plastic În cazul în care cerina de deplasare determinat conform paragrafului D.5 este mult diferit de valoarea dm, adoptarea unei proceduri iterative este recomandabil. D.5. Evaluarea cerintelor de deplasare Cerinele de deplasare pentru starea limit de serviciu (SLS) se determin direct din calculul static elastic al structurii MDOF sub încrcrile seismice de calcul reduse corespunztor coeficienilor , care in seama de intervalul de recuren mai scurt al aciunii seismice asociat cu starea limit de serviciu (vezi Anexa E, paragraful E.1). Cerinele de deplasare ale sistemului SDOF echivalent, pentru starea limit ultim (ULS), se obin din spectrele de deplasare ale rspunsului seismic inelastic. Se pot folosi, dac exist, 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. Se recomand utilizarea de modele histeretice adecvate comportrii materialului structural (beton armat sau o el)

Parametrii care caracterizeaz valorile spectrale, respectiv cerinele de deplasare, sunt: - perioada T@ a sistemului SDOF echivalent, determinat cu formula: e K l T  @ (D.7) - forta normalizat de curgere cy y y y F F c mg m g

    (D.8) unde  are valoarea care rezulta din relatia (D.5). Pentru cldirile noi, cu structura de beton armat, dimensionate conform prevederilor capitolelor 3-6, spectrul inelastic de deplasare, SD(T) se poate aproxima cu ajutorul relaiei (D.9). Nu se admite utilizarea relaiei (D.9) în cazul construciilor existente, dimensionate la fore laterale mai mici decât cele prevzute în acest cod. ( ) ( ) D De d S T cS T   (D.9) unde, c coeficient de amplificare al deplasrilor în domeniul inelastic (vezi Anexa E, paragraful E.2) SDe(T) spectrul de rspuns elastic (capitolul 3) D.6. Controlul deplasrilor structurale Dup determinarea cerinelor de deplasare ale sistemului SDOF, acestea se convertesc în cerinele de deplasare ale structurii reale MDOF, inversând relaia (D.4): @   @ @ @ " "   d m m d m l d N

i

i i N

i i i

(D.10) Corespunztor acestor deplasri globale, se determin starea structurii (configuratia articulatiilor plastice si tendinta catre un anumit mecanism de cedare), deplasrile relative de nivel i deplasrile individuale ale elementelor (rotiri dezvoltate în articulaiile plastice punctuale echivalente, etc.) i se verific dac sunt îndeplinite condiiile pentru starea limit considerat, respectiv daca cerintele de deplasare se înscriu în limitle admise. În cazul elementelor expuse unor cedari fragile, verificrile se fac în termeni de for. Pe baza verificrilor deplasrilor structurale se valideaz soluia de structur proiectat prin metodele obinuite sau se corecteaz, dac este cazul, pân la obinerea performanelor necesare.

E

ANEXA E. VERIFICAREA DEPLASRILOR LATERALE ALE STRUCTURILOR E.1. Verificarea deplasrilor laterale la starea limit de serviciu

(1) Verificarea la starea limit de serviciu are drept scop meninerea funciunii principale a cldirii în urma unor cutremure ce pot aprea de mai multe ori in viaa construciei, prin limitarea degradrii elementelor nestructurale i a componentelor instalaiilor construciei. Prin satisfacerea acestei condiii se limiteaz implicit i costurile i durata reparaiilor necesare pentru aducerea construciei în situaia premergtoare seismului.

(2) Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: SLS a,r re SLS r d d q d   (E.1) SLS r d deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismic asociat SLS dre deplasarea relativ de nivel, determinat prin calcul static elastic sub încrcri seismice de proiectare (vezi capitolul 4). Se ia în considerare numai componenta deformaiei care produce degradarea pereilor înrmai, extrgând partea datorat deformaiei axiale a elementelor verticale în cazul în care aceasta are o contribuie semnificativ la valoarea deformaiei totale. Pentru elementele structurale de beton armat, rigiditatea la încovoiere utilizat pentru calculul valorii dre se va determina conform tabelului E.1. Pentru structuri realizate din alte materiale, prevederi referitoare la valorile de proiectare ale rigiditii elementelor structurale sunt date în capitolele relevante ale Codului.  factorul de reducere care ine seama de intervalul de recuren mai redus al aciunii seismice asociat verificrilor pentru SLS. Valoarea factorului este:  = 0,5. q factorul de comportare specific tipului de structur (vezi capitolele 5..9) utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare SLS a,r d valoarea admis a deplasrii relative de nivel. În lipsa unor valori specifice componentelor nestructurale utilizate, determinate experimental, se recomand utilizarea valorilor date în tabelul E.2.

(3) Valoarea deplasrii relative de nivel SLS r d poate fi determinat alternativ prin calculul dinamic liniar al structurii sub aciunea accelerogramelor asociate cutremurului de proiectare, reduse corespunztor prin coeficientul . Calculul dinamic liniar se recomand în cazul structurilor cu o distribuie neregulat a rigiditii pe vertical.

(4) În situaia în care componentele nestructurale (inclusiv perei nestructurali de zidrie i panouri de zidrie înrmate în cadre), prin natura lor, nu pot suporta deplasrile recomandate în tabelul E.2 în condiiile de la (1), valorile SLS a rd , se vor stabili experimental.

Tipul de structur Natura legturilor între componentele nestructurale i structura din beton armat Componentele nestructurale contribuie la rigiditatea de ansamblu a structurii Componentele nestructurale nu interacioneaz cu structura Structuri de beton armat Structuri tip cadre EcIg 0,5 EcIg Structuri cu perei 0,5 EcIg Ec - Modulul de elasticitate al betonului Ig - Momentul de inerie al seciunii brute (nefisurate) de beton Tabelul E.2 Valori admisibile ale deplasrii relative de nivel Tipul de componente nestructurale Componente nestructurale din materiale fragile, ataate structurii Componente nestructurale din materiale cu capacitate mare de deformare, ataate structurii Componente nestructurale care, prin natura prinderilor, nu interactioneaza cu structura sau fr componente nestructurale Valoarea admis a deplasrii de nivel 0,005 h 0,0075 h 0,01h h – înlimea de nivel E.2. Verificarea deformaiilor laterale la starea limit ultim

(1) Verificarea deformaiilor laterale la starea limit ultim are drept scop evitarea pierderilor de viei omeneti la atacul unui cutremur major prin prevenirea prbuirii elementelor nestructurale. Aceasta verificare este necesar în cazul construc iilor de beton, cu excep ia celor cu sistem structural tip pere i sau sistem structural dual cu perei prepondereni, în cazul construciilor de o el sau al constructiilor compozite.

(2) Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: ULS a r re ULS r d d q c d ,   (E.2) ULS r d deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismica asociat ULS

(5) La verificarea faadelor cortin vitrate i a altor faade agate de structur, valoarea de proiectare a deplasrii laterale se ia cu 30% mai mare decât cea obinut prin aplicarea relaiei E.1. Valorile admisibile ale deplasrii relative de nivel constituie date de tem pentru proiectantul i productorul fa adei. (0) Tabelul E.1 Valori de proiectare ale modulelor de rigiditate pentru structuri de beton

q factorul de comportare specific tipului de structur (vezi capitolele 5..9) dre definit in cadrul paragrafului E.1. În lipsa datelor care s permit o evaluare mai precis, rigiditatea la încovoiere a elementelor structurale de beton armat, utilizat pentru calculul valorii dre, se consider egal cu jumtate din valoarea corespunztoare seciunilor nefisurate, adic 0,5EcIg, cu excepia elementelor structurilor cu perei, pentru care rigiditile de proiectare se vor lua conform CR 2-1-1.1, par.6.6. Pentru structuri realizate din alte materiale, prevederi referitoare la valorile de proiectare ale rigiditii elementelor structurale sunt date în capitolele relevante ale Codului. ULS a,r d valoare admisibil a deplasrii relative de nivel. În lipsa unor valori specifice componentelor nestructurale si modului de prindere pe structur utilizat, determinate experimental, se recomanda utilizarea valorii de 0,025h (unde h este înlimea de nivel) c factorul de amplificare a deplasrilor

(3) Factorul de amplificare a deplasrilor, c, se determin în funcie de tipul structurii, astfel: (a) Pentru structuri de beton armat si structuri compozite de beton armat cu armatura rigida: 7.1 . 3.2

q T T T c c c +    + (E.3) în care: T1 este perioda proprie fundamental de vibraie a cldirii Tc este perioada de control a spectrului de rspuns q este factorul de comportare al structurii utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare (b) Pentru structuri de oel: ( ) / /

//

+ 

 

 c

c

T

daca ,1 T

daca ,3 ) 1( T T T T q q c c T T (E.4) în care: T1 perioda proprie fundamental de vibraie a cldirii Tc perioada de control a spectrului de rspuns q factorul de comportare al structurii utilizat la determinarea fortei seismice de proiectare T

valoarea suprarezistenei sistemului structural care poate fi luat conform prevederilor capitolului 6.

(4) Pentru structurile ce posed neregulariti importante ale rigiditii i/sau ale rezistenei pe vertical, se recomand verificarea prin calcul dinamic neliniar a valorilor ULS r d , dup dimensionarea prealabil a elementelor structurale.

(5) În cazul faadelor cortin, asigurarea la deplasri laterale la ULS se face prin msuri constructive care împiedic desprinderea i cderea elementelor faadei la cutremurul asociat acestei stri limit.

(6) Asigurarea la ULS a componentelor nestructurale (pereti de compartimentare, pereti de inchidere, cortine, componente de instalatii, echipamente) se realizeaza prin masuri constructive care s împiedice desprinderea si caderea lor la cutremurul asociat acestei stari limit. (0) E.3. Verificarea ductilitii elementelor de beton armat la starea limit ultim

(1) Verificarea la starea limit ultim a deformaiilor laterale pentru elementele structurale de beton armat are drept scop realizarea unei marje de siguran suficiente fa de stadiul prbuirii construciei.

(2) Verificarea exprim condiia de siguran a vieii în termeni de deformaii, potrivit prevederilor de la aliniatele (3)...(9).

(3) În proiectarea de tip curent bazat pe calculul structural în domeniul elastic, verificarea se face cu relaia: ULS u e ULS q c      (E.5) unde: ULS  este rotirea de bar (rotirea corzii), respectiv unghiul între tangent i axul barei la extremitatea unde intervine curgerea produs de aciunea seismic asociat ULS e este rotirea corzii determinat prin calcul elastic sub aciunile seismice de proiectare c este factorul de amplificare al deplasrilor e în domeniul T1 cu relaia (E.3) ULS u  valori admisibile ale rotirilor conform Tabelului E.3.

(4) Rotirea corzii se determin cu relaia (Figura E.1): V V e L d   (E.6) unde: LV este distana de la captul elementului la punctul de inflexiune al deformatei dV este deplasarea la nivelul punctului de inflexiune în raport cu captul elementului

(5) Modul de aplicare a relaiei (E.6) pentru cazul pereilor necuplai este ilustrat în Figura E.1, b, iar în cazul pereilor cuplai i al pereilor din structurile duale, în Figura E.1, c. În cazul stâlpilor, verificarea cu relaia (E.6) este necesar, de regul, numai la baz, respectiv deasupra nivelului teoretic de încastrare al stâlpilor.

(6) În cazul grinzilor structurilor tip cadru i al grinzilor de cuplare a pereilor, mrimile e se pot aproxima prin raportul între deplasarea relativ de nivel dr i înlimea nivelului h (Figura E.1): h d r e   (E.7)

(7) În cazul elementelor structurilor de beton armat, rigiditatea la încovoiere utilizat în calculul deplasrilor (deformaiilor) se va lua 0,5 EcIg, cu excepia elementelor structurilor cu perei, pentru care rigiditile de proiectare se vor lua conform CR 2-1-1.1(6.6).

(8) Valorile aproximative ale rotirilor admisibile sunt date în tabelul E.3. Se pot utiliza valorile ULS u  din tabelul E.3 numai dac sunt respectate condiiile de calcul, de alctuire i de armare longitudinal i transversal impuse de cod.

(9) În situaia în care proiectarea se bazeaz pe calculul seismic neliniar, se vor respecta prevederile de la 5.2.3.3.2 i prevederile seciunilor relevante ale codului P 100–3. (0) Figura E.1. Rotirea corzii Tabelul E.3: Valori admisibile ale rotirilor, ULS u  Tipul de element Clasa de ductilitate DCH DCM Grinzi de cadru 3.5% 3,0% Grinzi de cuplare armate cu bare ortogonale 1,5% 1,5% Grinzi de cuplare armate cu carcase diagonale 4,0% 4,0% Stâlpi 3,0% 2,5% Perei structurali i sisteme verticale contravântuite 2,0% 1,5%   dv Lv (c) h Lv dv  (a) Lv dv (b)

E.4. Verificarea ductilitii elementelor din oel la starea limit ultim

(1) Verificarea la starea limit ultim a ductilitii elementelor structurale are ca scop satisfacerea, cu un grad adecvat de siguran, a cerinei fundamentale (nivelului de performan) de siguran a vieii (vezi paragraful 2.1). Aceast verificare este facultativ i se poate aplica pentru o evaluare mai exact a performanei structurii, fa de verificrile prevzute în capitolul 6.

(2) Verificarea exprim condiia de siguran a vieii în termeni de deformaii ale elementelor structurale, folosind relaia: ULS ULS u d d  (E.8) unde: ULS d este deformaia (plastic) a elementului structural sub efectul aciunii seismice asociate strii limite ultime; ULS u d este deformaia capabil (plastic) a elementului structural la nivelul de performan de siguran a vieii.

(3) Deformaiile elementelor structurale se pot determina printr-un calcul static neliniar sau printr-un calcul dinamic neliniar conform indicaiilor din capitolul 4.5.3.

(4) Deformaiile capabile pentru diverse elemente ale structurilor din oel se determin conform anexei C din P 100-3. (0)

ANEXA F. ASPECTE SPECIFICE ALE ALCTUIRII ELEMENTELOR DIN OEL F.1. Valori ale suprarezistenei sistemului structural pentru calculul simplificat

(1) Pentru calculul simplificat al structurilor din oel (vezi 6.5.6, 6.6.3, 6.7.4, 6.8.3 i 6.11.5), se pot folosi valorile T date în tabelul F.1. (0) Tabelul F.1 Valori ale suprarezistenei sistemului structural T Tipul structurii

T

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

g) Cadre cu contravântuiri împiedicate la flambaj 3,0 F.2. Lungimi de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate

(1) Se vor aplica prezentele prevederi dac în normele de proiectare ale structurilor metalice nu sunt alte specificaii.

(2) Lungimea de flambaj lf a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe poate fi obinut din diagrama prezentat în figura F.1.

(3) Lungimea de flambaj lf a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile poate fi obinut din diagrama prezentat în figura F.2.

(4) Factorii de distribuie a rigiditii ;1 i ;2 (Figura F.3) sunt obinui cu relaiile:

C

C

K K K K K K      ; (F.1)

C

C

K K K K K K      ; (F.2)

0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,5 0,525 0,55 0,575 0,625 0,6 0,65 0,95 0,85 0,9 0,8 0,75 1,0 0,675 0,7 Incastrat Articulat ;2 Incastrat Articulat ;1 Figura F.1. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj i lungimea teoretic a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri fixe 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 1,0 1,05 1,1 1,15 1,25 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7 1,8 1,9 2,0 2,2 2,4 2,6 2,8 3,0 4,0 5,0 Incastrat Articulat ;2 Incastrat Articulat ;1 Figura F.2. Raportul lf /L dintre lungimea de flambaj i lungimea teoretic a unui stâlp dintr-un cadru cu noduri deplasabile

Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe

  L I 5,

K 

 L I

,

K 

 L I 0,1 K  Tabelul F.3 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile

  L I 5,1 K 

 L I

,

K 

 L I 0,1 K   K11 K21 K12 K22 Factor de distributie ; 1 K1 K2 KC Factor de distributie ;2 Stalp de verificat Figura F.3. Factori de distribuie pentru stâlpii continui

(5) Când grinzile nu sunt supuse la eforturi axiale, rigiditatea lor poate fi determinat în conformitate cu tabelele F.2, F.3, cu condiia rmânerii în domeniul elastic a grinzilor sub aciunea momentelor de calcul. Tabelul F.2 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe

Rigiditatea K a unei grinzi dintr-o structur cu planee de beton armat Condiii de încrcare pentru grind Structur cu noduri fixe Structur cu noduri deplasabile Grinzi care suport direct planeul din beton armat L I 0,1 L I 0,1 Alte grinzi încrcate direct L I

,

L I 0,1 Grinzi supuse numai la aciunea momentelor de la extremiti L I 5,

L I 5,1

(7) Dac momentul de calcul al unei grinzi depete momentul de rezisten elastic Wel fy / M0, se poate considera grinda articulat în acel punct.

(8) Dac grinzile sunt supuse la eforturi axiale, rigiditatea lor trebuie corectat în consecin. Pentru aceasta se pot utiliza funciile de stabilitate. O alternativ simpl const în neglijarea surplusului de rigiditate datorat întinderii axiale i considerarea efectelor compresiunii axiale cu valorilor aproximative prezentate în tabelele F.5 i F.6. Tabelul F.5 Rigiditatea grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri fixe 1.   ## $ % && ' (   E N N 0,1

L I 5,

K 2.  ## $ % && ' (   E N N 0,1

L I

,

K 3.  ## $ % && ' (   E N N 4,

L I 0,1 K în care:

E L EI N  

(6) Pentru structurile cldirilor în cadre rectangulare cu planee din beton, cu topologia structurii regulat i încrcare uniform, se pot adopta, pentru grinzi, rigiditile din tabelul F.4. Tabelul F.4 Rigiditatea unei grinzi dintr-o structur cu planee de beton armat

Tabelul F.6 Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile Caz Rigiditatea K a grinzilor în cazul cadrelor cu noduri deplasabile 1.   ## $ % && ' (   E N N 2,

L I 5,1 K 2.  ## $ % && ' (   E N N 0,1

L I

,

K 3.  ## $ % && ' (   E N N 4,

L I 0,1 K în care:

E L EI N  

(9) Urmtoarele relaii se pot utiliza ca alternativ la valorile date în diagramele din figurile F.1 i F.2: (a) cadre cu noduri fixe:               

f

,

,

,

,

L l ; ; ; ; ; ; ; ; (F.3) (b) cadre cu noduri deplasabile: ( )     5.0

f

,

8,

,

2,

L l            ; ; ; ; ; ; ; ; (F.4)

a a a a e b st tst a a a-a b hw tw Figura F.4. Amplasarea rigidizrilor la bara disipativ scurt e c=1,5b c c=1,5b c d d a a tst a-a bst b hw tw Figura F.5. Amplasarea rigidizrilor la bara disipativ lung c' c e c d d a' a' a' c' a tst a a-a bst b hw tw Figura F.6. Amplasarea rigidizrilor la bara disipativ intermediar

F.3. Rigidizrile barelor disipative

(10) În figurile F.4, F.5 i F.6 este prezentat modul în care se amplaseaz rigidizrile la barele disipative scurte, lungi i intermediare.

(11) Distanele dintre rigidizri sunt: (0) - în cazul barei disipative scurte: link , pl link , pl V M 6,1 e  # $ % & ' (  

h t

a w w pentru p = 0,08 rad # $ % & ' (  

h t

a w w pentru p = 0,02 rad - în cazul barei disipative lungi: link , pl link , pl V M

e c = 1,5b c = min (1,5b, 0,5d) - în cazul barei disipative intermediare: link , pl link , pl link , pl link , pl V M

e V M 6,1 + + a’ se determin prin interpolare liniar între valorile: a’= a dac link , pl link , pl V M 6,1 e  i rad

,

,

p   ## $ % && ' (   b V M 5,1 'a link , pl link , pl dac link , pl link , pl V M

e  i rad

,

p   c’ = min (1,5b, a’) c = min (1,5b, 0,5d) În relaiile de mai sus s-au folosit notaiile: tw - grosimea inimii barei disipative b - limea tlpii barei disipative e - lungimea barei disipative a, a’, c , c, c’, d - distane între rigidizri (conform figurilor F.4, F.5, F.6)

0.5bbf  a  0.75bbf 0.65d  b  0.85d 0.1bbf  c 0.25bbf

c b R c   unde: a este distana de la faa stâlpului la zona redus b este lungimea zonei reduse c reducerea maxim a tlpii grinzii R raza de tiere b c a c R Figura F.7. Îmbinarea unei grinzi cu seciune redus

(2) Decuparea tlpilor trebuie efectuat printr-o procedur care s asigure o curb neted, astfel încât s nu apar crestturi sau alte defecte care s constituie amorse de fisur. Rugozitatea maxim a suprafe ei decupate va fi de 13 μm, iar racordurile dintre decupare i talpa nemodificat se vor rotunji. Muchiile tlpilor în zonele decupate se vor poliza.

(3) Rezistena i ductilitatea îmbinrilor grind-stâlp cu seciune redus vor fi validate prin încercri experimentale ciclice, pentru a satisface cerinele specifice definite la 6.6, corespunztoare fiecrei clase de ductilitate structural.

(4) Trebuie efectuate cel puin doua încercri ciclice pe îmbinri specifice proiectului. Alternativ, se pot folosi rezultate experimentale din literatura de specialitate, obinute pe elemente similare. (0)

F.4. Îmbinri grind-stâlp cu seciune redus

(1) Îmbinarea grind-stâlp cu seciune redus se obine prin decuparea tlpilor în zona adiacent stâlpului, pentru a dirija formarea articulaiei plastice în zona cu seciune redus a grinzii. Figura F.7 prezint o modalitate de prelucrare a tlpilor, unde valorile a, b, c si R se determin astfel:

G

ANEXA G. PROIECTAREA PLCII GRINZILOR ÎN ZONA STÂLPILOR CADRELOR COMPOZITE G.1. Generaliti

(1) Acest anex se refer la proiectarea plcii din zona stâlpilor de oel sau compozii în cazul cadrelor alctuite din grinzi de oel compozite cu plci de beton armat.

(2) Pentru a se asigura ductilitatea la încovoiere a zonelor disipative ale acestor grinzi sunt necesare îndeplinirea a dou condiii: (0) - s se evite flambajul componentei de oel - s se evite zdrobirea betonului plcii Prima condiie limiteaz superior aria de armtur longitudinal întins AS din limea efectiv a plcii i impune limitarea supleei pereilor comprimai ai seciunii din oel. A doua condiie limiteaz inferior aria de armatur transversal AT care trebuie dispus în plac în imediata vecintate a stlpului. G.2. Reguli pentru prevenirea zdrobirii premature a betonului plcii grinzii compozite G.2.1. Grinda compozit transmite un moment negativ stâlpului marginal (exterior) G.2.1.1. Nu exist grind transversal de faad i nici plac în consol fa de stâlp spre exterior.

(1) În acest caz, momentul maxim ce se poate transfera de la grind la stâlp este cel capabil al grinzii de oel. (0) G.2.1.2. Nu exist grind de faad transversala dar exist plac în consol.

(1) În acest caz momentul maxim ce se poate transfera stâlpului este momentul capabil al grinzii compozite. Barele din limea efectiv de plac se vor ancora în placa în consol prin bucle care înconjoar stâlpul. (0) G.2.1.3. Exist grind transversal de faad dar nu exist plac în consol spre exterior.

(1) Când exist grind transversal, singurul mod de transfer al momentului este preluarea de ctre aceast grind a forelor de intindere din armturile din plac.

(2) Barele de armtur ale plcii se vor ancora cu ciocuri de conectorii grinzii transversale.

(3) Aria de armtura As care se va dispune pe o lime egal cu limea efectiv definit în tabelul 7.5 va fi determinat de relaia:

FRd3  1,1 As fyd (G.1) FRd3 = n PRd (G.2) unde: n este numrul de conectori din limea efectiv a plcii PRd efortul capabil al conectorului

(4) Grinda transversal de faad solicitat la forele orizontale aplicate conectorilor trebuie verificat la încovoiere, for tietoare i torsiune. (0) G.2.1.4. Exist grind de faad i plac în consol.

(1) În acest caz se aplic G 2.1.2(0) G.2.2. Grinda compozit transmite un moment pozitiv stâlpului marginal (exterior) G.2.2.1. Nu exist grind de faad transversal i nici plac în consol

(1) Transferul momentului este posibil prin transmiterea directa a compresiunii de la placa de beton la talpa stâlpului.

(2) Fora maxim transmis de plac este dat de relaia: FRd1 = bb deff fcd (G.3) unde deff este în cazul plcilor de beton armat înlimea total a plcii iar in cazul placilor compozite cu tabl cutat reprezint grosimea betonului de peste tabla cutat bb este limea pe care se transmit compresiunile plcii la stâlp

(3) Dac sunt prevzute dispozitive suplimentare de preluare a compresiunii, sudate de talpa stâlpului, bb poate crete în raport cu ltimea stlpului bc dar nu mai mult decât valorile date în tabelul 7.5.

(4) Betonul din vecintatea tlpii stâlpului trebuie fretat cu armatur transversal AT. Aria acestei armturi trebuie s satisfac relaia: AT 0,25 deff bb(0,15l –bb ) fcd / ( 0,15l fyd) (G.4)

(5) Aceasta armtur se va distribui uniform pe o lungime egal cu bb. Prima bar nu va fi la o distan mai mare de 30 mm de talpa stâlpului.

(6) Armtura transversal poate fi i armtura determinat din încovoierea plcii.

(0) G.2.2.2. Nu exist grind de faad transversal, exist plac în consol

(1) Momentul poate fi transferat în acest caz prin dou mecanisme: Mecanismul 1: prin compresiune direct asupra stâlpului.Forta de transfer prin acest mecanism va fi data de relaia (G.3) Mecanismul 2: prin diagonale comprimate din beton care acioneaza înclinat pe prile laterale ale stâlpului. Înclinarea acestor diagonale este de 45o. Fora de

transfer prin acest mecanism va fi data de relaia: FRd2=0,7 hc deff fcd (G.5) unde hc este înlimea seciunii stâlpului

(2) Armtura transversal cu rol de tirant AT trebuie s satisfac relaia: AT FRd2 / fyd,T (G.6)

(3) Aria de armatur AT se va distribui pe o lime egal cu hc i va fi ancorat corespunztor. Rezult o lungime total a barelor de armtur L=bb+4hc+2 lb (G.7) unde lb este lungimea de ancoraj a barei

(4) Fora maxim de compresiune ce poate fi transmis de plac va fi: FRd1 + FRd2 = beff deff fcd în care beff =0,7hc +bb

(G.8) Momentul capabil pozitiv al grinzii compozite se va calcula in acest caz considerând o lime efectiv de plac egal cu beff(0) G.2.2.3. Exist grind transversal de faad

(1) În acest caz compresiunea din plac acioneaz asupra grinzii de faad mobilizând al treilea mecanism de transfer i o for FRd3 dat de relaia (G.2)

(2) Pentru a se transmite fora de compresiune maxima a plcii trebuie respectat condiia: (0) FRd1+ FRd2+ FRd3 beff deff fcd (G.9) unde beff este limea efectiv dat în tabelul 7.5 La limit, pentru un momentul capabil al seciunii grinzii compozite se poate determina FRd3 i numrul de conectori n. G.2.3. Grinzi compozite transmit momente de ambele semne stâlpului central (interior) G.2.3.1. Nu exist grind transversal

(1) În acest caz, transferul compresiunii din plac se realizeaz prin dou mecanisme Mecanismul 1: prin compresiune direct asupra stâlpului. Forta FRd1 este dat de relaia (G.3) Mecanismul 2: prin diagonale comprimate de beton care acioneaz înclinat pe prile laterale ale stâlpului. Înclinarea acestor diagonale este de 45o. Relaia pentru calculul forei FRd2 este dat de (G.5)

(2) Armtura transversal cu rol de tirant AT trebuie s satisfac relaia (G.4)

(3) Aceeai cantitate de armtur AT trebuie dispus în ambele pri ale stâlpului pentru a se ine cont de inversarea sensului momentelor.

(4) In acest caz rezultanta compresiunilor din beton nu poate depi:

FRd1 + FRd2 =(0,7hc +bb )deff fcd (G.10) Rezultanta fortelor din plac este suma dintre fora de întindere din barele de armtur din zona de moment negativ FSt i fora de compresiune din beton din zona cu moment pozitiv FSc FSc +FSt=As fyd +beff deff fcd

(G.11) unde: As este aria armaturii din zona de lime efectiv beff pentru moment negativ definit conform tabelului 7.5

beff este limea efectiv de plac definit pentru momentul pozitiv în tab. 7.5

(5) Dac prin proiectare se urmrete ca oelul tlpii inferioare a grinzii s ajung la curgere fr ca betonul plcii s se zdrobeasc trebuie s se îndeplineasc condiia: 1,2(FSc+FSt)  FRd1+FRd2 (G.12) Dac condiia nu este îndeplinit, capacitatea de transmitere a compresiunii din plac poate mrit fie prin introducerea unei grinzi transversale (FRd3),fie prin mrirea forei de compresiune direct asupra stâlpului prin sudarea unor dispozitive adiionale de stâlp. (0) G.2.3.2. Exist grind transversal

(1) In cazul existenei unei grinzi transversale se manifest al treilea mecanism de transmitere a forei de compresiune FRd3 dat de relaia (G.3)

(2) Pentru ca mecanismul 2 s funcioneze trebuie prevazut armatura transversal cu rol de tirant AT determinat conform G.3.2.2.(2)

(3) Fora de compresiune maxim care poate fi transmis în acest caz este: FRd1+ FRd2+ FRd3=(0.7hc +bb )deff fcd + n PRd

(G.13)

unde n este numrul de conectori din zona de lime beff corespunztoare celui mai mare moment în valoare absolut din nod.

(4) Dac prin proiectare se urmrete curgerea tlpii inferioare a grinzii,fr zdrobirea betonului plcii trebuie s fie îndeplinit condiia: 1,2 (FSc+FSt)  FRd1 + FRd2 + FRd3 (G.14)

Acest număr al Monitorului Oficial al României a fost tipărit în afara abonamentului. „Monitorul Oficial” R.A., Str. Parcului nr. 65, sectorul 1, București; C.I.F. RO427282, IBAN: RO55RNCB0082006711100001 Banca Comercială Română — S.A. — Sucursala „Unirea” București și IBAN: RO12TREZ7005069XXX000531 Direcția de Trezorerie și Contabilitate Publică a Municipiului București (alocat numai persoanelor juridice bugetare) Tel. 021.318.51.29/150, fax 021.318.51.15, e-mail: [email protected], internet: www.monitoruloficial.ro Adresa pentru publicitate: Centrul pentru relații cu publicul, București, șos. Panduri nr. 1, bloc P33, parter, sectorul 5, tel. 021.401.00.70, fax 021.401.00.71 și 021.401.00.72 Tiparul: „Monitorul Oficial” R.A. Monitorul Oficial al României, Partea I, nr. 558 bis (vol. I)/3.IX.2013 conține 314 pagini. Prețul: 157 lei ISSN 1453—4495 EDITOR: GUVERNUL ROMÂNIEI &JUYDGY|634732]

P A R T E A I LEGI, DECRETE, HOTĂRÂRI ȘI ALTE ACTE Anul 181 (XXV) — Nr. 558 bis Marți, 3 septembrie 2013 S U M A R Pagina

Anexa la Ordinul viceprim-ministrului, ministrul dezvoltării regionale și administrației publice, nr. 2.465/2013 pentru aprobarea reglementării tehnice „Cod de proiectare seismică — Partea I — Prevederi de proiectare pentru clădiri”, indicativ P 100-1/2013 ...... 2–607 Volumul II

ANEXA H (informativ). COMENTARII Cuprins: C 2. CERINE DE PERFORMAN I CONDIII DE ÎNDEPLINIRE

C 3. ACIUNEA SEISMIC C 4. PROIECTAREA CLDIRILOR C 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE BETON C 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN OEL C 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR COMPOZITE C 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE ZIDRIE C 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN LEMN C 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR C D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR C E. PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLASRII LATERALE A STRUCTURILOR

Operaional (OP) Toate funciunile sunt operaionale Degradri insignifiante Ocupana imediat (OI) Cldirea rmâne sigur pentru ocupani. Reparaiile necesare sunt minore. Sigurana vieii (SV) Structura rmâne stabil i pstreaz rezerve de rezisten. Stabilitatea elementelor nestructurale este controlat Prevenirea prbuirii (PP) Construcia rmâne în picioare, susinând încrcarea gravitaional. Orice alte degradri i pagube sunt acceptabile. Figura C 2.1. IMR = 72 ani 225 ani 475 ani 2475 ani Interval mediu de recuren  al cutremurului C 2. CERINE DE PERFORMAN I CONDIII DE ÎNDEPLINIRE C 2.1. Cerine fundamentale C 2.1(1) P 100-1 apar ine noii generaii de coduri de proiectare seismic, bazate pe stabilirea explicit a performanei seismice ateptate. Experiena cutremurelor de la Northridge (1994) i Kobe (1995) a evideniat insuficiena vechilor coduri de proiectare care considerau rspunsul seismic al structurilor pentru o singur stare limit. Bazele proiectrii seismice moderne au fost puse în special de seria de documente FEMA (Federal Emergency Management Agency din SUA) care au fost elaborate în anii 1990-2000, declarat ca deceniu de lupt împotriva dezastrelor. Ideile proiectrii bazat pe performan au fost preluate în marea majoritate a rilor cu inginerie seismic avansat (Japonia, Noua Zeeland), precum i de rile UE, prin intermediul Eurocodurilor. Proiectarea bazat pe performan implic urmrirea mai multor obiective de performan, respectiv mai multe niveluri ale performanei seismice a construciilor, fiecare din acestea asociat unui anumit nivel de hazard seismic, definit de un cutremur cu un anumit interval mediu de recuren. Performana seismic a cldirilor se poate descrie calitativ în termeni de siguran oferit ocupanilor cldirii, pe durata i dup evenimentul seismic, costul i fezabilitatea lucrrilor de consolidare, durata de întrerupere total sau parial a funciunii construciei, impactul economic-social asupra comunitii etc. Aceste caracteristici de performan sunt direct legate de amploarea degradrilor pe care le sufer construc ia. Pre-standardul FEMA 356 prevedea 4 obiective de performan de baz, aa cum se arat în Figura C 2.1.

i respectiv LD au fost de numai 100 ani i 30 ani, fa de 475 ani i 100 ani în EN. În cadrul ac iunii de revizuire a codului, s-a considerat necesar ca nivelul de hazard s fie ridicat. Astfel, valorile adoptate corespund unui cutremur cu intervalul mediu de recuren de referin de 225 de ani pentru cerin a de siguran  a vie ii i 40 de ani pentru cerin a de limitare a degradrilor. Pentru simplificare, diferenierea asigurrii unor construcii de importane diferite sau a unor construcii pe care proprietarii doresc s le asigure mai mult decât prevd la minimum normele (vezi 2.2.4), se face nu prin considerarea explicit a unor cutremure mai rare i mai puternice, ci, indirect, prin amplificarea parametrilor aciunii seismice prin factorii de importan. C 2.2. Condiii pentru controlul îndeplinirii cerinelor C2.2.1. Cele dou categorii de exigene sunt satisfcute dac sunt satisfcute condiiile de verificare stabilite pentru cele dou stri limit asociate: ULS i SLS. Verificrile la starea limit ultim implic verificarea rezistenei, stabilitii i deplasrii laterale pentru cutremurul de proiectare pe amplasament, corespunztor obiectivului de performan de sigurana vieii. Aceast stare limit are în vedere condiii limit admise pentru elementele structurale, dar i condiia de evitare a prbuirii elementelor nestructurale i echipamentelor cu posibil risc pentru viaa i integritatea corporal a oamenilor. Verificarea la starea limit de serviciu are în vedere protecia elementelor nestructurale i echipamentelor pentru cutremure relativ frecvente. C 2.2.4 Msuri suplimentare C2.2.4 Prevederile de la acest paragraf prezint sintetic msurile de corect amplasare i conformare structural, precum i condiiile eseniale ale proiectrii mecanismului structural de disipare a energiei seismice. În cazul unor construcii complexe sau al cror rspuns seismic prezint incertitudini sunt recomandabile studii suplimentare, teoretice sau experimentale, peste cele minime impuse în textul de baz al codului.

Dei proiectarea seismic cu 4 obiective de performan din codul FEMA este atrgtoare i justificat din punct de vedere principial, aplicarea acesteia întâmpin dificulti practice importante, în special din cauza volumului mare al operatiilor implicate i dificultii stabilirii unor criterii de proiectare concrete, suficient de simple, asociate celor 4 obiective de performan . Din aceste motive, standardul EN 1998-1 are în vedere numai dou cerine de performan: cerina de siguran a vieii (SV), denumit în limba englez „no collapse requirement”, i cerina de limitare a degradrilor (LD). Ultima dintre acestea nu se suprapune peste nici unul dintre obiectivele de performan din codul FEMA, fiind mai apropiat de SV i fiind mai semnificativ pentru comportarea structurii decât OI. Aceast abordare a fost adoptat i în P 100-1/2006, cu diferena c nivelul de hazard era semnificativ mai mic decât în standardul european, în acord cu posibilitile economice ale rii noastre. Astfel, valorile IMR adoptate în P 100-1/2006 pentru SV

Bibliografie: ATC (1996). Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings. Report ATC 40, Redwood City, CA. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. FEMA (1997a). NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA

273. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (1997b). NEHRP commentary on the guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 274. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (2000). Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 356. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (2003). Prestandard and commentary for the seismic design of buildings, FEMA 450. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FIB (2003). Displacement-based seismic design of reinforced concrete buildings, Bulletin 25, Lausanne, Elveia, 192 pp. Ministerul Lucrrilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, agrozootehnice i industriale, INCERC Bucureti, Buletinul Construciilor, no. 1-2, 1992, 151 p. Ministerul Transporturilor, Construc iilor i Turismului (2006), P 100-1/2006: Cod de proiectare seismic. Partea I - prevederi de proiectare pentru cldiri Newmark, N. M. i Hall, W.J. (1982). Earthquake spectra and design, Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, USA. Paulay, T. i Priestley, M.J.N. (1992), Seismic Design of Concrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons Inc., New York, 744 p. Postelnicu, T. and Zamfirescu, D. (2000). Towards performance – based seismic design. Bulletin of the Technical University of Civil Engineering, Bucharest, no. 1/2000, pp. 19-29. Postelnicu, T. i Zamfirescu, D. (2001). Towards displacement - based methods in Romanian seismic design code. Earthquake Hazard and Countermeasures for Existing Fragile Buildings, Eds. D. Lungu & T.Saito, Bucureti, pp. 169-142. SEAOC (1995), Vision 2000 a Framework for Performance-Based Engineering, Structural Engineers Association of California, Sacramento, CA.

Reeaua seismic România Republica Moldova Bulgaria Total Seismul INCERC1) INFP2) GEOTEC3) IGG4) 4 Martie 1977

- - - -

30 Aug. 1986

-

30 Mai 1990

Total

1)INCERC, Institutul Na ional de Cercetare-Dezvoltare în Construc ii i Economia Construc iilor, Bucureti 2)INFP, Institutul Na ional pentru Fizica Pmântului , Bucureti-Mgurele 3)GEOTEC, Institutul de Studii Geotehnice si Geologice, Bucureti 4)IGG, Institutul de Geofizic i Geologie, Chiinu Catalogul de cutremure vrâncene ce a stat la baza analizei de recuren a magnitudinilor a utilizat un model de recuren ce ine seama de magnitudinea moment minim (pragul inferior de interes) Mw,min = 6.3 i de magnitudinea moment maxim credibil (posibil) pentru sursa subcrustal Vrancea. Setul de 80 accelerograme ce a stat la baza analizei de atenuare a acceleraiei maxime a terenului pentru seismele subcrustale vrâncene a furnizat acceleraia maxim dintre cele dou componente orizontale inregistrate în fiecare staie. Relaia de atenuare include un termen care ine seama în mod explicit de influena adâncimii evenimentelor seismice din sursa Vrancea. S-a utilizat un model de atenuare de tip Mollas-Yamazaki, iar coeficienii relaiei de atenuare s-au determinat prin multiregresie. Modelul obinut este asemntor cu modele elaborate în SUA i Japonia pentru surse subcrustale.

C 3. ACIUNEA SEISMIC C 3.1. Reprezentarea aciunii seismice pentru proiectare Pentru proiectarea construciilor la aciunea seismic, nivelul de hazard seismic indicat în codul P 100-1 este un nivel minim pentru proiectare. Valoarea de vârf a acceleraiei orizontale a micrii terenului, ag, numit acceleraia terenului pentru proiectare, corespunde unui interval mediu de recuren IMR = 225ani (ceea ce corespunde unui eveniment seismic a crui magnitudine are o probabilitate de depire de 20% în 50 de ani). Pentru proiectarea construciilor, teritoriul rii este împrit în mai multe zone de hazard seismic, caracterizate de o valoare a acceleraiei terenului pentru proiectare ag constant în interiorul fiecarei zone. Harta de zonare a acceleraiei terenului pentru proiectare ag din P 100-1se utilizeaz pentru proiectarea la starea limit ultim. Pentru zonele unde hazardul seismic este dominat de sursa subcrustal Vrancea (Moldova, Câmpia Român, Dobrogea), harta de zonare a acceleraiei terenului pentru proiectare se bazeaz pe o analiz de hazard seismic în care a fost utilizat catalogul cutremurelor vrâncene din secolul 20 (pentru care informa iile macroseismice sunt determinate cu cea mai mare acurate

e) i un set de 80 de accelerograme înregistrate în 1977, 1986 i 1990 în condiii ce pot fi apreciate ca fiind de câmp liber. Distribuia accelerogramelor pe evenimente i pe reele seismice este prezentat în Tabelul C 3.1. Tabelul C 3.1. Distribuia accelerogramelor utilizate în analiza de hazard seismic

Pentru construcia hrii de zonare în celelalte regiuni din ar, au fost analizate datele macroseismice istorice. Pentru zone largi din teritoriul României înc nu sunt disponibile înregistrri seismice care s permit o zonare pe baze instrumentale. Chiar i în cazul zonei Banat datele instrumentale existente sunt relativ insuficiente ca numr, domeniu de magnitudini i dispoziie geografic. Harta de zonare a acceleraiei terenului pentru proiectare, ag, din P 100-1 pentru IMR=225 ani reprezint o soluie tranzitorie urmând ca, în viitor, pentru toate categoriile de cldiri s utilizeze harta de zonare corespunztoare unui interval mediu de recuren IMR=475 ani (10% probabilitate de depire în 50 de ani). Acest nivel de hazard este cel recomandat atât de EN 1998-1 cât i de codurile de proiectare din SUA. Spectrul de rspuns elastic pentru acceleraii absolute în amplasament, Se(T), este obinut prin produsul dintre spectrul de rspuns elastic normalizat (T) i acceleraia terenului pentru proiectare ag. Formele spectrelor normalizate (T) au fost ob inute pe baza analizei statistice a spectrelor elastice de rspuns calculate din seturile de accelerograme generate de sursa Vrancea în 1977, 1986 i 1990 i grupate pe clase de compoziie spectral (de frecvene). Pentru zona Banat s-au utilizat înregistrri ale seismelor din sursele de suprafa din zon. Formele spectrelor normalizate sunt definite în formatul EN 1998- 1 prin perioade de control (col) ale spectrelor de rspuns (TB, TC i TD) i prin amplificarea dinamic maxim 0. Valorile perioadelor de control (col) ale spectrelor de rspuns au fost calculate utilizând definiiile i relaiile din Anexa A, paragraful A.1 din P 100-1. Condiiile locale de teren în amplasamentul construc iei sunt descrise prin valorile perioadei de control (col) TC a spectrului de rspuns elastic în amplasament. Aceste valori caracterizeaz sintetic compoziia de frecvene a micrilor seismice. Analiza valorilor perioadei de control (col) TC în staiile seismice cu înregistrri din România, combinat cu elemente de ordin general privind geologia României a condus la harta de zonare a teritoriului în termeni de perioad de control (col) TC din edi ia actual a P 100-1. Perioada de control (col) TC este utilizat ca principalul descriptor al condiiilor locale de teren i al coninutului de frecvene al micrilor seismice. Aceast abordare este o alternativ la sistemul folosit de generaia actual de reglementri internaionale care utilizeaz o clasificare a condiiilor locale de teren în funcie de caracteristicile geofizice ale terenului din amplasament pe minim 30m de la suprafaa terenului. Aceste caracteristici sunt definite calitativ prin stratigrafie i cantitativ prin proprieti ale straturilor de teren din amplasament, dintre care cea mai important este viteza medie ponderat a undelor de forfecare. În Anexa A, paragraful A.3 din P 100-1sunt prezentate (simplificat) principalele clase de teren din EN 1998-1 i vitezele medii ponderate ale undelor de forfecare corespunztoare acestora. Atunci când este necesar, spectrul de rspuns elastic pentru deplasri pentru componentele orizontale ale micrii terenului, SDe(T) se obine prin transformarea direct a spectrului de rspuns elastic pentru acceleraie Se(T). Aceste transformri sunt conservative.

v C 3.1.1. Descrieri alternative ale aciunii seismice În calculul dinamic al structurilor se utilizeaz accelerograme, acestea putând fi de mai multe tipuri: artificiale, înregistrate i simulate. Accelerogramele artificiale sunt generate pe baza spectrului de rspuns elastic pentru acceleraii absolute ce trebuie utilizat în amplasamentul în cauz, conform prevederilor din paragraful 3.1 din P 100-1. Cerinele minimale, dar obligatorii ce trebuiesc respectate în generarea acestui tip de accelerograme sunt indicate în paragraful 3.1.2 din P 100-1. Accelerogramele înregistrate (paragraful 3.1.3 din P 100-1) trebuie s fie compatibile cu condiiile seismice caracteristice amplasamentului (tip de surs seismic, mecanism de rupere, poziie fa de focar, condiii locale de teren, etc.), cu valoarea acceleraiei terenului pentru proiectare ag în amplasament, etc. Comentariu final Tendina la nivel mondial este aceea de cretere a nivelului de siguran  al construciilor noi, speciale ca regim de înl ime, conformaie arhitectural, dimensiuni urbane, importana pentru investitor/proprietar sau pentru societate, aceast cretere efectuându-se în principal prin luarea în considerare a unui nivel superior actualului nivel de hazard al aciunii seismice de proiectare. Bibliografie: CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp.

Pentru componenta vertical a micrii terenului, forme spectrale  (T) prezentate în P 100-1, se utilizeaz perioadele de control (col) obinute în mod simplificat astfel: TBv = 0,1TCv, TCv = 0,45TC, TDv = TD. Factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei verticale a terenului de ctre structuri este 0v = 2,75, iar valoarea de vârf a acceleraiei componentei verticale este considerat simplificat avg = 0,7 ag. Toate spectrele de rspuns elastic pentru componentele orizontale i pentru componenta vertical ale micrii terenului i valorile asociate acestora indicate în P 100-1 sunt pentru fraciunea din amortizarea critic  = 0,05. Harta de zonare a acceleraiei terenului pentru proiectare ag i harta de a zonare a perioadei de control (col) sunt dependente de baza de date disponibile utilizat în analize. De aceea aceste hri trebuie considerate ca fiind evolutive, în funcie de nivelul cunoaterii seismice instrumentale din România atât privind geologia superficial cât i accelerogramele înregistrate la viitoare cutremure, în cât mai multe alte amplasamente, astfel încât hrile i formele spectrale s poat fi îmbunt ite pe baza evidenelor instrumentale.

i, ca urmare, costuri mai mari. C4.4.1.2 Redundana este o caracteristic foarte necesar structurilor seismice. Aceasta permite ca, atunci când unele elemente îi ating capacitatea de rezisten, C 4. PROIECTAREA CLDIRILOR C 4.1 Generaliti C 4.1 Codul P 100-1 este complet armonizat, conceptual i formal, cu standardul SR EN 1998-1, care reprezint versiunea în limba român a standardului european EN 1998-1. Acest cod preia elementele de baz ale standardului, dar menine o serie de prevederi de detaliu din normele româneti anterioare care, în opinia elaboratorilor, i- au dovedit valabilitatea i utilitatea în practica proiectrii seismice. P 100-1 preia modelele, metodele de calcul, terminologia, simbolurile i structurarea pe capitole din standardul SR EN 1998-1, astfel încât armonizarea celor dou documente normative s fie asigurat de la sine. În raport cu ediia anterioar din anul 2006 , noua ediie beneficiaz de un context mai favorabil de aplicare. În prezent, o bun parte din pachetul de coduri structurale destinate proiectrii structurilor din beton, oel, zidrie, etc., este armonizat cu normele europene, inclusiv din punct de vedere al formatului i terminologiei. C 4.3 Condiii privind amplasarea construciilor C4.3 Realizarea unui sistem de fundare robust, în msur s realizeze controlat i avantajos transferul încrcrilor de diferite naturi la teren, este influenat decisiv de caracteristicile mecanice ale acestuia i de condiiile hidrologice pe amplasament. Din acest motiv alegerea amplasamentelor, atunci când acestea nu sunt impuse, mai ales la construcii importante sau de mari dimensiuni, trebuie fcut cu toat atenia. Cu prioritate trebuie evitate amplasamentele cu risc de lunecare, surpare, lichefiere, etc. în caz de cutremur. În acest scop, un rol important revine cercetrii geotehnice i, eventual, cercetrii geologice tehnice pe amplasament. Trebuie subliniat i faptul c realizarea unor sisteme de fundare sigure pe amplasamente nefavorabile presupune eforturi materiale i costuri suplimentare, care pot scumpi substanial lucrarea în ansamblul ei. C 4.4 Alctuirea de ansamblu a construciilor C 4.4.1 Aspecte de baz ale concepiei de proiectare C4.4.1 În aceasta seciune sunt identificate principiile eseniale pentru o alctuire corect a construciilor din zonele cu seismicitate semnificativ. Respectarea acestor principii permite atât o comportare favorabil, cât i controlul sigur al rspunsului seismic al structurii, chiar cu mijloace de calcul mai simple. C4.4.1.1 Dei apare de domeniul evidenei, condiia traseului sigur, direct i scurt, al încrcrilor pân la terenul de fundare nu a fost prevzut în mod explicit în normele de proiectare pân la jumtatea anilor ‘90 din secolul trecut. Orice verig absent sau slab pe acest traseu - de exemplu, lipsa conectrii între planee i perei, sau o înndire prin petrecere prea scurt - poate duce la ruperi locale sau generalizate. Orice lungire, cu ocoliuri, a acestui traseu produce eforturi mai mari

sporul de for lateral s fie distribuit la alte elemente ale sistemului cu condiia ca în elementele plastificate s nu se depeasc capacitatea de deformare. C4.4.1.3 Calitatea rspunsului seismic al structurii este influenat esenial de configuraia ordonat, sau nu, a acesteia. Din acest punct de vedere, simetria pe dou direcii în plan a cldirii, dar i a structurii însi, reprezint condiia cea mai important. Asimetriile induc oscilaii de torsiune substaniale i concentrri de eforturi. De asemenea, discontinuitile pe vertical ale structurii, aa cum s-a artat i la C4.4.1.1, produc devieri ale traseului încrcrilor, dar i modificri brute ale rigiditii i rezistenei laterale la anumite niveluri. Atunci când asemenea caracteristici de neregularitate sunt inevitabile, la proiectarea structural trebuie s se in cont de caracteristicile de vibraie deosebite care intervin, de caracterul spaial al transferului de fore i de concentrrile de eforturi în zonele de schimbare brusc a unor caracteristici structurale. În orice caz, inginerul structurist trebuie s manifeste preocupare pentru obinerea unei structuri regulate, înc din primele faze de proiectare, în discuiile cu proiectantul funciunii, arhitectul. Rezolvarea iniial corect a structurii poate economisi timp i bani, fr s afecteze semnificativ funciunea sau aspectul cldirii. C4.4.1.4 Direcia de aciune a seismului este aleatoare, aprând eforturi pe toate direciile. Din acest motiv, structura trebuie s aib o rigiditate suficient în orice direcie. Aceasta se poate realiza, mai simplu, prin asigurarea rigiditii necesare pe dou direcii ortogonale în plan. Astzi este recunoscut pretutindeni faptul c parametrul esenial în caracterizarea rspunsului seismic, atât în satisfacerea exigenelor de siguran a vieii, cât i a celor de limitare a degradrilor, este deplasarea lateral. Din acest motiv, asigurarea prin proiectare a unei rigiditi laterale suficiente este primordial în proiectarea seismic. Aceast condiie este în mod particular important pentru zonele aflate în Câmpia Român, ca urmare a cerinelor mari de deplasare specifice impuse de cutremurele vrâncene în aceast regiune. C4.4.1.5 Rspunsul seismic al construciilor cu vibraii de torsiune majore este unul nefavorabil, cu sporuri semnificative ale deplasrilor laterale, cu efectele negative aferente asupra strii de degradare a elementelor structurale i nestructurale. Pe de alt parte, gradul de încredere în rezultatele calculului structural, cu alte cuvinte controlul rspunsului seismic prin calcul, este mult mai mic decât în cazul unor structuri simetrice. Prin dispunerea adecvat a elementelor structurale verticale, în primul rând a elementelor cu rigiditate mare, pereii i cadrele contravântuite, trebuie reduse la maximum excentricitile maselor în raport cu centrul rigiditilor i cu cel al rezistenelor laterale. Optimizarea rspunsului seismic din acest punct de vedere este maxim atunci când cuplarea modurilor de torsiune cu cele de translaie este practic eliminat sau redus substanial. Chiar i în cazul structurilor simetrice spaiale apar oscilaii de torsiune accidentale. Controlul acestora poate fi realizat prin dispunerea periferic (pentru realizarea braului cuplului) a unor elemente de contravântuire cu rigiditate suficient la deplasri laterale.

- o variant limit o constituie cea în care fiecare din elementele verticale aparinând structurii capt propria fundaie; fundarea poate fi direct, de tip masiv ca în cazul peretelui din Figura C 4.1, a, atunci când suprafaa de fundare poate fi dezvoltat cât este necesar i echilibrul poate fi realizat numai prin presiuni pe talpa fundaiei, sau de adâncime, prin piloi, chesoane etc., dac suprafaa de rezemare este limitat i echilibrarea forelor la nivelul tlpii face necesar dezvoltarea unor fore de întindere (Figura C 4.1,

b). - cealalt variant limit este prezentat în Figura C 4.1, c i d, unde se prevede o fundaie comun pentru toate elementele verticale ale structurii; poate rezulta o infrastructur de tipul unui bloc de beton armat, suficient de rigid i rezistent, în msur s asigure deformaii liniare ale terenului la nivelul contactului cu fundaia. Infrastructura poate fi un radier masiv sau un radier casetat. În acest din urm caz, cutia rigid poate fi realizat la nivelul subsolului (subsolurilor) cldirii, angajând pereii perimetrali, pereii interiori ai subsolului, radierul i plcile subsolurilor (Figura C 4.1, c). O alt rezolvare este cea din Figura C 4.1, d, cu radier general i piloi (eventual barete) cu capacitatea de a prelua atât eforturi de întindere, cât i de compresiune. Grosimea i armarea radierului sunt dimensionate pentru a prelua eforturile rezultate din funcia de transfer a acestui element. Numrul minim specificat (2 x 2) asigur, cu o probabilitate mare, ca pentru fiecare direcie mcar o pereche de elemente rigide s lucreze în domeniul “elastic”. C4.4.1.6 În structurile supuse aciunii forelor laterale seismice, planeele au rol esenial pentru asigurarea unui rspuns seismic favorabil. Realizarea planeelor ca diafragme orizontale foarte rigide i rezistente pentru fore în planul lor permite i un control sigur al rspunsului seismic ateptat prin metode de calcul adecvate. Planeele dintre zone structurale cu rigiditi i rezistene foarte diferite ca mrime i distribuie în plan pot fi supuse unor fore foarte mari. Acesta este cazul, de multe ori, al planeelor de transfer dintre infrastructur i suprastructur. Preluarea eforturilor corespunztoare funciei de diafragm orizontal presupune prevederea în planeu a unor armturi cu rol de conectori, colectori, tirani, dimensionate adecvat (vezi 4.4.4). C4.4.1.7 Fundaiile trebuie s realizeze transferul eforturilor dezvoltate la baza structurii, realizat din beton armat sau din oel, la terenul de fundare constituit dintr- un material mult mai slab, lipsit de rezisten la întindere i cu o rezisten la compresiune de sute sau mii de ori mai mic decât a materialului din suprastructur. În cazul structurilor solicitate seismic, forele ce trebuie transmise la teren corespund mecanismului structural de disipare de energie, care implic plastificarea la baz a elementelor structurale verticale. Aceast funcie a fundaiilor presupune dezvoltarea substanial în plan, în raport cu dimensiunile elementelor suprastructurii, i dimensiuni consistente pentru preluarea eforturilor rezultate din acest rol. Exist mai multe moduri de rezolvare a fundaiilor care se înscriu între dou limite (Figura C 4.1):

Figura C 4.1. Între cele dou variante limit se situeaz soluiile intermediare cu tlpi (grinzi) de fundare rigide i rezistente dispuse pe o direcie sau pe dou direcii, dup caz. Proiectarea unui sistem de fundare corect este de cea mai mare importan pentru asigurarea unei comportri seismice favorabile a construciei i pentru economicitatea soluiei de ansamblu. Din acest motiv, în unele situaii este posibil ca exigenele de realizare a unei fundaii s influeneze alctuirea suprastructurii. C4.4.1.8 Forele seismice sunt fore de inerie (masice), astfel încât valorile acestora i, implicit, ale eforturilor din structur sunt dependente direct de masa construciei. Prevederile de la 4.4.1.8 urmresc reducerea eforturilor produse de forele seismice prin 3 categorii de msuri: - msuri care s permit reducerea masei prin folosirea unor materiale structurale i nestructurale uoare sau mai eficiente (de ex. betonul de înalt rezisten); - msuri de poziionare uniform a maselor pentru a evita efecte de rsucire general a cldirilor; - msuri de plasare a maselor mari la nivelurile inferioare ale cldirii pentru reducerea momentelor de rsturnare din forele seismice. C 4.4.2 Elemente structurale principale i secundare în preluarea forelor seismice C4.4.2 În alctuirea unor cldiri pot aprea elemente structurale al cror rol se rezum practic la preluarea încrcrilor verticale, contribuia lor la structura lateral putând fi

b)

a)

c)

d)

- prin penalizarea structurii cu fore seismice de proiectare sporite; - prin alegerea unor modele mai riguroase i a unor metode de calcul mai performante. În Tabelul 4.1 se realizeaz sinteza acestor tipuri de msuri. C4.4.3.2 Condiiile de regularitate în plan date în aceast seciune provin parial din vechea versiune P100/92 i parial din SR EN 1998-1. Prevederile de la (3) urmresc evitarea rezemrilor indirecte, care produc sporuri de fore semnificative produse de componenta vertical a cutremurelor. Prevederile de la (1), (2) i (5) urmresc reducerea efectelor de torsiune general. În cazul în care construcii cu forme în plan neregulate nu pot fi tronsonate, se vor utiliza modele i scenarii de comportare care s evidenieze eforturile suplimentare care decurg din neregularitatea structurii. Condiia de rigiditate în planul planeelor de la (4) se consider satisfacut dac sgeata orizontal a acestora nu depaete 1/10 din deschidere. În actuala ediie a P 100-1, s-a dat la 4.4.3.2(5) o condiie alternativ, existent i în normele americane, care este mai simpl pentru c deplasrile laterale sunt furnizate direct de programele de calcul structural (semnifica ia mrimilor implicate în verificare este dat în Figura C 4.2.). În schimb, verificarea condiiei implic efectuarea în prealabil a unui calcul structural, urmând ca pe aceeai baz s se stabileasc apoi valorile q i valorile forelor seismice de proiectare. neglijat. De exemplu, asemenea situaii pot aprea la sistemele structurale cu perei puternici i planee dal rezemând pe stâlpi cu rigiditate lateral neglijabil în raport cu cea a pereilor. Aceti stâlpi pot fi considerai ca elemente secundare, rezultând dou avantaje: un model de calcul mai simplu i o economie de beton i oel, datorit faptului ca aceste elemente nu reclam msurile de ductilizare specifice elementelor participante la preluarea forelor laterale, respectiv elementelor principale. Aceste elemente vor fi dimensionate ca elemente neseismice. De exemplu, elementele de beton armat vor fi proiectate pe baza prevederilor din SR EN 1992-1-1 pentru elementele neparticipante la preluarea aciunilor seismice. Aceste msuri asigur elementelor secundare capacitatea minimal de ductilitate necesar pentru urmrirea deformaiilor laterale dezvoltate în timpul aciunii cutremurelor. C 4.4.3 Condiii pentru evaluarea regularitii structurale C4.4.3.1 Rspunsul seismic al structurilor neregulate este mult mai dificil de controlat prin proiectare decât cel al construciilor simetrice regulate. În situaiile când neregularitatea structural nu se poate evita datorit unor condiionri legate de teren sau funciuni, gradul de încredere mai sczut în rezultatul proiectrii se poate compensa pe dou ci.

Figura C 4.2. C4.4.3.3 Reducerea brusc la un anumit nivel al cldirii a proprietilor de rigiditate i rezisten la fore laterale duce la concentrarea deformaiilor plastice i, implicit, a consumului energiei seismice, la nivelul slab. În consecin, degradrile acestui nivel sunt foarte extinse, periclitând stabilitatea construciei. Sunt cunoscute situaiile unor cldiri etajate din Kobe la care, cu ocazia cutremurului din 1995, asemenea etaje slabe, situate deasupra unor niveluri puternice, s-au zdrobit complet, disprând cu totul (Figura C 4.3). Figura C 4.3. Limita o constituie situaia în care o structur puternic (de exemplu, o structur cu perei) reazem la baz pe o structur mult mai flexibil i mai slab ca rezisten. În Figura C 4.4 se exemplific comportarea acestui tip de structur prin cazul spitalului Olive View, în urma cutremurului de la San-Fernando din 1971. Regulile privind reducerea gradual a dimensiunilor elementelor structurale i distribuia maselor pe înlimea cldirii, date la 4.4.3.3, sunt similare cu cele din EN 1998-1 i FEMA 273. Deplasarea maxim Media deplasrilor

Figura C 4.4. Regulile privind monotonia structurilor pe vertical i meninerea unui traseu cât mai direct i scurt al încrcrilor ctre terenul de fundare, date la (6), urmresc s evite sporurile excesive de eforturi în elemente verticale de la nivelurile cu modificri structurale (de exemplu, în stâlpii care susin pereii întrerupi la parter în construcia din Figura C 4.5, a) i în planeul-diafragm care trebuie s realizeze transferul dintre elementele verticale în acelai plan (Figura C 4.5, b) sau între planuri diferite (Figura C 4.5, c). Figura C 4.5.

a)

c)

b)

Figura C 4.6. C4.4.4.2 Prevederea de la (2) are în vedere situa ii de tipul celei din Figura C 4.4. Reazemele planeului sunt în realitate reazeme deplasabile pentru c pereii sufer deplasri laterale. Dac rigiditile pereilor sunt inegale, ”tasrile” grinzii (planeului) sunt diferite, afectând distribuia de eforturi. Figura C 4.7.

C 4.4.4. Condiii pentru alctuirea planeelor C4.4.4.1 La 4.4.1.6 s-au identificat principalele roluri pe care le îndeplinete planeul - diafragm orizontal, în vederea prelurii încrcrilor seismice din planul su. Rigiditatea practic infinit a diafragmelor orizontale face ca deplasrile elementelor verticale s fie distribuite liniar în plan, asigurându-se o interaciune eficient a componentelor sistemului structural. Aceast proprietate a planeului permite în acelai timp un control sigur al comportrii de ansamblu prin intermediul calculului structural. Comportarea de corp rigid a planeului permite ca modelul de calcul s rein numai 3 deplasri semnificative la fiecare nivel: 2 translaii i o rotire. Având în vedere acest rol, este esenial ca prin proiectarea cu un grad de asigurare superior s se evite deformaiile neliniare (plastice) în planeu. În acest scop, la dimensionarea elementelor planeului (de exemplu, armturile planeelor de beton armat cu rol de corzi, conectori, colectori) se vor considera forele asociate mecanismului de plastificare (de disipare de energie). Modelul structural al planeului solicitat de fore aplicate în planul lui poate fi, dup caz, acela de grind - perete sau grind cu zbrele (model ”strut-and-tie”), recomandabil în situaiile în care în planeu sunt prevzute goluri cu dimensiuni mari (Figura C 4.6). Modelul trebuie ales astfel încât diagonalele sistemului s ocoleasc golurile.

- compresiune direct pe captul peretelui; - armturi întinse “care colecteaz” forele distribuite în masa plcii; - prin lunecri între inima pereilor i plac, pentru care se prevd conectori (armturi transversale) ancorai adecvat în grosimea plcii. Pentru reducerea valorilor forelor de contact se poate evaza placa sub forma unei centuri (Figura C 4.8, b). Figura C 4.8. C 4.4.5 Clase de importan i de expunere la cutremur i factori de importan C4.4.5 Fa de ediiile mai vechi ale codului, în care clasificarea construciilor se fcea dup importana lor, în prezenta ediie clasificarea se face funcie de importana i de efectele expunerii la aciunea cutremurelor. Importana construciilor are în vedere în special funciunea cldirii, în timp ce expunerea la cutremur are în vedere în special pagubele de diferite naturi, care pot fi provocate de aciunea cutremurelor puternice (de exemplu, prin distrugerea unor rezervoare de gaze toxice, sau pierderile de viei omeneti din cldirile cu muli ocupani). În clasa I sunt încadrate construcii a cror funciune/integritate pe durata cutremurului i dup atacul seismic este obligatorie pentru desfurarea activitilor eseniale în zona afectat de cutremur. În clasa a II-a sunt încadrate, în principal, construciile care reunesc un numr mare de persoane, sau care adpostesc valori importante. Prevederea de la (3) are în vedere situaia unui planeu ca cel reprezentat în Figura C 4.7. Pentru evitarea ruperii plcii în zona intrândului trebuie prevzute armturi ca cele figurate cu linie întrerupt. C4.4.4.3 i C4.4.4.4 Transmiterea forelor orizontale din planul planeului este exemplificat în Figura C 4.8, a, pentru cazul unui perete structural de beton armat împreun cu zona de plac aferent. În acest caz, descrcarea planeului la perete se face prin:

Pân la întocmirea unor hri de hazard seismic pe teritoriul naional i dezvoltarea procedurilor de verificare a performanelor structurale la cutremure cu diferite perioade de revenire, calea cea mai simpl pentru diferenierea asigurrii cldirilor, ca importan i expunere seismic, este prin intermediul amplificrii forelor de proiectare cu factorii de importan A din tabelul 4.2. C 4.5 Calculul structurilor la aciunea seismic C 4.5.2 Modelarea comportrii structurale C4.5.2 Configuraia regulat sau neregulat în plan si/sau în eleva ie a unei structuri influenteaza semnificativ performanta în comportare la cutremure puternice. Dac micrile de transla ie lateral ale structurii sunt clar decuplate, se poate considera un model bidimensional cu cate un grad de libertate dinamic de transla ie la nivelul fiecrui planeu. Dac micrile de translaie i de torsiune sunt cuplate, atunci se impune alegerea unui model tridimensional cu cel pu in trei grade de libertate dinamic (doua transla ii orizontale i o rota ie în jurul unei axe verticale) pentru fiecare planeu indeformabil în planul su. Pentru cldiri cu planee flexibile, nu sunt utilizabile modelele cu trei grade de libertate dinamic la fiecare nivel. Diferen ele semnificative de rigiditate între diferite zone ale planeului pot conduce la modificri ale distribu iei for elor seismice laterale la elementele verticale de rezisten  i pot genera i efecte de torsiune. Pentru includerea efectelor generate de planeele flexibile, modelul dinamic spa ial trebuie sa cuprind un numr suplimentar de puncte de concentrare a masei, respectiv de grade de libertate dinamic. Dac sunt semnificative, efectele de interaciune dintre sistemele rezistente la fore seismice laterale i elementele nestructurale care nu apar in acestor sisteme, spre exemplu pereii de compartimentare, trebuie considerate în modelul structural. Dac pereii de compartimentare nu sunt distribui i uniform în plan i în elevaie, sau particip efectiv la capacitile de rezisten  la fore laterale, pot apare neregularit i torsionale sau neregularit i specifice etajelor flexibile. Efectele de torsiune conduc la creteri ale eforturilor i deforma iilor în elementele perimetrale. O configura ie neregulat pe vertical afecteaz rspunsul local la diferite cote ale structurii i induce fore seismice diferite de cele evaluate prin metoda for elor echivalente. Existen a unor etajele flexibile conduce la modificri ale configura iei deformatei de ansamblu, deplasrile importante fiind localizate în zonele corespunztoare unor reduceri brute de rigiditate i de rezisten  lateral. Modelul structural de calcul devine mai cuprinztor i mai riguros dac sunt considerate, când sunt importante, efectele interac iunii teren-structur asupra rspunsului seismic. C4.5.2.1 Variaiile distribuiilor de mase si/sau de rigidit i fa  de distribu iile nominale considerate în calcul, precum i posibilitatea unei componente de rota ie în jurul unei axe verticale generat de variabilitatea spa iala a miscrii terenului, pot produce efecte de torsiune. Aceste efecte pot aprea, chiar i în structurile complet simetrice "echilibrate torsional", în care pozi iile nominale ale centrului maselor i centrului de rigiditate coincid la fiecare nivel. Pentru limitarea efectelor de torsiune i asigurarea unor rigidit i i capacit i de rezisten  adecvate la torsiune, se introduce excentricitatea accidental. Aceast

- Metoda for elor seismice echivalente (calcul static liniar) ; - Metoda de calcul modal cu spectru de rspuns ; - Metoda de calcul dinamic liniar prin integrarea direct a ecuaiilor diferen iale modale decuplate ; - Metoda de calcul static neliniar incremental ("push-over") ; - Metoda de calcul dinamic neliniar cu integrarea direct a ecuaiilor diferen iale de micare cuplate. P 100-1 recomand pentru proiectarea curent cele dou metode consacrate, metoda forelor seismice echivalente asociate modului fundamental de vibraie de transla ie i metoda de calcul modal cu spectru de rspuns, precizând condiiile în care aceste metode se pot aplica. Se indic alegerea procedeului de calcul în funcie de tipul construciei - regulate sau neregulate în plan i/sau în elevaie, precum i necesitatea reducerii factorului de comportare q în cazul structurilor neregulate. În P 100-1, metoda de calcul modal cu spectru de rspuns este metoda de referin  pentru determinarea rspunsului structurilor expuse aciunii seismice. Acesta metod este aplicabil, fr limitri, cldirilor i altor construcii la care se refer codul. În calculul seismic spaial, metoda de calcul modal ofer un echilibru între acurateea rezultatelor i costuri. Pentru aplicaiile practice sunt disponibile numeroase programe de calcul pe modele structurale tridimensionale. Metodele liniare reprezint instrumente simplificate de calcul pentru proiectarea practic, care nu conduc la un rspuns seismic efectiv elastic. În metoda for elor seismice echivalente i în metoda de calcul modal, eforturile se determin printr-un calcul liniar în care ac iunea seismic este caracterizat prin spectrul de proiectare ob inut prin reducerea spectrului de rspuns elastic (definit pentru o valoare standard de 5% a frac iunii din amortizarea critic) cu factorul de comportare q. Deplasrile laterale rezult prin multiplicarea deplasrilor calculate liniar cu factorul de comportare q. În metoda de calcul modal cu spectru de rspuns, distribuia forelor seismice se bazeaz pe proprietile modale, determinate în funcie de distribuiile maselor i rigiditilor structurale. În metoda forelor seismice echivalente, distribuia forelor laterale se poate obine pe baza unor relaii simplificate adecvate pentru structurile regulate. În metodele de calcul neliniar, eforturile i deplasrile inelastice se obin direct. C4.5.3.2.1 Metoda for elor seismice echivalente este varianta simplificat a metodei de calcul modal cu spectru de rspuns, în care modul propriu fundamental de translaie este predominant în rspunsul seismic. excentricitate, egal cu 5% din dimensiunea cldirii perpendicular pe direcia aciunii seismice, se msoar fa  de pozi ia nominal a centrului maselor de la fiecare nivel. Toate excentricit ile accidentale sunt "simultan" considerate la nivelurile structurii, în aceeai direc ie i acelai sens (pozitiv sau negativ), efectele fiind calculate static. C 4.5.3 Metode de calcul structural C4.5.3.1 P 100-1 cuprinde diferite metode pentru calculul rspunsului seismic :

(i) Perioadele proprii ale primelor moduri de vibra ie de transla ie corespunztoare direc iilor principale ale structurii sunt mai mici ca 1.6 s. (ii) Structura satisface criteriile de regularitate în eleva ie definite în cod ( ) Din considerente practice, pentru aplicarea metodei for elor seismice laterale, ambele condi ii trebuie satisfcute pe cele dou direc ii principale orizontale. Dac prima condiie nu este satisfcut, considerarea modurilor proprii superioare este esen ial, datorit contribu iei acestor moduri în rspunsul total. La structurile cu neregulriti în eleva ie, efectele modurilor proprii superioare pot fi semnificative, fiind localizate în zonele cu varia ii brute ale caracteristicilor de iner ie sau de rigiditate. În acest caz, aproximarea formei proprii fundamentale prin configuraii simplificate nu este valabil. C4.5.3.2.2 Fora tietoare de baz se determin separat pe fiecare din direciile principale orizontale pentru primul mod propriu de vibraie de translaie pe acea direcie. În relaia (4.3) pentru determinarea for ei tietoare de baza, m reprezint masa modal efectiv asociat modului propriu fundamental de vibraie de translaie. Factorul de echivalen modal  = 0,85 se consider pentru C T T 

i cldiri cu mai mult de dou etaje. Aceast valoare corespunde unei mase modale efective (asociat primului mod de vibraie de translaie) care este, în medie, aproximativ 85% din masa total a cldirii. Valoarea 0,1 

se considera pentru cldiri parter sau parter cu un etaj, dar i în cazul când perioada proprie de vibra ie T1 > Tc, pentru includerea unor moduri proprii superioare care pot fi semnificative. Importana modurilor proprii superioare în rspunsul seismic depinde de propriet ile dinamice ale structurii, dar i de con inutul de frecven e (perioade) al micrii terenului descris de spectrul de rspuns. De aceea, în afara regimului de înl ime al cldirii, parametrul principal este perioada de control (col) Tc. P100-1 recomand determinarea modurilor proprii de vibra ie ale structurilor, în particular calculul perioadei i formei proprii fundamentale de vibra ie de transla ie, prin metodele dinamicii structurilor pentru rezolvarea problemei de valori i vectori proprii. O estimare suficient de precis a perioadei proprii fundamentale de vibra ie de transla ie este dat de metoda energetic Rayleigh, în care deplasrile laterale se calculeaz neglijând efectele torsiunii. Posibilitatea estimrii perioadei fundamentale de vibraie cu formulele simplificate din

Anexa B este indicat numai în calcule preliminare pentru conformarea i predimensionarea structurii. Formulele aproximative includ o caracterizare general a

Metoda simplificata „unimodal” este calibrat pentru a ob ine efecte globale (for a tietoare de baz, moment de rsturnare) apropiate de aceleai efecte calculate, mai riguros, prin metoda „multimodal” cu spectru de rspuns. Efectele aciunii seismice se determin prin calcul static liniar cu fore seismice echivalente laterale aplicate separat pe dou direc ii orizontale principale ale structurii. Metoda for elor seismice echivalente este intuitiva i simpla din punct de vedere ingineresc, fiind potrivita pentru structuri care satisfac urmtoarele condi ii:

cldirii (sistem structural, materiale), cât i dimensiunile globale în plan i înl imea total a acesteia. Rela ii simplificate, de tipul

H C T t  ob inute din considerente teoretice i prin analize de regresie ale unor date experimentale pentru diferite tipuri de cldiri, sunt incluse în standardul SR EN 1998-1 i în diferite coduri de proiectare (ASCE 7-98, California Building Code 2002, FEMA 450, NBC-2005, s.a). În P100-1, ca i în EN 1998-1, aplicarea acestor relaii simplificate este limitat la cldiri cu înlimi mai mici de 40 m. Relaia alternativ (B4) propus pentru estimarea perioadei fundamentale a cldirilor etajate cu perei structurali din beton armat sau zidrie include ariile efective ale seciunilor transversale i lungimile pereilor structurali. Limita superioar 0,9 (rela ia B6) este specificat pentru evitarea unor valori exagerate ale raportului lwi/H specifice cldirilor cu dimensiuni în plan mult mai mari ca înlimea. C4.5.3.2.3 Pentru fiecare dintre cele dou modele plane, fora tietoare de baz Fb corespunztoare modului propriu fundamental de translaie pe direcia de calcul se distribuie pe înlimea cldirii, la nivelurile structurii, pe direciile gradelor de libertate dinamic de translaie orizontal. La nivelul fiecrui planeu, for seismic echivalent orizontal Fi aplicat în centrul maselor, este proporional cu masa de nivel mi i cu componenta formei proprii fundamentale i pe direc ia gradului de libertate dinamica i de transla ie orizontal. Vectorul propriu fundamental se determin printr-un calcul dinamic. În condi iile de aplicare ale metodei for elor seismice echivalente, forma proprie fundamental se poate aproxima printr-o variaie liniar cresctoare pe înlime, în funcie de cota de nivel zi. Simplificrile i aproxima iile din metoda forelor seismice echivalente sunt inadecvate în urmtoarele cazuri: - structuri cu neregularit i semnificative ale caracteristicilor de iner ie i de rigiditate la care micrile de rspuns de transla ie pe dou direcii laterale ortogonale i de torsiune sunt cuplate ; - structuri cu o distribu ie neregulat a capacita ilor de rezisten  care conduce la posibile concentrri ale cerin elor de ductilitate. C4.5.3.3 Metoda modal cu spectru de rspuns are la baz suprapunerea rspunsurilor modale maxime asociate modurilor proprii semnificative. Fiecare mod propriu de vibra ie este caracterizat de frecven a (perioada) proprie de vibra ie, de vectorul propriu (forma proprie) i de frac iunea din amortizarea critic modal. Se determin rspunsul maxim pentru fiecare mod propriu de vibra ie semnificativ i, prin suprapunerea rspunsurilor maxime cu reguli de compunere modal, se calculeaz rspunsul maxim total. Chiar daca este posibil un calcul liniar independent pentru fiecare din cele dou direc ii ortogonale principale, este recomandat i o analiz spa ial complet pe un model tridimensional cu cel pu in trei grade de libertate dinamic la nivelul fiecrui planeu indeformabil în planul sau dou grade de transla ie în plan orizontal i un grad de rota ie în jurul unei axe verticale. Fiecare form proprie de vibra ie include componente (deplasri i rota ii) pe direc iile gradelor de libertate dinamic.

""    N j Ek Ej N k jk E E E E

 (C 4.1) unde EE efectul total maxim EEk efectul maxim în modul propriu k de vibraie EEj efectul maxim în modul propriu j de vibraie jk  coeficientul de corela ie dintre modurile proprii j i k N numrul modurilor proprii considerate Coeficien ii de corela ie modal se calculeaz cu urmtoarea rela ie:

În calculul modal, trebuie considerate toate modurile proprii care contribuie semnificativ la rspunsul total. Criteriul frecvent utilizat în codurile de proiectare consider un numr de moduri proprii pentru care, masa modal efectiv total ob inut prin sumarea maselor modale individuale (pentru fiecare din direc iile X, Y, Z sau pentru alte direc ii relevante) este cel pu in 90% din masa total a structurii. Daca acest criteriu nu este satisfcut, trebuie considerate toate modurile proprii care au masele modale efective mai mari ca 5% din masa total a structurii. Pentru situa ii dificile (spre exemplu: cldiri cu o contribu ie semnificativ a modurilor de torsiune sau în cazul includerii componentei verticale a aciunii seismice în proiectare), numrul minim de moduri proprii trebuie s fie cel pu in egal cu 3 n , n fiind numrul de niveluri deasupra funda iei sau extremit ii superioare a bazei rigide, iar perioadele proprii de vibra ie considerate trebuie sa depeasc o valoare limita definit în func ie de perioada de colt Tc. Acest criteriu trebuie aplicat dac nu a fost posibil satisfacerea unuia din cele dou criterii de mai sus referitoare la masele modale efective. Alte mrimi de rspuns (de exemplu: momentul de rsturnare la baz, deplasarea maxim la extremitatea superioar a cldirii) sunt mai pu in sensibile ca for a tietoare de baz la considerarea tuturor modurilor proprii semnificative. Mrimile locale de rspuns (deplasri relative de nivel, eforturi din elemente) sunt mult mai sensibile la contribu iile modurilor proprii semnificative. Considerarea unui numr suficient de moduri proprii permite determinarea cu acurate e a rspunsului dinamic maxim local. C4.5.3.3.2 Rspunsul total maxim nu se poate determina prin suprapunerea direct a maximelor modale, din cauza nesimultaneit ii acestor maxime. Daca rspunsurile modale care au contribu ii semnificative în rspunsul total, pot fi considerate independente, efectul total maxim produs de ac iunea seismic este estimat prin regula de combinare modal SRSS - rdcina ptrata din suma ptratelor, cu rela ia (4.12). Regula SRSS de compunere a maximelor modale este adecvat în cazul structurilor cu moduri proprii de vibra ie clar separate. Daca rspunsurile corespunztoare modurilor proprii j i k nu pot fi considerate independente, o regul mai precis de combinare a rspunsurilor maxime modale este CQC - combina ia ptratica complet:

) (

) 1(

) 1( ) (

r r r r r r k j k j k j k j jk                 (C 4.2) Unde

j k T T r  este raportul perioadelor proprii, iar j  i k  sunt frac iuni din amortizarea critic asociate modurilor proprii j i k. Dac pentru modurile proprii se consider aceeai valoare pentru frac iunea din amortizarea critic k j      , rela ia de mai sus devine:

) 1(

) 1(

r r r r jk        (C 4.3) Dac dou moduri proprii de vibra ie cu aceeai amortizare, au perioadele proprii foarte apropiate (raportul r este apropiat de 1) i coeficientul de corela ie modal are o valoare apropiat de 1. În Figura C 4.9 sunt reprezentate valorile coeficientului de corela ie în func ie de raportul perioadelor proprii r, pentru diferite frac iunii din amortizarea critic vâscoas modal   0,02 , 0,05 i 0,10. Figura C 4.9. Pentru valori ale raportului r egale cu 0,9 i respectiv 1/0,9 =1,11 i o frac iune din amortizarea critic de 0,05 (5%), corela ia modal devine semnificativ cu un coeficient de corela ie 0,47, iar modurile proprii nu mai pot fi considerate independente. Compara iile dintre rezultate ob inute cu metoda dinamic liniar i metoda modal cu spectru de rspuns eviden iaz acurate ea compunerii CQC pentru cazuri în care precizia rezultatelor ob inute prin compunere SRSS este afectat (subestimat) de corela iile modale i de termenii comuni corespunztori. CQC este denumit combina ia ptratica complet deoarece include, atât termeni ptratici modali individuali, cât i termeni modali comuni. Termenii modali comuni pot fi pozitivi sau negativi, în func ie de semnele efectelor modale corespunztoare.

0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9

0,5

1,5

r Coef. corel. 0,02 0,05 0,1

- numrul de accelerograme seismice compatibile cu amplasamentul cldirii analizate; - limitele practice de modelarea a efectelor de interac iune între elementele cu comportare inelastic; - algoritmul de calcul neliniar;

De altfel, compunerea modala SRSS este un caz particular al compunerii ptratice complete CQC, pentru  jk = 0 daca j  k i evident  jk =1 daca j = k . Regulile de compunere a maximelor modale SRSS i CQC au fost dezvoltate pe baza teoriei vibra iilor aleatoare. Estima iile rspunsului maxim total sunt mai precise pentru micri seismice caracterizate de o compozi ie spectral cu band lat de frecven e i o durat efectiv asociat fazei puternice sensibil mai mare ca perioada fundamental de vibra ie a structurii. Pentru micri seismice impulsive, cu durate efective scurte, precizia rezultatelor este mai redus. Regulile SRSS i CQC sunt adecvate pentru estimarea rspunsului total maxim daca ac iunea seismic pentru proiectare este reprezentat printr-un spectru neted de rspuns, ob inut prin medierea statistic a spectrelor de rspuns corespunztoare unui set de accelerograme seismice. Fiecare rspuns maxim total trebuie estimat numai prin compunerea maximelor modale ale aceluiai tip de mrime de rspuns, determinarea indirect prin utilizarea altor mrimi diferite de rspuns maxim modal fiind incorect. C4.5.3.5 Metoda for elor laterale i calculul modal conduc sistematic la rezultate neconservative atunci când capacitile de rezisten  ale etajelor au o distribu ie neregulat pe înl ime, aprând o concentrare a cerin elor de ductilitate la anumite etaje ale cldirii. În zonele cu iregulariti, unde se localizeaz comportarea inelastic, se pot produce ruperi ale elementelor structurale i pot aprea eforturi suplimentare care nu au fost anticipate în proiectarea detaliat a structurii. Rspunsul seismic al structurii este foarte sensibil la comportarea inelastic din zonele „critice”, precum i la detalierea acestor zone. În structurile regulate, cerin ele de deformare inelastic tind sa se distribuie în întreaga structur, ob inându-se o „dispersie” a disiprii de energie i a degradrilor posibile. Calculul static neliniar incremental consider, cu acuratee, distribu ii neregulate de capacit i de rezistenta. Procedeul are o serie de limitri i nu poate fi aplicat, spre exemplu, structurilor de cldiri înalte (flexibile) cu perioade fundamentale de vibra ie foarte lungi. În calculul rspunsului dinamic inelastic, prin integrarea direct a ecuaiilor diferen iale cuplate care descriu micarea seismic a structurii, capacitile de rezisten  ale diferitelor componente structurale sunt tratate adecvat. Rezultatele ob inute prin calcul dinamic inelastic sunt apropiate de realitate, dac vibraiile structurale au amplitudini suficient de mari pentru a produce curgeri semnificative în timpul unui cutremur puternic. În plus, aceste rezultate sunt credibile dac au fost ob inute pe baza prelucrrii statistice a rspunsurilor inelastice ob inute pentru un set de accelerograme seismice ale terenului, înregistrate sau simulate, selectate i calibrate corespunztor. Acurateea rezultatelor unui calcul dinamic inelastic este sensibil la:

- legea constitutiv care descrie comportarea histeretic a componentelor structurale. C4.5.3.6 Datorit naturii multidirec ionale a micrii terenului, componentele orizontale i componenta vertical (când este considerat) ale aciunii seismice sunt aplicate asupra unei structuri. Simultaneitatea celor dou componente pe direc ii ortogonale în plan orizontal sau a celor 3 componente de transla ie pe direc ii ortogonale ale micrii terenului poate fi considerat numai în calculul rspunsului seismic spa ial (liniar/neliniar) prin integrarea direct a ecuaiilor diferen iale de micare pe direc iile gradelor de libertate dinamic ale unui model structural tridimensional. Deoarece valorile maxime ale efectelor produse de componentele aciunii seismice nu sunt simultane, pentru estimarea efectului maxim E produs prin aplicarea simultan a celor trei componente ale aciunii seismice, se utilizeaz reguli de combinare fundamentate probabilistice. Regula de referin  pentru compunerea “spa iala” a efectelor maxime Ex, Ey, Ez, produse prin aplicarea separat a fiecreia din componentele aciunii seismice este rdcina ptrata din suma ptratelor (SRSS) :

z y x E E E E    (C 4.4) Daca fiecare din efectele Ex, Ey i Ez sunt calculate prin compunerea CQC a contribuiilor modale maxime i componentele aciunii seismice pe direc iile X, Y, Z sunt statistic independente, atunci E reprezint o estimare a efectului maxim produs prin aplicarea simultan a celor trei componente ale aciunii seismice, independent de orientarea axelor orizontale X i Y. SRSS este regul de referin  pentru combina ia spa iala de efecte, nu numai în condi iile aplicrii metodei modale cu spectre de rspuns i compunerii CQC unidirec ionale pentru contribu iile modale maxime, dar i în calculul static liniar cu fore seismice echivalente sau în calculul static neliniar incremental (“pushover”). P 100-1 accept ca regul de compunere alternativ, combina ia liniara procentuala: Edx E ”+” 0,30 Edy E ”+” 0,30 Edz E 0,30 Edx E ”+” 0,30 Edy E ”+” Edz E 0,30 Edx E ”+” Edy E ”+” 0,30 Edz E (C 4.5) Când cei trei termeni au acelai semn, valoarea 0.275 corespunde celei mai bune aproxima ii liniare în medie a combina iei SRSS. Rotunjirea acestei valori la 0,3 conduce la valori subestimate sau supraestimate cu cel mult 10%. La structurile regulate în plan, cu sisteme rezistente la fore laterale, independente pe dou direc ii orizontale principale, componenta aciunii seismice aplicat pe o direc ie nu produce efecte semnificative în sistemul rezistent situat pe direc ia ortogonal. Din acest motiv, pentru cldirile regulate în plan, cu sisteme independente alctuite din pere i structurali sau din contravântuiri verticale, nu este necesar combinaia spa ial a efectelor produse de cele dou componente orizontale ale aciunii seismice. C4.5.3.6.2 P 100-1 prevede considerarea componentei vertical a aciunii seismice numai când efectele sale sunt semnificative. Condi iile i modelul de calcul sunt asemntoare cu cele specificate de norma europeana EN 1998-1.

În general, componenta vertical a aciunii seismice se poate neglija, cu anumite excep ii, deoarece: - efectele sale pot fi acoperite prin proiectare la încrcri permanente i utile ; - perioadele proprii de vibra ie de transla ie pe direc ia verticala ale ansamblului structural sunt foarte scurte, fiind determinate de rigidit i axiale mari ale elementelor structurale verticale, iar amplificrile spectrale ale rspunsului vertical corespunztoare acestor perioade sunt reduse. Spre exemplu, în SR EN 1998-1, componenta vertical este considerata în calcul, când urmtoarele condi ii sunt satisfcute:

(1) valoarea de vârf a accelera iei verticale depete 0,25g

(2) cldirea i componentele structurale se înscriu în urmtoarele categorii: (0) (a) cldirea are baz izolat seismic (b) elemente orizontale sau aproape orizontale cu deschideri de cel pu in 20m console cu lungimi mai mari ca 5m; elemente alctuite din beton precomprimat; elemente orizontale care sus in unul sau mai mul i stâlpi în puncte de rezemare indirect. ( ) În cazurile detaliate de condi ia (2b), rspunsul dinamic la componenta vertical are un caracter local, implicând un model par ial care descrie aspectele importante ale rspunsului seismic pe direc ie vertical. Modelul par ial include elementele orizontale pentru care se consider ac iunea componentei verticale, dar i elementele sau substructurile care constituie reazeme pentru aceste elemente, elementele adiacente (din deschideri adiacente) putând fi considerate prin rigidit ile lor. C 4.6 Verificarea siguranei C 4.6.2 Starea limit ultim C4.6.2 Concepia modern a proiectrii seismice are în vedere un rspuns seismic neliniar al structurii. Acesta este definit de „echilibrul” dintre cele dou proprieti eseniale ale structurii, rezistena i ductilitatea, reprezentat schematic în Figura C 4.10 Figura C 4.10. Aceast reprezentare admite ipoteza c cerina de deplasare în rspunsul seismic elastic mrginete superior cerina de deplasare în rspunsul neliniar. Aceast ipotez,

- alctuirea elementelor (de exemplu, mrimea seciunii de beton raportat la fora axial i fora tietoare, armarea longitudinal i transversal în cazul elementelor de beton armat) asigur implicit o anumit ductilitate pentru sistemul structural; - forele seismice de proiectare se stabilesc pe baza unui coeficient de reducere q, corelat cu ductilitatea potenial a structurii. În felul acesta valorile eforturilor secionale de proiectare (cerina de rezisten) sunt fixate. Condiia de rezisten a structurii implic atunci verificarea relaiei (4.23) exprimat în termeni de rezisten (încovoiere cu for axial, for tietoare) pentru toate elementele structurii. Rezistena seciunilor corespunde, atunci când se efectueaz proiectarea la starea limit de rezisten, stadiului ultim de solicitare a seciunilor. De exemplu, pentru solicitarea de încovoiere cu fora axial pentru elemente de beton armat stadiul ultim este cel corespunztor atingerii deformaiei ultime în betonul comprimat sau în armtura cea mai întins, distribuia eforturilor în beton i armturi deducându-se în consecin. - În cazurile în care este necesar un control mai sigur al propriet ilor de ductilitate acestea se verifica explicit prin calcul. C4.6.2.2 (2)…(5) Relaia (4.22) exprim condiia de limitare a efectelor de ordinul 2 prin limitarea raportului dintre valorile aproximative ale sporului de moment în stâlpi, datorat acestui efect, determinat pe baza echilibrului în poziia deformat a structurii i, respectiv, a momentului de etaj (Figura C 4.11). Figura C 4.11. Expresia (4.22) i întreaga procedur de evaluare a efectelor de ordinul 2 preluat din codurile americane au fost fundamentate prin studii speciale având acest obiectiv. Metodologia este similar cu cea prevzut în vechiul standard STAS 10107/0-90 pentru stâlpii flexibili de beton armat, cu excepia faptului c parametrul este diferit. enunat de Newmark i Hall pentru domeniul structurilor cu perioada de vibraie mai mare decât perioada predominant a spectrului de rspuns în acceleraii, este confirmat de numeroase studii i a fundamentat aa numita “regul a deplasrii egale” Odat fixat capacitatea de deformare în domeniul neliniar (ductilitatea caracterizat de raportul du /dy), rezult rezistena lateral necesar. Codurile de proiectare moderne se bazeaz pe urmtoarea filozofie:

Astfel, în locul amplificatorului 1/(1-), în standardul românesc înlocuit de SR EN 1992-1-1 amplificatorul era ;  1/ 1 N Ncr  , stabilit prin aa numita formul a lui Perry. Ncr este for a de flambaj Euler. C4.6.2.2 (6) Procedura prezentat mai sus corespunde fazei de proiectare a structurilor. Metodele de calcul neliniar se aplic unor structuri cu alctuire cunoscut, de exemplu, unor structuri proiectate cu metodologia indicat la (1). La aceste structuri se cunoate deci rezistena elementelor i a ansamblului, ceea ce permite ca verificarea siguranei exprimat de condiia (4.21) s se fac în termeni de deformaie. De exemplu, în cazul aplicrii calculului neliniar aceasta înseamn verificarea deformaiilor elementelor (rotiri plastice, deplasri relative de nivel), cu cerinele corespunztoare strii limit considerate. În cazul ruperilor de tip fragil, cum este cea prin for tietoare, verificarea nu se poate face decât în termeni de for. Valorile de proiectare ale forelor se deduc din echilibrul la limit pe mecanismul potenial de disipare de energie. De exemplu, valorile forelor tietoare de proiectare din grinzi corespund dezvoltrii articulaiilor plastice la extremiti sub momentele capabile. C4.6.2.3 În aceast seciune se prezint condiiile generale pe care trebuie s le îndeplineasc un mecanism de disipare de energie favorabil. Astfel, mecanismul plastic cinematic trebuie s aib articulaiile plastice distribuite în întreaga structur pentru ca cerinele de rotire plastice sa fie minime. Pentru o structur etajat de cldire, acest mecanism presupune formarea articulaiilor plastice la extremitile grinzilor i la baza stâlpilor. Un mecanism de etaj, cu deformaiile plastice concentrate în stâlpii unui singur nivel, este cu totul indezirabil. Deplasrile structurale sunt foarte mari în acest caz i pot pune în pericol stabilitatea construciei. Pe de alt parte, zonele cu deformaii plastice trebuie astfel alctuite încât s posede o ductilitate foarte înalt. Pentru ca mecanismul dorit de disipare de energie s poat fi realizat este esenial ca legturile între elementele structurale (de exemplu, nodurile structurilor în cadre) i planee s rmân solicitate în domeniul elastic de comportare. În caz contrar, deformaiile structurii pot crete excesiv i necontrolat. De exemplu, deformaii neliniare relativ mici ale nodurilor pot duce la dublarea deplasrilor laterale. Din punct de vedere practic, impunerea mecanismului de disipare a energiei seismice se realizeaz prin proiectarea adecvat a rezistenei elementelor - metoda ierarhizrii capacitii de rezisten. Potrivit acestei metode, elementelor crora se dorete s li se impun o comportare elastic li se asigur prin dimensionare o rezisten suficient sporit fa de cea rezultat strict din echilibrul mecanismului structural sub sistemul forelor de proiectare. C4.6.2.5 Concepia de proiectare seismic curent are în vedere dezvoltarea deformaiilor plastice în suprastructur, cu meninerea infrastructurii i fundaiilor, adic a bazei construciilor, în domeniul elastic de comportare. Realizarea în practic a acestui concept se face, aa cum s-a artat în seciunea precedent, prin evaluarea la nivelul maxim probabil a eforturilor aplicate efectiv de suprastructur elementelor infrastructurii i fundaiilor, inclusiv cu considerarea unor efecte de suprarezisten. În cazul unei structuri etajate de beton armat, aceasta ar implica, de exemplu, considerarea seciunii efective de armtur longitudinal în stâlpi

i perei, mai mare, în majoritatea cazurilor, decât cea strict necesar rezultat din calcul, si considerând, cu caracter acoperitor, si posibilitatea, foarte probabila, ca în armaturile din zonele plastice sa se dezvolte eforturi unitare mai mari decât limita de curgere a minim specificat. Expresia (4.23) rezult dintr-o asemenea abordare. Altfel spus, încrcrile aplicate de suprastructur bazei sale corespund mecanismului structural de disipare de energie. Valoarea Rd = 1,5, din cazul infrastructurilor i a unor sisteme de fundare comune elementelor verticale, ia în considerare anumite componente ale mecanismului de rezisten ignorate în modelul de calcul, cum ar fi, de exemplu, mobilizarea rigiditii la torsiune a cutiei infrastructurii sau contribuia împingerii pasive i a frecrii pe pereii perimetrali ai subsolurilor. Alte aspecte ale proiectrii fundaiilor se discut la 5.8. C4.6.2.6 Starea limit ultim se raporteaz la un stadiu de solicitare al construciei care prezint o marj de siguran suficient fa de stadiul în care vieile oamenilor pot fi puse în pericol. Obiectivele explicite prezentate la (1) exprim aceast concepie. În versiunile mai vechi ale codurilor de proiectare se prevedeau verificri ale deplasrilor laterale numai pentru starea limit de serviciu. Aa cum este astzi larg recunoscut, parametrul cel mai semnificativ pentru calitatea rspunsului seismic este deplasarea lateral. Din acest motiv, pe lâng verificrile de rezisten i msurile de alctuire pentru asigurarea ductilitii elementelor structurale, P 100-1 a introdus i obligativitatea verificrii deplasrilor la ULS. Este de observat c în cazul aplicrii metodelor de calcul neliniar, verificrile se fac numai în termeni de deplasare. Din raiuni de simplificare a proiectrii, în situaiile în care cerinele de deplasare impuse de cutremur sunt suficient de mici i ele se încadreaz cu uurin în limitele admise, se poate renuna la verificarea explicit a deplasrilor. De exemplu, în cazul cutremurelor din Banat, caracterizate de perioade predominante scurte, pentru cldiri relativ flexibile, de tipul cadrelor etajate, cerinele de deplasari calculate cu: Sd = (T/2)2Sa (C 4.6) se încadreaz, de regul, în limitele admise datorit coeficientul de amplificare mic, corespunztor domeniului specific din spectrul de rspuns pe amplasament. C4.6.2.7(4) Noua ediie a P100-1 prevede pentru limea necesar a rostului seismic o valoare mai mic decât în ediia precedent. Aceast modificare este justificat pentru c probabilitatea ca cele dou cldiri vecine s înregistreze deplasrile maxime, în sensuri diferite, în acelai moment de timp, este extrem de mic. Relaia (4.25) este similar ca structur cu relaiile pentru stabilirea efectelor maxime ale aciunii în rspunsul modal cu aa numita regul (statistic) a rdcinii ptrate din suma ptratelor rspunsurilor modale maxime. C4.6.3.2(1) Starea limit de serviciu are în vedere satisfacerea exigenei de limitare a degradrilor. SLS prevede, din acest motiv, numai verificri ale deplasrilor relative de nivel asociate aciunii unor cutremure mai frecvente decât cele considerate pentru verificrile ULSULS. Pân când vor fi disponibile harta de hazard seismic i cea a unor spectre de rspuns asociate cutremurului asociat SLS, cerinele de deplasare se stabilesc aproximativ ca o fraciune din deplasarea lateral calculat la ULS pentru cutremurul de proiectare.

În aceast editi ie a P 100-1 s-a introdus o condiie distinct pentru verificarea rigiditilor laterale la construciile cu componente nestructurale ancorate de structur, dar care nu stânjenesc deformaiile elementelor structurale. În comentariile la Anexa E se discut alte aspecte de concepie i de detaliu referitoare la verificrile structurilor la deplasrile laterale. C 4.7 Sinteza metodelor de proiectare C4.7 Sinteza pune în eviden elementele eseniale ale proiectrii seismice bazate pe calculul structural elastic, respectiv neliniar. În timp ce în primul caz,metoda curenta de proiectare, impunerea mecanismului de plastificare urmrit se realizeaz prin ierarhizarea rezistenelor elementelor, în cel de-al doilea caz, metoda „avansata” de proiectare, cerinele i capacitile se determin direct, pe baza rspunsului seismic neliniar calculat, care se apropie cel mai mult de cel efectiv. Bibliografie: ASCE 4-98, Seismic Analysis of Safety Related Nuclear Structures and Commentary, ASCE, 2000 ASCE 7-05, Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures, ASCE, 2005 ATC (1996). Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings. Report ATC 40, Redwood City, CA. Anagnostoupoulos, S.A, Chapter 8. Buildings, în Computer Analysis and Design of Earthquake Resistant Structures. A Handbook, Editors Beskos D., Anagnostoupoulos, S.A, Computational Mechanics Publications, Southampton, 1997 Anastassiadis, K., Avramidis I.E., Athanatopoulou, A. Critical Comments on Eurocode 8 Sections 3 and 4, Draft no.1/2000, 12th European Conference on Earthquake Engineering, London , 2002, Paper No.095 Anastassiadis, K., Avramidis I.E., Athanatopoulou, A. Critical Comments on Eurocode 8 Parts 1-1 and 1-2, 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris , 1998, Balkema Rotterdam, Paper No.095 CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). N2 – A method for non-linear seismic analysis of RC buildings, Proc. of the 9th WCEE, Tokyo, vol. V, p. 111-116. Fajfar, P. (2000). A nonlinear analysis method for performance-based seismic design. Earthq. Spectra, 16(8). California Building Code, California Code of Regulation, Volume 2, based on 1997 Uniform Building Code , ICBO, 2002 Chopra A. K., Dynamics of Structures, Prentice Hall, 2001 Clough, R.W, Penzien,J.,Dynamics of Structures, McGraw-Hill,Second Edition, 1993 Cosenza, E., Manfredi, G., Realfonzo, R., Torsional effects and regularity conditions în RC buildings, 12th World Conference on Earthquake Engineering, Auckland , New Zeeland, 2000, Paper No. 2551

Der Kiureghian, A., A Response Spectrum Method for Random Vibration Analysis of MDOF Systems, Earthquake Engineering and Structural Dynamics,Vol.9,419-435, John Willey and Sons,1981 Draft Regulatory Guide DG-1127 , Combining Modal Responses and Spatial Components în Seismic Response Analysis, US- NUREG Commision, February 2005 Dubin D., Lungu D. coordonatori, Construcii amplasate în zone cu mi cri seismice puternice, Editura Orizonturi Universitare, Timioara, 2003 Fardis, M.N, Chapter 9. Reinforced concrete structures, în Computer Analysis and Design of Earthquake Resistant Structures.A Handbook, Editors Beskos D.E, Anagnostoupoulos, S.A , Computational Mechanics Publications, Southampton,1997 Fardis M.N, Current developments and future prospects of the European Code for seismic design and rehabilitation of Buildings: Eurocode 8, 13th World Conference on Earthquake Engineering, Vancouver , Canada, August 1-6, 2004, Paper No. 2025 Fardis M.N, Code Deveopments în Earthquake Engineering, 12th European Conference on Earthquake Engineering, London , 2002, Paper No.845 Ifrim M., Dinamica structurilor i inginerie seismic, EDP, Bucureti, 1984 Mazzolani F. M., Piluso V., Theory and Design of Seismic Resistant Steel Frames, E&FN Spon, 1996 Ministerul Lucrrilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, agrozootehnice i industriale, INCERC Bucureti, Buletinul Construciilor, no. 1-2, 1992, 151 p. NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulations for New Buildings and other Structures, (FEMA 450), Part 1 Provisions, 2003 Edition, Buiding Seismic Safety Council Newmark, N. M. i Hall, W.J. (1982). Earthquake spectra and design, Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, USA. Paulay, T. i Priestley, M.J.N. (1992), Seismic Design of Concrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons Inc., New York, 744 p. Penelis G.E, Kappos, A.J., Earthquake Resistant Concrete Structures, E&FN Spoon, London, 1997 Postelnicu, T. i Zamfirescu, D., (1998), Methodology for the calibration of the seismic forces, 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris. Postelnicu, T. i Zamfirescu, D. (2001). Towards displacement-based methods in Romanian seismic design code. Earthquake Hazard and Countermeasures for Existing Fragile Buildings, Eds. D. Lungu & T.Saito, Bucureti, pp. 169-142. Regulations for Seimic Design – A World List, Suplement 2000, Editor Katayama, T. International Association for Earthquake Engineering , 2000 Saatcioglu, M., Humar, J., Dynamic Analysis of Buildings for Earthquake Resistant- design, Canadian Journal of Civ. Engn, Vol.30, 338-359, 2003 Wilson E.L., Three–Dimensional Static and Dynamic Analysis of Structures, Computers and Structures Inc., Berkeley, California, USA, 2002

Wilson E.L., Der Kiureghian A., Bayo, E.P., A Replacement for the SRSS Method în Seismic Analysis, Earthquake Engineering and Structural Dynamics,Vol.9,187-194, John Willey and Sons,1981

(a) S-a preferat denumirea mai convenional de zon „critic”, în locul denumirii de zon „disipativ”, pentru motivul c în aplicarea metodei de proiectare a ierarhizrii capacitii de rezisten a elementelor structurale exist posibilitatea ca în aceaste zone s nu se formeze articulaii plastice, sau ca incursiunile la atacul cutremurului de proiectare în domeniul postelastic de deformare s fie limitate. De exemplu, extremitile stâlpilor la structurile în cadre proiectate pentru clasa DCH. În acest fel se evideniaz faptul c aceste zone sunt cele mai solicitate. (b) Proporia referitoare la contribuia pereilor structurali, respectiv a cadrelor, în rezistena ansamblului structural, se exprim prin fraciunea din fora tietoare de baz în combina ia seismic de încrcri, preluat de cele dou subsisteme structurale. (c) Structurile flexibile la torsiune prezint un rspuns seismic nefavorabil i, din acest motiv, li se atribuie prevederi de proiectare speciale. Astfel de structuri sunt, de exemplu, sistemele cu elemente rigide concentrate într-o zon cu dimensiuni relativ reduse, situat spre mijlocul cldirii, i cu elemente mult mai flexibile în restul construciei. Aceste sisteme prezint, de regul, rotiri de torsiune foarte importante, cu amplificri periculoase ale deplasrilor elementelor dispuse periferic. Calculul modal al structurii evideniaz în asemenea cazuri moduri de baz (primele moduri) preponderent de torsiune sau care cupleaz vibraiile de translaie cu vibraii de torsiune, cu ponderi apropiate, fcând dificil controlul comportrii structurii. Asemenea moduri de comportare sunt, în principiu, nerecomandate. În acest scop, pentru echilibrarea structurii din punct de vedere al rigiditii se recomand plasarea unor perei pe contur, dispui în poziie avantajoas, sau mrirea rigiditii cadrelor perimetrale, cel mai eficient prin sporirea dimensiunilor (înlimii) grinzilor. Eficiena acestor intervenii se poate verifica printr-un efect de decuplare a vibraiilor de translaie de cele de rsucire de ansamblu. În Figura C 5.1 se prezint, de exemplu, o structur cu moduri cuplate, sensibil la rsucire (a), i aceeai structur îmbuntit prin sporirea rigiditii elementelor de pe contur (b). Figura C 5.1.

a)

b) C 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE BETON C 5.1. Generaliti C5.1.2 Definiiile de la aceast seciune au fost preluate practic nemodificate din SR EN 1998-1. Majoritatea lor corespund semnificaiilor termenilor utilizai în prezent i în ara noastr. Sunt necesare câteva precizri:

Figura C 5.2.

În caz c msurile de echilibrare ale rigiditii sistemului nu sunt posibile, rspunsul seismic este mai pu in controlabil. În asemenea cazuri este necesar sporirea gradului de asigurare prin sporirea forelor seismice de proiectare. (d) Sistemele de tip pendul inversat reprezint structuri lipsite de redundan, respectiv de rezerve structurale. În structuri inginereti, cum sunt castelele de ap, turnurile de televiziune, courile de fum, disiparea de energie are loc, de regul, numai în zona de la baza trunchiului, singurul element al structurii. i în aceste situaii este necesar sporirea siguranei prin mrirea forelor de calcul, de aceast dat pentru compensarea lipsei de redundan. ( ) În cazul halelor parter, dac planeul de acoperi realizeaz rolul de diafragm orizontal legând capetele stâlpilor, situaia structurii în ansamblu este mai bun decât în cazul unei structuri realizate din elemente neconectate, lucrând individual. Dac legturile acoperiului de stâlpi sunt articulate, stâlpii lucreaz pe o schem de consol. Cu toat lipsa aparent de redundan, sistemul în ansamblu poate evidenia o anumit suprarezisten, stâlpii intrând succesiv (nu simultan) în domeniul plastic de deformare, ca urmare a variabilitii rezistenelor materialelor. Dac stâlpii au încrcri axiale relativ mici, atunci ei posed o ductilitate substanial, similar cu cea a elementelor încovoiate dublu armate. Pe aceast baz, structurile halelor care respect condiiile notei de la sfâritul seciunii nu sunt penalizate prin sporirea forelor seismice de calcul (vezi 5.2.2.2) i nu se încadreaz în sistemul de tip pendul inversat. De asemenea, nu se încadreaz în aceast categorie cadrele cu un singur nivel, cu rigle legate de stâlpi prin noduri rigide, indiferent de mrimea eforturilor unitare de compresiune din stâlpi. C 5.2. Principii de proiectare C5.2 (1)-(3) Rspunsul seismic al unei structuri este dependent de relaia dintre doi factori majori: rezistena i ductilitatea. Cu cât structura este mai puternic, cu atât cerina de ductilitate este mai mic, i invers. De asemenea, dac structura este înzestrat cu o ductilitate substanial, care este mobilizat la aciunea cutremurului, aceasta poate fi mai puin rezistent decât o construcie cu o ductilitate capabil mai mic. Acest “echilibru” între rezisten i ductilitate (exprimat prin raportul între deplasarea ultim i cea de la ini ierea curgerii) este reprezentat schematic în Figura C 5.2, unde comportarea structurilor se aproximeaz prin relaii ideal elasto-plastice.

o ductilitate mare s nu fie mobilizat integral i, din acest motiv, la aceste construcii msurile de ductilizare i, inclusiv, clasa de ductilitate pot fi reduse. Proiectarea pentru clasa DCM corespunde acestor condiii. În principiu, îns, proiectarea la DCM poate constitui o opiune i pentru regiunile seismice cu seismicitate mai înalt. Proiectarea la DCM este mai simpl i poate conferi o comportare mai bun pentru cutremure moderate. DCH ofer o siguran superioar clasei DCM în ceea ce privete prbuirea la aciuni seismice mai puternice decât cea de proiectare. Din acest motiv, proiectarea la DCH este întotdeauna de preferat în zone seismice cu seismicitate foarte înalt. C 5.2.1 (4) P 100-1 admite proiectarea structurilor numai pe considerente de rezisten, dac i forele de proiectare sunt suficient de mari pentru a se obine un rspuns seismic practic elastic. În aceste condiii nu trebuie s se prevad msuri de ductilizare (clasa de ductilitate joas DCL). Factorul de comportare supraunitar, 1.5, ia în considerare suprarezistena structurii datorata in special diferenei între valorile de proiectare i cele efective ale rezisten elor de proiectare. P 100-1 recomand alegerea DCL numai pentru regiunile cu seismicitate joas pentru c structurile astfel proiectate pot s nu aib o margine de siguran suficient fa  de cutremure mai puternice decât cel de proiectare. C5.2.2.1 În aceast seciune sunt identificate tipurile de structuri pentru cldiri. Definirea lor a fost fcut la 5.1. C5.2.2.2 (1)..(3) Fora seismic de proiectare poate fi redus în raport cu valoarea forei în rspunsul seismic elastic datorit: - dezvoltrii unor deformaii postelastice consistente (ductilitatea) - rezervelor de rezisten pe care structura le capt ca urmare a metologiei de proiectare (aa numita suprarezisten a structurii). Relaia între rezisten i ductilitate are corespondent în alctuirea seciunilor elementelor structurale. La structuri de beton armat, rezistena la încovoiere, cu sau fr for axial, este dependent de armturile longitudinale, în timp ce ductilitatea depinde în special de armarea transversal în zonele critice (disipative). Proiectantul, în principiu, poate opta pentru soluii diferite, alegând capaciti de rezisten mai mari i ductiliti capabile mai mici, sau invers. În contextul aplicrii codului de proiectare, apare necesitatea optrii între proiectarea în condiiile clasei de ductilitate înalt, DCH, sau medie, DCM. Pentru construciile curente, codurile de proiectare au în vedere un rspuns seismic în care s nu se impun structurilor deplasri mai mari decât cele corespunztoare unor factori de ductilitate de 4 - 5, pentru a evita degradrile structurale i deformaiile remanente prea mari. Pân la aceast limit comportarea ductil este preferabil unui rspuns mai puin ductil, mai ales în zonele seismice cu valori ag mari. Un asemenea rspuns se obine proiectând cldirea pentru clasa DCH. În zonele cu seismicitate slab, sau la construcii cu capacitate de rezisten mare, ca urmare a dimensiunilor impuse pe alte criterii decât cele structurale, este de ateptat ca

Figura C 5.3.

Suprarezistena are trei surse principale (Figura C 5.3): (i) Suprarezistena rezultat din faptul c valorile efective ale rezistenelor materialelor (dup caz, beton, oel, zidrie) sunt în realitate mai mari decât valorile de proiectare, care reprezint valorile minime probabile. (ii) Suprarezistena rezultat din modul concret în care se realizeaz proiectarea elementelor. (iii) De exemplu, la o cldire etajat seciunile stâlpilor i pereilor sunt meninute, de cele mai multe ori, constante pe toat înlimea cldirii dei eforturile scad de la baz ctre vârful acesteia. De asemenea, dimensiunile minime constructive sau procentele minime de armare sunt de multe ori superioare dimensiunilor rezultate efectiv din calcul, iar la alctuirea seciunilor, în marea majoritate a cazurilor, rotunjirea dimensiunilor necesare ale seciunilor se face în plus. (iv) Suprarezistena de sistem, rezultat din faptul c articulaiile plastice nu se formeaz simultan ci pe msur ce forele orizontale cresc, astfel încât curba for - deplasare a structurii nu prezint un palier orizontal fiind ascendent dup apariia primei plastificri. Aceasta este manifestarea redundanei structurale. ( ) Reprezentarea din Figura C 5.3 este una schematic pentru c influena celor 3 surse de suprarezisten se manifest împreun la orice nivel de solicitare. În normele româneti, separarea factorului de reducere datorat ductilitii de cel datorat suprarezistenei apare pentru prima oar în P 100-1, procedura fiind similar cu cea din Eurocod. În tabelul 5.1 factorul de reducere apare sub forma produsului q3qsr dintre cei doi factori pariali, fr ca aceste notaii s apar explicit. Frac iunea din factorul de comportare care ia în considerare ductilitatea poten ial a structurii i efectele de suprarezisten  identificate la (i) i (ii) ia valori între 5 i 1,5, în funcie de ductilitatea potenial a sistemului i de clasa de ductilitate aleas. Aceasta este separat de frac iunea )u/)1 care reprezint raportul dintre fora înregistrat de structur în momentul ultim i fora corespunztoare iniierii curgerii (altfel spus, formrii primei articulaii plastice). Factorul )u/)1 1 exprim astfel, formal, numai suprarezistena de sistem, fiind cu atât mai mare cu cât este mai redundant structura.

ca valoarea cea mai mic a raportului g E g Rd M M M M   , unde MRd este valoarea de proiectare a momentului capabil la captul elementului iar ME i Mg sunt momentele încovoietoare din ac iunea seismic i, respectiv, din ac iuni gravitaionale incluse în combinaia seismic de proiectare, pentru toate zonele critice. Valoarea lui u poate fi calculat ca raportul dintre fora tietoare de baz corespunztoare formrii mecanismului complet de plastificare, conform unui calcul static neliniar, i fora tietoare de baz cauzat de aciunea seismic de proiectare (Figura C 5.2). Ac iunile gravitaionale considerate c acioneaz simultan cu aciunea seismic trebuie meninute constante în calculul static neliniar, în timp ce deplasrile laterale cresc. Pentru consecven, la calcularea lui 1, în calculul static neliniar capacitile de moment ale capetelor elementului trebuie s ia valorile de proiectare MRd. Dac sunt folosite valorile medii ale momentelor capabile, cum se obinuiete în calculul static neliniar, aceleai valori vor fi folosite i pentru calculul lui 1. Figura C 5.4. În faza iniial a proiectrii nu se cunoate alctuirea (armarea) structurii astfel încât procedeul descris mai sus poate fi aplicat numai pentru verificri ale comportrii structurale. În proiectarea curent se folosesc valorile propuse în Cod, care sunt stabilite în funcie de numrul nivelurilor i deschiderilor construciei, cu alte cuvinte de gradul de nedeterminare static (redundana) al construciei. Tabelul 5.1 cu valorile maxime ale factorului de comportare q prezint dou nouti fa de precedenta ediie a codului. (i) Valori distincte pentru clasa DCL Valoarea q = 2 > 1,5, propus pentru structurile parter cu d  0,25, are în vedere ductilitatea „natural”, fr msuri de confinare a elementelor de beton armat cu fore de compresiune relativ mici. Vb uVdb Vdb yVdb d Vb fora tietoare de baz Vbd fora tietoare de proiectare Curba for -depasare rezultat dintr-un calcul ”pushover” La cldirile din clasa DCL se presupune c suprarezistena materialelor i a elementelor corespunde, aa cum s-a artat, unui factor de comportare q = 1,5. De asemenea, se presupune c aceasta valoare este deja inclus în valorile din tabelul 5.1 pentru cldirile din DCM i DCH. 1 poate fi considerat ca factor multiplicativ pentru efectele aciunii seismice din calculul elastic pentru aciunea seismic de proiectare. Valoarea sa poate fi calculat

(a) limitarea forei axiale relative (b) limitarea forei tietoare relative (c) alctuirea adecvat a armrii ( ) (vezi C5.3.4.1.2, C5.3.4.2.2, C5.3.4.3.2). C 5.2.3.3.1(6) Rspunsul seismic neliniar al structurilor de beton armat depinde de „funcionarea” articulaiilor plastice. Din acest motiv, prevederile de calcul i de alctuire privesc aceste zone, urmrind s asigure o comportare histeretic stabil pentru acestea. În restul zonelor elementelor structurale, de regul nu se depete pragul elastic de deformare. În mod firesc pentru aceste zone, sunt suficiente regulile pentru elemente structurale „neseismice” din SR EN 1992-1-1. C5.2.3.3.3(1)..(4) Aceast seciune include prevederile de aplicare a metodei ierarhizrii capacitii de rezisten a elementelor structurale (“capacity design method”), prin care se impune structurii mecanismul dorit de disipare a energiei. Aceste mecanisme prevd în cazul structurilor în cadre formarea articulaiilor plastice în grinzi, i nu în stâlpi (aa numitul mecanism stâlpi puternici - grinzi slabe). Condiia (5.4) exprim faptul c aceste momentele de proiectare în stâlpi trebuie s fie mai mari cu 30% pentru clasa H, respectiv cu 20% pentru clasa M, decât momentele de plastificare ale grinzilor, pentru fiecare direcie i sens de aciune ale cutremurului. Acest ecart este considerat suficient pentru a asigura mecanismul stâlpi puternici - grinzi slabe, chiar i pentru un atac seismic în direcie oblic. Studii efectuate prin calculul dinamic neliniar demonstreaz îns c, ocazional, la construcii mai deosebite, coeficientul Rd necesar poate ajunge la valori de cca 2-2,2. O alt cauz pentru care relaia (5.4) poate fi neasigurtoare pentru evitarea apariiei articulaiilor plastice în stâlpi este aceea c distribuia momentelor încovoietoare în lungul stâlpului cadrelor etajate pe durata aciunii seismice poate diferi substanial de cea furnizat de calculul elastic la forele statice echivalente. Rspunsul dinamic neliniar evideniaz faptul c poziia punctului de inflexiune se modific permanent. În [Paulay, 1986] se arat c la structuri respectând condiia (5.4) pot aprea situaii în care se formeaz articulaii plastice sub grinzi, în timp ce seciunile de deasupra

(ii) Includerea în componena factorului kw din componena factorului de comportare pentru structurile cu perei. ( ) C5.2.2.2(4)(5) O serie de construcii relativ frecvente în prezent, cum sunt parcrile supraetajate i tribunele stadioanelor, pot include perei scuri cu ductilitatea potenial inferioar pereilor lungi din construciile de tip obinuit. Factorul subunitar kw este identic cu cel prevzut în EN1998-1, în care valorile acestuia depind de raportul între înlimea i lungimea pereilor. C5.2.2.2 (6) Aa cum s-a artat la 4.4.3.3, penalizarea structurilor neregulate prin mrirea forelor seismice de proiectare se face prin intermediul factorilor de reducere (vezi i 5.2.2.2). C5.3.2 Condiiile generale de verificare a rezistenei i ductilitii structurii au fost discutate la C4.6.2.2 i C4.6.2.3. Comentariile fcute acolo sunt valabile i se refer aici la structurile de beton armat. C5.2.3.2(1) Realizarea de incursiuni în domeniul plastic fr reduceri semnificative ale capacitii de rezisten, înseamn bucle histeretice stabile care se pot realiza prin

"

 Rb Rd coresp Rc M M M  inf sup sau "

 Rb Rd coresp Rc M M M  sup inf (C 5.1) dup cum momentul în stâlp deasupra nodului, furnizat de calculul elastic, este mai mare sau mai mic decât cel din seciunea de sub grind. Cu inf coresp M i sup coresp M s-au notat momentele care intervin în stâlp în seciunile de sub nod i de deasupra nodului, în situaia în care stâlpul s-ar plastifica deasupra nodului, respectiv dedesubtul nodului. O valoare aproximativ a acestor momente se obine amplificând valorile rezultate din calculul static la încrcri seismice de proiectare cu raportul între suma momentelor capabile în grinzile adiacente nodului i suma momentelor în grinzi rezultate din calculul static la încrcri de proiectare. Figura C 5.5. În P 100-1 se urmeaz prevederile din SR EN 1998-1 i nu se prevede verificarea unor asemenea situaii. Se consider c aceste cazuri sunt foarte dificil de identificat, pe de o parte, iar plastificarea accidental, cu cerine de rotire mici, nu este periculoas. În anexa D a normativului P100/92 condiia între momentele capabile de la stâlpi i cele din grinzi este extins la toate nodurile de cadru de la un anumit nivel, sau pentru nodurile dintr-un anumit plan al structurii. Aceasta înseamn c dac condiia nu este respectat pentru un anumit nod, dar este îndeplinit la nivelul ansamblului, mecanismul de plastificare potenial este satisfctor. Într-adevr, chiar dac ar aprea una sau câteva articulaii plastice la extremitile stâlpilor de la un anumit nivel, atâta vreme cât majoritatea stâlpilor lucreaz în domeniul elastic (Figura C 5.6,b), nu se poate forma un mecanism tip “nivel slab”. Deplasrile sunt controlate în acest caz, iar rotirile în articulaiile plastice din stâlpi sunt cu totul moderate. acestora sunt supuse la momente cu valori foarte reduse. De altfel, însui calculul elastic pune în eviden situaii în care momentele pe stâlpi, deasupra i dedesubtul grinzii, sunt de acelai semn atunci când grinzile sunt relativ flexibile în raport cu stâlpii. În aceste cazuri condiia (5.4) ar trebui înlocuit, în principiu, cu o relaie de forma:

Varianta adoptat în P100/92, mai simplu de aplicat si mai corect principial, care a fost preluat ca procedeu alternativ (relatia 5.5), poate fi utilizat opional aa cum se arat la (4). Figura C 5.6. Situaiile în care satisfacerea condiiei (5.4) este exceptat are în vedere stâlpi la care, datorit încrcrii axiale relativ mici, ductilitatea la încovoiere este consistent, astfel încât dezvoltarea unor deformaii plastice controlate nu este periculoas. La cazurile indicate la (3) mai trebuie adugat acela al stâlpilor marginali, în situaia în care sunt descrcai puternic, uneori total, de forele de compresiune, prin efectul indirect al forelor orizontale. În cazul în care fora axial este întindere sau o compresiune mic, ductilitatea secional este substanial fr msuri de armare transversal deosebite. Plastificarea local a unui singur stâlp din irul de stâlpi de la un anumit nivel nu este periculoas, pentru c nu implic dezvoltarea unor mecanisme de etaj. Pe de alt parte, satisfacerea condiiei (5.4) ar atrage o sporire excesiv a armturii longitudinale. Impunerea prin proiectare a poziiei articulaiilor plastice (a zonelor disipative) aduce avantaje importante: (i) Menine stâlpii în domeniul elastic de comportare astfel încât fretarea (confinarea) miezului de beton al stâlpului nu mai este necesar necesar, astfel încât msurile de armare transversal se pot reduce substanial. (ii) Sporete capacitatea betonului din stâlpi de a prelua fora tietoare, în zonele de la capetele stalpilor, ”ferite” de plastificare. (iii) Îmbunt ete condiiile de aderen ale armturilor, ca urmare a faptului c acestea nu mai sunt solicitate ciclic alternant în domeniul postelastic. Ca urmare, se pot accepta îmbinri prin suprapunerea barelor verticale pe lungimi mai reduse, corespunztoare condiiilor normale de solicitare. (iv) Faptul c stâlpii nu se plastific îmbuntete comportarea nodurilor grind- stâlp. ( ) Aceste argumente arat, pe de alt parte, c aplicarea metodei de proiectare la capacitate pentru impunerea unor mecanisme de plastificare favorabile nu înseamn sporuri deosebite de armtur, în special ca urmare a reducerii armturii transversale necesare (5.2.3.3.2(4)). C5.2.3.3.3(5) În aceast ediie a codului de proiectare seismic s-a renunat la procedeul de evaluare a momentelor de proiectare din EN 1998-1. Dei în acest document se face afirmaia c diagrama de momente înfurtoare de proiectare propus este acoperitoare, fiind în msur s acopere incertitudinile legate de distribuia eforturilor în rspunsul inelastic, testrile efectuate în proiectarea cladirilor au infirmat acest apreciere. Este contestabil, în primul rând, c diagrama EN 1998-1

i reduce numrul de tipuri de armare (Figura C 5.7,b). Figura C 5.7. C5.2.3.3.4 (1)(2) Mobilizarea mecanismului de disipare de energie proiectat presupune c sunt evitate ruperile premature de tip fragil sau mai puin ductil. În aceast seciune sunt identificate asemenea tipuri de cedare: (i) În vederea evitrii ruperii la for tietoare în seciuni înclinate se iau urmtoarele msuri: - Valorile forelor de proiectare sunt cele maxime care pot aciona asupra elementelor, respectiv cele care corespund mecanismului de plastificare. La evaluarea momentelor capabile asociate acestui mecanism se ia în considerare posibilitatea solicitrii oelului în domeniul de consolidare, funcie de mrimea ateptat a incursiunilor în domeniul neliniar, respectiv de clasa de ductilitate, medie (DCM) sau înalt (DCH), pentru care este proiectat structura. Montantul 1 Montantul 2 Montantul 1 Montantul 2 Deformata pere ilor cupla i Diagrame de momente în montan i Dup redistribu ie Înainte de redistribu ie Înainte de redistribu ie Dup redistribu ie nu este legat de mecanismul de cedare cu plastificarea seciunilor de la baza pereilor. În consecin, atât valorile momentelor încovoietoare de proiectare, dar i valorile forelor tietoare de proiectare din SR EN 1998-1 au un caracter convenional i nu pot evita unele plastificri necontrolate pe înlimea cldirii i, mai cu seam, ruperile fragile la for tietoare. Din acest motiv, P 100-1 prevede pentru evaluarea eforturilor de proiectare din perei procedeul din CR 2-1-1.1, bazat consecvent pe ierarhizarea capacitii de rezisten în vederea impunerii mecanismului de disipare de energie urmrit. Întrucât procedeul este prezentat detaliat în pentru proiectarea structurilor cu perei i comentat pe larg în volumul de comentarii la Cod, P 100-1 face numai unele precizri de baz si face trimitere la codul CR 2-1-1.1 pentru prevederi suplimentare. C5.2.3.3.2(6) Redistribuiile admise ale momentelor de dimensionare între elementele verticale i, respectiv, între elementele orizontale care mrginesc acelai ir de goluri, se bazeaz pe ductilitatea substanial a elementelor structurale proiectate pe baza codului. Dac redistribuiile se încadreaz în limita a 30% i, respectiv, 20%, nu se depesc capacitile de rotire în seciunile cele mai solicitate. Redistribuiile permit optimizarea armrii, în sensul economiei de oel i al realizrii constructive mai simple. De exemplu, se pot transfera momente de la pereii (stâlpii) mai puin încrcai axial la cei supui la compresiuni mai mari, unde se pot prelua momente sporite cu sporuri de armtur relativ mici. De asemenea, redistribuia momentelor între grinzile dintre doi perei (stâlpi) poate uniformiza sistemul de armare

- În zonele plastice poteniale (zone critice sau zone disipative), se ine seama de scderea capacitii betonului de a prelua fora tietoare, datorit solicitrii ciclice, uneori alternante. Pentru evitarea ruperilor produse de forele de lunecare în rosturi de lucru, de asemenea se evalueaz la maximum aceste fore, ca fiind cele asociate mecanismului de plastificare. Un exemplu edificator este ilustrat în Figura C 5.8 unde se reprezint schema de calcul a forelor de lunecare acionând într-o îmbinare vertical a unui perete prefabricat din panouri mari. Din examinarea echilibrului forelor rezult c, în momentul ultim, forele de lunecare au valori compuse dintr-o component rezultat din variaia momentului încovoietor pe înlimea peretelui (lunecare Jurawsky) i alta care echilibreaz încrcrile aplicate pe planee. Rezult c fora de lunecare asociat mecanismului de plastificare este substanial mai mare decât cea dat de calculul elastic. Figura C 5.8. (ii) Degradarea aderenei între armtur i beton, în special în zona ei de ancorare (în multe cazuri aceasta reprezint zona de îmbinare între elemente - nodul structural), poate, la limit, scoate bara din lucru i deci reduce rezistena. În cazul aciunii seismice acest risc este amplificat de efectul încrcrilor ciclice, alternante, i de efectul fisurilor de despicare a betonului în lungul barei în zona nodului structural. Pentru a reduce acest risc : - se folosesc bare cu profil periodic; - se iau msuri speciale de ancorare; - se sporete lungimea de ancorare a barelor drepte. În sec iunea 5.7 se prevede sporirea cu 20% a lungimilor de ancorare ale barelor longitudinale întinse în elementele participante la preluarea aciunii seismice, în raport cu lungimile de ancorare ale armturilor cu condiii normale de solicitare. Pentru asigurarea unei bune ancorri a etrierilor cu rol de fretare în zonele critice din elementele structurale, cârligele acestora au forma i dimensiunile din Figura C 5.9,a. Prin ptrunderea cârligului în miezul de beton al seciunii (Figura C 5.9,b) se creeaz condiii mai bune de ancorare decât prin poziionarea lui în imediata apropiere a stratului de beton de acoperire, care se poate pierde la o solicitare seismic intens.

Figura C 5.9. Figura C 5.10.

a)

b) (iii) Pe baza acelorai considerente, este necesar s se evite înndirile (în special cele prin suprapunere cu sudur) în zonele critice. Aceast problem apare în special la înndirea armturilor verticale din stâlpi i perei, la care apar întreruperi ale continuitii la fiecare nivel, datorate tehnologiei de execuie. Cea mai simpl soluie pentru evitarea înndirii din zona disipativ de la baza stâlpilor sau a pereilor este s se prevad armturi cu lungimea a dou niveluri. În cazul pereilor cu un raport mare între înlime i lungime (cu o înlime relativ mic a zonei plastice), atunci când soluii ca cele indicate mai sus nu sunt posibile sau sunt dificil de executat, se poate accepta i ideea dezvoltrii zonei critice deasupra zonei de înndire a armturilor verticale (Figura C 5.10). Pentru aceasta, zona de înndire trebuie sa fie sensibil mai puternic decât zona de deasupra, condiie îndeplinit montând musti suficient de puternice. Mutarea zonei critice mai sus nu implic sporuri substaniale ale forei tietoare asociate, situaie care intevine la stâlpi, datorit configuraiei diagramei de momente specifice pereilor, caracterizai de un bra de forfecare mult mai mare.

Figura C 5.11. (iv) Problema evitrii ruperii zonelor întinse se pune i în proiectarea gravitaional. Dup fisurarea betonului întins, eforturile preluate pân în acel moment de betonul întins trebuie preluate de armtur, a crei seciune este necesar s fie suficient de mare astfel încât s nu se rup în urma acestui transfer brusc de efort. Aceasta este de fapt condiia pentru determinarea armrii minime (adic a procentelor minime de armare) necesare în zonele întinse. ( ) În cazul aciunii seismice, fisurarea unei seciuni cu armtur insuficient nu este urmat neaprat de ruperea armturii, pentru c efortul aplicat scade pân la valoarea pe care aceasta o poate suporta (Figura C 5.11). Trebuie avute în vedere dou probleme: - În cazul unor seciunii dezvoltate în zona comprimat, înlimea zonei comprimate la rupere este foarte mic, rezultând deformaii foarte ample în armtura întins. Dac cerina de rotire este mare, armtura întins, cu seciune insuficient, se poate rupe. - În cazul unor seciunii foarte dezvoltate în zona întins, chiar dac armtura dispus raportat la seciunea inimii poate aprea suficient, momentul de fisurare (Mcr) poate fi superior momentului de curgere (My) al seciunii de beton armat. Aceasta înseamn c i fora tietoare asociat momentului de fisurare este mai mare decât cea asociat mecanismului de plastificare i dimensionarea armrii transversale trebuie fcut la cea mai mare valoare a forei tietoare care poate aciona asupra elementului. C5.2.3.4(1) Ductilitatea structurii în ansamblul ei poate fi mobilizat în zonele critice ale elementelor structurale. Capacitatea de deformare plastic a zonelor disipative este direct dependent de rotirea specific (curbura) ultim dezvoltat în seciunea cea mai solicitat dup cum ruperea în seciune se atinge prin depirea deformaiei ultime de compresiune cu a betonului, sau a deformaiei ultime su a armturii întinse (Figura C 5.12, a i b). Cu x s-a notat înl imea zonei comprimate.

Figura C 5.12. x cu u

?  x d su u   ? (C 5.2) Valorile ?u, în situaiile în care acestea sunt stabilite prin relaia   x d su u   ? (întâlnite la unele elemente solicitate la întindere excentric sau, mai rar, la încovoiere sau compresiune excentric cu fore axiale reduse i seciuni de armtur întinse mici), asigur, de regul în exces, cerinele de ductilitate asociate unei comportri favorabile la solicitri seismice. În cazul obinuit în care se aplic relaia se constat c valorile ?u pot fi mrite, fie prin msuri care s duc la reducerea înlimii zonei comprimate, fie prin msuri care s sporeasc valoarea cu. Primul obiectiv poate fi realizat (vezi ecuaia care descrie echilibrul proieciei forelor la rupere într-o seciune de beton armat) prin: - alegerea unor seciuni evazate (cu tlpi) în zona comprimat, - reducerea eforturilor unitare medii de compresiune, respectiv prin mrirea seciunii de beton, - sporirea armturii din zona comprimat, - limitarea armturii din zona întins, - mrirea clasei de beton. Sporirea deformabilitii betonului se obine prin efectul de confinare realizat de o armare transversal eficient. Armarea transversal mai are i alte roluri. Astfel, o armare transversal corect alctuit asigur integritatea betonului închis între etrieri i, în consecin, contribuie la stabilitatea histeretic a comportrii elementului, inclusiv prin conservarea capacitii betonului de a prelua fora tietoare. De asemenea, în msura în care este dispus judicios, armtura transversal susinut de etrieri i agrafe împiedic flambajul lateral al barelor de armtur longitudinale comprimate. C5.2.3.4(2)(c) Rezistena betonului influeneaz pozitiv, sub toate aspectele, ductilitatea i capacitatea de disipare a energiei. Astfel, un beton mai rezistent are o aderen superioar la armturile de oel i o capacitate superioar de a prelua fora tietoare. De asemenea, sporirea rezistenei betonului duce la sporirea direct a ductilitii de curbur prin reducerea dimensiunilor zonelor comprimate în seciunile

a)

b) x cu u

?  x d su u   ?

(i) Oelul trebuie s prezinte deformaii ultime suficient de mari, astfel încât incursiunile în domeniul postelastic înregistrate de armturile solicitate la aciuni seismice intense, însumate pe toat durata de via a construciei, s nu consume alungirea capabil a acestora. Condiiile fixate sunt ca alungirea minim sub efortul unitar maxim, su, denumit uneori alungire uniform la rupere, s fie 5% pentru clasa DCM i 7,5% pentru clasa DCH. (ii) Raportul între rezistena ultim i cea de curgere are importan din mai multe puncte de vedere (Figura C 5.13). Astfel: - consolidarea oelului este una din sursele dezvoltrii deformaiilor plastice pe o anumit zon. Cu cât este mai mare lungimea lp a zonei plastice, cu atât capacitatea de rotire plastic este mai mare. Din acest motiv, unele coduri de proiectare prevd condiia ca raportul  su/ sy s fie cel puin 1,15. - un raport prea mare su/ sy, precum i o variabilitate prea mare a valorii fy pot mri exagerat raportul între momentul ultim i cel de iniiere a curgerii. Efectele unei asemenea suprarezistene datorate oelului pot fi ruperea prematur a elementului la for tietoare, datorit creterii neprevzute a valorii asociate momentului ultim dezvoltat la capete, i schimbarea raportului între momentele grinzilor (solicitate amplu în domeniul postelastic) i momentele de la extremitile stâlpilor, în jurul nodurilor, pân la neasigurarea condiiei mecanismului grind slab - stâlp puternic. Din acest motiv raportul su/ sy se limiteaz superior la 1,35. Din acelai motiv, la evaluarea forelor tietoare asociate i la verificarea condiiei dintre momentele barelor care converg într-un nod, momentele capabile ale grinzilor se amplific prin înmulirea cu factorul Rd. Figura C 5.13.

Condiiile menionate sunt îndeplinite de oelurile de clas B i C pentru clasa DCM, i numai de cele de clas C pentru clasa DCH (vezi tabelul C1 din SR EN 1992-1-1). (iii) Sub încrcri ciclice alternante oelul laminat la cald evideniaz aa numitul efect Bauschinger care const în reducerea aparent a modulului de elasticitate tangent,

elementelor. P 100-1 prevede, din acest motiv, limite inferioare pentru clasa betonului utilizat în structuri, mai mari pentru clasa DCH decât pentru clasa DCM. Anumite proprieti ale oelului prezint importan din punct de vedere al comportrii structurilor de beton armat la aciuni seismice:

Figura C 5.14. (iv) Conlucrarea oelului cu betonul, ancorarea sa eficient în beton, astfel încât lunecarea s fie evitat sau limitat rezonabil, sunt decisive pentru comportarea favorabil a zonelor disipative solicitate ciclic i alternant. Din acest motiv utilizarea unor oeluri cu un profil eficient este obligatorie. ( ) Investigarea rspunsului seismic al structurilor de beton armat utilizând instrumentul de calcul dinamic neliniar, cel mai performant de care se dispune, evideniaz faptul c tabloul real al articulaiilor plastice i distribuia eforturilor pot diferi sensibil de cele presupuse prin aplicarea metodelor de proiectare curente. Msurile suplimentare date la aceste seciuni urmresc s acopere într-o manier nu foarte precis, dar suficient de sigur, asemenea diferene. Se discut în continuare, cu caracter de exemplu, câteva situaii de acest fel care apar în proiectarea seismic a construciilor de beton armat: (i) În cazurile obinuite, mecanismele de plastificare ale structurilor în cadre, mobilizate la aciunea cutremurelor asociate cerinei de performan de siguran a vieii, implic, pentru fiecare sens de aciune al cutremurului, formarea de articulaii plastice cu acelai sens de rotire la cele dou extremiti ale grinzilor. Dat fiind nivelul sczut al forelor seismice de proiectare în raport cu cele corespunztoare rspunsului seismic elastic, dezvoltarea articulaiilor plastice ca în Figura C 5.15,c. reprezint o ipotez de lucru cu o probabilitate apropiat de certitudine, indiferent de configuraia diagramelor de momente de proiectare înfurtoare (Figura C 5.15, a i b). Figura C 5.15. Comportarea histeretic stabil a celor dou articulaii plastice face necesar i realizarea unei capaciti de a prelua momente pozitive pe reazem, respectiv

a) b

c) dup prima încrcare în domeniul postelastic (Figura C 5.14), altfel spus, în nelinearizarea relaiei - la valori substanial mai mici decât limita iniial de curgere înregistrat la prima incursiune în domeniul plastic. Una din consecinele acestei proprieti este reducerea lungimii de flambaj a armturilor în raport cu cea corespunztoare comportrii în domeniul elastic. Din acest motiv, P 100 -1:2011, ca i SR EN 1998-1, prevede distane mici între prinderile barelor comprimate în zonele disipative.

Figura C 5.16. Poziiile în lungul grinzii ale celor dou articulaii plastice depind de maniera în care diagrama de momente capabile, corespunztoare detalierii armrii longitudinale, „îmbrac” diagrama de momente încovoietoare maxime de proiectare. Dou situaii posibile sunt ilustrate în Figura C 5.17. Astfel, în cazul reprezentat în Figura C 5.17, a, articulaiile plastice apar la extremitile grinzilor, iar în situaia din Figura C 5.17, b, o articulaie plastic apare la o extremitate a grinzii, în timp ce cealalt apare în câmpul grinzii. Exist mai multe argumente care fac ca prima situaie s fie considerat mai avantajoas. Într-adevr, atunci când articulaiile plastice apar la capetele grinzii: - pentru aceleai rotiri de noduri, deformaiile impuse grinzii i, în consecin, cerina de ductilitate la rotire în zona plastic sunt mai mici (Figura C 5.17, c i d); pentru claritate, în Figura C 5.17 se indic deformaiile la iniierea curgerii. - fora tietoare asociat mecanismului de plastificare poate fi mai mic; - armarea transversal minim prevazut pentru zona plastic se întinde pe o lungime mai mic; în Figura C 5.17, a i b, care ilustreaz cazurile distincte care pot aprea în practic, se indic modul specific de armare transversal a grinzii.

prevederea unei armturi minime la partea inferioar de la capetele grinzii. Aceast cantitate minim este dat în P 100-1, ca i în alte coduri, ca o fraciune din armarea prevzut la partea superioar a grinzilor pentru preluarea momentelor negative. (ii) Dezvoltarea momentelor negative în câmpul grinzii depinde de mai muli factori, cum sunt: mrimea deschiderii, raportul dintre momentele din încrcrile verticale i cele orizontale, dispoziia articulaiilor plastice (vezi (iii)), etc. O situaie tipic este reprezentat în Figura C 5.16. inând seama de dilatarea diagramei de momente pentru a introduce efectul fisurilor înclinate asupra efortului din armturile întinse i de ancorajul necesar al barelor, se constat c nu exist practic seciune în care s nu fie necesar prevederea unor armturi la partea superioara în câmp. Pe aceasta baz, P 100-1 prevede obligativitatea poziionrii unor armturi minime continue la partea superioar a grinzilor. (iii) Determinarea poziiei articulaiilor plastice din grinzi, influena acesteia asupra asigurrii la for tietoare i a msurilor de confinare prin armturi transversale reclam o discuie special.

Figura C 5.17. Este de menionat c exist i situaii când, urmrindu-se în principal protejarea nodului, prin modul concret de realizare a armturii longitudinale a grinzii se dirijeaz apariia zonelor plastice la distane suficient de mari de extremitile grinzii, evitându- se în acest mod plastificarea (curgerea) i lunecarea armturii în nodul structurii i implicit degradarea betonului din nod (Figura C 5.18). (iv) În cazul în care, din diferite motive, seciunea stâlpilor nu poate fi dezvoltat astfel încât s se asigure zone comprimate suficient de restrânse, se aplic metode de confinare a betonului pentru sporirea proprietilor de ductilitate. Confinarea betonului sporete îns i rezistena betonului comprimat, astfel încât zona critic a stâlpului se poate muta deasupra zonei confinate. Pentru a asigura proprieti de deformabilitate suficiente se recomand prevederea msurilor de armare transversal din zonele plastice i în aceste poriuni de stâlp (Figura C 5.19). ( )

Figura C 5.18. Figura C 5.19. Figura C 5.20.

Figura C 5.21. C 5.3. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate înalt C5.3 Prevederile acestei seciuni urmresc înzestrarea elementelor de beton armat din clasa DCH cu o capacitate de deformare în domeniul postelastic (ductilitate) suficient în acord cu nivelul redus al forelor seismice de proiectare (fa de valorile mari ale coeficientului de reducere). C 5.3.1. Condiii referitoare la materiale C5.3.1 Solicitarea seismic intens impune utilizarea unor materiale de rezisten suficient de înalt, iar în cazul armturilor, i cu proprieti de ductilitate i de aderen superioare. C 5.3.2. Condiii geometrice C5.3.2(1)-(3) Condiiile legate de grosimea i configuraia geometric a elementelor urmresc asigurarea unor valori minime de rezisten, o bun execuie (betonare) i evitarea apariiei unor fenomene de instabilitate geometric. Limitarea excentricitii dintre axele grinzilor i stâlpilor are în vedere limitarea momentelor încovoietoare suplimentare produse de aceasta i realizarea unui nod de cadru robust prin angajarea adecvat a betonului stâlpului pe înlimea nodului. C5.3.3.2 Seciunea se refer, în principal, la evaluarea forelor tietoare de proiectare în grinzi, pe schema mecanismului de plastificare. Pentru a nu evalua valori în exces ale forelor tietoare, relaia (5.9) are în vedere i situaia în care la extremitatea grinzii nu apare articulaie plastic, momentul rezultat în aceast seciune fiind plafonat de capacitatea mai mic a stâlpilor în raport cu momentele capabile ale grinzii (Figura C 5.20). Cerinele de ductilitate în articulaiile plastice din grinzi sunt în general substaniale, astfel încât oelul armturilor longitudinale poate fi deformat în domeniul de consolidare. C5.3.3.3 Concepia de evaluare a forelor tietoare de proiectare în stâlpi este identic cu cea descris la 5.3.3.2 în cazul grinzilor. Schema de calcul este sugerat în Figura C 5.21, pentru primul nivel al structurii.

Rd MRc,0 1, Rc Rd Rc Rb 1, Rc Rd M M M M    " "

Figura C 5.22. O discuie separat este necesar în ceea ce privete procedeul de evaluare a valorilor de proiectare ale forelor tietoare din pereii structurilor duale. Valorile diagramei înfurtoare din Figura 5.2 au fost modificate fa de cele din ediia anterioar a P100-1. Aceste diagrame prezint valori de proiectare în partea superioar a cldirii, sporite fa de cele asociate diagramei obinute din calculul structural sub aciunea seismic de proiectare i multiplicat prin factorul de suprarezisten . Aceast sporire are în vedere faptul c în zona superioar a cldirii se fac simite efectele modurilor superioare de vibraie. Pe de alt parte, trebuie inut seama de faptul c, în rspunsul elastic, în zona superioar pereii sunt relativ descrcai ca urmare a interaciunii cu cadrele, astfel încât forele rezultate din calcul care revin pereilor pot avea valori neînsemnate. Asemenea valori sunt evident neacoperitoare dac se are în vedere rspunsul dinamic neliniar al structurii ductile. C5.3.3.6 În cazul pereilor scuri, influena modurilor superioare de vibraie este neglijabil, astfel încât kv=1, aa cum este dat în rela ia 5.14. Vhd Nod marginal As2fyd As2fyd Vc Nod interior

Este de observat c adoptarea unor valori Rd >1 în seciunile stâlpilor, cu excepia bazei, are caracter acoperitor. În principiu, dac dirijarea mecanismului de plastificare prin relaia (5.4) este realizat, atunci nu se formeaz articulaii plastice în stâlpi. C5.3.3.4 Valoarea forei tietoare maxime ce se poate dezvolta în nodul de cadru corespunde situaiei în care seciunile grinzilor adiacente nodului ajung în stadiul ultim de solicitare. Din echilibrul forelor din jurul nodului (Figura C 5.22) rezult relaia (5.11) pentru noduri interioare i rela ia (5.12) pentru noduri marginale. C5.3.3.5(2) La C5.3.3.3.2(4) s-au artat argumentele pentru care în P 100-1 s-au utilizat prevederile CR 2-1-1.1, privitoare la modul de determinare a valorilor de proiectare ale momentelor încovoietoare, consecvente, în concepia general, rspunsului seismic neliniar pe care se bazeaz P 100-1. În mod firesc, se preia i procedeul de evaluare a forelor tietoare de proiectare care, numai pentru clasa DCH, coincide practic cu procedeul din EN 1998-1. Informaii privitoare la fundamentarea procedeului precum si prevederi suplimentare privind aplicarea acestuia se gsesc în seciunile relevante ale CR 2-1-1.1 i ale comentariilor la acest cod.

- valoarea  = max , min , Ed Ed V V între valorile algebrice ale forelor tietoare de proiectare în cele dou sensuri ale aciunii seismice; - valoarea absolut a forei tietoare maxime. În cazul cel mai sever de solicitare,  max E V  (2+ )fctdbd, poate aprea pericolul unei lunecri în seciunea de la extremitatea grinzii. La schimbarea de semn a momentului poate aprea o fisur vertical deschis pe toat înlimea seciunii pân la recuperarea deformaiei plastice în armtura întins în ciclul anterior. În aceste condiii, încrcrile verticale aplicate grinzii pot provoca lunecarea pe vertical a grinzii, deformaie care reduce capacitatea de rezisten ulterioar a acesteia. Pentru a evita asemenea lunecri, P 100-1 impune ca în aceast situaie s se prevad armturi înclinate pe dou direcii, dimensionate pentru a prelua jumtate din valoarea de proiectare a forei tietoare. Diferena de fore tietoare trebuie preluat prin etrieri verticali, care au avantajul c sunt activi pentru ambele sensuri ale forei tietoare. C5.3.4.1.2 (1) În realitate, zonele critice în lungul crora se dezvolt deformaiile plastice au dimensiuni mai mici, de ordinul înlimii grinzii. Valorile prescrise la acest paragraf iau în considerare incertitudinile legate de poziia articulaiilor plastice. Pe aceste zone trebuie prevzut o armare transversal mai puternic decât în restul grinzii. C5.3.4.1.2 (2) i (6), (a) i (b) Prevederile de la aceste aliniate reprezint msuri suplimentare în spiritul seciunii 5.2.3.6. Aceste msuri de armare minim pot fi considerate i msuri de sporire a ductilitii în elemente, atunci când armarea minim se dispune în zona comprimat. C5.3.4.1.2 (4) Cantitatea de armtur longitudinal din grinzi trebuie s se încadreze între o limit inferioar i una superioar. C5.3.4.1.1(2)Valorile beff date aici variaz în funcie de o condiie ignorat în normele anterioare româneti i anume prezena, sau nu, în nod a unei grinzi transversale pe direcia grinzii care se calculeaz. Limea efectiv a aripilor, beff, delimiteaz i armturile din placa planeului care contribuie la capacitatea grinzii la încovoiere. C.5.3.4.1.1(4) În zonele critice supuse la solicitri alternante la moment încovoietor, fisurarea ciclic a betonului duce la degradarea betonului i la reducerea capacitii acestuia la preluarea forelor tietoare. Testele de laborator evideniaz faptul c modelul clasic de grind cu zbrele, înclinarea diagonalelor cu 45° i ignorarea aportului contribuiei în preluarea forei tietoare reprezint o schem de dimensionare a etrierilor suficient de acoperitoare. Din acest motiv, P 100-1 modific în consecin prevederile SR EN 1992-1-1 aplicabile elementelor solicitate la încrcri neseismice (gravitaionale). Un caz special este cel al grinzilor la care fora tietoare de proiectare schimb de semn pentru cele dou sensuri ale aciunii seismice. Grinzile din aceast categorie sunt în general grinzi scurte, cu încrcri gravitaionale relativ mici, sau grinzi ale unor cadre spaiale la care descrcarea unidirecional a planeelor face ca grinzile dup o direcie s fie supuse practic exclusiv la forele din aciunea seismic. Regulile de dimensionare sunt difereniate funcie de doi parametri:

1,max = 2 + (0,0018/ sy) fcd / fyd (C 5.3) în care 1 i 2 reprezint coeficienii armturilor din zona întins i cea comprimat. În locul acestei relaii dificil de folosit, pentru c se presupune cunoscut cerina de ductilitate de curbur, P 100-1 prevede o condiie mai simpl de îndeplinit practic, limitând xu  0,25 d. Aceast condiie ofer o ductilitate de curbur suficient. C5.3.4.1.2 (7) În cazul grinzilor, etrierii dispui în zonele critice au rolul de a prelua fora tietoare i de a împiedica flambajul armturilor comprimate, rol care, în fapt, fixeaz distana dintre etrieri. Aa cum s-a artat la 5.3.4.1.2(5), capacitatea de deformare a grinzilor în domeniul postelastic se controleaz printr-o proporie adecvat a armturilor comprimate i întinse i, în mult mai mic msur, prin confinarea betonului. C5.3.4.2.1 Aplicarea metodei de proiectare la capacitate prevzut de P 100-1 permite, cu mare probabilitate, evitarea mecanismelor de plastificare de etaj i, în consecin, cerinele de ductilitate în stâlpii unei structuri astfel dimensionate sunt modeste. Ca urmare, este de ateptat ca aciunea ciclic s reduc în mult mai mic msur capacitatea de rezisten la fora tietoare a stâlpilor, fa de cazul grinzilor. În viziunea codului, aplicarea factorilor  la evaluarea forelor tietoare de proiectare asigur un caracter suficient de acoperitor aciunii de proiectare pentru a nu mai modifica expresia rezistenei la fora tietoare dat în SR EN 1992-1-1.

Elementele încovoiate de beton armat trebuie s aib suficient armtur în zonele întinse astfel încât momentul iniierii curgerii în armatura întins s fie mai mare (în suficient msur) decât momentul care produce fisurarea zonei întinse. În caz contrar, dup fisurarea zonei întinse, efortul preluat pân atunci de betonul întins trebuie preluat de armtura întins. Energia de deformaie eliberat duce la o cretere rapid a deformaiilor armturii (i, implicit, a deformaiilor de încovoiere ale grinzii). Dac armtura este insuficient, momentul seciunii scade, iar deformaiile armturii pot atinge rapid deformaia ultim a oelului. Astfel, comportarea este de tip casant i trebuie evitat. În cazul aciunii statice de tip gravitaional, dac momentul de fisurare Mcr > My, dup fisurare grinda se rupe, dac nu exist posibilitatea unor redistribuii (Figura C 5.11). În cazul aciunii seismice, grinda nu se rupe instantaneu pentru c fora (momentul) scade pân la capacitatea elementului, dar deformaiile cresc brusc i pot ajunge rapid pân la deformaiile de rupere ale oelului chiar dac cerinele de ductilitate de curbur sunt mici. C5.3.4.1.2(5) Cantitatea de armtur din zona întins a grinzilor trebuie limitat i superior pentru a limita dezvoltarea zonei comprimate din seciunea zonelor critice de la extremitate. Dac armtura comprimat este mai mare decât cea întins, cum se întâmpl de regul la extremitile grinzilor supuse la momente pozitive, ruperea intervine prin depirea capacitii de alungire a armturii de oel întinse. Dac armtura din zona întins este mai mare decât cea din zona comprimat, aceasta nu trebuie s fie mai mare decât cea care permite atingerea unei anumite valori  (a unei anumite curburi ultime). EN 1998-1 propune relaia:

În standardul european de evaluare seismic a structurilor, SR EN 1998-3, în expresia de dimensionare a armturii transversale se adaug contribuia forei axiale de compresiune. Rezult expresia: Vw = w bw z fw ctg + N(d – d1) / lcl (C 5.4) Unghiul  ia valori ca cele pentru stâlpii proiectai la aciuni neseismice (conform prevederilor EN1998-1), cu ctg  între 1 i 2,5. În cazul stâlpilor structurilor laterale, alternana eforturilor este aproape complet,  fiind egal cu -1. De asemenea, valoarea forei tietoare de proiectare este, de regul, înalt. Cu toate acestea, prevederea armturilor înclinate nu este considerat necesar. Prezena forei axiale de compresiune i a deformaiilor plastice moderate din armturile longitudinale face ca în cazul stâlpilor s nu se înregistreze situaii în care fisurile traverseaz complet seciunile. Pe de alt parte, lunecarea în lungul rostului de lucru este împiedicat, în bun parte, de aciunea de dorn i de efectul de strângere exercitat de barele verticale intermediare cu diametru mare situate între armturile de la extremiti, care sunt solicitate în domeniul elastic. C5.3.4.2.2 (1) Limitarea valorii normalizate a forei axiale are drept scop asigurarea unei ductiliti de curbur minimale, prin limitarea înlimii zonei comprimate în momentul cedrii. Alte ci de sporire a ductilitii sunt, în principal, limitarea cantitii de armtur din zona întins, sporirea armturii comprimate (la stâlpii armai nesimetric), creterea clasei de beton i sporirea deformaiei ultime a betonului comprimat, cu, prin confinare cu armtur transversal. Pentru a lua în considerare efectul de confinare se pot folosi modelele de calcul din P 100-3. C5.3.4.2.2 (2) Valoarea minim a procentului de armare urmrete înzestrarea stâlpului cu o rezisten minim necesar în zone seismice, cu stabilitate histeretic. Limita superioar se justific prin consideraii economice, dar i prin intenia de a limita nivelul eforturilor de aderen, care la procente prea mari pot deveni critice. C5.3.4.2.2 (3) O armare longitudinal distribuit asigur comportarea omogen, confinarea eficient i limitarea deschiderii fisurilor de întindere pe latura stâlpului (Figura C 5.23). Figura C 5.23. C5.3.4.2.2 (4) Prevederea are un caracter acoperitor evident. Aa cum s-a artat la C5.2.3.3.2, impunerea mecanismului de disipare de energie prin ierarhizarea rezistenelor elementelor ar trebui, în principiu, s asigure c articulaiile plastice în stâlpi (cu excepia bazei acestora) pot aprea numai accidental i cu cerine mici de ductilitate.

Figura C 5.24. Figura C 5.25. Din analiza efectului de compresiune triaxial exercitat prin mecanismul de arc cu tirant constituit prin împingerile bolilor înscrise în masa betonului, echilibrate de for ele de întindere din armturile longitudinale i transversale, rezult c acest efect poate spori prin: - reducerea distanelor dintre punctele de fixare ale armturilor verticale (reducerea distanelor s i al); - sporirea seciunii etrierilor; - prevederea unor armturi longitudinale suficient de groase pentru a limita mrimea presiunilor reciproce oel-beton la „naterea” bolilor de beton; - sporirea limitei de curgere a oelului din etrieri i agrafe.

C5.3.4.2.2 (5) Prevederea are caracter acoperitor i ia în considerare numai parametrii geometrici. În realitate, lungimea zonei critice depinde i de al i factori cum sunt, cantitatea si distribu ia armturilor, braul de forfecare (M/V), etc. C5.3.4.2.2 (6) În cazul stâlpilor cu proprieti de elemente scurte, fisurile înclinate i lunecarea aproape inevitabil a armturilor propag curgerea armturii pe aproape toat înlimea. Din acest punct de vedere, stâlpii scuri au o comportare similar cu grinzile de cuplare scurte. Pe de alt parte, stâlpii scuri necesit o armare transversal puternic pe toat înlimea lor i pentru împiedicarea ruperilor înclinate cu caracter casant. C5.3.4.2.2(7) Regulile de armare transversal date la acest paragraf urmresc realizarea unui efect de confinare (fretare) suficient de eficient pentru asigurarea comportrii histeretice stabile în zonele critice (Figura C 5.24).

(i) Rezistena nodului trebuie s fie superioar cerinei maxime asociate mecanismului de disipare de energie a structurii. Prin aceasta se elimin disiparea de energie în interiorul nodului i necesitatea reparrii unei componente structurale practic nereparabil. Altfel apar degradri severe ale rigiditii i rezistenei nodurilor sub cicluri alternante cu solicitri în domeniul inelastic. (ii) Rezistena stâlpului s nu fie afectat negativ de degradarea nodului, care constituie de altfel o parte a stâlpului; (iii) Rspunsul seismic al nodurilor la cutremure moderate trebuie s fie elastic; (iv) Deformaiile nodurilor datorate fisurrii înclinate i lunecrii armturilor longitudinale din grinzi trebuie sa fie cât mai reduse. În caz contrar, deplasrile laterale ale structurii pot crete foarte mult; (v) Armtura nodului s fie realizat cât mai simplu, inând seama i de faptul c în nod ptrund i armturile longitudinale ale grinzilor i stâlpilor. ( ) Nodul trebuie s preia fore tietoare înalte a cror valoare se calculeaz cu expresia (5.11) sau (5.12). Eforturile se echilibreaz la nivelul nodului prin dou mecanisme: (a) un mecanism de diagonal comprimat asociat forelor interioare dezvoltate în beton (Figura C 5.26, a); (b) un mecanism de grind cu zbrele “încrcat” prin eforturile de aderen între armturile longitudinale ale grinzilor i stâlpilor de beton (Figura C 5.26, b); din Fig.C5.26 se constat c eforturile de aderen pe lungimea nodului sunt foarte mari, fiind produse de suma eforturilor din armturile din grinzi la stânga i la dreapta nodului (Figura C 5.26, c) ( ) Expresiile de calcul ale rezistentei i deformaiilor ultime ale betonului confinat pun în eviden principalul parametru de care depind acestea: presiunea transversal echilibrat la limit (la curgere) de armtura transversal (Figura C 5.25). C5.3.4.2.2 (8) (9) (10) i (11) În situaiile în care valorile d depesc 0,45 este necesar explicitarea capacitii de ductilitate de curbur, care trebuie s fie inferioar cerinei estimate cu relaiile (5.4). Pe zona de înndire, rezistena stâlpului la încovoiere poate spori datorit creterii numrului de bare active, dar i ca urmare a confinrii puternice a betonului. În aceste condiii, exist posibilitatea ca imediat deasupra zonei de înndire seciunea stâlpului s fie mai slab decât dedesubtul acesteia i barele verticale s fie solicitate dincolo de pragul de curgere. Prin msura indicat la (11) se prelungesc msurile de confinare în zona potenial plastic de deasupra zonei de înndire. C5.3.4.2.3 O comportare bun a nodurilor este esenial pentru obinerea unui rspuns seismic favorabil al structurilor în cadre ductile. În acest scop trebuie îndeplinite urmtoarele condi ii:

Figura C 5.26. Figura C 5.27. Figura C 5.28. Cc Cs Ts C’s C’c Vcol fy f’sfy Bm distribuia eforturilor în armtura superioar distribuia eforturilor de eforturi preluate prin mecanism de grind cu zbrele eforturi preluate prin mecanism de arc hc hb hc (a) (b) (c) zona inactiv 1/2 zona activ a nodului bc bw hj= hc

  c w c j h b b b 5.0 min

o lungime egal cu înlimea zonei comprimate de la baza stâlpului superior (solicitate în stadiul II, dac mecanismul de plastificare este de tip stâlpi puternici - grinzi slabe). Din examinarea relaiilor (5.29) i (5.30) se constat c fora tietoare ce trebuie preluat prin armturi este cu atât mai mic cu cât este mai mare efortul de compresiune din stâlpul superior. Aceasta se justific dac se are în vedere c forele preluate prin mecanismul de arc sunt cu atât mai mari cu cât este mai mare zona comprimat (Figura C 5.26, c). Fa  de expresiile de dimensionare date în EN 1998-1, în rela iile din P 100-1 s-au introdus corec ii în scopul apropierii rezultatelor ob inute prin calcul cu cele furnizate de studiile experimentale. Aceste studii dovedesc ca rezisten a efectiva a nodurilor este sensibil mai mare decât cea furnizat de expresiile de calcul asociate modelelor teoretice prezentate mai sus. Este de menionat c în normele americane (UBC, ACI 318), spre deosebire de normele europene i cele neo-zeelandeze, se consider c fora tietoare se preia integral printr-un mecanism de diagonal comprimat (Figura C 5.26, a). Acest mecanism se consider activ dac eforturile unitare respective nu depesc o anumit valoare i dac diagonala comprimat este asigurat transversal printr-un efect de confinare exercitat de grinzile transversale i de armturile orizontale ale nodului realizate din etrieri. Se consider c prevederea pe înlimea nodului a armturii transversale îndesite din zonele critice este suficient pentru aceasta. În aceste condiii, ACI 318 prevede urmtoarele relaii de verificare: e j ck jhd h b f V

,1  , pentru noduri confinate pe 4 laturi; e j ck jhd h b f V

,1  , pentru noduri confinate pe 3 laturi; e j ck jhd h b f V

,1  , pentru celelalte noduri. C5.3.4.2.3 (1) i (2) Dac armtura de forfecare este suficient pentru a controla incursiunile în domeniul postelastic, zdrobirea betonului prin compresiune diagonal poate reprezenta un mod potenial de rupere. Acest mod de rupere poate fi evitat prin limitarea superioar a eforturilor de compresiune diagonal. În practic aceasta se realizeaz prin limitarea echivalent a eforturilor de forfecare în nod, exprimate prin relaiile (5.26) i (5.27). Seciunea efectiv (activ) a nodului se ia în considerare, atât la calculul capacitii nodului, cât i la montarea armturii efective a nodului pe orizontal i pe vertical. C5.3.4.2.3 (3) Expresiile (5.29) i (5.30) servesc la dimensionarea armturilor de preluare a forei tietoare a nodului prin mecanismul de grind cu zbrele. Membrul drept al expresiei reprezint fora tietoare transmis nodului prin eforturile de aderen dezvoltate pe suprafaa lateral a armturii superioare a grinzii, pe zona aferent fisurii de întindere de la baza seciunii stâlpului superior. Aceasta se obine sczând din valoarea forei tietoare totale din nod valoriea forei tietoare preluate de mecanismul de diagonal comprimat (numit uneori i mecanism de arc pentru c este caracterizat de preluarea unei împingeri înclinate). Fora aferent mecanismului de arc include suma eforturilor de aderen dezvoltat pe

- armturile rombice sau poligonale contribuie la preluarea forei tietoare din nod numai prin proiecia eforturilor paralele cu direcia acestora; - sunt eficiente numai armturile poziionate la interiorul seciunii efective a nodului (bj hj); - armturile trebuie distribuite pe înlimea nodului pentru a obine o aciune eficient dac se are în vedere configuraia mecanismului de grind cu zbrele; - agrafele prea scurte nu sunt eficiente pentru c pot s nu intersecteze planul de rupere. Se recomand s se neglijeze agrafele mai scurte de 3 1 hj. - câmpul de compresiune diagonal este mobilizat eficient numai dac se prevd etrieri cu ramuri multiple; - armtura orizontal a nodului nu va fi mai mic decât armarea transversal de la extremitile stâlpilor pentru a asigura rezemarea lateral a barelor longitudinale comprimate, în special a celor din coluri. Figura C 5.29. C5.3.4.2.3 (5) Din examinarea echilibrului de fore tangeniale reprezentat în Figura C 5.26, rezult c fora tietoare vertical în nod poate fi estimat suficient de exact cu relaia:   jh c b jv V h h V  (C 5.5) Din aceast valoare se consider c armturile verticale trebuie s preia prin mecanismul de grind cu zbrele numai fraciunea jv V

, având în vedere c prevederile de proiectare limiteaz sau chiar evit plastificarea stâlpilor. C5.3.4.3.1 (1) i (2) P 100-1 aduce modificri ale procedeelor de dimensionare a pereilor încrcai static monoton (conform SR EN 1992-1-1), atunci când pereii structurali sunt supui aciunilor ciclice seismice. (a) (b) Vsh Vsh (c)

Se consider c o grind asigur nodului un efect de confinare suficient dac are limea cel pu in 3/4 din limea nodului. C5.3.4.2.3 (4) i (6) În legtur cu alctuirea armturii Ash trebuie fcute câteva precizri:

(a) Asigurarea fa de ruperea prin compresiune diagonal Se prezint pentru început prevederile date în EN 1998-1. Dimensionarea seciunilor de beton, respectiv evaluarea forei tietoare maxime VRd,max, se face diferit pentru elementele proiectate pentru DCH i DCM, pe de o parte, i între zonele plastice i zonele din afara acestora, pe de alt parte. Astfel: (i) Pentru pereii proiectai pentru clasa de ductilitate medie se preiau nemodificate prevederile de dimensionare la fora tietoare date în SR EN 1992-1-1 pentru pereii solicitai static monoton. (ii) Pentru pereii proiectai pentru clasa de ductilitate înalt, procedura de calcul este: ( ) - În afara zonelor critice, valoarea VRd,max se calculeaz cu relaiile SR EN 1992-1-1, considerând ctg = 1 ( = 45°), iar braul de pârghie al eforturilor interioare z  0,8lw. - În zona critic de la baza peretelui, VRd,max este 0,5 din valoarea determinat pentru zonele situate în afara acestei zone. Aceast reducere a rezistenei de proiectare a pereilor în zona critic de la baza acestora, pentru structuri cu cerine de ductilitate mari (clasa DCH), este foarte drastic. Ea se bazeaz pe studiile experimentale conduse de autorii Eurocodului care au evideniat asemenea scderi ale capacitilor pereilor încrcai, în raport cu valorile obinute prin aplicarea SR EN 1992-1-1:2004. i în cazul pereilor proiectai pentru clasa de ductilitatea medie, acetia urmând s suporte cicluri de încrcri alternante în domeniul postelastic, rezistena lor va fi, în mod firesc, afectat negativ. Cu toate acestea, EN 1998-1 nu prevede pentru acetia adoptarea altor expresii de calcul decât cele date în SR EN 1992-1-1. Aplicarea acestor prevederi la proiectarea structurilor cu perei în zone cu seismicitate înalt, cum ar fi, de exemplu, zonele cu acceleraia maxim de proiectare, ag  0,25g de pe teritoriul României, duce evident la urmtoarele consecine: - Dimensiuni excesive, pentru practica de la noi din ar, ale pereilor. De exemplu, pentru structuri duale de tip curent, cu 10 – 15 niveluri, grosimea Pentru calculul sec iunilor de beton armat ale pere ilor se face trimitere la CR 2-1-1.1, aa cum s-a procedat i în cazul elementelor structurilor în cadre pentru care s-a fcut trimitere la SR EN 1992-1-1. Cu toate acestea, pentru ca aplicarea codului s se fac cu în elegerea deplin a prevederilor, în prezentele comentarii se prezint fundamentarea rela iilor de calcul pentru pere i. Ca i în cazul stâlpilor structurilor în cadre, se dau prevederi distincte pentru asigurarea în raport cu cedarea betonului prin compresiune i, respectiv, pentru asigurarea fa de aa numita rupere prin întindere diagonal a pereilor. În primul caz, betonul comprimat se rupe brusc înainte de curgerea armturilor transversale, în timp ce, în al doilea caz, ruperea intervine dup dezvoltarea deformaiilor plastice în armturi. De asemenea, codul stabilete modele de calcul în vederea ruperii prin lunecare în lungul rosturilor de turnare.

necesar rezultat din calcul este, în func ie de deschideri, de 90 – 120 cm. În aceste condiii, consumurile pot deveni prohibitive i ca urmare a faptului c greutatea pereilor intervine cu ponderea cea mai mare în greutatea total a construciei. - Sporuri majore ale armturilor longitudinale de încovoiere pentru structurile din clasa DCM, în raport cu cele proiectate pentru DCH. Clasa de ductilitate înalt este, în principiu, cea mai indicat în zonele expuse la atacul unor cutremure puternice. Pe de alt parte, sporul capacitii de rezisten la încovoiere atrage i sporul forelor tietoare de proiectare i, implicit, al consumurilor de beton i armtur transversal, pentru a asigura rezistena necesar la aceste aciuni. Experiena acumulat în urma cutremurelor pe care le-a suportat teritoriul României în ultimii 40 de ani nu pare s confirme aceste procedee de dimensionare foarte severe. Astfel, de exemplu, la marele cutremur din 1977, construciile cu structuri cu perei de beton armat s-au comportat relativ bine în pofida faptului c dimensiunile i armarea acestora erau cu totul inadecvate i insuficiente ca urmare a proiectrii pe baza unui cod mult sub nivelul codurilor avansate de astzi. Din acest motiv, se pstreaz procedeele din CR 2-1-1.1 pentru evaluarea rezistenei de compresiune diagonal. O asemenea op iune este justificata si de faptul ca aplicarea acestor procedee duce la rezultate foarte apropiate de aplicarea codurilor de proiectare din SUA si Noua Zeelanda, ri în care ingineria seismic este foarte avansat. Expresia pentru verificarea rezistenei betonului inimii pereilor la eforturi principale în zona critic de la baza pereilor (zona A) se face cu relaia: VEd  0,15 bw lw fcd (C 5.6) Se remarc faptul c rezistena la compresiune diagonl este exprimat funcie de rezistena de proiectare a betonului comprimat i nu funcie de rezistena betonului întins, ca în ediia precedent a codului CR 2-1-1.1. Scrierea în acest fel a relaiei este cea corect, din moment ce exprim rezistena la un efort de compresiune. Factorul 0,15 ine seama de dependena rezistenei la compresiune a betonului, de mrimea eforturilor de întindere normale pe diagonal (eforturile principale de întindere, preluate de armturile transversale) i de reducerea rezistenei betonului la solicitarea static produs de aciunea ciclic a forelor orizontale. Dei semnificativ mai mare decât valoarea rezistenei date de SR EN 1998-1, valoarea furnizat de relaia (C 5.6) se potrivete, aa cum s-a artat, cu cea prescris de normele americane i neo-zeelandeze. În afara zonei critice, rezistena inimii de beton a peretelui se stabilete cu relaia: VEd  0,18 bw lw fcd (C 5.7) Trebuie îns observat c dac cldirea nu are foarte multe etaje este recomandabil s se menin grosimea pereilor pe toat înlimea. Este posibil îns sa se reduc clasa betonului. (b) Asigurarea fa de rupere prin întindere diagonal( ) Expresiile de calcul se aleg în funcie de mrimea raportului (deschiderii) de forfecare s = MEd / VEd lw.

(i) În cazul pereilor lungi i medii, categorie definit de s  2, calculul se efectueaz, conform prevederilor SR EN 1992-1-1, considerând înclinarea fisurii critice =45° i z=0,8lw. (ii) În cazul pereilor scuri, definii de un raport s>2, la care ponderea relativ a efectelor forei tietoare este mai mare, se utilizeaz expresiile: ( ) - Pentru armturile orizontale: VEd=VRd,c+0,75hfyd,hbw0slw. (C 5.8) în care: h coeficientul de armare al barelor orizontale din inima peretelui fyd,h valoarea de proiectarea a limitei de curgere a armturii orizontale din inim VRd,c valoarea de proiectare a forei tietoarea capabile pentru elemente fr armare de for tietoare conform SR EN 1992-1-1. Factorul s pune în eviden faptul c la elementele scurte i armturile verticale sunt active în preluarea forei tietoare, astfel încât eficiena armturii orizontale este sporit convenional. Examinarea expresiei (C 5.8) arat c aceasta exprim un echilibru la limit într-o seciune înclinat considerat, în mod convenional, fisura de rupere care unete punctul de aplicaie convenional al rezultantei forelor orizontale cu colul comprimat de la baza peretelui. Contribuia armturii orizontale este dat de termenul al doilea din relaia (C 5.8), care poate fi scris, ignorând factorul s, i sub forma: VEd = (Ah/b

w Sh)b

w (MEd /VEd)0,75fyh,d=Ah(Z/Sh)0,75fyh,d. (C 5.9) Raportul z/sh indic numrul armturilor transversale cu seciunea Ah interceptate de fisura de rupere, iar factorul 0,75 ia în considerare eficiena acestor armturi i anume a armturilor din apropierea colului comprimat, unde fisura este puin deschis i, deci, nu se ajunge la curgere. Modelul de dimensionare al armturii orizontale este comun cu cel din CR 2-1-1.1. Întrucât VRd,c prescris de EN 1998-1 nu este justificat principial, pentru contribuia betonului în preluarea forei tietoare se dau relaiile: VEd  VRd,c + h fyd,h bw lw .VRd,c = 0, în zona A VRd,c = 0,5 0bwlw în zona B (C 5.10) în care 0 este efortul unitar mediu de compresiune în inima peretelui, pentru a ine seama de efectul favorabil al forei verticale de compresiune aplicate seciunii peretelui. Deoarece pentru evaluarea pereilor scuri majoritatea normelor de proiectare aplic modelul de grind cu zbrele, în CR 2-1-1.1 s-a meninut procedura de dimensionare a armturilor inimii bazat pe acest model. i în ceea ce privete rezistena pereilor în lungul rosturilor de lunecare a altor planuri prefisurate se menine modelul rezistenei la lunecare prin frecare din CR 2-1-1.1.

C5.3.4.3.2(3) Inegalitatea (5.34) reprezint o condiie de ductilitate de curbur minim. Aceast condiie este exprimat într-o form general i riguroas prin intermediul limitrii înlimii zonei comprimate a seciunilor de beton. Pe aceast cale se poate lua în considerare influena tuturor factorilor de care depinde mrimea acesteia (cantitatea de armtur pe inim, tlpile intermediare, etc.). Valorile xu s-au stabilit considerând cazul pereilor lungi (cu raportul între lungimea i limea seciunii H/h>4) i valori ale ductilitii de structur în domeniul 4-6. Convertind condiia de ductilitate la deplasare a structurii în condiii de ductilitate de curbur i inând seama de raportul dintre rezistenele de calcul i cele medii considerate, de regul, în calculul deformaiilor efective, se poate obine o valoare xu0,3lu Pentru a ine seama de faptul c cerinele de ductilitate scad pe msura sporirii capacitii de rezisten, valoarea xu a fost corectat prin includerea raportului . C5.3.4.3.2 (7) Integritatea zonei de beton vizate în aceast seciune este esenial pentru buna comportare a peretelui la aciunea seismic ciclic alternant. În situaia în care aceasta este comprimat, prinderea barelor verticale cu etrieri contribuie la aceasta, în plus fa de armtura transversal curent a inimii sau a tlpii. În situaia când extremitatea peretelui este supus la întindere, armtura transversal de tip stâlp contribuie la realizarea unor condiii bune de aderen pentru armturile verticale i la limitarea deschiderii fisurilor. C5.3.4.4(2) Testele de laborator i comportarea grinzilor de cuplare la atacul cutremurelor intense evideniaz faptul c grinzile armate cu bare ortogonale (cu bare longitudinale i etrieri verticali) sufer degradri foarte mari ale betonului, însoite de reducerea rezistenei. Acestea sunt expuse, în principal, la ruperea prin lunecare în rosturile verticale deschise între perei i extremitatea grinzii. C5.3.4.4(3) Din acest motiv, armarea „clasic” cu bare ortogonale este admis numai dac nivelul de solicitri la for tietoare, exprimat prin mrimea eforturilor unitare tangeniale, este relativ mic (relaia 5.37). În caz contrar, este obligatorie armarea cu bare diagonale, strânse cu etrieri sau fret, formând carcase de tipul celor utilizate la armarea stâlpilor. Se conteaz pe aportul egal al barelor întinse i al celor comprimate. Pentru o bun comportare este esenial ca armturile s fie generos ancorate i s nu flambeze. C 5.4. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate medie C5.4 În cazul construciilor proiectate pentru clasa DCM, rezistena lateral este mai apropiat de valoarea forei tietoare de baz în rspunsul seismic elastic decât în cazul construciilor aparinând clasei DCH. Ca urmare, deformaiile plastice ateptate în zonele plastice ale elementelor structurale vor fi mai mici, iar deformarea plastic în elementele i zonele proiectate ca nedisipative prin ierarhizarea adecvat a capacitii de rezisten va fi, cu mare probabilitate, rar. Pe aceast baz, msurile de proiectare privind dirijarea mecanismului de disipare a energiei i msurile de ductilizare a elementelor structurale sunt în mod firesc mai relaxate pentru construciile din clasa DCH, în raport cu cele din clasa DCM.

Principalele diferene între msurile de proiectare pentru cele dou clase se discut în ansamblu, i nu în detaliu, pe categorii de probleme. Cele mai importante sunt: (i) Valorile factorilor Rd, la toate categoriile de elemente, sunt mai mici pe considerentul c, prin avansarea moderat în domeniul de consolidare a oelului, efectele de suprarezisten sunt mai mici. (ii) La fiecare nivel al unui cadru etajat se consider zone plastice în stâlpi numai zonele de la partea inferioar a acestor elemente. Face excepie primul nivel de la baz, unde zonele de la ambele extremiti se consider critice. Sunt dou argumente pentru aceasta i anume: - Rspunsul seismic al cadrelor de beton armat proiectate cu metoda capacitii de rezisten nu evideniaz, de regul, plastificri pe înlimea stâlpilor. Atunci când, ocazional, apar articulaii plastice la niveluri inferioare, unde ductilitatea stâlpilor este mai mic, ca urmare a forelor axiale de compresiune mai mari, acestea se dezvolt la baza fiecare nivel. Pe de alt parte, msurile curente de armare transversal în stâlpi asigur un nivel semnificativ de confinare. - Datorit lungimii mari a zonelor critice, în condiiile în care acestea se consider c exist la ambele extremiti ale stâlpilor, zona median „necritic” este nesemnificativ ca dezvoltare. Aceasta face ca, în mod nejustificat, msurile severe de armare transversal specifice zonelor critice s fie prevzute practic pe toat înlimea stâlpilor. (iii) Msurile de ductilizare, în primul rând cele de armare transversal, sunt reduse fa de clasa DCH, adoptându-se distane maxime între etrieri mai mari i diametre de etrieri mai mici. (iv) Se renun la verificarea prin calcul a nodurilor de cadru. Testele dovedesc c rezistena la for tietoare a nodurilor este mult superioar celei determinate prin modelele de calcul adoptate în Cod. (v) În consecin, în cazul structurilor proiectate pentru clasa DCM, la care deformaia grinzilor în domeniul plan este limitat, rezistena nodurilor poate fi asigurat numai prin respectarea unor reguli constructive. (vi) La perei, condiia de limitare a zonei comprimate a seciunilor în vederea asigurrii ductilitii de curbur necesare este, la rândul ei, relaxat fa de cea prevzut pentru DCH. (vii) Condiia care permite armarea ortogonal a grinzilor de cuplare este relaxat prin sporirea valorii maxime a forei tietoare de proiectare cu 50%.( ) C 5.5. Proiectarea elementelor din clasa de ductilitate joas C5.5 Structurile proiectate pentru DCL sunt teoretic lipsite de ductilitate. Sensibilitatea lor major privete comportarea lor la aciunea cutremurelor mai puternice decât cea a cutremurului de proiectare. Din acest motiv, adoptarea acestei clase de ductilitate este admis numai pentru regiuni seismice cu seismicitate joas, având ag0,10g.

Pentru a înzestra elementele structurale eseniale cu un minim de ductilitate, în zonele critice de la baza stâlpilor i pereilor se prevede o armare transversal minim. C 5.6. Proiectarea structurilor duale C5.6 Pân la prezenta ediie a P100-1, în normele româneti nu se fcea deosebire între cele dou categorii de structuri duale, cu cadre preponderente i cu perei prepondereni. Ca urmare, în practica de proiectare se obinuiete ca, indiferent de apartenena la o categorie sau alta, grinzile i stâlpii s fie proiectai ca elemente ale unor cadre pure. Figura C 5.30. O asemenea abordare este nejustificat i are ca efect o procedur de proiectare mai complicat i un consum de material mai mare decât cel necesar în stâlpi. Aa cum se prezint schematic în Figura C 5.30, rigiditatea mare a pereilor face ca deplasrile orizontale s fie inferioare celor care produc articularea plastic la capetele stâlpilor. În aceste condiii nu se pot dezvolta mecanisme de plastificare de etaj i, ca urmare, nu este necesar respectarea relaiei (5.4), care are drept scop tocmai evitarea formrii unor asemenea mecanisme. Pe de alt parte, nu sunt necesare msuri speciale de sporire a ductilitii stâlpilor (pentru c ductilitatea acestora nu va fi mobilizat). În consecin, se pot accepta valori d mai mari decât în cazul structurilor în cadre pure, iar msurile de armare transversal la extremitile stâlpilor pot fi relaxate. Orientativ, cu caracter acoperitor, la stâlpii proiectai pentru clasa DCH pot fi aplicate regulile pentru clasa DCM, iar la stâlpii proiectai pentru clasa DCM, regulile pentru DCL. C 5.7. Ancorarea i înndirea armturilor C5.7.1 (4) Msura de sporire a lungimii de ancorare a armturilor din zona plastic are în vedere degradarea aderenei produse de alternana eforturilor întindere – compresiune provocate de aciunea seismic ciclic. O msur similar era prevzut i în STAS 10107/0 – 90 unde se indica o sporire cu 20% a lungimii de ancorare în cazul elementelor cu condiii nefavorabile de solicitare. C5.7.2.1 (2) Încrcarea nodurilor cu forele de legtur cu grinzile se face în cea mai mare parte prin eforturile de aderen dezvoltate pe suprafaa lateral a barelor care df>dd dd df Structura in cadre Structura cu pere i

Figura C 5.31. Rezult o rezisten medie la lunecare în jurul barei de 2,2fctm+0,25dfcd 2,2fctm(1+0,8 d). (C 5.11) Egalând valoarea efectiv a efortului tangenial rezultat din echilibrul barei din Figura C 5.31 cu aceast valoare a rezistenei echivalente de aderen, se obine relaia care stabilete diametrul maxim dbLmax al armturilor care traverseaz nodul: c yd ctm s s d bL h f f A A d

max

,0

8,0

    (C 5.12) Relaia (5.46) a fost ajustat pentru a ine seama c o anumit fraciune a forei tietoare care solicit nodul se transmite prin compresiune diagonal. Expresia (C 5.12) este confirmat de rezultatele unor studii experimentale. Aplicarea acesteia duce la diametre admisibile, relativ mici, ale barelor grinzilor care traverseaz nodurile, mai cu seam la etajele superioare, unde valoarea d este mic. Asb2fyd xc Cb Asb1fyd  C’’ ss Asb1fyd Cb Vc C’ c C’ ss T’ cs T’’ cs C’ c hjw traverseaz nodul. Forele de aderen trebuie s echilibreze eforturile aplicate armturilor, de o parte i de alta a nodului de cadru, pe schema din Figura C 5.31. În starea de solicitare maxim, barele de la partea superioar a grinzilor sunt solicitate la un capt la efortul de curgere, iar la cellalt de un efort unitar mai mic, pentru c armtura inferioar As2 compresiune se transmite nodului prin beton. Barele de la partea superioar nu beneficiaz de condiii favorabile de aderen ca urmare a tasrii iniiale a betonului, astfel încât se poate conta numai pe cca. 70% din rezistena aderenei b  2,2fctm, în care fctm este rezistena medie la întindere a betonului. La rezistena prin aderen trebuie adugat i rezistena prin frecare datorat încrcrii normale din fora de compresiune dezvoltat în stâlpul superior, care se poate estima aproximativ prin valoarea 0,25dfcd, în care d este fora axial normalizat, iar fcd este rezistena de proiectare la compresiune.

Figura C 5.32. bL bd yd bd bL yd s bd d f f f d f A l

.    (C 5.13) în care: lbd lungimea de ancorare necesar bd f efortul unitar de aderen ultim ctd bd f f ;

,2  (C 5.14) unde: ctd f valoarea de proiectare a rezistenei la întindere a betonului  coeficient care ine seama de condiiile de aderen, =1 pentru aderene bune i  =0,7 pentru condiii nefavorabile de aderen, conform SR EN 1992-1-1. Lungimea de înndire prin suprapunere, l0, pentru cazurile curente, se calculeaz cu relaia: bd s s s l A A k l ## $ % && ' (  %

'

(C 5.15) în care: ## $ % && ' ( % ' s s A A reprezint raportul exprimat în procente între seciunea armturilor care se întrerupe într-o seciune i seciunea total a barelor care se înndesc, limitat superior la 1,5  Asb1fyd lbd fbd

Condiia (C 5.12) poate fi considerat ca o alt condiie de dimensionare a seciunii stâlpilor, pe lâng cea legat de limitarea driftului i cea a rezistenei betonului nodului la compresiune diagonal. C5.7.3(4) Relaia (5.48) se obine pornind de la echilibrul zonei de armtur dincolo de seciunea de unde se msoar ancorajul Figura C 5.32

ks coeficient de amplificare a lungimii de suprapunere în situaia în care înndirea se face în zone critice, solicitate alternant, egal cu 1,25 Considerând condiiile cele mai severe, rezult: bL ctd yd bL ctd yd d f f d f f x x l 2,0

,2

,1 5,1

C  (C 5.16) C5.7.3(5) Condiia este preluat identic din SR EN 1998-1. Structura expresiei evideniaz faptul c presiunea exercitat asupra betonului în care este înglobat armtura, la tendina acestuia de despicare, respectiv de contracarare a eforturilor de întindere inelare, produse de interaciunea dintre profilul armturii i betonul înconjurtor, sunt dependente de aria armturii transversale i de intervalul dintre etrieri. C 5.8. Fundaii i infrastructuri C5.8.1 Organizarea sistemului Eurocodurilor structurale, adoptate în mod firesc i de sistemul naional de reglementri tehnice, prevede ca proiectarea geotehnic i proiectarea structurilor de fundare s fie tratate într-o reglementare separat de P100-1. Din acest motiv, se rein aici pentru discuie numai aspectele de principiu i un numr redus de msuri de proiectare. Sistemul fundaiilor, sau infrastructura, dup caz, reprezint o component esenial a unei cldiri, a crei integritate i ale crei proprieti de rigiditate i rezisten influeneaz decisiv rspunsul seismic al structurii în ansamblu. În acelai timp, costul lucrrilor de fundaie are o pondere foarte mare în costul total al construciei i, din acest motiv, alegerea sistemului de fundare i proiectarea lui corect reprezint una dintre operaiile cele mai importante ale proiectrii construciilor. Fundaiile se dezvolt în plan atât cât este necesar pentru ca presiunile pe teren s fie suficient de mici pentru a putea fi suportate de pmântul de fundare, un material cu rezistena de aproape 100 de ori mai mic decât materialul structural – betonul. Funcie de tipul de structur i de proprietile mecanice ale terenului, modul de realizare al fundaiilor poate fi diferit: fundaii izolate sau tlpi continue sub perei, fundaii legate sau constituite de grinzi de fundare, radiere generale, fundaii de adâncime, piloi sau chesoane, infrastructuri complexe. În condiiile unei alctuiri adecvate, infrastructurile reprezint sistemul cel mai avantajos din punctul de vedere al rezistenei structurii la fore laterale i al unei rezemri sigure pe teren. Sistemul este indicat, mai cu seam, în cazul structurilor multietajate cu perei de beton armat. În majoritatea cazurilor, infrastructura este constituit din elementele subsolului: grinzi de fundaie de dimensiunile pereilor de subsol interiori i de contur, împreun cu plcile planeelor subsolurilor i placa (radierul) situate la nivelul inferior al grinzilor. Infrastructura poate îngloba i structura primelor niveluri supraterane, dac acestea sunt considerabil mai puternice decât cea a urmtoarelor niveluri. De asemenea, se poate realiza din elemente structurale, sub nivelurile funcionale ale cldirii. i în cazul infrastructurilor se poate opta, atunci când terenul este slab sau când forele laterale mari ar duce la pierderea contactului cu terenul prin desprindere pe o suprafa

- O modelare complet a ansamblului suprastructur – fundaie rezemat elastic (prin resorturi Winkler, cu comportare liniar sau neliniar), încrcat cu forele verticale i laterale. Calculul efectuat cu metoda forelor orizontale echivalente sau cu metoda modal cu spectru de rspuns furnizeaz eforturile din elementele fundaiei, componente ale acestui ansamblu. - O modelare a elementelor fundaiei solicitate de forele de legtur cu suprastructura aplicate în seciunile transversale de la baza elementelor verticale (stâlpi, perei) ale suprastructurii. În cazul cel mai complex al unor infrastructuri, acest tip de modelare echivaleaz ansamblul elementelor acestuia cu un planeu tip reea de grinzi orizontale, în care diferitele componente sunt caracterizate de proprieti de rigiditate echivalente conlucrrii grinzilor (pereilor) de fundare cu plcile de fundaie sau ale subsolului (subsolurilor). O asemenea modelare este aproximativ i de cele mai multe ori neacoperitoare. Prin proiectare se poate impune elementelor infrastructurilor un rspuns seismic elastic sau unul neliniar. Rspunsul elastic se poate obine în dou situaii: - în cazul structurilor proiectate pentru clasa DCL, în zone cu seismicitate foarte joas, cu rspuns elastic pentru ansamblul suprastructur – infrastructur; elementele se dimensioneaz la eforturile obinute în combinaia seismic de încrcri, pe baza prevederilor din EN 1998–1. - în situaia când în modelul de calcul forele transmise de suprastructur infrastructurii sunt cele asociate mecanismului de disipare (plastificare) a suprastructurii; o cale simpl, aproximativ, pentru a obine valorile de proiectare ale eforturilor în elementele infrastructurii, este de a considera în calculul structural o for orizontal sporit fa de fora de proiectare prin amplificarea cu un factor de suprarezisten global. Pentru construcii cu structur uniform în plan i suprarezisten moderat, acest factor de amplificare poate fi luat egal cu 1,5. Procedeul are în vedere i componente ale mecanismului de rezisten la nivelul infrastructurii, care nu sunt considerate, de regul, explicit în calcul: frecarea între teren i pereii de contur, presiunea pasiv, etc. În alte situaii de alctuire, valoarea factorului de amplificare trebuie modificat corespunztor.

mare din amprenta construciei în teren, la fundarea pe piloi, capabili sau nu, dup necesiti, de a dezvolta i fore de întindere semnificative. Infrastructurile astfel alctuite posed înalt capacitate de rezisten i rigiditate, astfel încât au o comportare apropiat de cea a unui corp rigid. Consecina practic este c elementele verticale pot fi considerate încastrate la nivelul planeului peste subsol, dimensionarea suprastructurii putând fi fcut pe acest model. De asemenea, în acest caz incertitudinile privind distribuia presiunilor pe teren sunt mai mici, iar micrile relative între bazele elementelor verticale sunt minimizate. Se consider, în mod simplificat, dar nu i acoperitor, c fora axial de proiectare este cea obinut în calculul structural la seciunea seismic de proiectare. În principiu, exist dou limite ale modelrii fundaiilor (infrastructurii) utilizate în proiectarea curent:

O a doua abordare posibil este aceea de a determina eforturile în elementele infrastructurii din calculul structural la fora seismic de proiectare, pentru clasa de ductilitate selectat pentru suprastructur, DCH sau DCM. În acest caz, dimensionarea i armarea elementelor sistemului de fundaie se face cu respectarea regulilor specifice clasei de ductilitate considerate. O preocupare deosebit trebuie s existe pentru dimensionarea elementelor grinzilor (pereilor de subsol) la valori ale forei tietoare deduse pe baza principiilor proiectrii la capacitate i pentru respectarea msurilor de ductilizare. C5.8.2 În general, problemele de proiectare cele mai dificile intervin la infrastucturile complexe ale structurilor cu perei de beton armat. Aceste probleme sunt discutate în

anexa de comentarii a CR 2-1-1.1. Dintre msurile de proiectare date la 5.8.2 se rein aici numai dou. C5.8.2 (2) În grinzile de legtur între fundaii apar, pe lâng momente încovoietoare i fore tietoare, i fore axiale rezultate din deplasrile orizontale relative între fundaii, pe care calculul structural nu le evideniaz explicit. În EN 1998-1, aceste fore au valori care reprezint fraciuni din fora axial de proiectare adus de elementele verticale pe fundaii, depinzând de natura terenului. Forele de legtur se determin cu relaia g a kN g Ed , în care ag este acceleraia de vârf de proiectare, NEd este fora axial de proiectare, iar k este un factor care ia valori de la 0,3, în cazul terenurilor slabe, la 0,6 în cazul terenurilor foarte slabe. C5.8.2 (4) Armtura orizontal montat în radier trebuie s preia momentele încovoietoare produse de presiunile pe teren, dar trebuie s controleze si fisurarea din contracie a betonului din radier. Este acceptat astzi c procentul de armare care permite limitarea necesar a deschiderii fisurilor este de cel pu in 0,20% la fiecare fa a plcii de baz. Se recomand ca grosimea radierului s fie astfel aleas încât armtura de încovoiere necesar s fie 0,25%, atât cât asigur i controlul fisurrii de contracie. C 5.9. Efecte locale datorate interaciunii cu pereii nestructurali C5.9 La alctuirea pereilor de umplutur din zidrie din corpuri ceramice se pot avea în vedere dou concep ii: (a) izolarea elementelor cadrelor de panourile de zidrie prin prevederea unor fâii înguste din materiale deformabile între zidrie i elementele structurale; (b) pstrarea contactului perimetral între panouri de zidrie i stâlpii i grinzile structurii de beton armat. ( ) În acest din urm caz, panourile de umplutur interacioneaz cu structura i, indiferent dac sunt considerate în capacitatea de rezisten lateral a construciei, sau nu, acestea se manifest în realitate ca elemente structurale i, pân la eventuala lor distrugere la aciunea unui cutremur puternic, panourile preiau o anumit fraciune din încrcarea lateral. În practica de proiectare, în situaia (b) exist dou abordri posibile:

- zidria de compartimentare i de închidere, plasat între elementele cadrului, este considerat element structural, parte constitutiv a mecanismului structural pentru fore laterale i, ca urmare, trebuie armat; - nu se conteaz pe aportul structural al zidriei, dar prin proiectare se iau msuri care s in seama de efectele interaciunii structur - perete de umplutur; trebuie asigurate exigenele de comportare ale panourilor de umplutur la ULS, caz în care zidria avariat nu trebuie s cad i s prezinte risc pentru vieile oamenilor, i la SLS, caz în care degradrile zidriei trebuie s fie moderate i uor reparabile ca urmare a dimensionrii corespunzatoare a rigiditii laterale a cadrelor. Cele mai importante efecte ale interaciunii panourilor de umplutur cu structura tip cadru sunt urmtoarele: - sporirea rigiditii laterale a structurii; pentru cazul unor structuri flexibile situate în zone seismice caracterizate de valori mici ale perioadei Tc, forele seismice cresc peste nivelul corespunztor structurii pure; - crearea unor neregulariti pe vertical (succesiuni de niveluri rigide i flexibile, Figura C 5.33, a) i pe orizontal, prin sporirea torsiunii de ansamblu ca urmare a modificrii poziiei centrului de rigiditate (Figura C 5.33, b); la proiectarea cldirilor în zone seismice asemenea situaii trebuie evitate întotdeauna; Figura C 5.33. - crearea unor condiii de solicitri de tip elemente scurte, cu risc de rupere la fore tietoare (Figura C 5.34), pentru c fora tietoare pe poriunea deformabil a stâlpului este substanial mai mare decât cea care poate aprea într-un stâlp liber. (a) (b)

Figura C 5.34. Pentru a evita asemenea ruperi, în aceste cazuri se recomand separarea pereilor nestructurali de elementele structurii. Aciunea structural a panoului de zidrie poate fi modelat sub forma unei bare comprimate cu direcia diagonalei panoului, funcie de sensul de atac al cutremurului (Figura C 5.35). Aciunea diagonalei devine substanial dup apariia fisurilor de întindere înclinate i dup desprinderea zidriei de elementele cadrului în vecintatea colurilor unde s-ar aplica diagonala întins. Figura C 5.35. Ansamblul constituit din cadrul de beton armat i panourile de zidrie poate ceda în mai multe moduri sub aciunea forelor laterale: (a) La încovoierea de ansamblu ca un perete structural cu alctuire compozit, similar cu pereii structurali din beton armat (Figura C 5.36). Pentru aceasta este necesar ca inima de zidrie a pereilor s fie suficient de groas pentru a nu se rupe la fora tietoare, iar armtura inimii din zidrie armat s fie conectat eficient de stâlpii de beton armat. (b) Prin zdrobirea diagonalei comprimate constituit în inima de zidrie a peretelui compozit. Limea efectiv a diagonalei comprimate depinde de mai muli parametri, între care raportul între rigiditile panoului i ale cadrului, curbele caracteristice ale materialelor, nivelul de solicitare. (c) Dac aciunea seismic continu dup ruperea panoului de zidrie, practic întreaga for lateral se transmite stâlpilor (bulbii peretelui compozit), care se pot rupe prin încovoiere sau forfecare.

Figura C 5.36. (d) Prin lunecarea peretelui în lungimea unui rost orizontal, prin care se creaz un efect de “îngenunchiere” a cadrului la nivelul respectiv (Figura C 5.36, b). Un asemenea mod de cedare se manifest dac fora diagonal asociat producerii eforturilor, vf, care generaz lunecarea, este mai mic decât rezistena la compresiune în lungul diagonalei. Cu notaiile din Figura C 5.36, b, valoarea forei diagonale corespunztoare producerii lunecrii [Paulay, Priestley, 1992] este : ( )   t b l h f R w m d    ' ' ' ' 3.0

.0 (C 5.17) în care, ' mf rezistena de proiectare la compresiune a zidriei; t grosimea zidriei bw limea diagonalei echivalente Dup lunecarea zidriei, rezistena lateral a ansamblului este asigurat de stâlpi, care pot ceda la încovoiere sau, cel mai adesea, la forfecare. În cazul unei alctuiri identice a zidriei pe înlimea cldirii, avarierea zidriei prin zdrobirea dup diagonal sau prin lunecarea pe rost intervine, de regul, la primul nivel. Prin dispariia panoului de umplutur la primul nod, structura se transform într- una cu un nivel slab, unde se concentreaz în continuare deformaiile plastice. Din schema aproximativ de comportare din Figura C 5.36, rezult c cerinele de ductilitate la elementele primului nivel sunt mult mai mari decât în cazul unei structuri cu deformabilitate uniform pe vertical. Din cele prezentate rezult c este destul de dificil s se controleze rspunsul seismic al unei structuri compozite cum este cadrul de beton armat în interaciune cu perei de umplutur. Aceast constatare este valabil mai ales pentru cazul în care zidria este nearmat. În asemenea situaii, pentru a proteja stâlpii de la primul nivel, msurile de armare transversal pentru zonele critice se extind pe toat înlimea acestui nivel. a (a) (b)

Figura C 5.37. Panourile de zidrie trebuie asigurate i pentru forele de inerie perpendiculare pe planul lor. Prbuirea în lateral a pereilor reprezint pericolul cel mai important produs de aceste elemente pentru viaa oamenilor. În cazul unor panouri armate i conectate eficient de rame de beton armat, panoul poate fi tratat ca o plac plan rezemat pe contur, încrcat normal pe planul acesteia. Studiile experimentale au pus în eviden faptul c i panourile nearmate (zidrie simpl) pot susine importante fore normale pe planul lor, datorit formrii unui efect de bolt între reazemele peretelui pe orizontal i vertical, chiar dup fisurarea la încovoiere a panourilor. Acest mecanism de rezisten este îns influenat negativ de prezena unor spaii libere (rosturi libere) pe contur între panouri i rama de beton armat. Asemenea goluri pot proveni dintr-o umplere incomplet a acestor spaii cu mortar sau ca urmare a desprinderii pe contur (în zona diagonalei întinse, Figura C 5.35) datorate forelor acionând în planul peretelui. De asemenea, dac materialul este puternic degradat de aciunea forelor din planul peretelui, aciunea de bolt devine mult mai putin eficient. Rezult c umplutura nearmat nu asigur un material structural satisfctor, cu excepia, poate, a cldirilor joase (orientativ, pân la dou niveluri) cu ram rigid. Bibliografie: ATC (1996). Seismic evaluation and retrofit of concrete buildings. Report ATC 40, Redwood City, CA. CEB (1998), Ductility of Reinforced Concrete Structures, Bull. D’Information 242, T. Telford (ed.), London. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance / Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). N2 – A method for non-linear seismic analysis of RC buildings, Proc. of the 9th WCEE, Tokyo, vol. V, p. 111-116. Dy= deformaia la nivelul forei rezultante

la iniierea deformaiilor plastice DP = componenta plastic a deformaiei

Fajfar, P. (2000). A nonlinear analysis method for performance-based seismic design. Earthq. Spectra, 16(8). FIB (2003). Displacement-based seismic design of reinforced concrete buildings, Bulletin 25, Lausanne, Elveia, 192 pp. Institutul Român de Standardizare (1990), STAS 10107/0-90, Calculul i alctuirea elementelor din beton, beton armat i beton precomprimat Mander, J.B., Priestley, M.J.N. i Park, R., (1988), Theorteical Stress-Strain Model for confined Concrete, Journal of Structural Engineering, ASCE, V. 114, No. 8, pp. 1827- 1849. Ministerul Dezvoltrii Regionale i Administra iei Publice (2013), CR 2–1–1.1: Cod de proiectare a construciilor cu perei structurali de beton armat, Bucureti. Ministerul Lucrrilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, agrozootehnice i industriale, INCERC Bucureti, Buletinul Construciilor, no. 1-2, 1992, 151 p. Panagiotakos, T.B. i Fardis, M.N., (2001), Deformations of Reinforced Concrete Members at Yelding and Ultimate, ACI Structural Journal, V.98, No. 2, pp. 135-148. Park, Y.J. i Ang, A.M.S. (1985), Mechanistic Siesmic Damage Model of Reinforced Concrete, Journal of Structural Engineering, ASCE, V. 111, No. 4, pp. 722-739. Paulay, T. i Priestley, M.J.N. (1992), Seismic Design of Concrete and Masonry Buildings, John Wiley & Sons Inc., New York, 744 p. Paulay, T. (1986). A critique of the Special Provisions for Seismic Design of Building Code Requirements for Reinforced Concrete (ACI 318-82). În: Journal of the ACI, martie-aprilie 1986. Postelnicu, T. i Zamfirescu, D., (1998), Lateral stiffness assessment of multistory RC frames structures, 11th European Conference on Earthquake Engineering, Paris. Postelnicu, T. i Zamfirescu, D., (1999). Comparison between displacement methods used for assessment of RC structures. Performance of RC frame structures designed according present Romanian codes. Proc. 1st Romanian-American Workshop, Iai, Romania. Postelnicu, T. i Zamfirescu, D., (2001). Towards displacement-based methods in Romanian seismic design code. Earthquake Hazard and Countermeasures for Existing Fragile Buildings, Eds. D. Lungu & T.Saito, Bucureti, pp. 169-142. Ruanu, Cr., Pascu, R., (2003). Nonlinear static analysis for an existing reinforced concrete building. Buletinul Stiintific al UTCB, nr. 1/2003, pp. 27-39. SR EN 1998-1, Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur, Partea 1: Reguli generale, aciuni seismice i reguli pentru cldiri Takeda, T., Sozen, M.A. i Nielsen, N.N., (1970), Reinforced Concrete response to Simulated Earthquakes, Journal of the Structural Division, ASCE, V. 96, No. ST 12, pp. 2557-2573. Vecchio, F.J. i Colins, M.P. (1986). The Modified Compression-Field Theory for Reinforced Concrete Elements Subjected to Shear. ACI Struct. J., 83(2), p. 219-231.

 suprarezistena de proiectare

Sd d q F F  , care provine din:  dimensionarea structurii din alte condiii decât rezistena la cutremur (rezisten în gruparea fundamental de încrcri sau limitarea deplasrilor relative de nivel la starea limit de serviciu seismic)  evitarea unei variaii prea mari a numrului de seciuni pentru a uniformiza i simplifica procesele de proiectare i execuie  o rezisten real a materialelor mai mare decât cea nominal, etc.  redundan a structural

R y q V V  reprezint capacitatea de redistribuie plastic a structurii, dup formarea primei articulaii plastice  ductilitatea structurii e y q F F 3  caracterizeaz capacitatea de deformare postelastic fr o reducere semnificativa a caracteristicilor de rezisten  i rigiditate În relaiile de mai sus s-au folosit urmtoarele notaii: Fe – fora corespunztoare unui rspuns infinit elastic; Fy – fora de curgere a sistemului; F1 – fora la formarea primei articulaii plastice; Fd – fora de proiectare. Valoarea total a factorului de comportare q poate fi exprimat ca produsul suprarezistenei de proiectare, a redundanei i a factorului de reducere datorat ductilitii: Sd R q q q q

  

C 6. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN OEL C 6.1 Generaliti C6.1. Capitolul 6 din codul P 100-1 se bazeaz, în principal, pe prevederile din SR EN 1998-1 cu unele completri i modificri. C 6.1.1 Obiect i domeniu de aplicare C6.1.(1) Prevederile din acest capitol se refer exclusiv la cldiri cu structura metalica (construcii civile, industriale, agricole i alte tipuri de construcii metalice cu structura similar cu cea a cldirilor (platforme industriale, estacade, structuri în cadre pentru susinerea turnurilor i cazanelor termocentralelor, etc.). C6.1.(2) Prezentul cod implementeaz criterii de verificare pentru rezisten a elementelor structurale i a îmbinrilor armonizate cu SR EN 1993-1-1 i SR EN 1993-1-8. C 6.1.2 Principii de proiectare C6.1. Caracterizarea tipului de comportare a unei structuri, disipativ sau nedisipativ, pentru calcul, în cazul aplicrii metodelor de calcul în domeniul elastic (cu for e statice echivalente sau pe baza spectrelor de rspuns) se realizeaz prin intermediul factorului de comportare q. În Figura C 6.1 este prezentat o relaie tipic dintre fora tietoare la baz i deplasarea la vârf a unei structuri. Pentru simplificarea rspunsului neliniar al structurii se adopt adeseori o idealizare biliniar. Valoarea factorului q depinde de urmtorii factori:

raspunsul idealizat raspunsul real q q q

F Dy d F F y F F e Sd De Du D raspuns elastic q R

Figura C 6.1. Definiia componentelor factorului de comportare q În principiu, orice structur conformat i dimensionat corect posed suprarezisten  de proiectare datorit coeficienilor pariali de sigurana utilizai la definirea rezisten elor de calcul i a încrcrilor folosite la proiectare. Structurile static nedeterminate posed în plus i o redundan  structural. În consecin, pentru o structur alctuit i dimensionat în mod corect, valoarea efectiv a factorului q este întotdeauna supraunitar. Cea de-a treia component a factorului q, dat de ductilitate, este i cea mai important. Aceasta presupune asigurarea ductilitii la nivelului materialului, a seciunilor elementelor structurale, a elementelor structurale i îmbinrilor dintre ele, a structurii în ansamblul ei. Structurile alctuite i dimensionate pentru a asigura cerinele privind suprarezisten a, redundan a i ductilitatea sunt denumite structuri disipative i sunt încadrate în conformitate cu P 100-1 în clasele de ductilitate DCH sau DCM. Structurile care nu îndeplinesc toate condiiile de ductilitate dar posed suprarezisten structurala sunt considerate slab disipative i sunt încadrate în clasa de ductilitate DCL. Structurile slab disipative alctuite din elemente cu seciune de clasa 1, 2 sau 3 pot fi proiectate pe baza unui factor 1 1,5 q   . Structurile slab disipative alctuite din elemente cu seciune de clasa 1, 2 sau 3 se dimensioneaz i verific pe baza prevederilor din SR EN 1993-1-1. Structurile cu elemente de clasa 4 se calculeaz pe baza unui factor

q  i se verific în conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-3 sau SR EN 1993-1-5. C 6.1.3 Verificarea siguranei C6.1.3 (1) Solicitarea ciclic indus de ac iunea seismic poate conduce la fenomene de oboseal în domeniul plastic (oligocilic). Pentru a ine cont de acest fenomen, coeficien ii par iali de siguran  M pentru verificarea la starea limit ultim în situa ia seismic de proiectare sunt majora i fa  de cei utiliza i în situa ia normal de proiectare (gruparea fundamental de încrcri).

(2) La proiectare se va ine cont de posibilitatea ca limita de curgere efectiv a oelului, (fy,act), s fie mai mare decât limita de curgere nominal (fy), prin introducerea unui coeficient de amplificare a limitei de curgere ,y act ov y f f   . Limita de curgere efectiv a

oelului se determin prin încercri experimentale pe materialele folosite la execuia structurii. În lipsa unor astfel de încercri, se pot folosi valorile recomandate la 6.2(5). C 6.2 Condiii privind materialele C6.2 (1-2). Pentru structurile din clasele DCH i DCM de ductilitate, în elementele disipative (care conin zone plastice poteniale) se vor utiliza o eluri cu propriet i de ductilitate definite prin: - raportul dintre rezistena la rupere fu i limita minim de curgere fy va fi cel puin 1,20 - alungirea la rupere va fi cel puin 20% - un palier de curgere distinct, cu alungire specific la sfâritul palierului de curgere de cel puin 1,5%. C6.2 (3) Elementele din tabl cu grosimi > 16mm solicitate la întindere perpendicular pe planul lor sunt susceptibile de apariia destrmrii lamelare. Riscul de apariie a acestui fenomen este semnificativ în cazul plcilor de capt ale grinzilor în cazul îmbinrilor grind-stâlp în zona afectata termic de sudura dintre talpa grinzii i placa de capt. Riscul de destrmare lamelar poate s apar i în cazul grinzilor sudate direct de talpa stâlpului, în cazul stâlpilor sudai de placa de baza sau în cazul îmbinrilor de continuitate realizate cu flane. În vederea evitrii riscului de destrmare lamelar, se recomand urmtoarele msuri: - evitarea soluiilor constructive care conduc la tensiuni semnificative de întindere în direcia grosimii din cauza sudarii i din efectul încrcrilor exterioare; - daca astfel de soluii nu pot fi evitate, este necesar utilizarea unor mrci de o el cu o valoare minima a gâtuirii Zz la încercarea la traciune pe epruvete prelevate pe direcia grosimii (încercare efectuat conform SR EN ISO 6892- 1:2010): , z z nec Z Z

în care Zz,nec este valoarea minim necesar a gâtuirii i se determin conform procedurii din SR EN 1993-1-10. C6.2 (5) Valoarea medie a limitei de curgere a o elului este în general mai mare decât cea nominal i depinde de marca o elului i tipul de produs siderurgic (table, profile, etc.). Valorile suprarezisten ei de material prevzute în cod au la baz studiile efectuate în cadrul proiectului OPUS (2010) pe un eantion de 13000 de epruvete prelevate din laminate de o el (HEA, HEB, IPE, UPN, IPN) de la productori europeni, care au indicat valori diferite ale suprarezisten ei de material ov  în func ie de marca o elului. C6.2 (6) În zonele disipative se limiteaz valoarea limitei de curgere, fy,max, a materialului din elementele structurale respective pentru a asigura concordan a între mecanismul de disipare proiectat i rspunsul real al structurii. Limita de curgere, fy,max , nu va fi mai mare decât limita de curgere nominal amplificat cu ov  ( ,max y ov y f f   ).

C6.2 (7) Îmbinrile cu uruburi ale elementelor structurale care participa la preluarea i transmiterea aciunii seismice (grinzi i stâlpi la cadre necontravantuite, grinzi, stâlpi i contravântuiri la cadre contravantuite) se vor proiecta cu uruburi de înalta rezisten  grupele 8.8 i 10.9. Elementele care nu particip la preluarea i transmiterea aciunii seismice (ex. grinzi secundare de planeu), pot fi îmbinate i cu uruburi din grupele de calitate 4.6, 5.6, 5.8 i 6.8. C6.2 (8) În general, uruburile de ancoraj ale stâlpilor în fundaii se recomand s se realizeze din o eluri din grupe de calitate 4.6 i 5.6. Atunci când se folosesc uruburi de ancoraj din grupele de calitate 5.8, 6.8 i, în mod special, în situaia în care se folosesc uruburi cu caracteristici fizico-mecanice similare grupei de calitate 8.8, trebuie s se acorde o atenie sporita clasei betonului, respectiv sistemelor de ancorare. În principiu, trebuie s existe compatibilitate între rezisten a la întindere a uruburilor i aderen a dintre acestea i betonul din fundaie. C 6.3 Tipuri de structuri i factori de comportare C 6.3.1 Tipuri de structuri Cadre necontravântuite Capacitatea de rezisten  i rigiditate a structurii solicitate la aciunea seismic este asigurat, în principal, de rezisten a i rigiditatea la încovoiere a grinzilor i stâlpilor, precum i de capacitatea de transmitere a momentelor încovoietoare la nivelul îmbinrilor dintre grinzi i stâlpi, respectiv a îmbinrilor dintre stâlpi i fundaii. Pentru cadrele necontravântuite cu îmbinri rigl-stâlp rigide, articulaiile plastice se vor dirija la capetele grinzilor. Pentru a asigura suprarezisten a îmbinrii fa  de elementul îmbinat, se poate reduce local seciunea tlpilor grinzii – soluia "dog-bone". Zonele disipative pot fi situate i în stâlpi, respectiv la baza acestora (deasupra prinderii în fundaii) i la partea superioar a stâlpilor de la ultimul etaj. P 100-1 permite utilizarea îmbinrilor rigl-stâlp semirigide i parial rezistente (în conformitate cu clasificarea din SR EN 1993-1-8), dac îmbinrile au capacitate de rotire total suficient (cel puin egala cu 0,04 rad pentru clasa DCH de ductilitate, respectiv 0,03 rad pentru clasa DCM de ductilitate). Formarea articula iilor plastice în îmbinri este permis în condiiile în care rigiditatea i capacitatea real de rezisten  sunt luate în calcul în analiza structurii. În cazul cadrelor parter cu îmbinri rigl stâlpi rigide i de rezisten complet i cu prinderi rigide în fundaii, articulaiile plastice se pot forma la partea superioar i la baza stâlpilor, cu condiia ca fora axial de compresiune din stâlpi, NEd, s îndeplineasc condiia NEd/Npl,Rd încrcri care conine ac iunea seismic; Npl,Rd – rezistena plastic a seciunii la compresiune centric).

 Contravântuiri cu diagonale întinse active, la care forele orizontale sunt preluate numai de diagonalele întinse, neglijând diagonalele comprimate.  Contravântuiri cu diagonale în V, la care forele orizontale sunt preluate atât de diagonalele întinse cât i de cele comprimate. Punctul de intersectare al acestor diagonale este situat pe grind, care trebuie s fie continu. Figura C 6.2. Sisteme constructive cu contravântuiri centrice Pentru asigurarea unei comportri ductile a acestor sisteme, este necesar ca seciunile diagonalelor sa fie de clasa 1 pentru clasa de ductilitate structural DCH i clas 1 sau 2 pentru clasa de ductilitate structural DCM. Prinderile diagonalelor trebuie s asigure nivelul de suprarezisten  specificat în 6.5.5 din P 100-1. Utilizarea unor contravântuiri având seciuni cu suplee ridicat poate s conduc la o voalare prematur a acestora, chiar i la nivele reduse ale deplasrilor relative de nivel i, implicit, la o ductilitate redus a elementelor. Se pot folosi i alte sisteme de contravântuiri, de exemplu contravântuiri în X pe doua nivele sau contravântuiri în V cu bara verticala de legtur (vezi Figura C 6.3). (a)

(b)

Figura C 6.3. Cadre cu contravântuiri în X pe dou nivele (a) i contravântuiri în V cu bara verticala de legtura (b), AISC (2005) Aceste cadre pot fi proiectate cu o comportare post elastic similar cadrelor contravântuite în X. Aceste doua sisteme au avantajul c asigur o reducere a forelor transmise grinzilor dup flambajul contravântuirilor comprimate. Sistemul cu bar vertical de legtur Cadrele contravântuite centric Cadrele contravântuite centric sunt acele cadre cu contravântuiri la care axele elementelor structurale se întâlnesc în noduri i formeaz o structur vertical triangulat (vezi Figura C 6.2). În aceasta categorie intr urmtoarele sisteme structurale (vezi Tabelul 6.3 din P 100- 1):

Figura C 6.4. Sisteme constructive cu contravântuiri excentrice Avantajul cadrelor cu contravântuiri excentrice const în faptul c printr-o alctuire i dimensionare corespunztoare a sistemului structural, se poate obine o rigiditate similar celei oferite de cadrele cu contravântuiri centrice, simultan cu caracteristici de ductilitate specifice cadrelor necontravantuite. Structuri de tip pendul inversat Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de ap, platforme sau structuri parter care susin greut i mari, cum ar fi cele pentru silozuri, buncre, etc. Structuri metalice asociate cu nuclee sau perei de beton armat La aceste structuri, forele orizontale sunt preluate în principal de diafragme sau nuclee de beton armat (tabel 6.3.e). Cadrele metalice, de regul necontravantuite, se dimensioneaz din aciuni gravitaionale. Calculul elementelor din beton armat se face în conformitate cu prevederile din capitolul 5 al P 100-1. Calculul structurii metalice se face în conformitate cu prevederile din SR EN 1993-1-1 i SR EN 1993-1-8. În cazul structurilor nesimetrice, sau simetrice dar cu o distribuie excentrica a maselor, trebuie luate msuri pentru preluarea efectelor de torsiune deoarece nucleul de beton armat nu asigur întotdeauna rigiditatea la torsiune necesar. În acest caz se recomand realizarea unei analize pe un model spa ial. Rezultatul analizei structurale poate conduce la necesitatea introducerii unor contravântuiri verticale în structura metalic, de preferat în cadrele perimetrale. În acest caz structura se dimensioneaz în conformitate cu prevederile relevante din P 100-1. Structuri duale (cadre necontravântuite asociate cu cadre contravântuite) În general, pentru structura unei cldiri nu se pot folosi numai cadre contravântuite, acestea fiind de regul asociate cu cadre necontravântuite. În situaia în care cadrele necontravântuite sunt proiectate sa preia cel puin 25% din aciunile orizontale, sistemul structural compus (cadre necontravântuite i contravântuite) se numete

contravântuiri în X pe dou niveluri este în general mai flexibil decât sistemul cu contravântuiri în V, pe de alt parte sistemul cu bar vertical de legtura asigur o uniformizare a eforturilor axiale din contravântuiri pe înl imea structurii. Folosirea acestor doua sisteme reduce riscul formarii mecanismelor de nivel. Cadre contravântuite excentric Caracteristica principal a acestor sisteme const în transmiterea for ei axiale din contravântuiri prin intermediul unui segment de grind, denumit bar disipativ (link), solicitat la forfecare i încovoiere (vezi Figura C 6.4).

u

u

sistem dual. În principiu, un sistem dual se poate obine prin combinarea cadrelor contravantuite i necontravântuite în acelai plan (structur 2D), sau în plane diferite pe aceeai direcie (structur 3D), conlucrarea fiind asigurat de efectul de diafragm al planeului. Se pot realiza structuri duale prin combinarea cadrelor necontravântuite cu cadre contravântuite centric, respectiv cu cadre contravântuite excentric. Pentru ambele sisteme compuse, în P 100-1 sunt prevzute valori distincte ale factorilor de comportare q. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat Caracteristica principal a contravântuirilor împiedicate la flambaj este dat de rspunsul histeretic cvasi-simetric, care se datoreaz prevenirii flambajului la compresiune. Aceste contravântuiri se compun de regul dintr-un miez de oel înglobat într-o teac metalic umplut cu mortar, care are rolul de a preveni flambajul miezului din otel. La fel ca in cazul contravântuirilor centrice obinuite, dispunerea contravântuirilor împiedicate la flambaj trebuie fcuta astfel încât axele barelor s se întâlneasc într-un punct. Comportarea histeretic stabil a contravântuirilor cu flambaj împiedicat conduce la un rspuns seismic superior fa  de cel al cadrelor cu contravântuiri centrice clasice. Acest fapt ofer posibilitatea folosirii unor factori de comportare q mai mari. C 6.3.2 Factori de comportare C6.3.2 (1-2) Semnificaia factorului de comportare q a fost prezentat în paragraful C 6.2, respectiv Figura C 6.1. Valorile factorului q asociate diferitelor tipuri de structuri sunt prezentate în tabelul 6.3 din P 100-1. Valorile din tabel pot fi utilizate cu condiia respectrii criteriilor de ductilitate i suprarezistent precizate în paragrafele 6.5-6.11, respectiv cele cu privire la calitatea materialelor din capitolul 6.2 i a calitii execuiei din capitolul 6.12. Se subliniaz faptul c utilizarea valorilor din tabelul 6.3 se poate face doar în condi iile satisfacerii criteriilor de regularitate a structurii, precizate în

capitolul 4.4.3. În situaia în care structura este neregulat în elevaie, valorile factorului de comportare q date în tabel se reduc cu 20%. Aceast reducere se explic prin faptul c neregularitatea pe vertical (nivele cu rigiditate i/sau rezisten substanial diferite de nivelele adiacente) poate genera apariia unor mecanisme plastice de nivel. În cazul în care structura prezint neregularitate atât în plan cât i pe vertical, se recomand reducerea cu cel pu in 30% a valorii de referin a factorului q (dat în tabelul 6.3 din P 100-1). C6.3.2 (3-4) Valorile raportului ) /) prezentate în tabelul 6.3 din P 100-1 pentru diverse tipuri de structuri reprezint redundana structural definit prin factorul qR (vezi Figura C 6.1). Teoretic, acest raport are valoarea 1 doar în cazul structurilor static determinate, care pot forma o singur articulaie plastic. Valori mai exacte ale raportului ) /) se pot determina printr-o analiz static neliniar (pushover), caz în care acest raport se limiteaz la valoarea 1,6. C6.3.2(5) Factorul q se va determina independent pentru fiecare direcie principal a structurii, în funcie de tipul structural considerat, cu valorile date în tabelul 6.3 din P 100-1. În principiu, se recomand ca structura s fie conformat astfel încât s aib rigiditi i capaciti de deformare în domeniul post-elastic comparabile pe cele dou

i sudurile în îmbinri), sau care trebuie s aib o comportare preponderent elastic pentru asigurarea stabilitii generale a structurii (de exemplu stâlpii). Acestor componente trebuie s li se asigure prin proiectare o suprarezistent suficient pentru a rmâne în domeniul elastic chiar i dup plasticizarea componentelor disipative. Elementele disipative vor fi dimensionate din punct de vedere al rezistenei i al stabilitii în aa fel încât s poat intra în lucru în domeniul post-elastic, la nivelul de solicitare corespunztor factorului de comportare q considerat. În principiu, elementele disipative nu trebuie supradimensionate. Exist situaii în care pentru a se dirija i controla deformaiile plastice, se recurge la o reducere a capacitii portante a elementelor ductile în zonele disipative (exemplu: grinzi cu seciune redus în vecintatea îmbinrilor cu stâlpii; contravântuiri comprimate realizate din oel de marc inferioar fa de restul structurii, etc.)

direcii. În practic se întâlnesc îns numeroase situaii în care pe o direcie se utilizeaz cadre necontravântuite, iar pe cealalt cadre contravântuite sau cadre duale. C 6.4 Calculul structurii C6.4 (1-2) O structur bine conformat pentru a prelua aciunile seismice trebuie s asigure prin alctuire, calcul, dimensionare i detalii constructive un echilibru între rezistena, rigiditatea i ductilitatea elementelor structurale i a îmbinrilor acestora. În acest context, calculul structurii se realizeaz în ipoteza c toate elementele structurale componente sunt active. Excepie fac structurile în cadre contravântuite centric cu diagonale care lucreaz numai la întindere (în X sau alternante). În aceste cazuri, dac nu se efectueaz un calcul neliniar, se neglijeaz aportul contravântuirilor comprimate la preluarea aciunii seismice. Spre exemplu, în cazul unei analize elastice cu fore statice echivalente, se vor considera doar contravântuirile întinse pentru un sens al forelor; vor fi deci dou modele structurale pentru cele dou sensuri ale aciunii seismice. În cazul unui calcul modal cu spectre de rspuns, se pot utiliza cele dou modele structurale menionate anterior, dar eforturile i reaciunile de calcul se vor obine din înfurtoarea rezultatelor celor dou analize structurale. Modelarea structurii pentru analiz va ine seama de efectul de diafragm orizontal dat de planee, care se vor proiecta ca atare în conformitate cu prevederile de la 4.4.1.6. În cazul în care se accept îmbinri semirigide i/sau parial rezistente, în analiza global static sau dinamic se va ine seama de rigiditatea i de rezisten a acestora. C 6.5 Reguli pentru comportarea disipativ a structurilor C 6.5.1 - C 6.5.4 Ductilitatea unei structuri solicitat la aciunea seismic este dat de capacitatea structurii de a disipa energia indus de micarea seismic prin deformaii plastice. Ductilitatea structural definete capacitatea structurii de a dezvolta deformaii în domeniul post-elastic fr o reducere semnificativ a capacitii portante. Structurile disipative (clasele de ductilitate DCH i DCM) sunt acele structuri la care, prin proiectare i execuie, se asigur cerinele de ductilitate la nivelul materialului, seciunilor, elementelor structurale, îmbinrilor i a structurii pe ansamblu. Structurile disipative se proiecteaz în aa fel încât deformaiile plastice s fie dirijate în anumite zone ale structurii, în funcie de tipul structurii (vezi C 6.3.1). În general, într-o structur exist componente care pot avea o comportare fragil (de exemplu uruburile

M  Mpl Clasa 4 Clasa 3 Clasa 2 Clasa 1 Mel Figura C 6.5. Relaia moment-curbur pentru clasele de seciune 1-4 Clasa de seciune a elementelor structurale componente este un factor esenial pentru definirea clasei de ductilitate a structurii. În tabelul 6.4 din P 100-1 se prezint relaia dintre clasa de ductilitate a structurii i clasele de seciune (vezi Tabelul C 6.1). Pentru relaionarea claselor de seciune cu factorul de comportare q, se va face corelarea între tabelele 6.3 i 6.4 din P 100-1. Tabelul C 6.1. Relaia dintre clasa de ductilitate i clasa de seciune Clasa de ductilitate a structurii Valoarea de referin a factorului de comportare q Clasa de seciune DCH conform Tabelului 6.3 clasa 1 DCM conform Tabelului 6.3 clasa 1 sau 2 DCL 1,0  q  1,5 clasa 1, 2 sau 3 q = 1,0 clasa 1, 2, 3 sau 4 Ductilitatea de material. În cazul oelului, cerinele de ductilitate de material se exprim prin intermediul alungirii specifice la rupere, respectiv prin raportul dintre rezistena la rupere i rezistena minim la curgere; aceste cerine sunt specificate în

capitolul 6.2 din P 100-1 i la C 6.2. Ductilitatea de seciune. În cazul elementelor solicitate la întindere, ductilitatea seciunii este asigurat de ductilitatea materialului. În cazul elementelor structurale solicitate la compresiune i/sau încovoiere, ductilitatea de seciune depinde de supleea pereilor i de ductilitatea de material. În funcie de supleea de perete, exprimat prin raportul lime/grosime, pereii comprimai i/sau încovoiai se încadreaz în patru clase de seciuni. Criteriile de clasificare în clase de sec iuni se stabilesc conform SR EN 1993-1-1. Pereii de clas 4 sunt cei cu suplei mai mari decât valorile corespunztoare clasei 3 de seciune. Pereii din clasa 4 comprimai i/sau încovoiai, în care tensiunile de compresiune sunt mai mari decât tensiunea critic de voalare se consider c lucreaz în cadrul seciunii cu caracteristici geometrice reduse (eficace). Calculul acestor perei (seciuni) se face cu metoda limii eficace, în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-3 i SR EN 1993-1-5. Figura C 6.5 prezint comparativ relaia moment- curbur pentru cele patru clase de seciune.

i P 100-1 impun valori minime ale capacitii de rotire plastic pentru încadrarea îmbinrilor în clasele de ductilitate înalt sau medie (DCH sau DCM). Aceste norme nu conin îns metode de evaluare prin calcul a capacitii de deformare plastic, impunându-se încercri experimentale. Documentul FEMA 350 i norma ANSI/AISC 358-10 din SUA conin recomandri i criterii de precalificare a unor tipuri de îmbinri rigl-stâlp pentru cadre necontravântuite. În ghidul de proiectare GP 082/2003 se prezint soluii constructive i parametri pentru proiectarea îmbinrilor ductile la structuri metalice în zone seismice. Totodat, în acest ghid se prezint procedeul de efectuare a încercrilor experimentale în regim ciclic pentru elemente structurale i îmbinri bazat pe recomandrile europene ECCS, 1985. Trebuie îns menionat c o îmbinare structural nu se rezum numai la mijloacele de asamblare (uruburi, cordoane de sudur), ci implic interaciunea mai multor elemente componente ce aparin elementelor structurale care se îmbin. Spre exemplu, în cazul unui nod rigl-stâlp cu plac de capt extins i uruburi, se evideniaz mai multe componente care îi aduc aportul la rezistena, rigiditatea i ductilitatea acestuia (vezi Figura C 6.6). Astfel, nodul este format din dou componente majore: panoul de inim al stâlpului i îmbinarea propriu-zis. La rândul su, se pot evidenia urmtoarele componente ale îmbinrii: placa de capt la încovoiere (incluzând uruburile), talpa stâlpului la încovoiere (incluzând uruburile), inima stâlpului la compresiune, inima stâlpului la întindere, talpa grinzii la compresiune. În funcie de tipologia nodului, numrul componentelor poate fi mai mare sau mai mic. Între aceste componente, unele (de exemplu panoul de inim al stâlpului, placa de capt, etc.) au capacitatea de a se deforma în domeniul plastic, asigurând îmbinrii o comportare ductil, altele (de exemplu uruburile i cordoanele de sudur) au o comportare fragil. Este necesar ca proiectarea componentelor fragile s asigure o suprarezisten  fa de elementele ductile ale îmbinrii, pentru a li se asigura o comportare elastic pe toat durata aciunii seismice. Pentru a asigura o comportare ductil a unui nod, componentele îmbinrii cu rezistena cea mai mic vor trebui s aib cele mai bune proprieti de ductilitate. Suprarezistena i ductilitatea se asigur prin proiectare, printr-o alegere corespunztoare a materialului, printr-o corect alctuire i dimensionare a îmbinrii i prin controlul calit ii execuiei.

Structurile realizate din elemente structurale cu sec iune de clas 4 se vor dimensiona numai în domeniul elastic, cu un factor de comportare q egal cu 1, luând în considerare caracteristicile geometrice ale seciunii eficace (vezi i capitolul C 6.3.2). Ductilitatea elementelor structurale depinde de ductilitatea de material, de ductilitatea de seciune, de tipul de solicitare, de zvelteea i modul de rezemare a elementului structural. În principiu, ductilitatea elementului structural exprim capacitatea acestuia de a forma articulaii plastice. Ductilitatea elementelor structurale solicitate la întindere este dat de ductilitatea de material. În cazul elementelor comprimate i/sau încovoiate, ductilitatea elementelor structurale se definete prin capacitatea de rotire plastic pentru grinzi, stâlpi, bare disipative lungi, capacitatea de deformare plastic la forfecare pentru bare disipative scurte i capacitatea de deformare plastic axial pentru contravântuiri. Ductilitatea îmbinrilor se exprim prin capacitatea de deformare în domeniul plastic a acestora. Normele de calcul actuale între care SR EN 1998-1 i AISC 2010, precum

1. panou de inim solicitat la forfecare

2. îmbinare

3. componente (ex. uruburi, plac de capt, etc.) Nod = panou de inim solicitat la forfecare + îmbinare Figura C 6.6. Componentele unui nod rigl-stâlp (SR EN 1993-1-8) Ductilitatea structural se asociaz cu capacitatea de deformarea lateral a structurii în domeniul post-elastic pe durata aciunii seismice. Ductilitatea structural integreaz ductilitatea de material, ductilitatea seciunilor, ductilitatea elementelor structurale i a îmbinrilor. Limitarea deplasrilor relative de nivel la ULS conform paragrafului 4.6.3.2. din P 100-1 are ca scop principal asigurarea integritii elementelor nestructurale (perei de închidere i compartimentare) în cazul unui cutremur major. Indirect, aceast verificare limiteaz i cerin a de ductilitate a structurii. C 6.5.5 Reguli de proiectare pentru îmbinri în zone disipative C6.5.5. (1) Prin concepia constructiv, dimensionarea, tehnologia de execuie i controlul calitii, se vor evita concentrrile de tensiuni i apariia unor tensiuni reziduale mari în îmbinrile elementelor structurale, în special în acele componente care au o comportare fragil. C6.5.5. (2) Rezisten a îmbinrilor nedisipative trebuie s fie suficient pentru a permite formarea zonei plastice complet consolidate în elementele disipative adiacente. În acest scop, efortul de calcul pentru dimensionarea îmbinrii se determin pe baza efortului capabil al elementului îmbinat (Rfy), inând cont de consolidarea zonei plastice (factorul 1,1) i de suprarezisten a de material (factorul ov). C6.5.5. (4-5) Îmbinrile cu uruburi solicitate la forfecare vor fi realizate cu uruburi de înalt rezisten pretensionate, pentru a realiza transmiterea eforturilor prin frecare. Sunt admise îmbinri din categoriile B (lunecarea împiedicat la starea limit de serviciu) i C (lunecarea împiedicat la starea limit ultim) conform SR EN 1993-1-8. Suprafeele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele A (coeficient 3 0.5) i B (3 0.4) conform SR EN 1090-2. În cazul îmbinrilor solicitate perpendicular pe planul acestora (uruburi solicitate la întindere), suprafeele pieselor în contact vor fi prelucrate pentru a se încadra în clasele B (coeficient 3 0.4) i C (3 0.3) conform SR EN 1090-2. Aceste îmbinri se realizeaz cu uruburi de înalt rezisten pretensionate (categoria E conform SR EN 1993-1-8). C6.5.5. (7) În scopul asigurrii unei comportri ductile, în cazul îmbinrilor cu uruburi solicitate în planul lor, rezistena la forfecare a uruburilor va depi cu cel

puin 20% rezistena la presiune pe pereii gurii. Se asigur astfel un mod de cedare ductil prin plasticizarea gurii (ovalizare plastic), evitând forfecarea tijei, care reprezint un mod de cedare fragil. C6.5.5. (8-9) Datorit condiiilor extreme de solicitare a îmbinrilor în zone disipative ale structurilor supuse aciuni seismice, este necesar verificarea comportrii acestora prin încercri experimentale. Materialele, detaliile de alctuire a îmbinrii i dimensiunile elementelor structurale vor fi cât mai apropiate de cele utilizate în proiect. Modul de aplicare a încrcrii va avea un caracter ciclic. Realizarea încercrilor experimentale se va realiza în conformitate cu prevederile SR EN 1990 capitolul 5: "Analiza structural i proiectarea asistate de experiment" i anexa D "Proiectarea asistat de încercri", precum i recomandrile Conveniei Europene de Construcii Metalice (ECCS, 1985). Încercrile pe îmbinri vor trebui s confirme, cu un coeficient de siguran adecvat, rezistena i capacitatea de deformare plastic, conform încadrrii în clasa de ductilitate. Atunci când nu se efectueaz încercri experimentale specifice pentru un proiect dat, se pot utiliza rezultatele experimentale efectuate pe elemente similare. Totodat, se pot utiliza tipurile de îmbinri i criteriile de proiectare pentru îmbinrile precalificate conform GP 082/2003 i ANSI/AISC 358-10. C6.5.5. (10) În cazul îmbinrilor cu uruburi de înalt rezisten pretensionate, care lucreaz în planul lor, pentru a ine seama de posibilitatea lunecrii pieselor ca efect al solicitrii ciclice, îmbinrile se vor verifica i ca îmbinri cu uruburi obinuite, în concordan cu prevederile SR EN 1993-1-8. C6.5.5. (11) Din cauza rigiditii i capacitii de deformare substanial diferite a îmbinrilor cu uruburi i a celor sudate, nu se admit soluii constructive hibride, la care preluarea i transmiterea eforturilor s se realizeaz simultan prin uruburi i cordoane de sudur. Este permis folosirea uruburilor la montajul unor elemente îmbinate cu sudur, dac uruburile nu sunt luate în considerare la dimensionarea îmbinrii în faza final. C 6.5.6 Reguli de proiectare pentru uruburile de ancoraj C6.5.6 Pentru transmiterea eforturilor din uruburile de ancoraj în funda ie, trebuie s existe compatibilitate între rezistenta la întindere a uruburilor i aderenta dintre acestea i betonul din fundaie. În general, uruburile pentru ancorarea stâlpilor în fundaii se realizeaz din o eluri din grupele de calitate 4.6, 5.6 i 6.6. Atunci când se folosesc uruburi de ancoraj din grupele de calitate 5.8, 6.8 sau superioare, trebuie s se acorde o atenie sporit sistemului de ancorare în funda ie. Utilizarea unor uruburi de ancoraj cu rezisten a ridicat (5.8, 6.8 sau superioare) necesit, de cele mai multe ori, folosirea unor sisteme mecanice de ancorare. C6.5.6 (1) Prinderea stâlpului în fundaie se dimensioneaz pentru a asigura îmbinrii de la baza stâlpului o suprarezistent care s menin componentele acesteia în domeniul elastic pe tot parcursul aciunii seismice. Eventualele articulaii plastice vor putea s se formeze numai în stâlpi, în vecintatea îmbinrii, dar nu în aceasta. Componentele îmbinrii de la baza stâlpului sunt uruburile de ancoraj, placa de baz, traversele i rigidizrile (atunci când exist). Pentru realizarea condiiei de suprarezistent, îmbinarea de la baza stâlpilor se va dimensiona sub efectul eforturilor determinate conform relaiei de la 6.5.6(1) din P 100-1.

i capacitatea de rotire s nu fie diminuate, fora axial va fi limitat la 15% din fora axial plastic a seciunii, iar fora tietoare va fi limitat la 50% din fora tietoare plastic capabil (vezi relaiile 6.3 i 6.4 din P 100-1). În cazul în care fora axial i/sau fora tietoare din grind nu respect condiiile (6.3) i (6.4) din P 100-1, grinda nu poate fi considerat element disipativ la încovoiere. În cazul unui calcul structural elastic, forele tietoare sunt substanial subevaluate fa de nivelul forelor tietoare din structura care rspunde în domeniul plastic sub aciunea încrcrii seismice. De aceea, determinarea forei tietoare din grinzile disipative se face în ipoteza formrii articulaiilor plastice la cele dou capete al grinzii (conform relaiei 6.5 din P 100-1). C6.5.6 (2) Pentru a asigura o comportare ductil a uruburilor de ancoraj la solicitri extreme, se recomand asigurarea unei zone de deformaie liber a uruburilor de ancoraj de minim 5d (unde d este diametrul tijei urubului). Materialul din care sunt confecionate uruburile de ancoraj va îndeplini condiiile de ductilitate specificate în P 100-1 capitolul 6.2. C6.5.6 (3) Se recomand evitarea strilor complexe de tensiune în uruburile de ancoraj (întindere i forfecare). În acest scop, P 100-1 recomand ca fora tietoare de la baza stâlpului s nu se transmit funda iei prin uruburile de ancoraj ci prin înglobarea bazei stâlpului într-o suprabetonare armat sau prevederea unor elemente sudate sub placa de baz a stâlpului. În caz contrar, verificarea uruburilor de ancoraj se va face la efectul combinat al eforturilor de întindere i forfecare, în conformitate cu prevederile SR EN 1993-1-8. Alternativ, prinderea stâlpului în funda ie se poate realiza prin înglobarea acestuia în infrastructur pe o înlime care sa îi asigure ancorarea direct, fr a fi necesare uruburi de ancoraj. C 6.6 Cadre necontravântuite C 6.6.1 Criterii de proiectare C6.6.1 (1-3) Asigurarea unei capaciti maxime de disipare a energiei seismice are loc în cazul unui mecanism plastic de tip global. În cazul cadrelor necontravântuite, aceast condiie corespunde formrii articulaiilor plastice la capetele grinzilor, precum i la baza stâlpilor i la partea superioar a stâlpilor de la ultimul nivel. Evitarea formrii articulaiilor plastice în stâlpi se bazeaz i pe faptul c aceste elemente structurale au o capacitate de rotire plastic mai redus din cauza forei axiale, iar cedarea acestora afecteaz stabilitatea de ansamblu a structurii de rezisten. C 6.6.2 Grinzi C6.6.2 (1-2) În cazul cadrelor necontravântuite, grinzile reprezint elementele disipative principale. Disiparea energiei seismice are loc prin formarea articulaiilor plastice din încovoiere la capetele grinzilor. Dezvoltarea momentului plastic capabil al seciunii i asigurarea capacitii de rotire sunt influenate de zvelteea elementului, supleea pereilor seciunii, precum i de prezena unor fore importante de compresiune i/sau forfecare. De aceea, P 100-1 prevede dispunerea unor legturi laterale suficiente pentru a împiedica flambajul grinzii prin încovoiere-rsucire în ipoteza formrii articulaiei plastice la unul dintre capetele grinzii. În zonele disipative, seciunile vor fi de clas 1 pentru clasa DCH de ductilitate a structurii i de clas 1 sau 2 pentru clasa DCM de ductilitate a structurii. Pentru ca momentul capabil al seciunii

Figura C 6.7. Grind cu seciune redus C6.6.2 (5-6) Pentru a preveni flambajul prin încovoiere-rsucire al grinzilor, acestea vor fi fixate lateral, la talpa superioar i inferioar. Distanele maxime dintre aceste reazeme laterale se determin conform SR EN 1993-1-1 i P 100-1, paragraful 6.6.2(1). Suplimentar, legturile laterale trebuie dispuse în zonele în care este posibil formarea articulaiilor plastice. P 100-1 conine relaii pentru determinarea rezistenei necesare a acestor prinderi laterale. Studiile efectuate în SUA (AISC 2010, FEMA 350) indic faptul c în cazul unor grinzi din profile laminate uzuale realizate în solu ie compus oel-beton, dac articula ia plastic este situat în imediata apropiere a stâlpului, prinderea dintre talpa superioar i placa de beton armat asigur o legtur lateral suficient pentru dezvoltarea unor deformaii plastice corespunztoare unor deplasri relative de nivel de 0,04 radiani. Dac îns articula ia plastic nu este situat în imediata apropiere a fe ei stâlpului sau grinda are o înl ime mare, este necesar dispunerea de legturi suplimentare la talpa inferioar lâng articula ia plastic. C 6.6.3 Stâlpi C6.6.3 (1-2) Stâlpii care fac parte din structura principal de rezisten trebuie s posede o rezisten suficient pentru a preîntâmpina plasticizarea lor sub efectul aciunii seismice de calcul (vezi C 6.5.1 - C 6.5.4). Excepie fac seciunile stâlpilor în care se permite formarea articulaiilor plastice, respectiv la baza stâlpilor i la partea superioar a stâlpilor de la ultimul nivel (vezi C 6.6.1).

Pentru a preveni creterea momentului capabil al grinzii ca urmare a conlucrrii cu placa de beton armat, nu se vor dispune conectori în zona articula iei plastice pe o lungime definit în sec iunea 7.7.5 din SR EN 1998-1. C6.6.2 (4) Asigurarea suprarezistenei îmbinrilor grind-stâlp poate conduce în multe cazuri la soluii neeconomice. O alternativ o constituite reducerea limii tlpilor grinzii în apropierea zonei de îmbinare grind-stâlp, prevzut în P 100-1. Detalii de alctuire i relaii de calcul pentru aceast soluie sunt disponibile în Anexa F.

i Figura C 6.8. Plci de dublare pentru panourile de inim (AISC 2010) C6.6.3 (7-8) Asigurarea rezistenei i rigiditii nodurilor grind-stâlp necesit, în general, dispunerea pe ambele pri ale stâlpului a unor rigidizri de continuitate la nivelul tlpilor grinzii. Pe lâng rolul de transfer al solicitrilor de la tlpile grinzii la stâlp, rigidizrile servesc i la delimitarea panoului de inim al stâlpului, care reprezint o zon puternic solicitat. Rigidizrile vor fi proiectate astfel încât s posede o rezisten cel puin egal cu cea a tlpilor grinzii. C6.6.3 (9) În zona îmbinrii grind-stâlp, tlpile stâlpului trebuie legate lateral. Aceste legturi laterale pot fi realizate prin intermediul contravântuirilor, grinzilor, planeelor de beton, etc. În cazul în care nu exist astfel de elemente în structur, se vor dispune elemente speciale, care trebuie s posede o rezisten de minim 0,02 fy tf b (tf, b – dimensiunile tlpii grinzii). Pentru asigurarea suprarezistenei necesare a stâlpilor, eforturile de calcul se obin prin însumarea eforturilor din componenta seismic amplificate cu factorul T i a celor din componenta gravitaional, conform relaiilor (6.6) din P 100-1. P 100-1 prevede determinarea valorii M ca i valoarea minim a rapoartelor M = Mpl,Rd,i / MEd,i, calculate pentru toate grinzile care conin zone potenial plastice. În cazul unui calcul simplificat se pot adopta valorile suprarezistenei T din Anexa F. Întrucât este posibil ca nu întotdeauna condiiile de suprarezisten introduse prin relaiile (6.6) s conduc la evitarea apariiei articulaiilor plastice în stâlpi, se recomand, ca, dac proiectarea nu are la baz un calcul în domeniul inelastic, s se fac i verificarea condiiei de grind slab – stâlp tare, în conformitate cu prevederile din SR EN 1998-1. Verificarea de rezisten i stabilitate a stâlpilor se va efectua conform SR EN 1993-1-

1. Pentru determinarea lungimilor de flambaj ale stâlpilor structurilor multietajate se pot folosi prevederile din anexa F, sec iunea F.1. C6.6.3 (5) Încercrile experimentale realizate pe noduri grind-stâlp au demonstrat c panoul de inim al stâlpului are un aport important la ductilitatea total a nodului (AISC 2010, Dubina et al, 2000). Dei panoul de inim al stâlpului are o comportare ductil, deformaiile excesive ale acestuia au un efect defavorabil asupra comportrii de ansamblu a nodului. De aceea, rezisten a panoului de inim a stâlpului trebuie s fie echilibrat în raport cu cea a grinzilor adiacente. Fora tietoare de calcul din panou se determin în ipoteza formrii articulaiilor plastice în grinzile adiacente, pe baza momentelor plastice capabile, corectate prin proiectare la fa a stâlpului. Rezistena panoului de inim al stâlpului se determin conform SR EN 1993-1-8. Creterea rezistenei la forfecarea a panoului de inim al stâlpului poate fi obinut prin dispunerea unor plci suplimentare (de dublare), vezi Figura C 6.8.

0.5L 0.5L Figura C 6.9. Deformarea grinzii 4 pentru calculul  Capacitatea de rotire  în articulaiile plastice trebuie asigurat pentru o încrcare ciclic, fr o degradare de rezisten i rigiditate mai mare de 20% (vezi Figura C 6.10). Aceast cerin este valabil independent de amplasarea articulaiei plastice (îmbinare sau grind). 900 600 300

0.075 0.05 0.025

0.025 0.05 0.075 Moment,kNm Rotire,rad 0.8Mmax,p 0.8Mmax,n u,p=0.05 u,n=0.04 Figura C 6.10. Nivelul de acceptare al degradrii de rezisten

C 6.6.4 Îmbinri grind-stâlp C6.6.4 (1-2) La cadrele necontravântuite zonele disipative sunt amplasate la capetele grinzilor. Pentru îndeplinirea cerinelor de siguran la starea limit ultim sub efectul încrcrii seismice, zonele plastice poteniale trebui s posede o capacitate de rotire adecvat (0,04 radiani pentru clasa de ductilitate DCH i 0,03 radiani pentru clasa de ductilitate DCM). În cazul în care îmbinrile nu au o suprarezistent suficient (sunt parial rezistente), articulaiile plastice se formeaz în îmbinri. În acest caz, îmbinrile trebuie s posede capacitile de rotire specificate anterior. Determinarea capacitii de rotire a îmbinrilor trebuie demonstrat prin încercri experimentale. În cazul în care îmbinrile sunt suprarezistente fa de zonele disipative din grinzi, iar grinzile sunt proiectate conform capitolului 6.6.2 din P 100-1, capacitatea de rotire în articulaiile plastice din grinzi poate fi considerat adecvat. Capacitatea de rotire  a îmbinrilor sau a zonelor din grinzi adiacente îmbinrilor se determin cu relaia  

0,5L  , unde 4 reprezint deformaia grinzii la mijlocul deschiderii, iar L este deschiderea grinzii (vezi Figura C 6.9).

Figura C 6.11. Diagrama ciclic for-deplasare pentru o contravântuire (AISC 2010) C 6.7.2 Particularit i de calcul C6.7.1. (1) Contravântuirile cadrelor contravântuite centric sunt elementele disipative ale acestora. Acestea sunt caracterizate de o reducere semnificativ a capacitii portante la compresiune în urma deformaiilor plastice care au loc în timpul unui cutremur. De aceea, dup încetarea aciunii seismice, când contravântuirile sunt practic scoase din uz, preluarea încrcrilor gravitaionale trebuie s fie asigurat doar de grinzi i stâlpi, fr a ine cont de prezena contravântuirilor. C 6.6.5 Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor Îmbinrile de continuitate ale stâlpilor se calculeaz conform SR EN 1993-1-8. Acestea se amplaseaz la aproximativ 1/3 din înlimea de etaj pentru a facilita asamblarea îmbinrii direct de pe planeu i pentru ca îmbinarea s fie amplasat într- o zon cu momente reduse. C 6.7 Cadre contravântuite centric C 6.7.1 Criterii de proiectare C6.7.1. (1-3) Cadrele contravântuite centric disipeaz energia seismic prin deformaii plastice axiale ale contravântuirilor. Încercrile experimentale pe contravântuiri solicitate la încrcri ciclice au artat c dup producerea flambajului în domeniul plastic, fora capabil de compresiune scade dramatic în ciclurile de încrcare succesive, cea ce conduce la reducerea energiei disipate în semiciclurile de compresiune. Astfel, preluarea forelor laterale seismice i disiparea energiei are loc preponderent în contravântuirile întinse. Pentru a asigura o comportare uniform a structurii per ansamblu, pentru ambele sensuri ale aciunii seismice, proiecia orizontal a ariei contravântuirilor ascendente trebuie s fie cât mai apropiat de cea a ariei contravântuirilor descendente (vezi relaia 6.13 din P 100-1).

y cr Af N  unde: A – aria seciunii transversale a contravântuirii; fy – limita de curgere nominal; Ncr – fora critic de flambaj,

cr cr EI N L   . În cazul contravântuirilor cu diagonale în X, zvelteea adimensional va fi mai mare decât 1,3, pentru a evita suprasolicitarea stâlpilor în faza premergtoare flambajului diagonalei comprimate (atunci când sunt active atât diagonale întinse cât i cele comprimate). C6.7.3 (4-5) Contravântuirile solicitate la întindere se dimensioneaz astfel încât efortul plastic capabil al seciunii transversale Npl,Rd s fie mai mare decât efortul de calcul din combinaia seismic NEd. Pentru sistemele cu contravântuiri în V, diagonalele comprimate se vor verifica la flambaj conform SR EN 1993-1-1. C 6.7.4 Calculul grinzilor i stâlpilor C6.7.4 (1) La cadrele contravantuite centric, grinzile i stâlpii sunt elemente nedisipative. Pentru a preîntâmpina plasticizarea lor, acestea trebuie s posede o suprarezistent suficient fa de elementele disipative (contravântuirile). Eforturile de calcul în stâlpi i grinzi se obin prin însumarea eforturilor din componenta seismic amplificate cu factorul T i a celor din componenta gravitaional, conform relaiilor (6.14) din P 100-1. C6.7.4 (2) Pentru a se asigura un mecanism plastic global, diagonalele sistemului de contravântuiri trebuie s se plasticizeze cât mai uniform pe toat înlimea structurii.

C6.7.1. (2-3) Datorit reducerii semnificative a rezistenei contravântuirilor comprimate în urma flambajului plastic, contribuia contravântuirilor comprimate la preluarea forelor orizontale produse de aciunea seismic este redus. Pentru a ine cont de acest aspect într-un calcul elastic, modelul structurii este construit în ipoteza c sunt active doar contravântuirile întinse. Excepie fac structurile cu contravântuiri în V, la care atât contravântuirile întinse cât i cele comprimate se consider active. Pentru detalii asupra modului practic de efectuare a calcului structural i de determinare a eforturilor, vezi C 6.4(1-2). În cazul în care se efectueaz un calcul neliniar static sau dinamic, modelul de calcul trebuie s con in atât contravântuirile întinse, cât i cele comprimate, cu condi ia ca modelul inelastic al contravântuirii s reflecte comportarea acesteia înainte i dup flambaj (vezi Figura C 6.11). Modelul de comportarea a contravântuirii comprimate trebuie s aib la baz justificri teoretice i experimentale adecvate. C 6.7.3 Calculul diagonalelor C6.7.3 (1-3) Pentru toate sistemele de contravântuiri centrice, zvelteea adimensional a contravântuirilor se limiteaz superior la 2.0, pentru a preveni flambajul prematur al contravântuirii comprimate. Zvelteea adimensional se determin conform relaiei:

În acest scop, se recomand ca valorile maxim i minim ale rapoartelor N i s nu difere cu mai mult de 25%. Aceast condiie este dificil de respectat în cazul cldirilor cu multe niveluri, la care aciunea vântului poate impune cerine de rezisten i rigiditate diferite fa de aciunea seismic. În cazul în care nu este posibil respectarea cerinei de uniformitate a solicitrii contravântuirilor în situa ia seismic de proiectare, performana seismic a structurii trebuie confirmat printr-un calcul neliniar. C6.7.4 (3) În cazul cadrelor cu contravântuiri în V inversat, grinzile trebuie proiectate pentru a prelua încrcrile gravita ionale din combina ia seismic i eforturile produse de ctre contravântuiri dup flambajul diagonalei comprimate. Aceste eforturi se calculeaz considerând Npl,Rd pentru diagonala întins i 0,3Npl,Rd pentru diagonala comprimat. Calculul grinzii se va face fr a considera reazemul intermediar asigurat de contravântuiri. C6.7.4 (5) Funcionare corespunztoare a sistemelor cu contravântuiri în V este asigurat de împiedicarea pierderii stabilitii generale a grinzii. În acest scop se vor prevedea legturi laterale la nivelul tlpilor grinzii în seciunea de intersecie cu diagonalele. C 6.8 Cadre contravântuite excentric C6.8 (1-4) La cadrele contravântuite excentric zonele disipative sunt localizate în barele disipative (linkuri). Celelalte elemente ale cadrelor contravântuite excentric trebuie s rmân preponderent în domeniul elastic sub efectual forelor care se pot dezvolta dup plasticizarea i consolidarea barelor disipative. Elementele componente ale cadrelor contravântuite excentric sunt prezentate în Figura C 6.12. Funcie de lungimea barei disipative, comportarea plastic a acesteia poate fi dominat de forfecare (pentru bare disipative scurte) sau de încovoiere (pentru bare disipative lungi). Barele disipative pot fi orizontale (pe lungimea grinzii, vezi Figura C 6.12 i-iii) sau verticale (exterioare grinzii, vezi Figura C 6.12 iv). Pentru a evita concentrarea deformaiilor plastice într-un numr redus de bare disipative, este necesar asigurarea unui mecanism plastic global. Pentru aceasta, nivelul de solicitare al barelor disipative sub efectul aciunii seismice trebuie s fie cât mai uniform. C 6.8.2. Calculul barelor disipative C6.7.4 (1) Inima barelor disipative se va realiza fr plci de dublare , deoarece este posibil ca acestea s nu participe corespunztor la mecanismul plastic al barei disipative. De asemenea, prezena gurilor are un efect defavorabil asupra comportrii plastice a barelor disipative, de aceea acestea nu sunt permise. C6.7.4 (2-9) Rspunsul inelastic al barelor disipative depinde semnificativ de lungimea barei, în rela ie cu raportul Mpl,link/Vpl,link. Atunci când lungimea barei disipative este mai mic decât 1.6Mpl,link/Vpl,link (bare disipative scurte), rspunsul inelastic va fi dominat de forfecare. Dac lungimea barei disipative este mai mare decât 3Mpl,link/Vpl,link (bare disipative lungi), rspunsul inelastic va fi dominat de încovoiere. Pentru lungimi intermediare ale barei disipative, rspunsul inelastic este caracterizat de interac iunea dintre forfecare i încovoiere (bare disipative intermediare). Capacitatea de deformare plastic a barelor disipative este în general mai mare pentru barele disipative scurte. Încercrile experimentale (AISC, 2010) au

artat rotiri plastice capabile de 0.08 radiani în cazul barelor disipative scurte i 0.02 radiani în cazul barelor disipative lungi. (i) (ii) (iii)

(iv) a = bar disipativ (link) b = poriunea de grind adiacent barei dissipative c = contravântuire d = stâlp Figura C 6.12. Exemple de cadre contravântuite excentric (AISC 2010) Efectul forei axiale asupra rspunsului inelastic al barei disipative poate fi neglijat dac fora axial nu depete 15% din fora axial plastic capabil a barei disipative. În cazul în care nivelul forei axiale depete 15% din fora axial plastic capabil a barei disipative, fora tietoare capabil i momentul plastic capabil se vor reduce. În acest caz sunt permise doar barele disipative scurte, a cror lungime maxim este dat de relaiile (6.21) i (6.22) din P 100-1. În cazul cadrelor contravântuite excentric la care momentele încovoietoare la cele dou capete ale barei disipative sunt egale (vezi Figura C 6.12 i), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare i lungi) se face cu relaiile (6.23) - (6.25) din P 100-1. În cazul cadrelor contravântuite excentric la care momentele încovoietoare la cele dou capete ale barei disipative sunt diferite (vezi Figura C 6.12 ii-iv), clasificarea barelor disipative (scurte, intermediare i lungi) se face cu relaiile (6.26) - (6.28) din P 100-1.

i 5Mpl,link/Vpl,link este necesar s se dispun câte o rigidizare intermediar la fiecare capt al barei disipative la o distan egal cu 1.5b, unde b este limea tlpii, pentru a limita degradarea de rezisten cauzat de voalarea plastic a tlpilor i de flambajul prin încovoiere-rsucire. În cazul în care lungimea barei disipative depete 5Mpl,link/Vpl,link nu sunt necesare rigidizri intermediare. Atunci când înlimea sec iunii transversale a barei disipative este mai mare decât 600 mm rigidizrile intermediare se dispun pe ambele pri ale inimii. În cazul barelor disipative cu înlimea mai mic de 600 mm, este permis dispunerea rigidizrilor doar pe o singur parte a inimii. Figura C 6.13. Elementele principale ale barei disipative (AISC 2010) e a e lungimebaradisipativa excentricitateinterax contravantuiri excentricitate contravantuiriin modeluldecalcul (a) (b) Figura C 6.14. Modelarea lungimii barei disipative Prinderea rigidizrilor de inim i tlpi se realizeaz cu suduri în relief (de col). Rigidizrile trebuie detaliate astfel încât s se evite sudura în zona de racord dintre C6.7.4 (10-14) O comportare ciclic ductil a barelor disipative se poate obine printr- o detaliere corespunztoare a rigidizrilor transversale ale inimii. În acest scop, sunt necesare rigidizri la capetele barei disipative pe ambele pri ale inimii, precum i rigidizri intermediare (vezi Figura C 6.13). La barele disipative scurte rigidizrile intermediare au scopul de a limita voalarea plastic a inimii. În acest caz, distana maxim dintre rigidizrile intermediare depinde de deformaia plastic necesar a barei disipative, o distan mai mic fiind necesar pentru o capacitate de deformare plastic mai mare. La barele disipative lungi, cu lungimea cuprins între 3Mpl,link/Vpl,link

i

talp i inim, aceasta putând s conduc la reducerea capacitii de deformare plastic a barei disipative prin iniierea unor fisuri în inim (AISC, 2010). Lungimea barei disipative influen eaz în mod major comportarea seismic a structurii. De aceea, este foarte important modelarea lor corect în analiza structural. În mod ideal, lungimea barei disipative (e) msurat între capetele contravântuirii ar trebui s fie egal cu excentricitatea format de intersec ia dintre axele contravântuirilor i axa grinzii (ea). În realitate, datorit dimensiunii sec iunilor grinzii i ale contravântuirilor, lungimea barei disipative e poate fi diferit de excentricitatea interax a contravântuirilor (ea), vezi Figura C 6.14a. Un model de calcul cu elemente finite de tip bar în care elementele structurale sunt dispuse în ax ar subestima momentele încovoietoare din segmentele de grind din afara barei disipative i din contravântuire (atunci când ea > e) sau pe cele din bara disipativ (atunci când ea solu ie este adoptarea unui model de calcul în care înclinarea contravântuirilor s fie ajustat astfel ca excentricitatea teoretic în axa grinzii format de axele contravântuirilor s fie egal cu lungimea fizic a barei disipative (e), vezi Figura C 6.14b. 6.8.3 Elemente nedisipative C6.8.3 (1) La cadrele contravântuite excentric, stâlpii, contravântuirile i segmentele de grinzi adiacente barelor disipative sunt elemente nedisipative. Pentru a preîntâmpina producerea deformaiilor plastice în aceste elemente, acestea trebuie s posede o suprarezisten  suficient fa de barele disipative. Eforturile de calcul în elementele nedisipative se obin prin însumarea eforturilor din componenta seismic amplificate cu factorul T i a celor din componenta gravitaional, conform relaiilor (6.29) din P 100-1. Este îns posibil ca relaiile (6.29) s nu ofere în toate situaiile suprarezistena necesar în elementele nedisipative. De aceea, se recomand estimarea direct a eforturilor de calcul în elementele nedisipative printru-un calcul neliniar (static sau dinamic). Atunci când bara disipativ i grinda care o con ine sunt confec ionate dintr-un singur element, limita de curgere a o elului are aceeai valoare în bara disipativ i în segmentul de grind adiacent. În consecin , eforturile de calcul în segmentul de grind adiacent barei disipative pot fi determinate conform rela iilor (6.29) din P 100-1, folosind valoarea suprarezisten ei de material ov = 1,0. C6.8.3 (2) Pentru a se asigura un mecanism plastic global, barele disipative trebuie s fie dimensionate astfel încât sub aciunea forelor seismice s se plasticizeze uniform pe înlimea structurii. În acest scop, valorile maxim i minim ale rapoartelor trebuie s nu difere cu mai mult de 25%. Aceast condiie este dificil de respectat în cazul cldirilor cu multe niveluri. În cazul în care nu este posibil respectarea cerinei de uniformitate de mai sus, performana seismic a structurii trebuie confirmat printr- un calcul neliniar. C 6.8.4 Îmbinrile barelor disipative C6.8.4 În cazul cadrelor contravântuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12 i, îmbinrile grind-stâlp ale grinzilor care conin bare disipative se vor dimensiona cu aceleai relaii folosite la dimensionarea grinzilor (6.29). În cazul cadrelor contravântuite excentric de tipul celor din Figura C 6.12 ii-iii, îmbinrile grind-stâlp sunt amplasate în zone plastice poteniale i necesit a atenie

Figura C 6.15. Exemplu al unui nod întrit bar disipativ - stâlp Se recomand ca alctuirea i dimensionarea îmbinrilor bar disipativ – stâlp la cadre contravântuite excentric s fie validate prin încercri experimentale, sau s se asigure o suprarezisten fa de bara disipativ. În acest caz îmbinarea va fi dimensionat la eforturile corespunztoare dezvoltrii mecanismului plastic în bara disipativ, amplificate cu 1,5ov. În Figura C 6.15 este prezentat un exemplu de alctuire a unei astfel de îmbinri întrite bar disipativ – stâlp. C 6.9 Structuri de tip pendul inversat C6.9 Caracteristica principal a acestor structuri o constituie localizarea articulaiilor plastice exclusiv în stâlpi i nivelul ridicat al forei axiale, definit de relaia NEd/Npl,Rd > 0,3. Aceste structuri sunt caracteristice pentru castele de apa, platforme sau structuri parter care susin greuti mari, cum ar fi cele pentru silozuri, buncre, etc. Cadrele parter de tipul celor care se folosesc pentru hale sau platforme industriale nu se caracterizeaz, de regul, prin dezvoltarea în stâlpi a unor fore axiale care s satisfac condiia anterioar. C 6.10. Structuri metalice cu nuclee sau perei din beton armat i structuri duale C 6.10.1. Structuri cu nuclee sau perei din beton armat C6.10.1 La aceste structuri, forele orizontale sunt preluate în principal de diafragme sau nuclee de beton armat. Cadrele metalice, de regula necontravantuite, se dimensioneaz din aciuni gravitaionale. Deoarece participarea cadrelor metalice la preluarea forelor seismice orizontale este neglijabil, acestea se verific conform SR EN 1993-1-1 i SR EN 1993-1-8. Calculul elementelor din beton, care asigur preluarea forelor seismice, se face în conformitate cu prevederile din capitolul 5 din P deosebit. Cercetrile experimentale au artat c acest tip de îmbinri sunt solicitate într-un mod diferit fa de îmbinrile grind-stâlp de la cadrele necontravântuite (AISC 2010). De aceea, modul de alctuire a îmbinrilor grind stâlp de la cadrele necontravântuite nu asigur întotdeauna o comportare adecvat în cazul în care sunt folosite pentru îmbinri bar disipativ – stâlp la cadre contravântuite excentric.

oel înglobat într-o teac metalic umplut cu mortar, care are rolul de a preveni flambajul miezului din o el. La fel ca în cazul contravântuirilor centrice obinuite, dispunerea contravântuirilor cu flambaj împiedicat trebuie fcut astfel încât axele barelor s se întâlneasc într-un punct. Figura C 6.16 prezint câteva exemple de configuraii posibile. De menionat ca nu se accepta folosirea configuraiilor în K sau X. Figura C 6.16. Exemple de cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat (AISC 2010)

100-1. Proiectantul va avea grij ca detaliile constructive prin care se soluioneaz legturile dintre structura metalic i cea din beton s respecte ipotezele de lucru menionate anterior. În cazul în care structura metalic are o contribuie semnificativ (cel puin 25%) la preluarea forelor seismice, aceasta se va proiecta pe baza prevederilor din P 100-1. C 6.10.2. Structuri duale C6.10.2 O structur alctuit din cadre contravântuite i necontravântuite poate fi considerat dual atunci când cadrele necontravântuite au o contribuie semnificativ la preluarea forelor seismice (minim 25% din fora seismic total). Aceste structuri se proiecteaz cu un factor de reducere q unic. Cadrele contravântuite centric au o capacitate redus de disipare a energiei seismice. Structura dual obinut prin combinarea cadrelor contravântuite centric cu cele necontravântuite are un rspuns seismic global îmbuntit, datorit redundanei i capacitii de disipare mai mari a structurii necontravântuite. În categoria structurilor duale intr i cele obinute prin combinarea cadrelor contravântuite excentric cu cadre necontravântuite. În acest caz ambele structuri au o capacitate de disipare a energiei seismice comparabil, asocierea lor fcându-se de cele mai multe ori din considerente funcionale. Folosirea contravântuirilor excentrice în locul celor centrice conduce la sisteme structurale mai omogene, atât din punct de vedere al rigiditii cât i al ductilitii. În plus, impactul contravântuirilor excentrice asupra fluxurilor de circulaie în cldire este mai redus. În cazul în care participarea cadrelor necontravântuite la preluarea forelor seismice este mai mic decât 25% din fora seismic total, contribuia acestora se neglijeaz. Factorul de reducere q este cel al sistemului contravântuit, care se dimensioneaz în conformitate cu prevederile capitolelor 6.7 i 6.8. În acest caz, cadrele necontravântuite se verific conform SR EN 1993-1-1. C 6.11. Cadre cu contravântuiri cu flambaj împiedicat (BRB) C6.11 (1) Contravântuirile cu flambaj împiedicat sunt o categorie special de contravântuiri centrice. Aceste contravântuiri se compun de regul dintr-un miez de

contravântuiri cu flambaj împiedicat contravântuiri centrice conven ionale Figura C 6.17. Comparaie intre contravântuiri clasice si contravântuiri cu flambaj împiedicat (Star Seismic Europe ) C6.11 (2) Proiectarea grinzilor i a stâlpilor trebuie s se fac astfel încât plasticizarea contravântuirilor s se produc înainte de formarea articulaiilor plastice în grinzi i stâlpi sau de pierderea stabilitii generale. Acest lucru se face prin utilizarea în calcul a forei maxime care se poate dezvolta în contravântuiri. C 6.11.2. Rezisten a contravântuirii C6.11.2 (1) Pentru asigurarea unei comportri corespunztoare a sistemului, sunt necesare încercri experimentale pe contravântuiri. Aceste încercri au i rolul de a determina fora maxim care se dezvolt în contravântuire i care ine seama de creterea rezisten ei la compresiune comparativ cu rezisten a la întindere, de consolidarea materialului din miez i de posibilitatea creterii limitei de curgere a o elului din miez. C6.11.2 (2-5) Factorul de corecie a capacitaii la compresiune, D ine seama de creterea rezisten ei la compresiune fa  de rezisten a la întindere, cauzat în special de interaciunea dintre miezul de otel i sistemul care împiedic flambajul miezului. Atunci când o contravântuire cu flambaj împiedicat este supus la deformaii axiale alternante (întindere i compresiune), diferena dintre fora maxim din ciclurile de întindere i for a maxim din ciclurile de compresiune trebuie sa fie cât mai redus (vezi Figura C 6.18). Factorul de corecie datorat consolidrii, , ia in considerare fenomenul de consolidare a materialului din miez in urma deformaiilor plastice mari si a ciclurilor repetate in domeniul inelastic. Contravântuirile cu valori subunitare ale factorilor  si  nu pot fi considerate contravântuiri împiedicate la flambaj si folosirea lor nu este permisa de aceste prevederi. Contravântuirile cu flambaj împiedicat sunt caracterizate prin capacitatea de a se plasticiza atât la întindere cat si la compresiune prin împiedicarea flambajului contravântuirii cel puin pana la un nivel al forelor si deformaiilor corespunztoare deplasrii de proiectare. Aceast comportare asigur un rspuns ciclic cvasi-simetric fr degradare de rezisten  sau rigiditate i implicit o capacitate mai mare de disipare a energiei comparativ cu contravântuirile clasice (vezi Figura C 6.17).

Figura C 6.18. Comportarea histeretica a contravântuirii cu flambaj împiedicat (Tsai et al. 2013) C 6.11.3. Particularit i de calcul C6.11.3 (1-2) Contravântuirile nu fac parte din sistemul de preluare a încrcrilor gravitaionale. De aceea, la cadrele cu contravântuiri în V i în V întors, grinda care intersecteaz contravântuirile va fi proiectat astfel încât sa aib suficient capacitate de rezisten . Aceast capacitate trebuie s permit dezvoltarea deformaiilor plastice în ambele contravântuiri pentru nivelul maxim al deplasrii de nivel i inând seama de capacitatea diferit la întindere i compresiune a contravântuirii. În plus, capacitatea de deformaie a contravântuirii trebuie sa in seama de deformaia suplimentar produs de deformarea grinzii. Din aceste motive, se recomand evitarea unor grinzi de legtur flexibile. Atunci când se folosesc configuraiile speciale din Figura C 6.19, aceste prevederi nu sunt relevante. Figura C 6.19. Configuraii speciale de cadre contravântuite centric (AISC, 2010) C 6.11.4. Calculul contravântuirilor C6.11.4 (4-5) Aceste prevederi de calcul au la baz proiectarea asistat de încercri. Acestea urmresc s asigure folosirea contravântuirilor cu flambaj împiedicat doar în limitele capacitaii lor de deformare i formarea de articulaii plastice i mecanisme de cedare bazate doar pe comportarea histeretic stabil a contravântuirilor cel pu in pân la atingerea deplasrilor maxime de nivel. În cazul în care se folosete o analiz elastic, deplasarea maxim de nivel corespunde dublului deplasrii de nivel de calcul la ULS, dar nu mai puin de 0,02 din înlimea de etaj. În cazul în care se folosete o analiza neliniar dinamic deplasarea maxim se poate ob ine direct din analiz. Fora axial, kN Deformaia specific, %

Îmbinare cu uruburi

Îmbinare cu bol

Figura C 6.20. Îmbinri pentru contravântuiri cu flambaj împiedicat C6.11.6 (2) Îmbinrile contravântuirilor trebuie dimensionate la fora axial maxim de compresiune care se poate dezvolta în contravântuire, majorat cu un factor egal cu 1,1. Acest factor ia în considerare posibilitatea ca cerina de deformare sa fie mai mare decât cea folosit la determinarea factorilor  i . C6.11.6 (3) Încercrile experimentale efectuate în ultimii ani au artat c îmbinarea poate fi unul din punctele critice în proiectarea contravântuirilor din cauza modului de cedare. BRB BRB Guseu imbinare Bol Guseu suplimentar (pe ambele pri) Conformitatea contravântuirilor se bazeaz pe efectuarea de încercri experimentale realizate pe baza prevederilor din SR EN 15129. Încercrile constau în încercri pe elemente individuale i încercri pe subansambluri. Încercrile la întindere i compresiune pe contravântuirea individual au scopul de a verifica satisfacerea cerinelor de rezisten  i deformaie plastic exprimate prin prezentele prevederi. Valorile obinute experimental pot fi folosite i la determinarea forelor maxime luate în considerare la proiectarea elementelor adiacente. În cazul încercrii pe subansamblu, specimenul este încrcat axial iar îmbinrile de la capete sunt rotite pentru a simula condiiile în care lucreaz contravântuirea în interiorul cadrului. Aceast încercare are scopul de a verifica daca cerinele de rotire impuse de cadru în îmbinrile contravântuirii nu compromit performan a acesteia. Aceast încercare nu poate fi folosita pentru evaluarea performan ei cadrului. Sunt acceptate în calcul atât rezultatele obinute în cadrul încercrilor pentru proiectul respectiv cât i rezultatele încercrilor experimentale existente în literatura de specialitate sau încercri pentru alte proiecte similare. C 6.11.5. Grinzile si stâlpii C6.11.5 (1-2) Atunci când se folosesc sisteme cu contravântuiri în V, deoarece capacitatea contravântuirii la întindere i cea la compresiune sunt aproximativ egale, grinda de legtura care intersecteaz contravântuirile este solicitat la for e neechilibrate reduse comparativ cu structurile similare cu contravântuiri centrice convenionale. Nu este îns recomandat folosirea unor grinzi flexibile deoarece acest lucru poate conduce la deformaii excesive ale grinzii i la cerine suplimentare de deformaie plastic în contravântuiri. C 6.11.6. Îmbinrile contravântuirilor C6.11.6 (1) Îmbinrile contravântuirilor nu trebuie s se plasticizeze la for e mai mici decât cele corespunztoare curgerii miezului din o el. Dou dintre îmbinrile utilizate frecvent în practic sunt prezentate în Figura C 6.20.

Stalp Grinda 2L Suruburi de prindere Sudura Grinda Stalp Axa contravântuirii Sudura Placa de capt sau corniera Punct de intersecie (a)

(b) Figura C 6.21. Îmbinri grinda-stâlp articulate: Stoakes i Fahnestock 2010 (a) i Thornton i Muir, 2008 (b) C 6.11.7. Îmbinrile grind-stâlp C6.11.6 (1) Cadrele contravântuite pot fi supuse unor deplasri relative de nivel mari, astfel c se pot produce rotiri semnificative în îmbinrile grind-stâlp. Pentru a asigura o comportare corespunztoare, se pot adopta atât soluii cu grinda prins rigid, cât i cu grind prins articulat (vezi Figura C 6.21), caz în care îmbinarea trebuie dimensionat astfel încât s permit o rotire de cel puin 25 mrad. C 6.12. Controlul execuiei Asigurarea calitii execuiei unei structuri metalice solicitate seismic i care s-a proiectat ca structur disipativ este esenial. În acest scop, la execuia i montajul structurii se recomand ca pe lâng prevederile din SR EN 1090-2 i C150-99 s se respecte prevederile din SR EN 1993-1-10. Bibliografie ANSI/AISC 341-10 (2010). "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings". American Institute of Steel Construction, Inc. Chicago, Illinois, USA. ANSI/AISC 358-10 (2010). "Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications", American Institute of Steel Construction, One East Wacker Drive, Suite 700, Chicago, Illinois 60601-1802. Dubina D., Grecea D., Ciutina A., Stratan A. (2000), "Influence of connection typology and loading asymmetry", in F. Mazzolani (ed.), Moment resisting connections of steel building frames in seismic areas, E & FN SPON, p. 217-244. ECCS (1985). "Recommended Testing Procedures for Assessing the Behaviour of Structural Elements under Cyclic Loads", European Convention for Constructional Steelwork, Technical Committee 1, TWG 1.3 – Seismic Design, No.45 FEMA 350, (2000). "Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment- Frame Buildings", SAC Joint Venture.

SR EN ISO 6892-1:2010 Materiale metalice. Încercarea la traciune.Partea 1: Metoda de încercare la temperatura ambiant Stoakes, C.D. i Fahnestock, L.A., “Flexural Behavior of Concentrically-Braced Frame Beam-Column Connections,” ASCE Structures Congress 2010, Orlando, FL, May 2010. Thornton, W.A. i Muir, L.S. (2008). "Vertical Bracing Connections in the Seismic Regime". ECCS / AISC Workshop Connections in Steel Structures VI. June 23-24,

2008. Chicago, IL. Tsai, K.C., Lin, P. C., Wu, A. C., Chuang, M. C. (2013). "Buckling restrained braces: research and implementation in Taiwan". Steel Innovations Conference 2013, Christchurch, New Zealand, 21-22 February 2013. FEMA 356, (2000). "Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings", Federal Emergency Management Agency, Washington (DC). GP 082/2003. "Ghid privind proiectarea îmbinrilor ductile la structuri metalice în zone seismice". Buletinul Construc iilor, nr. 16/2004. Mazzolani, F.M., Moment resistant connections of steel frames in seismic areas: Design and Reliability. London: E & FN Spon, 2000. Ministerul Lucrarilor Publice i Amenajrii Teritoriului (1999), Normativ privind calitatea îmbinrilor sudate din o el ale construc iilor civile, industriale i agricole, indicativ C 150-99 OPUS (2010). "Optimizing the seismic performance of steel and steel-concrete structures by standardizing material quality control". Contract no. RFSR-CT-2007-

00039. Final Report. Research Programme of the Research Fund for Coal and Steel. SR EN 1090-2+A1:2012. "Executarea structurilor de oel i structurilor de aluminiu. Partea 2: Cerine tehnice pentru structurile de oel" SR EN 15129: 2010. "Dispozitive antiseismice". SR EN 1993-1-1:2006. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri" SR EN 1993-1-10:2006. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-10: Alegerea claselor de calitate a oelului" SR EN 1993-1-3:2007. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-3: Reguli generale. Reguli suplimentare pentru elemente structurale i table formate la rece" SR EN 1993-1-5:2007. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-5: Elemente structurale din plci plane solicitate în planul lor" SR EN 1993-1-8:2006. "Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-8: Proiectarea îmbinrilor" SR EN 1998-1: 2003. "Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 1: Reguli generale, aciuni seismice i reguli pentru cldiri". SR EN 1990 " Eurocod: Bazele proiectrii structurilor"

C 7. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR COMPOZITE C 7. Generaliti C 7.1.1 Domeniu C 7.1.1 Prevederile de proiectare ale structurilor compozite oel laminat - beton armat solicitate la aciunea seismic cuprinse în P 100-1 au la baz capitolul 7 din SR EN 1998-1. În acest cod exist numeroase trimiteri la celelalte Eurocoduri: SR EN 1992-1-1, SR EN 1993-1-1 i în special SR EN 1994-1-1. Prevederile din SR EN 1998-1 referitoare la construc iile compozite cunosc, de la ediie la ediie, modificri i completri importante pe msura stadiului cercetrilor în aceast direcie. C 7.1.2 Principii de proiectare C 7.1.2 Principiile de proiectare ale structurilor compozite în zone seismice sumeaz principiile de bun conformare ale structurilor din beton armat cu cele ale structurilor din oel. Structurile compozite se proiecteaz în zonele cu seismicitate ridicat, de regul, ca structuri disipative cu disipare înalt. Totui, în cazul unor supradimensionri inerente ale elementelor de beton armat cu armatur rigid, se poate realiza o relaxare corespunztoare a condiiilor de ductilitate. Este, de exemplu, cazul stâlpilor solicitai predominant la compresiune în cadrul structurilor cu pere i i cadre, stâlpi la care se pot relaxa condiiile de ductilitate la încovoiere destul de restrictive în acest cod în raport cu NP 033. Structurile compozite cu zone disipative de oel în grinzi sunt considerate fezabile numai în msura în care se împiedic manifestarea aciunii compozite în aceste zone prin separarea betonului de componenta de oel. Structurile hibride la care se face tranziia între o substructur de beton armat i o substructur de oel prin intermediul unei substructuri din beton armat cu armatur rigid pot asigura un transfer fluent de eforturi i deformaii fr variaii brute de rigiditate i de capacitate de rezisten. În structurile slab disipative, eforturile secionale se vor determina pe baza unui calcul elastic fr a se ine cont de comportarea nelinear a materialelor, dar considerând reducerea momentelor de inerie datorat fisurrii betonului. C 7.2 Materiale C7.2 În elementele compozite nu se va folosi beton de clas sub C20/25 datorit proprietilor sale necorespunztoare de rezisten în special în zone de concentrri de eforturi, cum ar fi în zona betonului de acoperire a oelului structural. Utilizarea betoanelor de înalt rezisten se limiteaz la C50/60 în cazul elementelor compozite în zone seismice din cauza reducerii deformaiei limit ultime la compresiune i a ductilit ii pentru clase mai mari de beton. Printr-o conformare speciala se poate mri capacitatea de deformare , dar din cauza dificultilor de realizare ale acesteia se justific limitrile de mai sus. La elementele din eav umplut cu beton este mai favorabil utilizarea betoanelor de clas înalt deoarece starea de eforturi triaxiale mrete semnificativ deformaia ultim.

u

Materialele pentru oelul structural trebuie s îndeplineasc condiiile legate de raportul între rezistena de rupere i cea de curgere, de alungirea la rupere i de lungimea palierului de curgere specificate la pct 6.2.(2), iar materialele pentru armturi de oel beton, condiiile din 5.3.1(c). Condiiile privind ductilitatea oelului ales la elemente disipative sunt importante pentru comportarea în domeniul post-elastic a acestor elemente. Nu se vor folosi oeluri cu rezisten de curgere mai mare de 460N/mm2 deoarece sunt, în general, insuficient de ductile. C 7.3.1 Tipuri de structuri C 7.3.1 Realizarea practic sub form compozit a principalelor tipuri de elemente i subansamble (grinzi, stâlpi, noduri, contravântuiri, perei, plci) permite includerea în cadrul structurilor compozite a tuturor tipurilor de structuri de oel i de beton armat. C 7.3.2 Factori de comportare C 7.3.2 Factorii de comportare q care exprim capacitatea de disipare a energiei seismice a diferitelor tipuri de structuri compozite ale cror valori sunt date în tabelul 7.2 sunt mrii în cazul structurilor cu disipare înalt respectiv : structurile compozite în cadre cu mai multe niveluri i deschideri, structurile compozite duale, structurile cu mai mult de 2 perei compozii cuplai pe fiecare direcie, prin valori difereniate ale raportului ) /) . Testele experimentale realizate indic valori mai mari ale factorului de comportare q la structuri compozite decât la structuri de beton armat . C 7.4 Aciunea de diafragm a planeelor compozite C 7.4 Pentru ca planeele compozite s-i manifeste în domeniul elastic rolul de aib rigid, se vor face verificri ale capacitii lor de rezisten la încovoiere în planul lor cât i ale capacitii de rezisten la lunecare în lungul grinzilor la fore cu 25 % mai mari decât cele asociate mecanismului de disipare al structurii în ansamblul ei. Se va verifica de asemeni capacitatea planeelor compozite de transmitere a reaciunilor la elementele verticale. Conectarea planeelor compozite de grinzi se va dimensiona i alctui astfel încât s permit transmiterea forelor de forfecare rezultate din aciunea de diafragm. Tipurile de conectori recomandai în zone seismice sunt cei ductili respectiv dornurile cu cap. Relaiile pentru calculul conectorilor sunt date în SR EN 1994-1-1 C 7.5 Proiectarea structurilor disipative compozite C 7.5.1 Criterii de proiectare a structurilor disipative compozite C7.5.1 Criteriile de proiectare a structurilor compozite se refer la asigurarea condiiilor de rezisten, ductilitate, stabilitate i deformabilitate ale acestora. Metoda ierarhizrii capacitii de rezisten permite impunerea unui mecanism de plastificare favorabil iar prin respectarea unor condiii de alctuire i dimensionare se asigur ductilitile necesare în zonele disipative.

- dirijarea prin proiectare a formrii unui mecanism plastic de cedare favorabil; - o protecie corespunztoare în raport cu ruperile cu caracter casant, de exemplu, asigurarea unei capaciti de rezisten la for tietoare superioare capacitii la încovoiere; - o comportare în domeniul elastic a zonelor nedisipative. C 7.6 Proiectarea cadrelor compozite necontravântuite C 7.6.1 Prevederi generale C 7.6.1 Cadrele compozite se vor proiecta astfel încât zonele critice s fie dirijate la extremitile grinzilor compozite. Chiar dac anumite extremiti ale grinzilor compozite au probabilitate redusa de a deveni zone disipative, ele se vor supune acelorai reguli de conformare. Se admit deformaii plastice în seciunile de la baza stâlpilor i în seciunile stâlpilor de partea superioar a ultimului nivel al cadrelor etajate cu condiia ca NEd/Npl,Rd Ductilitatea zonelor disipative ale cadrelor compozite se asigur prin msuri de evitare a ruperilor cu caracter casant. Efectul compozit se va asigura cel puin pân la atingerea capacitilor de rezisten la încovoiere a zonelor disipative. - Pentru protecia la ruperile datorate forei tietoare se recomand: - - ca seciunile de oel laminat ale grinzilor i stâlpilor compozii s se realizeze cu inim plin; - fora tietoare de calcul s fie determinat pe baza mecanismului de disipare; - - s existe o corect corelare între cerinele i capacitile la fora tietoare ale celor dou componente: armatura rigid i betonul armat. Aceasta corelare se realizeaz în raport cu momentele capabile la încovoiere ale celor dou componente. - Pentru protecia împotriva cedrilor datorate instabilitii locale a elementelor din oel comprimate se recomand: - s se respecte limitele de suplee ale elementelor de oel date în tabelul 7.3 ; - în cazul elementelor din beton cu armtur rigid (BAR) s se respecte acoperirea recomandat cu beton (de 100mm) i s existe o armare corespunztoare cu etrieri;

Pentru verificarea la starea limit ultim la încovoiere a unei seciuni din zonele disipative ale elementelor compozite, se determin limita inferioar a capacitii de rezisten, utilizând rezistenele de calcul ale materialelor. Nu se ia în considerare la calculul capacitii de rezisten, în acest caz, oelul neductil care poate aprea în seciune de exemplu ca armtur a plcii. Eforturile de proiectare pentru verificarea seciunilor nedisipative, se vor calcula în situaia realizrii mecanismului de disipare utilizând limita superioar a capacitii de rezisten. Limita superioar a capacitii de rezisten se determin considerând factorii de suprarezisten ai elementelor disipative i toat armtura din seciunea de calcul. Se urmrete prin aceasta metod:

- s existe eventual elemente de conectare între tablele de oel comprimate i betonul înconjurtor. - Pentru protecia împotriva ruperilor datorate lunecrii se recomand : - lunecarea de calcul se va determina pe baza mecanismului de disipare prin integrarea eforturilor unitare normale în domeniul plastic i asigurarea astfel a unei conectare totale; - lunecarea va fi preluat în zonele critice prin mecanisme de aderen , frecare i prin conectori; - verificarea la lunecare a plcii în lungul grinzii ,în cazul planeelor compozite cu tabl cutat ,verificare care poate s fie, în acest caz, critic. - Pentru protecia zonelor de îmbinri ale armturii rigide: - zonele de îmbinare ale oelului laminat din elementele compozite vor avea un grad de asigurare superior în raport cu restul zonelor i se vor amplasa în zone de eforturi mai reduse; - Pentru protecia împotriva ancorrii insuficiente a armturii rigide în infrastructuri: - placa de baz a armturii rigide a stâlpilor i a pereilor va fi înglobat în beton armat. În cazul cldirilor etajate, armatura rigid se va ancora cel puin pe înlimea unui subsol; - pe înlimea înglobrii se vor dispune elemente de conectare de tipul conectorilor de lunecare sau a barelor de coasere care trec prin guri prevazute în armatura rigid. - Nodurile grind-stâlp vor fi dimensionate cu un grad de asigurare superior zonelor disipative adiacente astfel încât s lucreze în domeniul elastic. - Se recomand ca pe înlimea cldirii s se evite variaia brusc de rigiditate i de capacitate de rezisten. C 7.6.2 Calculul structural al cadrelor compozite C 7.6.2 Pentru calculul structural prin metoda general de proiectare intereseaz rigiditatea seciunilor compozite. Rigiditatea seciunilor compozite având beton în zona comprimat se calculeaz prin transformarea lor în seciuni echivalente cu considerarea unui coeficient de echivalen n=E/Ecm, unde E i Ecm sunt modulul de elasticitate al oelului i modulul de elasticitate secant al betonului pentru încrcri de scurt durat. În condiiile în care la calculul seciunilor compozite, betonul întins se neglijeaz fiind fisurat, în cazul grinzilor compozite, se pot considera dou rigiditi la încovoiere: EI1 pentru zona de moment pozitiv cu luarea în considerare a limii efective de plac i EI2 pentru zona de momente negative cu considerarea armturii din limea efectiv de plac sau o rigiditate medie pentru întreaga deschidere. Pentru stâlpii compozii având de regul seciuni dreptunghiulare zona întins fiind fisurat, rigiditile se calculeaz cu relaia : (EI)c=0,9(EIa+ 0.5EcmIc+EIs )

- la preluarea forelor de lunecare longitudinal asociate mecanismului de disipare; - la repartizarea reaciunilor transmise numai uneia dintre componente la cealalt componenta de exemplu de la eava de oel la miezul din beton; - la ancorarea armturilor rigide. Valorile efortului tangenial mediu de aderen depind decisiv de frecare. Pe zonele în care se creeaz o neumplere cu beton de exemplu sub tlpile grinzilor de oel, acest efort este 0. În cazul elementelor cu înglobare parial în beton i al evilor umplute, aderena este mai sczut din cauza contraciei betonului. Aderena depinde de stratul de acoperire cu beton al armturii rigide i de procentul de armare cu etrieri. În raport cu elementele solicitate static, efortul unitar mediu de aderen pentru calculul elementelor la aciunile seismice alternante se diminueaza la 50%. Valori recomandate obinute în tabelul 6.6 din SR EN 1994-1-1 sunt acoperitoare faa cele recomandate în P 100-1 Astfel, pentru o acoperire cu beton de 100 mm a armturii rigide se obin urmtoarele valori ale efortului unitar de aderena: - seciuni din oel total înglobate (BAR) 0.5x0.3x2.2= 0,33N/mm2

Pentru verificarea deplasrilor laterale la starea limit de serviciu reducerea forelor seismice se va realiza prin factorul , care ine cont de perioada de revenire mai scurt a cutremurului asociat SLS, considerând rigiditile elementelor corespunztoare betonului fisurat. C 7.6.3 Supleea pereilor seciunilor de oel care alctuiesc elementele compozite C 7.6.3 Starea limit ultim a zonelor disipative corespunde, în cazul elementelor compozite, atingerii capacitii de rotire plastic care poate fi limitat prin producerea a 3 fenomene: zdrobirea i desprinderea componentei de beton, ruperea i flambajul barelor de armatur i instabilitatea local a oelului structural. Valorile supleelor limit ale pereilor seciunilor de oel depind decisiv de gradul de înglobare în beton existând trei situaii: fr înglobare, cu înglobare parial sau total în beton, evi umplute sau umplute i înglobate în beton. Supleea limit se reduce cu mrirea rezistenei caracteristice a oelului. Supleea limit pentru clasa de ductilitatea medie a structurii este mai mare cu maxim 50% decât în clasa de ductilitate înalt. Dac se compar clasa 1 de suplee limit a seciunilor din oel dat în anexa F cu supleea limit a elementelor compozite, rezult valori limit cel puin de doua ori mai mari prin înglobarea în beton a seciunilor de oel, în condiiile în care sunt respectate detaliile de conectare i de acoperire cu beton prevzute în prezentul cod. C 7.6.4 Transferul de eforturi i deformaii între oel i beton C 7.6.4 Manifestarea aciunii compozite la nivel de seciune i mobilizarea întregii capaciti de rezisten a acesteia este condiionat de evitarea lunecrilor relative între componentele de beton i de oel prin preluarea eforturilor de lunecare pe tot domeniul de solicitare. Aceasta se realizeaz prin forfecarea directa a betonului de acoperire în cazul elementelor din BAR, prin aderen i frecare la interfa prin conectori de lunecare sau reaciuni directe, prin efecte de împnare între componente. Exist urmtoarele situaii în care este necesar verificarea transferului de eforturi între beton i oel:

- tlpile profilelor parial înglobate 0.5x 0.2= 0,1N/mm2 - inimile profilelor parial înglobate - - interiorul evilor circulare umplute cu beton 0.5x0.55=0,275 N/mm2 - interiorul evilor rectangulare umplute cu beton 0.5x 0.4= 0,2 N/mm2 Dispunerea de conectori sudai de inimile profilelor de oel conduce la mrirea frecrii pe interiorul tlpilor prin bielele comprimate ce se formeaz între baza conectorilor i tlpi. În preluarea eforturilor de lunecare longitudinal care rezult din încovoiere se poate neglija, în mod acoperitor, contribuia aderenei astfel : - În cazul grinzilor din oel compozite cu plci de beton armat , lunecarea este preluat în întregime de conectori. În cazul grinzilor disipative, gradul de conectarea va fi total. - În cazul elementelor din BAR, lunecarea longitudinal este, de regul, preluat în întregime de betonul i etrierii din acoperirea cu beton. Dac forfecarea direct a betonului de acoperire, reaciunile directe între beton i oel, aderena i frecarea nu pot asigura intregral transferul de eforturi tangeniale asociate mecanismului de plastificare, se vor dispune conectori care împreun cu celelalte fenomene s asigure preluarea în întregime a forele de lunecare asociate atingerii capacitilor la încovoiere ale elementului. C 7.6.5 Grinzi compozite C 7.6.5 Condiiile pentru verificarea grinzilor compozite în zonele disipative sunt similare condiiilor grinzilor de beton armat sau oel. - Determinarea momentului capabil al seciunilor compozite se bazeaz pe urmtoarele ipoteze : - seciunile plane rmân plane; - armturile i oelul structural, sufer aceleai deformaii relative ca betonul adiacent; - rezistena la întindere a betonului se neglijeaz; - eforturile în betonul comprimat se deduc din diagrama efort-deformaie de calcul dat în SR EN 1992-1-1; - eforturile în armturile pentru beton armat se deduc din diagramele de calcul date în SR EN 1992-1-1; - eforturile în oelul structural se deduc din diagramele de calcul date în SR EN 1993-1-1. - Metodele utilizate în determinarea momentelor capabile sunt: metoda general i metoda simplificat, detaliate în SR EN 1994-1-1. - Momentul capabil plastic se determina din echilibrul pe seciune al eforturilor interioare prin scrierea ecuaiei de moment raportat la centrul plastic al seciunii (în cazul seciunilor simetrice – centrul de greutate).

- Momentele de proiectare se determin astfel: - momentele de proiectare ale seciunilor disipative ale grinzilor MEd sunt momentele maxime din diagramele înfurtoare în seciunile respective considerând gruprile de încrcri semnificative ; - se permit redistribu ii de momente între seciunile unei grinzi i între grinzile unui cadru cu pân la 20% pe baza capacitii de deformare plastic a acestora pstrând îns efectul aciunii pe ansamblu; - Cerin a de rezisten la încovoiere se exprim cu relaia: MEd /Mpl,Rd 1,0 - Forele tietoare de proiectare din grinzi VEd se determin din echilibrul fiecrei deschideri sub încrcarea transversal din gruparea seismic i momentele de la extremitile grinzii, corespunztoare pentru fiecare sens de aciune formrii articulaiei plastice în grinzi, sau în elementele verticale conectate în nod. Distana între articulaiile plastice se determin corespunztor acestei situaii. - Fora tietoare de proiectare se împarte între componenta de beton armat Vc,Ed i componenta din oel structural Va,Ed în raport cu momentele capabile ale acestora cu relaiile: V c,Ed = VEd M pl,c,Rd / MRd V a,Ed = VEd M pl,a,Rd / MRd - Fora tietoare vertical capabil se determin pentru fiecare component în parte astfel: - pentru componenta din beton armat cu relaiile din SR EN 1992-1-1 respectiv cu relaia: ctg f z s A V ywd sw Rd c, pl, 

Valoarea unghiului  se considera ctg =1 (  =45o), z= 0,9 d , fywd =0.8 fywk - pentru componenta din oel cu relaiile din SR EN 1993-1-1 - Verificarea la for tietoare se realizeaz pe componente i pe ansamblu pentru seciunea compozit . La verificarea seciunii de oel se aplica coeficientul 0,5 de reducere a capacitii de rezisten la for tietoare respectiv: Va,Ed/Vpl,a,Rd 0,5. C 7.6.5.1 Condiiile aplicate zonelor disipative ale grinzilor din oel compozite cu plci din beton armat urmresc: - în cazul plcilor în zone comprimate, pstrarea integritii plcii din beton armat în timpul aciunii seismice prin: - limitarea, din condiii de ductilitate, a înlimii relative a zonei comprimate a betonului x/h conform tabelului 7.4;

- Momentele capabile în cazul seciunilor din BAR se determin i pentru fiecare component în parte : M pl,c,Rd pentru beton armat i M pl,a,Rd pentru oel cu condiia: M pl,Rd =M pl,,c,Rd + M pl,a,Rd

- dispunerea în plac, în zona stâlpului de armturi suplimentare transversale grinzii cu rol de tirant la transmiterea compresiunilor de la plac la stâlp; - în cazul plcilor în zone întinse, evitarea flambajului zonelor comprimate ale componentei de oel prin alegerea unor seciuni în clasa I de suplee i prin limitarea procentului de armtur din zonele întinse de plac. O soluie de evitare a flambajului tlpilor comprimate este transformarea zonelor de reazem ale grinzilor compozite cu plac în zone de grinzi BAR. Determinarea limii efective a plcii be din tabelul 7.5 exprimat în vecintatea nodurilor este util în dou situaii: - determinarea rigiditii pentru calculul elastic; - determinarea capacitii de rezisten la încovoiere; În calculul momentului capabil la încovoiere intereseaz: - limea efectiv a plcii comprimate la momente - limea efectiva de plac în care armturile întinse sunt considerate active la moment negativ. În acest caz este important modul de ancorare al armaturilor întinse din plac în special la nodurile marginale (prin sudura , realizarea de bucle , etc). - în câmpul grinzilor compozite pentru calcul limii efective de plac se poate considera relaia din SR EN 1994-1-1 respectiv bei = Le/8 unde Le este lungimea zonei de moment pozitiv. - în zonele de reazem, limea activ la moment negativ este în aceeai seciune mai mare decât limea activ la moment pozitiv datorit restriciilor mai mari care se impun transmiterii compresiunilor din plac stâlpului decât cele aplicate armturilor aflate în zone întinse fisurate. - limea activ la moment pozitiv în vecintatea nodurilor marginale depinde de modul în care se asigur transmiterea compresiunilor (direct la stâlp , dac exist plac în consol fa de stâlpul marginal, grinzi sau elemente transversale de margine) Momentele capabile ale grinzilor din oel compozite cu plci de beton armat se determin prin metoda simplificat sau prin metoda general. C 7.6.5.2 Momentele capabile ale grinzilor de beton armat cu armtur rigid se determin prin metoda simplificat sau metoda general. Limea efectiv de plac se determin în conformitate cu 5.3.4.1.1 respectiv 2hf de fiecare parte a grinzii în cazul stâlpilor exteriori i 4hf în cazul stâlpilor interiori. Lungimea zonelor disipative este respectiv lcr=1.5hb (hb - înlimea grinzii) msurat de la faa stâlpilor BAR sau a zonelor de aceeai lungime situate deoparte i de alta a unei seciuni din câmpul grinzii. Mrirea lungimii zonelor disipative din câmpurile grinzilor la 3hb fata de prevederile anterioare se datoreaz incertitudinii mai mari a extinderii zonelor de curgere în raport cu punctul de iniiere. Asigurarea condiiilor de ductilitate local în zonele disipative ale grinzilor compozite sunt cele prevzute la 5.3.4.1.2 pentru grinzi de beton armat i se refera la asigurarea unor coeficieni minimi de armare longitudinal i transversal, limitarea înlimii

oel total înglobat în beton) C 7.6.6 Eforturile de proiectare ale seciunilor stâlpilor NEd , VEd, MEd se determin în ipoteza dezvoltrii mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice cu relaiile prevzute în articolul 5.3.3.3 luând în considerare urmtorii factori: - factorul de suprarezisten al grinzilor " Rb M / " Edb M (în nod sau pe nivel); - factorul de suprarezisten datorat efectelor de consolidare al oelului din grinzi Rd  . Valorile eforturilor secionale rezultate din calculul structural la încrcri seismice vor ine cont de imperfeciunile geometrice i de efectele de ordinul 2 dac aceste efecte sunt seminificative. În condiiile în care aplicarea metodei dirijrii capacitii de rezisten la cadre din BAR poate conduce la supradimensionri de stâlpi, în special la cldiri cu puine niveluri i la grinzi cu deschideri i încrcri gravitaionale mari, pentru optimizarea structurii în aceste cazuri se poate apela la una din soluiile : - realizarea de redistribuii, la un anumit nivel, ale momentelor din stâlpi i grinzi în condiiile realizrii echilibrului de nod i ale pstrrii constante a forei tietoare de nivel; - realizarea de grinzi cu zone disipative de oel în vecintatea stâlpilor prin deconectarea pe aceste zone a plcii de grinda de oel; - reducerea tlpilor grinzilor de oel în zonele disipative; - realizarea de îmbinri semirigide între armtura rigid din stâlp i grind cu condiia ca s nu se formeze plastificri nedorite ale nodului; - apariia de articulaii plastice în anumii stâlpi cu condiia ca s existe suficiente elemente puternice (stâlpi sau perei) care s împiedice apariia de mecanisme nedorite de etaj sau de nod. Condiia de ductilitate pe care trebuie s o respecte fora axial de calcul este : n=NEd/Npl,Rd = NEd / (Aa fyd +Ac fcd + As fsd)  0,3. Aceast condiie din P 100-1 este preluat din SR EN 1998-1 si este mai restrictiv decât cea data in NP033-99 . Condiiile de ductilitate referitoare la fora axial a stâlpilor se pot relaxa în cazul structurilor în cadre cu noduri fixe în combinaie cu structuri rigidizate la fore orizontale (cu perei de beton armat sau cu contravântuiri). Capacit ile de rezisten la încovoiere i la for tietoare ale stâlpilor compozii se calculeaz ca sum a contribuiei seciunii de oel i a seciunii de beton armat cu relaiile din SR EN 1992-1-1 i SR EN 1993-1-1. Verificrile la for tietoare se realizeaz pe componente distribuind fora tietoare de proiectare total între componente funcie de momentele capabile la încovoiere cu for axiala ale acestora.

zonei comprimate a seciunii i a distanei între etrieri. În cazul componentei din oel condiiile de la 6.6.2 nu se aplic datorit înglobrii în beton. C 7.6.6 Stâlpi compozii de beton armat cu armtur rigid ( cu seciunea din

- stâlpi din eav umplut cu beton simplu sau cu beton armat; - stâlpi din eav umplut i înglobat în beton armat; - stâlpi din eav neumplut i înglobat în beton armat; - stâlpi din beton armat înglobai în eav de oel fr continuitate i, eventual, cu aderen redus între beton i eav. Pentru proiectarea stâlpilor din evi de oel umplute cu beton sau umplute i înglobate în beton se pot utiliza relaiile de calcul ale capacitii de rezisten la încovoiere i for tietoare date in SR EN 1994-1-1. Particularitile acestor stâlpi sunt : - În cazul stâlpilor din eav circular exist o interaciune favorabil între eava de oel i miezul de beton care se manifest prin creterea rezistenei la compresiune i a deformaiei specifice de rupere a betonului din miez datorit confinrii dar i o reducere a rezistenei de curgere axiale a oelului evii datorit întinderii radiale la care este supus. Creterea rezistenei la compresiune este considerat în calcul prin coeficientul supraunitar 1/0.85. Aceste influene favorabile sunt mai semnificative la excentriciti ale forei axiale reduse e/d - Miezul de beton mrete fora asociat flambajului local al evii. Aceast influen pozitiv se exprim prin posibilitatea reducerii supleei limit a evilor din oel umplute cu beton în raport cu cele de oel. - Armarea miezului din beton este util în urmtoarele situaii: - pentru mrirea capacitii de rezisten a stâlpului compozit; - pentru asigurarea capacitii de rezisten a stâlpului la încrcri gravitaionale asociate aciunii focului; - pentru a se asigura continuitatea i transferul parial al capacitii de rezisten între stâlpul compozit i stâlpul de beton armat în cazul structurilor hibride; - Transferul de eforturi i deformaii între eava de oel i miezul de beton necesar pentru distribuia reaciunilor aplicate numai evii se face prin aderen sau, dac nu este suficient, prin elemente de conectare: dornuri sudate, bare sau profile care traverseaz miezul .Rezistena la compresiune local generat sub gusee sau rigidizri se va determina cu relaiile din SR EN 1994-1-1: În cazul structurilor compozite disipative, zonele de la extremitile stâlpilor de la fiecare nivel de lungime lcr se proiecteaz ca zone disipative (critice) pentru care se iau msuri de asigurare a ductilitii proprii stâlpilor din beton armat prevzute în 5.3.4.2.2 respectiv: de asigurare a unor coeficieni minimi de armare longitudinal i transversal, de limitare a înlimii zonei comprimate a seciunii i a distanei între etrieri, condiii privind dispunerea barelor i a etrierilor în seciune. O meniune special se refer la acoperirea cu beton a armturii rigide care nu trebuie s fie în cazul elementelor BAR mai mic de 100mm pentru ca ruperea prin lunecare longitudinal s nu devin critic. C 7.6.7 Stâlpi compozii din eav umplut cu beton C7.6.7 Stâlpii compozii din eav se realizeaz în urmtoarele variante:

c,Rd =

fyd t este grosimea peretelui evii, a este diametrul evii sau limea seciunii evii rectangulare Ac este aria seciunii de beton a stâlpului; A1 este aria încrcat de sub guseu Ac/A1 cL coeficient egal cu 4,9 pentru evi circulare i 3.5 pentru evi rectangulare În cazul elementelor din evi umplute cu beton, capacitatea de rezisten la for tietoare a stâlpului este determinat fie de capacitatea componentei din oel fie de capacitatea betonul armat confinat de eava din oel pentru un model de grind cu zbrele în care se formeaz în interiorul evii o diagonal comprimat. Acest model permite în cazul evilor umplute cu beton armat s se in cont i de armarea transversal a miezului. C 7.6.8 Elemente compozite cu seciunea de oel parial înglobat în beton armat C 7.6.8 Elementele compozite cu seciunea de oel parial înglobat în beton sunt utilizate pentru avantajele care le au în raport cu stâlpii de oel, respectiv: - mrirea rigiditii stâlpului de oel prin înglobare parial în beton în condiiile pstrrii gabaritului; - împiedicarea parial a flambajului zonelor comprimate ale inimilor i ale tlpilor. În cazul în care se sudeaz bare transversale de tlpi, exist posibilitatea reducerii consumurilor de oel prin mrirea supleei limit cu pân la 50% în condiiile prevzute în acest paragraf; - reducerea suprafeei care trebuie protejat la foc; - posibilitatea facil de intervenie ulterioar pe faa neînglobat a tlpilor; Contribuia la capacitatea de rezisten la încovoiere i la for tietoare a betonului armat de înglobare este redus i de aceea, de regul, se neglijeaz. În cazul în care sunt luate msuri speciale de mobilizare a rezistenei betonului armat de înglobare prin realizarea de legturi transversale între beton i grinda de oel, aceast rezisten poate fi considerat în calcul. În cazul stâlpilor compozii cu seciunea de oel parial înglobat în beton, verificarea transferului de eforturi între oelul încrcat unilateral de ctre reaciunile grinzilor i betonul de înglobare conduce, de regul, la obligativitatea dispunerii de conectori sau de bare de armtur sudate de inima profilului de oel. Conectorii contribuie la transferul de eforturi prin capacitatea lor la lunecare longitudinal PRd i prin frecarea suplimentar pe care o determin pe tlpi (1/2μPRd pentru fiecare rând de conectori i fiecare talp). C 7.6.9 Nodurile cadrelor compozite disipative C 7.6.9 Tipurile de noduri compozite i hibride întâlnite în practica de proiectare sunt:

cd c

c ck yk cL cd A f A A A f f a t

f  # $ % & ' ( 

- noduri compozite de beton armat cu armatur rigid cu stâlpi i grinzi din BAR; - noduri compozite cu stâlpi BAR i grinzi de oel compozite cu plci; - noduri compozite cu stâlpi din eav umplut cu beton i grinzi de oel compozite cu plci de beton armat; - noduri compozite cu stâlpi cu seciunea de oel parial înglobat în beton i grinzi de oel compozite cu plci; - noduri hibride cu stâlpi din BAR i grinzi de beton armat; - noduri hibride cu stâlpi din evi umplute cu beton i grinzi de beton armat; - noduri hibride cu stâlpi cu seciunea de oel parial înglobat în beton armat i grinzi de beton armat; - noduri hibride cu stâlpi de beton armat i grinzi de oel compozite cu plci sau BAR. Nodurile compozite din BAR sunt nodurile la care fiecare component (beton armat i oel) a elementelor îi poate transfera direct eforturile între grinzi i stâlpi. În condiiile în care echilibrul în nod se respect pentru fiecare dintre componente, transferul între aceste componente la nivelul nodului este redus. Capacitatea de rezisten a nodului compozit se determin pentru un model cu un sistem diagonal de eforturi la care particip atât armatura rigid cât i betonul armat din nod. Capacitatea nodului compozit la for tietoare se poate calcula prin suprapunere de efecte cu realaia: Vwp,Rd = Vwp,c,Rd + Vwp,a,Rd Pentru componenta de beton armat se pot utiliza relaiile din SR EN 1994-1-1 respectiv: Vwp,c,Rd = 0.85  Ac fcd sin  unde Ac = 0.8 (bc- tw) (h – 2tf) cos   = arctg [(h - 2tf) / z ] bc este limea miezului beton; h este înlimea seciunii stâlpului; tf este grosimea tlpii stâlpului; tw este grosimea inimii stâlpului; z este braul de pârghie; , coeficient de reducere care ine seama de efectul compresiunii longitudinale din stâlp asupra rezistenei de proiectare a panoului inimii stâlpului la forfecare =0.55[(1+2(Ned/ Npl,Rd))]1,1. Pentru componenta de oel a nodului Vwp,a,Rd se pot folosi elaiile 6.9 si 6.10 din cap 6.6.3 a prezentul cod. Forele tietoare de calcul din nod sunt fore tietoare asociate momentelor plastice din grinzi cu un coeficient de suprarezisten Rd care asigur protecia nodului i dirijarea zonelor disipative ctre grinzi. Fora tietoare de calcul total se determin cu relaia:

  c yd s s Rd Ed c wp V f A A V   

, ,  Pentru fora tietoare transmis de componenta de oel Vwp,a,Ed se vor folosi relaiile din cap 6.6.3, respectiv: w j Rd pl i Rd pl Ed wp h M M V , , , , Rd ,    Verificrile nodului se realizeaz în termeni de for tietoare cu relaia: Vwp,Ed  0,8Vwp,Rd Îmbinrile de antier ale armturii rigide a stâlpului i grinzii se recomand s se realizeze în zone de eforturi secionale mai reduse i nu la faa nodului. Toate îmbinrile realizate cu sudur sau cu uruburi între elementele nodului vor avea o capacitate de rezisten cu un grad de asigurare superior cu 50% fa de capacitatea elementelor care se îmbin, conform rela iei 7.19. La alctuirea îmbinrii din nod a armturii rigide se vor asigura condiiile de turnare i compactare corect a betonului : rigidizrile orizontale vor fi puin dezvoltate i vor fi înlocuite cu rigidizri verticale. În cazul nodurilor cu grinzi de oel compozite cu plci de beton armat transmiterea compresiunilor i a întinderilor de la fibra superioar a grinzilor compozite la stâlp se face la nivelul plcii de beton armat. Aceste compresiuni depind de alctuirea plcii i a stâlpului din nod: dac exist sau nu grinzi sau elemente adiionale transversale conectate total de plac, dac placa înconjoar stâlpul, dac armturile sunt ancorate corespunztor, dac exist armturi suplimentare în imediata apropiere a nodului care s preia întinderile rezultate din devierea traseului eforturilor de compresiune. Toate aceste elemente condi ioneaz valorile limii efective de plac date în tabelul 7.5. Reaciunile grinzilor de oel compozite cu plac se transmit betonului stâlpilor BAR prin compresiuni locale asupra betonului de acoperire i prin transfer de la armtura rigid la betonul armat înconjurtor. Se recomand ca bare verticale de oel beton din stâlp s se sudeze de tlpile grinzilor pentru a mari capacitatea betonului de preluare a acestor reaciuni. Pentru a mri capacitatea componentei de beton armat a stâlpilor din eav umplut cu beton se va asigura transferul reaciunilor grinzilor de la eava de oel la miezul de beton pe o lungime de transfer egal cu 2d sau L/3 unde d este dimensiunea minim a stâlpului iar L înl imea nivelului . Se recomand în acelai scop, ca elemente ale grinzilor : armturi , inima sau întreaga seciune de oel s treac continuu prin miezul de beton al nodului. În cazul nodurilor compozite cu grinzi de oel compozite cu plac i stâlpi din BAR, reaciunile grinzilor de oel compozite cu plac de beton armat se transmit betonului stâlpilor BAR prin compresiuni locale asupra betonului de acoperire i prin transfer între armatura rigid i betonul armat înconjurtor.

Vwp,Ed = Vwp,c,Ed + Vwp,a,Ed. Pentru fora tietoare transmis de componenta de beton armat Vwp,c,Ed se vor folosi relaiile din cap 5.3.3.4, respectiv:

i incertitudinii transferului de eforturi între cele dou componente. C 7.7 Proiectarea cadrelor compozite cu contravântuiri C7.7 Contravântuirile compozite centrice se realizeaz de regul din evi umplute cu beton. Aceste contravântuiri, prin rigiditatea lor sporit permit disiparea energiei ca elemente întinse i, eventual, comprimate (ca de exemplu în cazul diagonalelor din platbanda de oel înglobata într-o eav umplut cu beton). În cazul cadrelor contravântuite excentric, elementele disipative pot fi zone ale grinzilor compozite (elemente disipative orizontale) sau elemente verticale compozite ca parte component a diagonalelor în V. Disiparea se realizeaz la for tietoare sau la moment încovoietor în zonele critice ale acestor elemente. Elementele compozite ale cadrelor: stâlpii i grinzile compozite se vor conforma respectând prevederile corespunztoare pentru aceste elemente din prezentul cod. Factorii de suprarezisten aplicai în calcul elementelor nedisipative  , se determin pentru ansamblul elementelor disipative de la un anumit nivel al cadrului sau al structurii. C 7.9 Proiectarea structurilor cu perei compozii C7.9 Pereii compozii au în alctuire elemente compozite ca de exemplu: bulbi sau zone de capt compozite, centuri compozite, zone de câmp din beton armat cu armatur rigid sub form de diagonale sau panouri de oel, grinzi de cuplare compozite. Rezult o tipologie destul de larg a structurilor cu perei compozii respectiv: - perei compozii din beton armat cu armatur rigid cu zone de capt, centuri i zone de câmp din BAR. Pereii compozii pot fi fr goluri (sau cu goluri mici care nu influeneaz comportarea de ansamblu) sau cuplai (cu goluri mari) prin intermediul unor grinzi de cuplare compozite; În cazul nodurilor hibride cu stâlpi din beton armat i grinzi de oel compozite cu plac, aceste reaciuni ale grinzilor compozite se transmit direct i exclusiv betonului din nod. Se recomanda în acest caz ca grinda de oel s treac continuu prin nod i s existe bare verticale de oel beton sudate de tlpile grinzilor pentru a mari capacitatea la compresiune local a betonului armat din nod. Pentru a mri capacitatea la for tietoare a componentei de beton armat a nodului în cele dou situaii de mai sus se recomand ca grinda s fie prevzut cu rigidizri verticale situate la faa exterioar a stâlpului. În zona nodului se va asigura o confinare corespunztoare cu etrieri (cap. 7.6.6) a cror ramuri vor trece, dac este cazul, prin guri prevzute în elementele de oel ale nodului. În cazul nodurilor hibride cu stâlpi compozii i grinzi de beton armat, se va asigura continuitatea armturii grinzilor prin stâlp. Se recomand în acest scop mrirea limii grinzii în zona nodului pentru extinderea suprafeei de preluarea direct a reaciunilor de la grind la componenta din beton armat a stâlpului i prevederea de scaune de rezemare la stâlpii din eav umplut cu beton. Nodurile hibride nu se recomand în zone cu seismicitate ridicat datorit dificult ii

- perei compozii cu bulbi din BAR, cu zone de câmp de beton armat, cu grinzi de cuplare de oel compozite cu plci; - perei compozii cu zone de capt de oel sau cu seciunea de oel parial înglobat în beton i zone de câmp de beton armat; - perei de beton armat cu grinzi de cuplare compozite sau din BAR. Pereii compozii recomandai pentru comportarea lor favorabil la aciuni seismice puternice sunt pereii de beton armat cu armatur rigid, având seciunea cu bulbi sau tlpi la extremiti sau pereii BAR formând tuburi închise. Fenomenele pentru care sunt necesare verificri în cazul pereilor compozii sunt: - Asigurarea prelurii lunecrilor între zonele de la extremit i i zonele de câmp. Transferul eforturilor tangeniale între zonele de la extremiti i panoul de beton armat al inimii peretelui se va realiza prin conectori, bare sudate sau trecute prin gurile armturii rigide a stâlpului. În cazul pereilor din BAR armatura rigid din centur are o contribuie important în preluarea acestei lunecri. - Asigurarea conlucrrii între betonul armat i armtura rigid din inima peretelui. Atât pe suprafa a diagonalelor cât i pe cea a panourilor de oel înglobate în betonul din inima peretelui se sudeaz conectori cu rolul de a stabiliza elementul din oel i pentru a mobiliza betonul aflat de o parte i de alta a armturii rigide . Soluia înlocuirii diagonalelor din oel laminat cu o armatur diagonal distribuit sudat de cadrul format de armatura rigid din bulbi i centuri reprezint o soluie favorabil din punct de vedere al conlucrrii i al prelurii uniforme a câmpurilor de eforturi diagonale din inima peretelui. C 7.9.1 Calculul structurilor cu perei compozii C7.9.1 Rigiditile pereilor compozii se pot calcula considerând o seciune echivalent din beton armat care ine cont de aportul armturii rigide înglobate. Pentru pereii compozii zona întins de beton fiind fisurat, rigiditile conferite de beton se diminueaz conform relaiilor 7.23 i 7.24. Pentru calculul rigiditii, la verificarea deplasrilor laterale în cazul strii limit de serviciu se vor considera factorul de reducere a aciunii seismice, , care ine cont de perioada de revenire mai scurt a acesteia, i rigiditile pereilor considerând betonul fisurat. Eforturilor secionale de proiectare ale pereilor compozii se determin pentru a impune un mecanism de disipare favorabil cu zone disipative în riglele de cuplare sau în grinzile adiacente peretelui i la baza peretelui. Pentru momentele de proiectare MEd se va considera diagrama înfurtoare de momente din cap 5.2.3.3.2. Calculul capacitii la încovoiere cu for axial a pereilor compozii se realizeaz de regul prin metoda general cu ajutorul programelor de calcul automat datorit complexitii i a variabilitii datelor de intrare. În ceea ce privete calculul la încovoiere al grinzilor de cuplare compozite lungi se vor respecta prevederile din

capitolul 7.6.5. Calculul la for tietoare al pereilor compozii de beton armat cu armatur rigid se bazeaz pe modelul de grind cu zbrele în care diagonalele comprimate care se formeaz în inima peretelui sunt din beton armat sau din BAR. Acest model poate fi

asimilat cu modelul de panou înrmat intr-un cadru format de zonele de la extremiti i centurile din BAR. Capacitatea de rezisten la for tietoare a armturii rigide din inima peretelui se suprapune cu cea a panoului din beton armat. Ruperea la for tietoare a pereilor compozii se realizeaz prin cedarea diagonalei comprimate de beton armat cu mobilizarea armturii din inima peretelui. Fora ultim din diagonal este condiionat de capacitatea de rezisten a bulbilor i a centurilor marginale. Dac diagonala traverseaz bulbi sau centuri interioare ale peretelui, capacitatea de rezisten a acestora contribuie la preluarea forei tietoare. Pentru calculul capacitii de rezisten la for tietoare a componentei din beton armat a pereilor pot fi utilizate relaiile prevzute în SR EN 1998-1. Verificarea la for tietoare a pereilor compozii se va face cu relaia: VEdVRd. În cazul particular al grinzilor de cuplare din oel compozite cu plac din beton armat ale unor perei din beton armat, prevederile corespunztoare din cap 7.9.1 –(11)-(13) asigur transmiterea în bune condiii a reaciunilor grinzii de cuplare (reaciuni asociate mecanismului de disipare) în zonele de capt ale pereilor de beton armat. Cerinele de ductilitate în zonele disipative de la baza pereilor, a cror lungime se determin cu rela iile 5.18 i 5.19 din prezentul cod, se asigur dac sunt respectate cerinele din SR EN 1998 -1 i cele din prezentul cod. C 7.10 Proiectarea funda iilor structurilor compozite În condiiile în care sistemul de fundaii al structurilor compozite se proiecteaz ca un sistem nedisipativ, forele de calcul se determin cu un factor de suprarezisten în raport cu forele asociate stadiului limit corespunztor mecanismului de disipare al suprastructurii. Se recomand realizarea de cutii rigide la nivelul infrastructurii, continuitatea i ancorarea corespunztoare a armturilor elementelor verticale compozite. Sporul de rigiditate la nivelul subsolurilor se asigur, în general, prin mrirea substaniala a ariei pereilor compozii în subsol fa de suprastructur. Efectele aciunii MFd, VFd, NFd, asupra fundaiilor se determin cu relaia 4.23 din cap. 4.6.2.4. Pentru preluarea în bune condiii a eforturilor de calcul transmise fundaiilor de armatura rigid a stâlpilor compozii ( Ma,Fd , Va,Fd , Na,Fd ) este necesar ca placa de baz a acesteia s se afle sub cota teoretic de încastrare. Ancorarea în fundaie a armturii rigide a stâlpilor se face pe înl imea de înglobare prin dezvoltarea de presiuni reactive în betonul înconjurtor, prin conectori sau armturi orizontale trecute prin gurile armturii rigide i prin uruburile de ancoraj de la nivelul plcii de baz. Se reduc astfel în raport cu seciunea de încastrare, cerin ele de moment, fora axial i fora tietoare de la nivelul plcii de baz, rezultând o protecie a acestei seciuni. Armatura rigid din zonele de capt ale pereilor este întins i comprimat practic centric la întreaga sa capacitate. Rezult fore relativ mari care trebuie ancorate în sistemul de fundaii. Ancorarea armturii rigide a pereilor se realizeaz prin aderen, armturi de coasere trecute prin guri în armatura rigid i prin uruburile de ancoraj de la nivelul plcii de baz. Se recomand ca la nivelul infrastructurii s existe o extindere a pere ilor compozii în raport cu seciunea de încastrare prin dispunerea de perei din beton armat sau compozii în continuarea sau adiacent peretelui compozit pentru ca forele din armatura rigid s poat fi distribuite în bune condiii betonului armat înconjurtor.

Bibliografie Ministerul Lucrrilor Publice i Amenajrii Teritoriului (1999), NP 033-99, Cod de proiectare pentru structuri din beton armat cu armtur rigid SR EN 1992-1-1:2004 „Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri” SR EN 1993-1-1:2006. „Eurocod 3: Proiectarea structurilor de oel. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri” SR EN 1994-1-1:2004 „Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de oel i beton. Partea 1-1: Reguli generale i reguli pentru cldiri” SR EN 1998-1: 2003. „Eurocod 8: Proiectarea structurilor pentru rezistena la cutremur. Partea 1: Reguli generale, aciuni seismice i reguli pentru cldiri”

C 8. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE ZIDRIE C 8.1 Generaliti C 8.1.1.Obiect i domeniu de aplicare C 8.1.1.(1) Particularitatea principal a proiectrii structurilor din zidrie în zone seismice rezult din cerina ca structura s fie înzestrat cu o serie de proprieti specifice: ductilitate, capacitate de disipare a energiei seismice, degradare moderat a rezistenei i a rigiditii sub efectul încrcrilor alternante repetate. Din acest motiv, proiectarea seismic a structurilor din zidrie este conceptual diferit de proiectarea acestora pentru încrcri gravitaionale dominante pentru care sigurana este asigurat numai prin satisfacerea cerinei de rezisten obinut în principal prin rezistena la compresiune a elementelor pentru zidrie i a mortarului. Rspunsul seismic al cldirilor este un fenomen complex, dificil de schematizat într-un model de calcul suficient de exact, dar i suficient de simplu pentru a fi folosit, fr dificulti deosebite, în practica curent de proiectare. Mrimea forelor seismice depinde, în afara de severitatea micrii, exprimat prin acceleraia terenului, de proprietile intrinseci ale cldirii (rigiditate, amortizare, nivelul de solicitare din încrcri gravitaionale al elementelor structurale, etc). O alt particularitate important este c aceste caracteristici pot suferi modificri importante în timpul cutremurului în funcie de intensitatea solicitrilor care rezult. Efectele modificrilor se pot manifesta favorabil sau în detrimentul siguranei structurale. De exemplu, cldirile din zidrie, caracterizate prin perioade proprii mici (de regul acceleraii pentru toate cutremurele (intermediare sau superficiale), dar degradarea (fisurarea) zidriilor conduce la reducerea rigiditii structurale ceea ce, de exemplu, poate îndeprta structura de zona amplificrilor maxime. Totodat fisurarea este însoit de creterea amortizrii structurale i ca urmare de scderea forei seismice. Incursiunile repetate în domeniul postelastic, inerente în cazul cutremurelor puternice, au ca efect degradarea rigiditii, a rezistenei i a capacitii de disipare a energiei seismice. Fenomenele de degradare sunt mai importante în cazul zidriilor nearmate. A B Figura C 8.1. Comportarea histeretic (A) i degradarea rezistenei i rigiditii la solicitri repetate (B) [Tomazevic,M., Klemenc,I., Seismic Behaviour of Confined Masonry Walls Earthquake Engineering and Structural Dynamics, vol.26, pp.1059-1071, 1997] Sensibilitile comportrii la cutremur a zidriilor nearmate sunt puse în eviden de diagramele din figura C 8.1. i vor fi subliniate pe parcursul acestui text justificând astfel recomandarea reducerii domeniului de folosire a acestui sistem constructiv.

A. Zidria simpl - Zidria simpl (nearmat) este un material capabil s preia încrcri verticale importante. - Din cauza rezistenei nesemnificative la eforturi unitare de întindere, zidria simpl poate fi utilizat pentru construcii la care încrcrile verticale i orizontale, conduc la solicitri secionale reduse din care rezult eforturi unitare de întindere care pot fi neglijate. Ruperea caracteristic prin fisurare pe diagonala comprimat, din eforturi principale de întindere, este o ilustrare a acestei deficiene intrinseci. - Sub efectul combinat al încrcrilor verticale i seismice ruperea zidriei nearmate este de tip fragil, integritatea fizic a pereilor fiind puternic deteriorat în stadiile avansate de deformare.

Pentru proiectarea panourilor de zidrie înrmate în cadre i a pereilor nestructurali, prevederile acestui Capitol sunt completate de prevederile Cap.10 din acest Cod. C 8.1.1.(2) Prevederile din prezentul capitol trebuie s fie respectate, pentru toate categoriile de elemente de construcie din zidrie, în corelare cu principiile generale de alctuire structural i cu regulile de aplicare detaliate în CR 6. În special, în ceea ce privete proiectarea structurilor cu perei structurali din zidrie, este vorba de realizarea caracterului spaial al structurii prin asigurarea conlucrrii, în toate stadiile de solicitare, a pereilor de pe direciile principale ale cldirii i a planeelor rigide. Unitatea spaial a structurii astfel obinut este capabil s asigure preluarea solicitrilor seismice oricare ar fi direcia pe care acestea acioneaz. Eficiena acestei conlucrri a fost verificat de comportarea satisfctoare la cutremurele trecute a cldirilor care au fost astfel concepute. În al doilea rând trebuie menionat efectul favorabil al regularitii alctuirii în plan i în elevaie a cldirii. Regularitatea în plan favorizeaz eliminarea / reducerea efectelor rsucirii de ansamblu. Regularitatea în elevaie asigur, în primul rând, uniformitatea cerinelor de rezisten la diferitele niveluri ale cldirii eliminând concentrrile de eforturi care ar putea rezulta prin devierea traseului normal/ direct, ctre fundaii, al forelor vericale i/sau orizontale. Cldirile cu regularitate structural în plan i în elevaie prezint i avantajul de a putea fi analizate cu modele i metode de calcul simple. Regulile de alctuire favorabile stabilite în CR 6, la care se face trimitere în acest Cod, exploateaz rezervele "naturale" de rezisten ale cldirilor din zidrie cu puine niveluri i pe acestea se fundamenteaz i prevederile pentru cldirile simple din zidrie pentru care, conform standardului SR EN 1998-1, cap.9, nu este necesar justificarea prin calcul a satisfacerii cerinei de rezisten la aciunea seismic de proiectare. Execuia lucrrilor de zidrie constituie o condiie fundamental pentru obinerea nivelurilor de siguran stabilite prin prezentul Cod i se va face cu respectarea reglementrilor tehnice în vigoare privind executarea acestor lucrri. C 8.1.1.(6) Dei este permis utilizarea tuturor tipurilor de alctuire menionate, este necesar ca pentru fiecare proiect, la alegerea tipului de alctuire s se in seama de calitile i dezavantajele acestora care pot fi sintetizate dup cum urmeaz:

- Capacitatea de disipare a energiei seismice scade pe msur ce crete intensitatea efortului unitar de compresiune. Din motivele de mai sus, pentru reducerea riscului seismic al cldirilor cu perei structurali din zidrie nearmat, în acest Capitol al P 100-1, s-au preconizat urmtoarele msuri: - Folosirea zidriei nearmate numai pentru cldiri cu un numr mic de niveluri peste seciunea de încastrare i interzicerea acesteia în zone seismice cu acceleraia de proiectare ag0,30g i pentru cldiri din clasele superioare de importan. - Introducerea unui sistem constructiv de elemente de beton armat, verticale i orizontale, cu scopul de a menine integritatea ansamblului structurii în stadii avansate de solicitare, sub efectul cutremurelor severe. - Determinarea forei seismice static echivalent pentru valori mici ale factorului de comportare q pentru a se limita amploarea incursiunilor în domeniul postelastic . - Limitarea factorului de suprarezisten u/1 la 10% din valoarea de referin a factorului q. B. Zidria armat Zidria armat, aa cum este cunoscut astzi, este rezultatul acumulrii, în timp, a experienelor practice de asociere a zidriei fragile cu materiale superioare din punct de vedere al rezistenelor la întindere i compresiune i al ductilitii, i a dezvoltrilor teoretice mai recente. În zone seismice folosirea cu precdere a zidriilor armate este recomandat deoarece asocierea cu oelul ofer zidriei proprietile necesare pentru realizarea unor performane seismice superioare (a se vedea i fig. C 8.1) : - ductilitate; - capacitate de disipare a energiei seismice; - limitarea degradrii excesive a rezistenei i rigiditii; - meninerea, în anumit msur, a integritii pereilor dup producerea unui seism sever. Rezultate similare pot fi obinute i prin asocierea zidriei, prin procedee specifice, cu alte materiale de înalt rezisten (polimeri armai cu fibre - FRP- i grile polimerice, de exemplu). inând seama de aceste caliti prezentul Cod recomand folosirea cu precdere a zidriilor armate, sub una din formele menionate, stabilind pentru acestea domenii mult mai largi de folosire decât pentru zidria nearmat. C 8.1.2. Documente de referin C8.1.2.(1) Reglementrile tehnice la care se face referire în acest capitol sunt cele în vigoare în România la data elaborrii acestei versiuni a P 100-1. Pentru aplicarea prevederilor acestui capitol proiectantul trebuie s in seama de toate modificrile reglementrilor menionate care vor fi în vigoare la data utilizrii P 100-1.

- caracteristicile iniiale (la momentul terminrii lucrrii); - caracteristicile disponibile (la un moment oarecare, pe durata de via a construciei). Caracteristicile mecanice iniiale ale zidriei depind de trei categorii de factori: - proprietile mecanice i fizice ale materialelor componente, cu considerarea interaciunilor posibile între acestea (de exemplu, aderena mortarului la elementele pentru zidrie); - alctuirea zidriei (eserea); - calitatea manoperei. La rândul lor proprietile mecanice iniiale ale materialelor depind de: - calitatea materiei prime; - procesul de fabricaie (în fabric, pentru elementele de zidrie, la fabric sau la antier pentru mortar). Caracteristicile disponibile, care intereseaz în mod special pentru expertizarea cldirilor existente, depind de : - caracteristicile iniiale; - prevederile de proiectare pentru asigurarea durabilitii - existena unor evenimente cu caracter excepional pe parcursul exploatrii (cutremure, incendii), care au solicitat zidria dincolo de limitele de efort avute în vedere la proiectare; - condiiile de exploatare i de întreinere dup execuie. Toi aceti factori au un caracter aleator foarte pronunat ceea ce face ca i proprietile mecanice ale zidriei s prezinte un grad ridicat de variabilitate statistic. De exemplu, din rezultatele experimentrilor rezult c, în general, proprietile legate de aderen (rezistena la întindere, rezistena iniial la forfecare), care au un rol decisiv pentru rezistena zidriei, mai ales la solicitri seismice, au variabilitate (împrtiere) chiar de dou ori mai mare decât rezistena la compresiune (care, într-o viziune limitat este considerat cea mai relevant proprietate pentru a caracteriza performana seismic a zidariei). Valorile numerice folosite în reglementrile tehnice sunt de cele mai multe ori valori mediate pe un numr mare de încercri i trebuie considerate ca atare i, dup caz, evaluate prin judecat inginereasc. Aceast afirmaie este ilustrat prin reprezentarea rezultatelor încercrilor pentru determinarea modulului de elasticitate al zidriei i a rezistenelor la încovoiere perpendicular pe plan. Din figura C 8.2 rezult c în multe cazuri valoarea adoptat în norme este foarte deprtat de rezultatele obinute prin teste.

C 8.2.Materiale componente Pentru evaluarea siguranei construciilor din zidrie este necesar cunoaterea caracteristicilor mecanice de rezisten i de deformabilitate ale acesteia în dou momente semnificative:

(a) (b) Figura C 8.2. Împrtierea valorilor testelor pe zidrie (a) Domeniile de variaie al modulului de elasticitate pentru diferite tipuri de mortar [Kaushik, H.B., Durgesh, C.R., Jain, S.H. Stress-Strain Characteristics of Clay Brick Masonry under Uniaxial Compression Journal of Materials in Civil Engineering © ASCE september 2007] (b) Domeniile de variaie ale rezistenelor la încovoiere perpendicular pe plan [Lourenço, P.B., Palácio, K., Prieto, F. Implementation of a constitutive model for masonry shells as a stand- alone subroutine Report 02-DEC/E-13 Universidade do Minho, Departamento de Engenharia Civil, 2002 ] C8.2.(1) În condiiile actuale de dezvoltare a industriei elementelor pentru zidrie i a mortarelor i având în vedere diversitatea tehnicilor de execuie a zidriei, condiiile de calitate i caracteristicile mecanice ale materialelor componente i ale zidriilor realizate cu acestea, trebuie s fie stabilite pe baza încercrilor efectuate într-un program specific pentru definirea valorilor necesare pentru proiectarea structurilor din zidrie în zone seismice. Aceste încercri trebuie s fie efectuate prin procedeele stabilite în standardele europene adoptate în România (SR EN). În plus, pentru anumite solicitri caracteristice (fora tietoare de exemplu) încercrile trebuie s ilustreze cât mai exact starea de eforturi specific aciunii seismice. În acest sens sunt elocvente încercrile cvasi-statice cu fore alternante cresctoare sau încercrile modelelor la scar natural sau redus convenabil, pe platforme seismice care pun în eviden caracteristicile specifice rspunsului seismic: E disiparea energiei seismice; E degradarea rezistenei i rigiditii zidriei C8.2.(2) Valorile proprietilor zidriilor trebuie s fie bazate pe rezultatele relevante ale unui numr suficient de mare de încercri care s fundamenteze, cu un grad corespunztor de încredere, caracteristicile mecanice i celelalte proprieti necesare pentru proiectarea structurilor din zidrie (în special legea constitutiv -). În ceea ce privete valorile stabilite prin încercri, acestea trebuie s se refere la produse similare i trebuie s fie efectuate în cadrul unui proiect sau s fie existente într-o baz de date din strintate. Pentru aceste încercri este necesar cunoaterea i validarea metodologiei de testare i de interpretare a rezultatelor, inând seama de condiiile specifice de solicitare a zidriei sub efectul aciunii seismice (a se vedea, de exemplu, diferenele dintre metodologiile utilizate în Europa i în SUA pentru determinarea rezistenei la forfecare i a modulului de elasticitate). În cazul elementelor pentru zidrie, prin produse similare se îneleg, de exemplu, elemente având aproximativ aceleai valori ale dimensiunilor, volumului de goluri, grosimii pereilor interiori i exteriori ai blocurilor cu goluri verticale, aceeai profilaie a rosturilor verticale (în cazul elementelor cu îmbinri tip "nut i feder"), etc.

i care sunt puse în oper, de regul, în condiii de calitate similare cu nivelul mediu al manoperei din România. Zidria alctuit cu elemente cu forme speciale care permit armarea vertical i/sau orizontal (fig. C 8.3) nu este folosit, în prezent, în România cu toate c prezint un numr mare de avantaje în particular prin creterea rezistenei la for tietoare i sporirea ductilitii. (a) Elemente din argil ars (b) Elemente din BCA Figura C 8.3. Zidrie armat la interior (cu elemente cu forme speciale) În ceea ce privete folosirea mortarelor speciale (mortar uor, mortar pentru rosturi subiri), tehnologiile de producere i utilizare a acestora nu sunt înc asimilate în practica curent din România i, ca atare, folosirea lor trebuie fcut numai pe baza instruciunilor productorilor i pe rspunderea acestora asupra performanelor ateptate ale zidriei (în particular în ceea ce privete comportarea la cutremur). C8.2.(3). Prevederile acestor paragrafe au în vedere urmtoarele considerente: E Proiectanii i executanii trebuie s cunoasc exact proprietile materialelor folosite pentru zidrie. Din acest motiv toate datele necesare proiectrii i execuiei elementelor de construcie din zidrie trebuie s fie accesibile acestora. Pentru proiectarea elementelor de construcie din zidrie conform acestui Cod i CR 6 sunt necesare informaii suplimentare fa de cele prevzute ca obligatorii în marcajul CE (legea constitutiv - pentru zidrie, de exemplu). E Toate aceste informaii trebuie s fie comunicate transparent pentru ca proiectanii i executanii s dispun cu uurin de acestea în vederea întocmirii specificaiilor de proiect în conformitate cu prevederile din CR 6,

Anexa I i pentru achiziionarea i punerea în oper numai a produselor conforme specificaiilor. E Pe piaa materialelor de construcie se gsete în prezent un numr foarte mare de produse care provin atât din rile Comunitii europene cât i din afara acesteia. Din acest motiv exist posibilitatea ca informaiile privitoare la caracteristicile fizico-mecanice ale acestora s se bazeze pe procedee de încercare care sunt diferite de cele adoptate în Uniunea European i în România (standardele SR EN). E Ca atare, responsabilitatea pentru exactitatea informaiilor coninute în bazele de date puse la dispoziia proiectanilor i executanilor revine furnizorilor (productori sau importatori) i laboratoarelor care au testat proprietile respective. C8.2.(4) În aceast editie a P 100-1 s-au înlocuit prevederile din P100-1/2006 referitoare la condiiile de rezistene minime ale elementelor pentru zidrie i ale mortarelor considerate individual (pentru elemente fb,min i pentru mortar Mmin) cu condiii de rezisten minim pentru zidrie (în perete).

Aceast modificare are în vedere faptul c rezistenele zidriei sunt cele care intervin direct în calculele pentru proiectarea siguranei cldirilor: E rezistena la compresiune cu valorile corespunztoare actiunilor perpendiculare pe rostul de aezare (fk) i paralel cu rostul de aezare (fkh) E rezistena la for tietoare pentru cedarea prin lunecare în rost orizontal (fvk0) E rezistena la încovoiere perpendicular pe planul peretelui (fxk1, fxk2) În privina mortarelor, cerinele de rezisten sunt luate în considerare, separat, numai din punct de vedere al cerinelor de durabilitate stabilite în CR 6. C 8.2.1. Cerine speciale pentru elemente pentru zidrie C8.2.1.(1) Produsele menionate în text reprezint, practic, totalitatea elementelor pentru zidrie folosite în prezent în România i pentru care exist o experien semnificativ de producie, de punere în oper i, în multe cazuri, în ceea ce privete comportarea lor la cutremure severe. Prevederile din CR 6 i cele din acest Cod au în vedere, în primul rând, proiectarea structurilor din zidrie cu aceste elemente. Caracteristicile geometrice i mecanice ale elementelor menionate se înscriu, practic în totalitate, în cerinele din standardele din seria SR EN 1996 i din standardul SR EN 1998-1 i, ca urmare a asimilrii standardelor europene respective ca standarde naionale (seria SR EN 771), ele sunt utilizabile numai împreun cu acestea. C8.2.1.(2) Pentru zidria cu elemente silico-calcare sau din beton precum i pentru zidria de piatr sunt necesare reglementri speciale deoarece informaiile existente, necesare pentru proiectarea seismic a zidriilor realizate cu acestea, sunt incomplete sau nerelevante. Este nevoie de un efort important de cercetare experimental specific, atât la nivelul elementelor respective cât, mai ales, la nivelul elementelor structurale (pereilor structurali) din acest tip de zidrie. Preluarea, fr verificri, a valorilor din bncile de date din strintate nu a fost considerat acceptabil pentru elaborarea acestui capitol al P 100-1. C8.2.1.(3) Lipsa de robustee a elementelor se manifest prin degradri premature atât în cazul panourilor înrmate i chiar i în cazul zidriilor armate în rosturile orizontale (a se vedea i capitolul C 10). Figura C 8.4. Detalii de rupere casant pentru zidrie cu elemente cu goluri verticale armat [Tomazevic, M., Bosiljkov, V., Lutman, M Masonry research for Eurocodes, Meeting CIB W023, Wall structures, Padova 2003] Limitarea la 50% a volumului de goluri are ca scop împiedicarea folosirii elementelor cu goluri mari (elemente din argil sau din beton) care de regul sunt utilizate în zone neseismice. Prevederea referitoare la continuitatea pereilor interiori ai elementului pentru zidrie atrage atenia asupra eforturilor suplimentare care rezult în cazul în care acetia nu au continuitate în direcie perpendicular pe planul peretelui. În cazul lipsei de continuitate (figura C 8.5) forele de compresiune care se dezvolt în planul

peretelui de zidrie produc încovoierea nervurilor interioare ale elementului normal pe planul peretelui. Figura C 8.5 Eforturi suplimentare în pereii elementelor de zidrie cu goluri verticale [Tubi, N. i alii Influenza delle sollecitazioni cicliche di breve durata sulle prestazioni meccaniche delle murature Universita’ degli Studi di Ancona Istituto di Scienza e Tecnica delle Costruzioni &Consorzio Alveolater 1999] Motivele practice ale impunerii unor condiii restrictive pentru folosirea acestor elemente în zone seismice cu acceleraii mari includ, între altele, i considerente legate de lipsa posibilitilor practice de reparare/consolidare a avariilor specifice (expulzarea pereilor exteriori dar i fisurarea celor interiori). Din acest motiv CR 6 stabilete condiiile specifice de proiectare a structurilor i elementelor nestructurale cu elemente pentru zidrie din argil ars cu goluri verticale realizate la turnare. C8.2.1.(6) Limitarea domeniului de utilizare a zidriei cu elemente cu goluri orizontale ca panouri de umplutur la structuri în cadre prevzut la acest aliniat (dei constituie o soluie constructiv larg folosit în unele ri din Europa i America Latin), se datoreaz faptului c aceasta a artat o comportare nesatisfctoare chiar la unele cutremure de intensitate moderat (Bingol, Turcia, 1999, de exemplu- figura C 8.6). Comportarea extrem de fragil i rezistena sczut a elementelor cu perforaii dispuse orizontal a fost confirmat i de alte cercetri [Alcocer,S.M.,Aguilar,G. and Cano, G. Determination of the mechanical properties of Vintex, Multex and Aremax extruded bricks Report ES/01/95 CENAPRED,Mexico, March 1995] în urma crora, în mai multe ri din America latin, folosirea elementelor cu perforaii orizontale la perei structurali nu este admis. Cutremurul de la l'Aquila (Italia, 2009) a artat comportarea necorespunztoare a elementelor cu goluri orizontale folosite la panourile de zidrie înrmate în cadre de beton armat. Figura C 8.6. Distrugerea panourilor de umplutur din zidrie din elemente cu goluri orizontale (Bingol, Turcia 1999) C8.2.1. (8) Acceptarea utilizrii elementelor pentru zidrie din categoria II, care sunt caracterizate printr-o variabilitate ridicat a proprietilor mecanice de rezisten i de rigiditate, i deci printr-o posibil neîndeplinire a rezistenelor declarate, constituie o excepie permis numai pentru elementele de construcie pentru care acest risc este relativ redus i poate fi acceptat:

E perei structurali cldirile din clasele de importan expunere III i IV din zonele în care ponderea eforturilor provenite din cutremur este relativ mic în ansamblul solicitrilor (zonele cu ag 0,15g); E anexe gospodreti i construcii provizorii în toate zonele seismice. Posibilitatea de a folosi aceste elemente, în condiiile enunate, are i efecte economice pozitive deoarece permite folosirea unor arje de elemente care, din diferite motive tehnologice, nu au atins cerinele pentru a fi încadrate în categoria I (se evit rebutarea acestora). Scderea nivelului de siguran care rezult prin utilizarea elementelor a cror rezisten caracteristic este definit cu o probabilitate mai ridicat de nerealizare (elementele pentru zidrie din categoria II, pentru care probabilitatea de a nu atinge rezistena la compresiune declarat este > 5%) este compensat parial prin sporirea valorii coeficientului de siguran pentru material, de la M = 1,9 folosit pentru cazurile curente ale zidriilor cu elemente din categoria I, la M = 2,2 pentru zidriile cu elementele din categoria II. Prin aceast prevedere se apreciaz c nivelul mediu de siguran obinut este aproximativ acelai pentru zidriile cu elemente din ambele clase. Întrucât standardele SR EN 771 nu definesc limita superioar a probabilitii de nerealizare (cuantilul respectiv), pentru a se putea evalua, pe aceast baz, nivelul de siguran, s-a considerat oportun limitarea utilizrii elemente din categoria II la cldiri din clasele de importan inferioare i la zone seismice cu acceleraii reduse i majorarea coeficientului de material M. C 8.2.2. Cerine speciale pentru mortare C8.2.2.(1) Codul conine prevederi atât pentru folosirea mortarelor pentru zidrie pentru utilizare general (G) cât i a mortarelor pentru rosturi subiri (T) definite în CR 6, conform standardului SR EN 998-2. Mortarele pentru rosturi subiri (T) definite în conformitate cu CR 6 se folosesc pentru pentru zidriile cu elemente din BCA i pentru zidriile executate cu elemente din argil ars cu feele de aezare prelucrate special (prelucrarea se poate face la productor sau la antier). Se menioneaz c utilizarea mortarelor pentru rosturi subiri, între 0.5 ÷ 3.0 mm, elimin practic posibilitatea dispunerii armturilor din oel beton rotund în rosturile orizontale soluie constructiv care constituie un procedeu avantajos de sporire a rezistenei i ductilitii pereilor din zidrie. În acest caz, pentru armare se pot folosi numai armturi din oel produse special, cu grosime foarte mic, grile polimerice sau materiale compozite (FRP), adic, în general, produse strict specializate i cu arie de rspândire pe pia foarte redus (i probabil cu costuri ridicate). Folosirea mortarelor tip glue elimin în cele mai multe cazuri necesitatea armrii rosturilor datorit rezistenelor superioare la compresiune i, mai ales, datorit aderenei care poate atinge chiar i 2 N/mm2. Pentru a fi eficiente aceste mortare trebuie îns asociate cu elemente cu rezistene la compresiune ridicate (orientativ fb  15 N/mm2)

(a) Armturi din oel (b) Plase din grile polimerice (c) Produse FRP Figura C 8.7. Armarea rosturilor subiri Respectarea prevederilor standardului SR EN 998-2 asigur atât realizarea proprietilor mecanice specificate în proiect cât i proprietile de durabilitate corespunztoare condiiilor de mediu ale amplasamentului/elementului de zidrie. În cazul mortarelor pentru zidrie pentru utilizare general (G), fabricarea pe baza conceptului de reet, adic posibilitatea asocierii unei compoziii standard (ciment/var/nisip) cu o anumit rezisten medie a mortarului (M), implic îns efectuarea unor verificri exigente privind: - conformitatea materialelor componente cu standardele respective; - exactitatea dozajului componentelor; - respectarea regulilor privind amestecarea i pstrarea mortarului proaspt. Dac aceste condiii tehnologice nu sunt respectate cu strictee exist o probabilitate ridicat de nerealizare a rezistenei i a celorlalte proprieti specificate (în special aderena la elementele pentru zidrie). Pentru a se evita aceste situaii, ediiile recente ale reglementrii americane ACI 530 coreleaz recomandrile de alctuire (reeta) cu cerinele de performan (specificarea rezistenei). C8.2.2.(2). O atenie deosebit trebuie acordat cazurilor în care zidria este executat cu mortare preparate la antier. Elementele pentru zidrie (crmizi, blocuri din argil ars sau din beton) sunt fabricate în instalaii de tip industrial, de regul sub un control de calitate strict impus de reglementrile în vigoare. În cele mai multe cazuri, îns, mortarul de legtur nu are decât performane modeste i mai ales cu un nivel ridicat de variabilitate (neomogenitate). În aceast situaie valorile caracteristicilor mecanice care sunt date în literatur nu trebuie s fie considerate decât ca informative, nefiind practic atinse, sistematic în lucrarea de zidrie. Valori mai realiste ar putea fi obinute dintr-o baz de date, bazat pe un numr mare/foarte mare de încercri realizate în condiiile medii de manoper caracteristice nivelului de execuie din România. Compararea valorilor rezultate din încercri cu cele date în literatur poate conduce la o apreciere mai realist a nivelului de siguran proiectat. Standardul SR EN 998-2 precizeaz c mortarele preparate antier nu corespund în totalitate prevederilor acestuia. Ca atare, în momentul de fa, singura reglementare utilizabil pentru prepararea mortarelor la antier sunt Instruciunile C 17-82. Aceste instruciuni sunt depite tehnic deoarece, în intervalul de la elaborarea lor i pân în prezent, au aprut materiale noi (cimenturi, adaosuri) care au alte proprieti decât cele avute în vedere la redactarea C 17-82. Prepararea mortarului la antier, în absena unor mijloace adecvate de dozare i de control al calitii materialelor i al amestecului, implic acceptarea unui nivel ridicat de incertitudine în ceea ce privete proprietile mecanice ale acestuia. Efectul acestor incertitudini asupra rezistenei zidriei este mai important în cazul în care s-au prevzut mortare cu rezistene ridicate (se consider c realizarea la antier a

mortarelor cu rezistene M10 prezint un nivel ridicat de nesiguran i din acest motiv nu este permis de CR 6). Din acest motiv, în prezentul Cod i în CR 6 s-a avut în vedere adoptarea unui coeficient de siguran mai ridicat pentru zidriile executate cu aceste mortare (M =2,5 pentru gruparea fundamental i M=2,2 pentru gruparea seismic) i s-a prevzut utilizarea lor numai pentru cldiri din clasele de importan inferioare i în zonele cu acceleraie seismic slab/moderat. C 8.2.3. eserea zidriei C8.2.3.(2) Prevederea referitoare la umplerea complet a rosturilor verticale dintre elementele pentru zidrie la cldirile situate în zone seismice se regsete în reglementrile tehnice din cele mai multe ri cu regim seismic asemntor cu cel al României. Dei exist mai multe inconveniente legate de umplerea rosturilor verticale, dintre care reducerea productivitii la execuie i diminuarea performanelor termotehnice în cazul elementelor cu perei subiri, umplerea rosturilor verticale se justific, atât din punct de vedere al rezistenei structurale, cât i din alte considerente (împiedicarea ptrunderii umiditii la pereii exteriori, rezistena la foc). Cu toate c exist mai multe încercri de a identifica modul specific de rupere sub efectul încrcrilor ciclice alternante a panourilor de zidrie cu rosturile verticale neumplute i de a stabili un procedeu de dimensionare corespunztor, rezultatele obinute pân în prezent nu sunt concludente i nici nu prezint un grad satisfctor de încredere. În CR 6, în corelare cu SR EN 1996-1-1, s-a stabilit c prevederile referitoare la determinarea rezistenei caracteristice la compresiune a zidriei (i implicit la toate caracteristicile asociate acesteia) sunt valabile numai în condiiile în care rosturile verticale ale zidriei sunt umplute cu mortar. Aceast prevedere ine seama i de faptul c în cazul rosturilor verticale neumplute, reglementrile tehnice i în particular SR EN 1996-1-1 prevd reducerea semnificativ a rezistenei la for tietoare a zidriei (altfel spus, recunoate importana umplerii rosturilor verticale pentru buna comportare la aciuni laterale). Astfel, rezistena la forfecare pentru efort de compresiune zero (fvk0) a zidriei cu rosturile verticale neumplute este apreciat în SR EN 1996-1-1 la circa 50% din rezistena zidriei cu rosturile verticale complet umplute, cu meniunea suplimentar c valoarea redus este acceptat numai dac elementele alturate se afl în contact nemijlocit. Cerina de contact nemijlocit, care s asigure transmiterea direct a forelor paralele cu rosturile orizontale ale zidriei i o for minim de frecare care s se opun ruperii prin forfecare în scar, este evident condiionat de corectitudinea/precizia execuiei. inând seama de nivelul mediu al execuiei zidriei din România, i de necesitatea asigurrii unei comportri corespunztoare la for tietoare din cutremur, aceast ipotez nu poate fi acceptat. Din motivele de mai sus în CR 6 i în acest capitol al P 100-1 s-a impus obligativitatea umplerii complete a rosturilor verticale. C8.2.3.(3), C8.2.3.(4) Elementele pentru zidrie proiectate pentru a fi îmbinate cu legturi mecanice de tip "nut i feder/lamb i uluc" prezint caracteristici geometrice extrem de diferite, specifice fiecrui produs/productor. Figura C 8.8 ilustreaz numai câteva cazuri dintre cele întâlnite pe piaa elementelor pentru zidrie.

Figura C 8.8. Profilaturi diverse tip "nut i feder" În funcie de geometria feelor verticale care sunt în contact, rezistena la încovoiere perpendicular pe planul peretelui (cu plan de rupere perpendicular pe rosturile orizontale) poate avea valori care variaz în limite foarte largi, de la un produs la altul. Deoarece aceste valori nu pot fi evaluate decât experimental, pentru fiecare tip de produs în parte, în CR 6 i în acest capitol al P 100-1, s-a prevzut c rezistenele respective trebuie s fie comunicate de fiecare productor, în fia tehnic a produsului, pe baza testelor proprii i în condiiile prevzute în CR 6. În cazul elementelor pentru zidrie din BCA în conformitate cu prevederile standardului SR EN 771-4, reproduse în continuare, productorul este obligat s comunice valorile fxk1 i fxk2 : Declaraia trebuie s dea rezistena caracteristic la încovoiere a zidriei în planul de rupere perpendicular pe rosturile de a ezare sau în plan paralel cu rosturile de a ezare sau ambele dup cum este relevant împreun cu specificarea mortarului pentru care este valabil declaraia C 8.2.4. Rezistene caracteristice minime ale zidriei la compresiune, forfecare i încovoiere Rezistenele caracteristice ale zidriei pentru toate solicitrile se vor stabili, ca regul general, pe baza încercrilor efectuate de productorii de elemente i mortare în conformitate cu procedeele de încercare i de interpretare a rezultatelor date în standardele din seriile SR EN 772, SR EN 1015 i SR EN 1052. Furnizorii sunt obligai s declare toate valorile caracteristicilor mecanice care sunt necesare pentru calculul elementelor de construcie din zidrie conform prevederilor din acest Cod i din CR 6. În absena acestei declaraii calculul se va face folosind valorile stabilite în CR 6. Caracteristicile geometrice i mecanice ale materialelor avute în vedere la proiectare se dau sub form sintetic într-o fi (specificaie) întocmit conform anexei A la CR 6. Prevederea în proiecte a rezisentelor minime nu elimin obligaia proiectantului de a verifica prin calcul satisfacerea condiiilor de siguran conform prevederilor din acest Cod i din CR 6 (cu excepia cldirilor simple din zidrie). C8.2.4.(1) Stabilirea rezistenei minime la compresiune a pereilor din zidrie are în vedere faptul c valoarea acesteia nu poate fi definit printr-un singur parametru (fb) ci, în conformitate cu metodologia de calcul stabilit prin SR EN 1996-1-1 i preluat în CR 6, depinde de un numr mare de parametri care pot fi alei independent de proiectant: E rezistena la compresiune a elementelor (fb i fbh) ; E rezistena la compresiune a mortarului (M*); E tipul mortarului (de utilizare general - G - sau pentru rosturi subiri - T -);

E modul de zidire (cu sau fr rost longitudinal); E tratarea rosturilor verticale de capt (umplute / cu loca de mortar / nut i feder). Valorile minime stabilite în acest Cod pentru rezistena caracteristic la compresiune perpendicular pe rosturile de aezare (fk) -tabelul 8.2 depind de: E înlimea cldirii (numrul de niveluri peste seciunea de încastrare); E acceleraia terenului pentru proiectare (ag) la amplasament E clasa de importan-expunere a cldirii. Aceste valori minime ale rezistenei caracteristice la compresiune se vor folosi numai la proiectarea cldirilor din clasele de importan - expunere III i IV. Pentru cldirile din clasele de importan II i I, valorile minime din tabel se vor spori cu 0,5 N/mm2 , respectiv cu 1,0 N/mm2 . Folosirea valorilor minime ale rezistenei zidriei în locul valorilor minime ale rezistenei componentelor (elemente i mortare) este justificat prin faptul c datorit modului de alctuire i tipului materialelor folosite (elemente i mortare) rezistenele zidriei calculate cu relaiile specifice din CR 6 (preluate din SR EN 1996-1-1) variaz în limite foarte largi aa cum rezult din figura C 8.9. Figura C 8.9. Variaia rezistenei caracteristice la compresiune în funcie de tipul elementelor i al mortarului i de modul de esere Valoarea minim a rezistenei caracteristice la compresiune (fk= 2,0N/mm2) adoptat pentru cldirile cu P+2E în zonele cu seismicitate redus i moderat (ag0,15g) corespunde cerinelor minime pentru materialele constitutive recomandate în standardul SR EN 1998-1 (fb,rec= 5,0 N/mm2 i mortar M5). Subliniem faptul c valoarea fk = 2.0 N/mm2 permite i utilizarea unor elemente pentru zidrie cu valori fb

supraterane se accept, în zonele cu seismicitate redus valori cu 15% mai mici decât valoarea de referin (fk = 2.0 N/mm2) Rezistena mortarului prevzut în proiect pentru obinerea unei anumite valori a rezistenei caracteristice a zidriei, în concordan cu cerinele din tabelul 8.1, trebuie s fie inferioar, cel mult egal cu dublul rezistenei elementelor pentru zidrie specificate (a se vedea CR 6).

Figura C 8.10. Grafic pentru alegerea materialelor pentru zidrie Prin stabilirea unor valori minime ale zidriei, exist posibilitatea alegerii unor alctuiri diverse care pot prezenta avantaje din alte puncte de vedere (rezisten la foc, izolare termic, izolare fonic, etc). Pstrarea acestei marje în raport cu valoarea minim a efortului unitar de compresiune favorizeaz obinerea unor condiii comparabile de ductilitate i disipare a energiei (reamintim c simpla comparare a eforturilor unitare de compresiune este nerelevant în cazul solicitrilor seismice !). Valorile minime stabilite în tabelul 8.2 din acest Cod in seama, în primul rând, de urmtoarele cerine: E asigurarea rezistenei necesare la eforturi principale de compresiune pe seciunea înclinat sub efectul simultan al încrcrilor verticale i al aciunii orizontale a cutremurului; E protejarea integritii panourilor de zidrie înrmat în cadre de beton armat în zonele de interfa (evitarea zdrobirii locale); în acest scop valorile minime necesare se stabilesc de ctre proiectant, în fiecare caz în parte, pe baza solicitrilor de calcul. Valorile sunt difereniate în funcie de acceleraia seismic de proiectare i de regimul de înlime al cldirii. Valorile sunt calibrate inând seama de deformaiile laterale ateptate ale structurilor respective proiectate în conformitate cu prevederile acestui Cod. Pentru cldirile care au obiective de performan superioare (din clasele de importan I i II) valorile minime sunt sporite corespunztor . C8.2.4.(6) Valorile minime ale rezistenelor caracteristice la încovoiere perpendicular pe planul peretelui (N/mm2) pentru zidrie cu mortarele tip (G) i (T) se folosesc pentru proiectarea pereilor nestructurali i a panourilor de zidrie înrmat în cadre sub aciunea încrcrilor definite în CR 6, art.1.3.3. Având în vedere particularitile acestor încrcri, stabilirea unei valori minime a rezistenei la compresiune a elementelor (fb,min) nu are nici o relevan pentru calculul momentului capabil al peretelui. Rezistenele fxk1 i fxk2 depind de proprietile mortarului i în particular de aderena acestuia la elementele pentru zidrie. Analiza modului de rupere a pereilor solicitai de fore perpendiculare pe plan arat o corelare evident între calitile elementelor i cele ale mortarului. În particular asocierea unui mortar cu rezisten superioar cu elemente slabe va conduce la cedare prin ruperea elementului. Invers

E scderea rezistenei la compresiune a mortarului; E creterea aderenei. (a) (b) Figura C 8.11. Variaia rezistenei la compresiune i a aderenei în funcie de raportul a/c Rezistena la încovoiere a zidriei perpendicular pe plan este, i aceasta, influenat de mai muli factori: E rezistena la încovoiere a elementelor pentru zidrie; E rezistena la întindere (aderena) mortarului din rosturile verticale; E raportul de esere a zidriei; E calitatea execuiei (umplerea corect/complet a rosturilor verticale). Datorit numeroilor factori care genereaz anizotropia zidriei, raportul rezistenelor la încovoiere =fx2/fx1 variaz în limite deosebit de largi (a se vedea i figura C 8.3). Astfel pentru zidria cu elemente din argil ars în [Baker, L.R. The Lateral Strength of Brickwork- An Overview Proceedings of the Sixth International Symposium on Loadbearing Brickwork, London,1977 ] i în [Lawrence,S Flexural Strength of Brickwork Normal to and Parallel to the Bed Joints, Journal of The Australian Ceramic Society, Vol.11 may 1975] se indic valori în limite foarte largi =1,5÷8,0. Justificarea acestor rezultate divergente const, mai ales, în pentru mortare slabe ruperea se produce prin rost (cedarea mortarului în cazul rosturilor normale sau dezlipirea în cazul rosturilor subiri). În mod curent, caracterizarea rezistenei mortarului se face prin valoarea rezistenei la compresiune, mrime care poate fi uor determinat prin încercri de laborator, pe cuburi sau pe cilindri. Din încercrile prezentate în continuare, rezult c, în absena datelor privind aderena la elementele pentru zidrie, specificarea în proiecte numai a rezistenei la compresiune nu este suficient pentru a defini complet calitatea mortarului. Informaii despre ambele caracteristici (rezistena la compresiune i aderen) sunt necesare deoarece, în funcie de compoziia mortarului, raportul dintre rezistena la compresiune i aderen poate varia în limite foarte largi. Pentru dozaje ridicate raportul este de 30 ÷ 40 iar pentru mortarele slabe raportul este numai 5, aa cum rezult din figura C 8.11a.[Clay Brick and Paver Institute Masonry Teaching Manual, Australia 2002] De asemenea, cercetrile au artat c aceast relaie este influenat i de raportul ap/ciment al amestecului - figura C 8.11b [Isberner,A Properties of Masonry Cement Mortars Designing, Engineering and Constructing with Masonry Products, F.Johnson, Ed.,Gulf Publishing. Houston Tx.1969]. Creterea raportului ap/ciment, care favorizeaz lucrabilitatea, are dou consecine contradictorii:

existena celor dou scheme de rupere în cazul încovoierii cu plan de rupere perpendicular pe rosturile de aezare : ruperea numai prin rosturi în zig-zag (pe un traseu mai lung) sau ruperea prin rosturile verticale i elemente. Figura C 8.12. Ruperea zidriei din încovoiere cu plan de rupere perpendicular pe rosturile de aezare Aa cum se arat în [Drysdale,R.G., Hamid, A.A., Baker, L.R. Masonry Structures. Behavior and Design Printice Hall, 2008] variaia raportului  depinde de mai muli factori care influeneaz, în special, valoarea rezistenei fx2: E Rezistena elementelor pentru zidrie în raport cu rezistena de aderen a mortarului. E Procentul de goluri al elementelor pentru zidrie. E Valoarea eforturilor unitare verticale de compresiune. E Raportul dimensiunilor elementelor pentru zidrie (lungime/înlime), în special în cazul crmizilor pline. În condiiile în care, în prezent pentru execuia zidriei sunt disponibile diverse tipuri de elemente care difer, între altele, prin raportul lungime/înlime, evaluarea influenei acestui factor capt o importan major pentru calculul cât mai exact al rezistenei pereilor solicitai de încrcri perpendiculare pe plan. Graficul din figura C 8.13 [Hamid,A.A., Effect of Aspect ratio of the Unit on Flexural Strength of Brick Masonry Journal of Masonry Society, vol.1. no.1 1981] ilustreaz acest efect important i, prin aceasta, atrage atenia asupra necesitii continurii cercetrilor asupra acestui subiect. Figura C 8.13. Variaia raportului  = fx2/fx1 în funcie de raportul dimensiunilor elementelor pentru zidrie În cazul în care zidria este supus simultan la încovoiere pe ambele direcii rezult o capacitate de rezisten superioar celei determinate pentru încovoierea într-o singur direcie (vertical/orizontal). În proiectarea curent efectul favorabil al acestei interaciuni este neglijat. În [Brencich, A., Gambarotta L . Mechanical response of solid clay brickwork under eccentric loading. Part I: Unreinforced masonry. Materials and Structures, RILEM 38(276), 2005] pe baza rezultatelor din încercri, se propune o relaie parabolic pentru descrierea condiiilor de rupere sub efectul încovoierii pe dou direcii.

f f

x,r

x

x,r

x  ## $ % && ' (  ## $ % && ' ( unde: E x1 i x2 sunt eforturile unitare de întindere în zidrie; E fr,x1 i fr,x2 sunt rezistenele de rupere la întindere pe cele dou direcii. Aceeai lucrare arat c eforturile verticale de compresiune sporesc capacitatea de rezisten atât vertical cât i orizontal. În cazul pereilor nestructurali i al panourilor de umplutur din cadre acest spor reprezint circa 20÷25%. Sporirea momentului capabil datorit efectului greutii proprii a fost preluat i în CR 6. Valorile indicate în tabelul 8.5 din acest Cod se bazeaz pe experiena anterioar din România i pe recomandrile SR EN 1996-1-1. C 8.2.5. Betoane C8.2.5.(1) Simultan cu stabilirea clasei de rezisten a betonului pentru execuia corect a zidriilor armate este important alegerea adecvat a clasei de consisten (lucrabilitii) deoarece în marea majoritate a cazurilor elementele de beton armat asociate zidriei au dimensiuni mici (stâlpiorii i stratul central al ZIA) i nu exist întotdeauna posibiliti de vibrare eficient i de control al compactitii betonului. În cazul stâlpiorilor turnai în zidria în trepi, ptrunderea complet a betonului este o condiie esenial pentru realizarea conlucrrii între cele dou materiale i se realizeaz, în principal prin prevederea unui beton cu consisten adecvat. Din acest motiv în proiecte (planuri, caiete de sarcini) trebuie s fie specificat clasa de consisten a betonului pentru diferitele categorii de elemente. CR 6 conine indicaii privind alegerea lucrabilitii betonului pentru diferite elemente. Figura C 8.14. Defecte de turnare la stâlpiori (se observ i lipsa trepilor) C 8.2.6. Armturi C8.2.6.(2) Prevederea este similar celei din CR 2-1-1.1 i are în vedere caracterul fragil al ruperii oelurilor prelucrate la rece (sârm tras). C 8.3. Construcii cu perei structurali din zidrie C 8.3.1. Tipuri de perei structurali din zidrie Prevederile P 100-1 in seama de: - Caracteristicile mecanice ale elementelor pentru zidrie din argil ars i din BCA i ale mortarelor folosite în mod curent în România adic:

elemente pentru zidrie cu rezistena standardizat, definit conform SR EN 771-1/SR EN 771-4, fb  15 N/mm2; mortare cu rezistena medie, definit conform SR EN 998-2, mai mic decât 15N/mm2 sau mortare preparate la antier (care nu satisfac în întregime prevederile SR EN 998-2). - Nivelul mediu al calitii execuiei din România. C8.3.1.(2) Turnarea elementelor verticale de beton armat se poate face dup executarea integral a zidriei unui nivel (procedeu folosit, de regul, pentru stâlpiori) sau pe msur ce este ridicat zidria (procedeu folosit pentru zidria cu inim armat). Turnarea centurilor se face numai dup executarea zidriei pân la cota final. Datorit acestor condiii, comportarea zidriei confinate sub efectul încrcrilor verticale i orizontale este total diferit de comportarea panourilor de umplutur înrmate în cadre din beton sau din oel. În cazul zidriilor cu elemente cu înlimea rândului 150 mm, prevederile din CR 6 privind modularea zidriei pe înlime, au ca scop evitarea unor soluii de compromis, adesea întâlnite pe antierele din ar (dar i din strintate) în care, la partea superioar a zidului, se fac completri cu elemente cu alt înlime i chiar de alt tip. Evident, în aceast alctuire nu se poate conta pe conlucrarea dintre zidrie i elementele de beton nici în cazul zidriei structurale (portante) i nici în cazul panourilor de zidrie înrmat. Figura C 8.15. Panou de zidrie nemodulat, completat cu alt tip de elemente pentru zidrie C 8.3.2. Condiii de utilizare C8.3.2.(1) Pentru stabilirea modelului de calcul structural, se consider c seciunea de încastrare a ansamblului pereilor structurali pentru calculul la fore orizontale (seciunea în raport cu care se definete numrul de niveluri nniv) se afl deasupra ansamblului elementelor structurale care transmit la teren solicitrile pereilor structurali. Cu alt exprimare, în concepia CR 6 i a prezentului Cod, seciunea de încastrare poate fi definit i ca seciunea în care sunt dirijate/localizate zonele plastic poteniale ale pereilor. În cazul particular al cldirilor cu structura din zidrie, seciunea de încastrare se va lua: - în cazul cldirilor fr subsol: la nivelul superior al soclurilor; - în cazul cldirilor cu subsol: la planeul peste subsol, la cldirile cu perei dei (sistem fagure) sau la cele cu perei rari (sistem celular) la care, pentru sporirea rigiditii spaiale, s-au prevzut perei suplimentari în subsol, conform recomandrii din CR 6; peste nivelul fundaiilor, la cldirile cu perei rari, la care nu s-au prevzut perei suplimentari în subsol.

- asigurarea legturilor dintre pereii dispui pe ambele direcii principale ale cldirii; - prevederea fundaiilor continue sub ziduri i legarea zidurilor de fundaii (evitarea lunecrii zidului pe fundaie); - asigurarea legturii între perei i centurile dispuse constructiv la nivelul fiecrui planeu; - prevederea planeelor rigide în plan orizontal (recomandabil i în cazul ultimului nivel); - în cazul cldirilor cu arpant, ancorarea acesteia de centurile de la ultimul nivel; - ancorarea de arpant a zidurilor în consol peste ultimul nivel (calcane, frontoane). Regimul de înlime redus care este prevzut în Cod (23 niveluri peste seciunea de încastrare) asigur, pentru grosimea minim de zid, eforturi unitare de compresiune aflate în intervalul 0,3fd0,5fd. În acelai timp, pentru amplasamentele cu acceleraie seismic de proiectare mic i/sau moderat (orientativ ag0,15g) eforturile tangeniale în rosturile orizontale ale zidriei rmân la valori sczute dac se realizeaz ariile minime constructive de zidrie prevzute în Cod. Proprietile mecanice ale structurilor cu perei din zidrie nearmat sunt înfluenate, în mare msur, de condiiile de execuie i, în special, de: - raportul de esere; - folosirea aceluiai tip de elemente i aceluiai tip de mortar pentru toi pereii unui nivel; - executarea simultan a pereilor de pe ambele direcii principale; - realizarea rosturilor orizontale de mortar cu grosimi între 8 15 mm i umplerea complet a tuturor rosturilor verticale; - tratarea zidriei dup execuie (evitarea încrcrii premature, a solicitrilor dinamice, msurile pe timp friguros, etc). C8.3.2.1.(4) Prevederea stâlpiorilor i centurilor cu rol asigurare a integritii ansamblului cldirii în stadiile avansate de solicitare sub efectul unor cutremure severe.se bazeaz pe analiza efectelor cutremurelor trecute. Expulzarea zidriilor de la coluri este un fenomen binecunoscut care a fost întâlnit la cldirile din ZNA chiar i la cldiri cu un singur nivel. C 8.3.2.1. Condiii de utilizare pentru structuri cu perei din zidrie nearmat C8.3.2.1.(1) A se vedea i comentariul C8.1.1.(3). C8.3.2.1.(2) Pentru satisfacerea acestor cerine este necesar în primul rând adoptarea unor partiuri de arhitectur cu regularitate în plan i în elevaie ceea ce asigur i condiiile de regularitate structural. Condiiile de regularitate urmresc, în primul rând, realizarea unui traseu direct i clar al încrcrilor verticale i orizontale pân la fundaii i asigurarea conlucrrii spaiale dintre pereii de zidrie de pe cele dou direcii i dintre perei i planee în toate fazele de solicitare. În acest scop este necesar realizarea urmtoarelor msuri constructive:

(a) (b) Figura C 8.16. (a) Avarie specific pentru cldire din ZNA fr stâlpiori la coluri i fr centuri (b) Poziionarea stâlpiorilor constructivi Prezena centurilor are i rolul de a limita extinderea fisurilor între nivelurile adiacente. Acest tip de avarie poate conduce la prbuirea peretelui sub efectul combinat al aciunii seismice în planul peretelui i perpendicular pe plan. C8.3.2.1.(5) Criteriile care au stat la baza stabilirii parametrilor din tabel au fost urmtoarele: - limitarea intensitii efortului unitar normal de compresiune mediu pe structur la o valoare moderat: 00.5fd80,20fk; - limitarea intensitii efortului unitar tangenial mediu pe structur produs de aciunea seismic de proiectare la o valoare moderat: B0,max  0.5fvd80.20fvk; - s-a considerat ca limit superioar a densitii pereilor valoarea p= 6% dincolo de care spaiile care rezult nu mai pot fi utilizate corespunztor nici mcar pentru locuine modeste sau este necesar îngroarea excesiv a zidurilor. Limitrile severe propuse în Cod au la baz urmtoarele considerente: - Pentru zidriile din elemente de argil ars cu perforaii verticale din grupa 2S: comportarea fragil la rupere sub efectul încrcrilor verticale (compresiune centric); degradarea rapid a rezistenei i rigiditii pentru încrcri laterale ciclice alternante; valoarea sczut a deplasrii relative de nivel la care se produce fisurarea extins a zidriei; degradarea integritii pereilor în stadiile avansate de solicitare prin: deschiderea pronunat a rosturilor verticale, expulzarea feei exterioare a elementelor, etc; imposibilitatea practic de remediere a avariilor (aa cum acestea sunt artate în figura C 8.17 pentru valori ale driftului acceptate în P 100-1). O confirmare a acestor particulariti a fost pus în eviden i prin testele efectuate la UTCB (2005) publicate parial în [Frumento,S.,Magenes,G., Morandi,P., Calvi,G.M. Interpretation experimental shear tests on clay brick masonry walls and evaluation of q- factors for seismic design IUSS Press, Pavia Italia, 2009].

Figura C 8.17. Degradarea panourilor de zidrie cu elemente din grupa 2S în stadii avansate de solicitare [Frumento,S.,Magenes,G., Morandi,P., Calvi,G.M. Interpretation experimental shear tests on clay brick masonry walls and evaluation of q- factors for seismic design IUSS Press, Pavia Italia,2009] - Pentru elementele din BCA: în lipsa unor date experimentale elocvente privind comportarea la cutremure puternice a pereilor structurali din zidrie cu elemente BCA nu exist modele de calcul suficient de sigure. din acest motiv, în SUA, de exemplu, folosirea pereilor structurali cu elemente din BCA este limitat de ultima ediie a reglementrii americane [ASCE 7-10 Minimum Design Loads for Buildings and Other Structures, 2010] dup cum urmeaz: - structuri perei din zidrie simpl (nearmat) pentru zone seismice cu ag0,13g (fr limitarea înlimii); - structuri cu perei din zidrie armat obinuit pentru zone seismice cu ag0,13g (fr limitarea înlimii) i pentru zone seismice cu ag0,20g (cu limitarea înlimii la 10,50 m) C8.3.2.2. Condiii de utilizare pentru structuri cu perei din zidrie armat (ZC,ZC+AR,ZIA) C8.3.2.2.(1) Zidria confinat este cel mai rspândit tip de zidrie armat folosit cu precdere în sud-estul Europei, în China, în America Latin. În România zidria confinat (ZC) i armat în rosturile orizontale (ZC+AR) este cea mai rspundit alctuire de tip zidrie armat. Zidria cu inim armat (ZIA) a fost utilizat pentru câteva cldiri în Bucureti i Ploieti care la cutremurul din 1977 au avut comportri diferite. Cu toate avantajele sale, în special, ductilitatea sporit i eliminarea total a punilor termice, procedeul este practic abandonat în prezent, mai ales din cauza volumului mare de manoper. Prezena elementelor verticale de confinare îmbuntete calitativ i cantitativ comportarea pereilor de zidrie înainte i dup fisurare (în domeniul post elastic) : - asigur ductilitatea necesar în cazul solicitrilor seismice; - împiedic pierderea stabilitii (rsturnarea) pereilor sub efectul încrcrilor orizontale normale pe planul peretelui; - asigur integritatea panourilor de zidrie în stadii avansate de avariere (dup ce s-au produs crpturi/ fracturi cu deplasare în planul peretelui i/sau perpendicular pe plan).

- Figura C 8.18. Vulnerabilitatea colurilor cldirilor din zidrie [Petrovici, R., Teoria structurilor pentru arhiteci - Curs UAUIM Bucureti, 2004] Totodat, prezena stâlpiorilor la intersecii, coluri i ramificaii de ziduri contribuie eficient la realizarea legturii dintre pereii de pe cele dou direcii principale ale cldirii i prin aceasta la realizarea conlucrrii spaiale a subansamblurilor structurale verticale. Conlucrarea între stâlpiori i zidrie este îmbuntit prin executarea zidriei în trepi i prin prevederea armturilor de legtur în rosturile orizontale. Figura C 8.19. Expulzarea zidriei la coluri la zidria fr stâlpiori Prin comparaie cu stâlpiorii realizai în zidriile cu elemente speciale (sec iune cu goluri mari) stâlpiorii turnai în cofraj sunt mai eficieni deoarece au arie mai mare i pot primi armturi mai multe [Alcocer,S.M. and Zepeda, J.A. Behavior of multi-perforated clay brick walls under earthquake-type loading. Proc. of the 8th North American Masonry Conference, Austin, Texas, 1998]. Un alt avantaj este c, în zidria confinat i în zidria cu inim armat, încrcrile verticale sunt transmise direct panoului de zidrie (planeul este legat cu centura care se toarn direct pe zidrie). În aceste condiii rezistena la forfecare a panoului sporete inând seama de efectul forei de frecare care se dezvolt pe zona comprimat (a se vedea CR 6). Elementele orizontale de confinare (centurile) contribuie la realizarea conlucrriii spaiale a pereilor prin: - legarea pereilor de pe cele dou direcii; - constituirea unei carcase spaiale cu elemente armate, prin legarea tuturor stâlpiorilor la nivelul fiecrui planeu; - sporirea rigiditii în plan a planeelor; - realizarea transferului forelor seismice de la planee la pereii structurali. În afar de aceasta, centurile constituie reazeme orizontale pentru pereii solicitai de încrcrile normale pe plan (seismice sau chiar din vânt). Criteriile care au stat la baza tabelului 8.3 sunt analoage celor menionate la C8.3.2.1.(2), cu urmtoarele observaii:

- valorile momentelor capabile s-au estimat inând seama de aportul armturilor din stâlpiori, cu valorile minime stabilite în Cod; - efortul unitar tangenial mediu a fost sporit inând seama de prezena armturilor din centuri i din rosturile zidriei (dac exist), cu valorile minime stabilite în Cod. Având în vedere sensibilitile menionate la C8.2.1.1.(3), utilizarea zidriei cu elemente din argil ars din grupa 2S este permis numai pentru cldiri cu un numr redus de niveluri, difereniat în funcie de zona seismic i numai pentru cldiri din clasele inferioare de importan. Msura are în vedere, în principal, limitarea eforturilor unitare din forfecare i a deformaiilor unghiulare asociate pentru asigurarea unei marje suficient de mari în raport cu limitele la care avarierea pereilor devine generalizat i practic ireparabil. Deoarece ruperea la compresiune a zidriei cu elemente din grupa 2S este asociat cu valori mici ale deformaiei specifice (de regul, uz1,21,7‰) capacitatea de rezisten a betonului din stâlpiori nu poate fi folosit decât parial (0,600,75%). În condiiile în care stâlpiorii sunt amplasai numai la intersecii i la coluri (aa cum era prevzut în Normativul P 2-85 -în prezent abrogat) sau dac bordarea golurilor este obligatorie numai pentru suprafee mari ale golurilor, cea mai mare parte dintre montani sunt de fapt din zidrie nearmat. În cazul spaleilor de tip "A" comportarea acestora este de tip "zidrie nearmat": rupere în "X" care continu i în stâlpiorul central (plasat la intersecia cu un perete transversal). (a) Conform P 2-85 (b) Conform SR EN 1998-1 Figura C 8.20. Poziionarea stâlpiorilor la zidria confinat Figura C 8.21. Ruperea la cutremur a spaleilor de tip "A" din figura C 8.20(a) [Brzev,S., Earthquake -Resistant Confined Masonry Construction NICEE Indian Insitute of Technology, 2007] Sistemul de centuri particip la asigurarea caracterului spaial al structurii prin: - legarea pereilor de pe cele dou direcii; - constituirea unei carcase spaiale cu elemente armate, capabile s preia eforturi de întindere, prin legarea tuturor stâlpiorilor la nivelul fiecrui planeu;

- sporirea rigiditii în plan prizontal a planeelor; - realizarea transferului forelor seismice de la planee la pereii structurali. În afar de aceasta, centurile constituie reazeme orizontale pentru pereii solicitai de încrcrile normale pe plan (seismice sau chiar din vânt). În cazul planeelor din grinzi de lemn/profile metalice elementele de rezisten trebuie s fie legate eficient de centuri (prin înglobare pe cel puin  din limea centurii sau prin ancorare în centur, dar fr întreruperea armturii din centuri). Pentru a se realiza o transmitere cât mai uniform a încrcrilor verticale centurile se execut pe toat limea peretelui (cu o eventual reducere pentru aplicarea proteciei termice la pereii de faad). Comportarea la cutremur a zidriei confinate a constituit o preocupare importan pentru cercettorii din rile în care acest procedeu se folosete pe scar larg Astfel, în Mexic [Meli,R., Mamposteria estructural. La practica, la investigacion y el comportamiento sismico observado en Mexico CENAPRED] s-au evideniat urmtoarele concluzii principale privind comportarea pereilor din zidrie confinat: - Fora lateral care produce fisurarea diagonal variaz foarte puin în funcie de armarea peretelui; - Cantitatea i detaliile de armtur din stâlpiori afecteaz semnificativ ductilitatea dar nu modific cu valori importante rezistena peretelui; - Capacitatea crete liniar în funcie de nivelul forei axiale de compresiune (în domeniul eforturilor specifice cldirilor cu puine niveluri); - Ductilitatea pereilor este ridicat dac cedarea se produce din încovoiere dar i la pereii care cedeaz din for tietoare;ductilitatea scade pentru încrcri verticale mari. O alt cercetare [Sánchez,T.A., Diseño y construccion de estructuras de mamposteria - CENAPRED] arat c, în condiiile în care au fost respectate prevederile din reglementri, zidria confinat a avut comportare satisfctoare la cutremurele din Mexic: - stâlpiorii au asigurat peretelui o capacitate superioar de deformaie lateral i au îmbuntit legturile între pereii pe cele dou direcii i între perete i planeu; - s-a evitat ruperea brusc fragil dar nu i formarea fisurilor diagonale (rezistena la eforturi diagonale a zidriei nu sporete semnificativ prin prezena stâlpiorilor i a centurilor) C8.3.2.2.(3) Având în vedere nivelul mai redus al acceleraiei seismice ateptate în zonele seismice cu ag=0,15g i ag=0,20g se permite ca o structur s fie considerat cu zidrie confinat dac cel puin 75% din fora tietoare de etaj este preluat prin perei de zidrie cu stâlpiori la ambele extremiti. Pentru zonele seismice cu ag0.25g fora tietoare de etaj trebuie s fie preluat integral cu perei mrginii cu stâlpiori de beton la ambele extremiti (aceast msur condiioneaz, de altfel, i posibilitatea ancorrii armturilor în rosturile orizontale)

I. Zona de mansard are o greutate sensibil mai mic decât greutatea nivelului curent rezultat din urmtoarele condiii / prevederi: - acoperiul este susinut pe o arpant din lemn a crei greutate poate fi de pân la 34 ori mai mic decât greutatea unui planeu din beton; - înlimea pereilor structurali perimetrali este de circa ½ din înlimea pereilor de la nivelurile curente; - compartimentrile interioare urmeaz a fi executate cu perei uori (de tip gips-carton) astfel încât greutatea echivalent a acestora s fie mai mic de 0,5kN/m2. II. Toi pereii de pe contur sunt confinai, prin continuarea stâlpiorilor de la nivelul inferior i printr-o centur de beton armat la partea superioar; prin aceste msuri aria unui panou de zidrie între elementele de confinare devine egal aproximativ cu ½ din aria panoului de la etajele curente. III. Densitatea pereilor de la parter trebuie s fie mai mare decât cea prevzut la cldirile curente cu 1520% ceea ce face ca eforturile unitare de compresiune i de forfecare în zidria de la parter s rmân în aceleai limite ca i la o cldire similar fr mansard. Din punct de vedere practic, sporirea densitii pereilor structurali cu 1% poate s conduc la rezolvri arhitecturale dezavantajoase sau cu costuri suplimentare importante. În aceast situaie, proiectantul trebuie s aprecieze posibilitile de adoptare a unei soluii cu rezisten i ductilitate sporite din zidrie sau trecerea la o structur din beton armat sau din oel. C8.3.2.2.(7) Prevederile au în vedere, în unele cazuri speciale, posibilitatea depirii numrului de niveluri nniv din tabelele 8.38.5 respectiv reducerea densitii minime constructive a pereilor structurali, în condiiile folosirii unor materiale pentru zidrie cu rezistene ridicate i numai dac sigurana structurii este verificat cu un procedeu de calcul static neliniar care s in seama de toate rezervele de rezisten specifice alctuirii structurale respective. C 8.3.4. Factori de comportare C8.3.4.(1) Valorile factorilor de comportare date în tabelul 8.10 in seama de: - regularitatea cldirii în plan i în elevaie (valorile pentru cldiri cu neregularitate în plan si în elevaie sunt mai reduse cu 10÷15% mai reduse decât cele pentru cldirile regulate - reducerile cele mai mari sunt pentru ZNA) - resursele de comportare post elastic care descresc de la ZNA ctre zidriile armate. C8.3.4.(2) Factorul de suprarezisten structural (u/1) ine seama de comportarea postelastic ateptat a structurii. În cazul cldirilor din zidrie, principalele surse din care pot proveni rezervele de siguran (suplimentul de rezisten) sunt: C8.3.2.2.(4) Prevederea ine seama de particularitile de solicitare/comportare ale cldirilor din zidrie armat care au peste ultimul nivel curent încperi/spaii cu volumetrie redus (mansard). Prevederile din Cod au în vedere urmtoarele elemente caracteristice:

- valoarea forei seismice de proiectare determinat prin metoda static echivalent este întotdeauna mai mare decât fora care rezult din calculul cu spectrul de rspuns; - capacitatea de rezisten asigurat de unele prevederi constructive depete, în multe, cazuri cerinele rezultate din calcul; - redundana sistemului structural care rezult din faptul c articulaiile plastice de la baza montanilor nu se produc simultan, - suprarezistena armturilor; - ductilitatea de material a zidriei (mu>>m1) - redistribuia eforturilor în domeniul postelastic care poate fi realizat prin conlucrarea spaial a irurilor de montani/spalei în cazul zidriilor care au diagrama  -  cu palier post-elastic (mu>>m1); conlucrarea nu este posibil în cazul în care planeele nu au rigiditate semnificativ în plan orizontal Preocuprile legate de evaluarea factorilor de suprarezisten se regsesc în mai multe lucrri [Anastassiadis, K., Avramidis , I.E., Athanatopoulou, A. Critical comments on Eurocode8, sections

and 4, draft 1, may 2000, Paper 095, 12th ECEE, London 2002] [Sophocleous,A.A.,Syrmakezis, C.C. The Influece of Overstrength to the Structural Reliability of Structures, Paper nr.689, 12th ECEE, Londra, 2002]. Un studiu mai recent [Magenes, G., Masonry Building Design in Seismic Areas: Recent Experiences and Prospects from a European Standpoint First European Conference Earthquake Engineering & Seismology , Geneva,Switzerland, 2006] prezint rezultatele analizelor numerice efectuate la Universitatea din Pavia (Italia), pe cldiri din zidrie armat i nearmat, cu tipologia arhitectural-structural specific Italiei. Acest studiu a artat rezerve importante de rezisten dincolo de limita reprezentat prin avarierea sau ieirea din lucru a elementului cel mai solicitat. Aceste rezerve sunt reprezentate în figura C 8.22 prin raportul între fora ultim (Fy) i fora corespunztoare cedrii elementului cel mai solicitat (Fel) care depete valoarea 1,5 în 95% din cazurile studiate. Lucrarea menionat nu precizeaz caracteristicile mecanice ale zidriei cldirilor examinate ceea ce face dificil interpretarea rezultatelor. Figura C 8.22.Variaia factorului de suprarezisten pentru cldiri specifice din Italia În cazul zidriilor fragile, cu lege constitutiv liniar cu mu 8 m1 (a se vedea fig.4.3a din CR 6), nu exist rezerve de rezisten post elastic astfel încât factorul de suprarezisten se va lua u/1 =1,0 pentru toate tipurile de elemente pentru zidrie din argil ars i din BCA, i factorii de comportare "q" se vor lua, independent de regularitatea geometric i structural a cldirii în plan i în elevaie, cu valorile nominale.

Fa de datele prezentate mai sus, pentru cazul zidriilor executate cu elemente din grupele 1 i 2, valorile factorilor de suprarezisten structural pentru corectarea valorilor de referin al factorilor de comportare q, sunt dup cum urmeaz: - pentru zidrie nearmat )u/)1=1,10; - pentru zidrie confinat )u/)1=1,25. Pentru zidriile a cror lege constitutiv este de tip fragil, în toate cazurile, trebuie considerat c nu exist astfel de rezerve ()u/)1=1,0). C 8.4. Calculul seismic al cldirilor cu perei structurali din zidrie C8.4.(1) Având în vedere caracteristicile specifice ale cldirilor cu perei structurali din zidrie în special înlimea redus i proprieile de rigiditate ale pereilor calculul seismic se face conform principiilor i regulilor generale din acest Cod, paragraful 4.5 i din CR 6, paragraful 6.1. cu simplificrile / sistematizrile din acest Capitol i din CR 6. C8.4.(2) Cu toate c literatura de specialitate menioneaz pentru cldirile din zidrie fraciuni din amortizarea critic  10% în prezentul Cod a fost adoptat o valoare moderat a fraciunii din amortizarea critic pentru ca forele seismice s rmân în limitele fixate de standardul SR EN 1998-1 (a se vedea i comentariul C8.3.4.(1)) . C 8.4.1. Condiii generale C8.4.1.(2) În cazul pereilor cu goluri suprapuse, pentru calculul eforturilor secionale, pot fi folosite mai multe procedee bazate pe schematizrile care sunt indicate în figura 8.23. Figura C 8.23. Modele de calcul pentru perei cu goluri Modelul cu console legate se folosete în cazurile în care riglele de cuplare nu exist (golurile sunt înalte i legtura se realizeaz numai prin centur/placa planeului) sau, în cazul evalurii unor construcii existente din zidrie care au buiandrugi din lemn sau din zidrie. O variant simplificat a modelului cu console legate [metoda POR / Italia], figura 8.24., ia în considerare numai deformaiile din forfecare i încovoiere ale elementelor verticale considerate dublu încastrate în dreptul planeelor (cu rotire împiedicat).

Figura C 8.24. Schematizarea peretelui în metoda POR Modelul simplificat POR permite un calcul rapid (chiar manual) dar schematizarea propus nu ia în considerare mecanismele de deformare/avariere ale elementelor orizontale (rigle de cuplare) i din acest motiv rezultatele furnizate sunt aproximative (rigiditatea structurii este supraestimat iar ductilitatea subestimat). Una din primele propuneri de asimilare, pentru calcul, a peretelui din zidrie cu iruri de goluri suprapuse cu un cadru plan a fost fcut în lucrarea [Morlando, G. and Ramasco,R. In tema di verifica sismica degli edificiin muratura. Quadreni di Teoria e Tecnica delle strutture Universita di Napoli - Istituto di Tecnica delle Costruzioni no 562, 1984 ]. S-a propus un cadru înlocuitor cu segmente rigide la extremitile barelor verticale i orizontale astfel încât zonele respective s prezinte deformaii de încovoiere i forfecare de acelai ordin de mrime. Între aceste zone montanii i plinurile orizontale din zidrie sunt modelai cu proprietile elastice (geometrice i mecanice) respective (figura 8.25). Not. Un procedeu similar, pentru perei structurali cu goluri mari (walled-frames) din beton armat a fost propus în [Muto,K., Butler, D.W.: Lateral Force Distribution Coefficients and Stress Analysis for Walled Frames (1951)] Figura C 8.25. Model de tip cadru pentru pereii structurali cu goluri Cercetri mai recente au extins folosirea acestui model i pentru a lua în considerare comportarea neliniar specific structurilor din zidrie [Lenza, P., Non linear behaviour of masonry buildings under seismic actions 11th WCEE, Paper no1833]. Pornind de la examinarea comportrii specifice la cutremur a principalelor componente ale unui perete din zidrie se poate realiza schematizarea sub forma "cadrului înlocuitor" folosind macroelemente (figura 8.26.).

1- nod, 2 - plin orizontal, 3 - spalet Figura C 8.26. Schematizarea peretelui cu macroelemente Macroelementul reprezint un panou întreg al unui perete, definit în funcie de proprietile caracteristice (spalet, plin orizontal i nod) i prin aceasta permite scrierea ecuaiilor de echilibru ale ansamblului cu un numr mai mic de necunoscute. Condiiile de contur permit i identificarea mecanismelor de deformare elastic i post elastic (identificarea nivelului de avariere) Macroelementul reprezentat în figura C 8.27. (a) este un panou cu limea b i grosimea s constituit din trei segmente: - cele dou zone/elemente de la extremiti cu grosime  (notate 1 i 3) modeleaz deformabilitatea axial (sub efectul forei axiale N i al momentului încovoietor M) i sunt considerate infinit rigide la aciunea forei tietoare T; - zona/elementul central de înlime h modeleaz deformabilitatea unghiular (sub efectul forei tietoare) dar este considerat infinit rigid la aciunea forei axiale i a momentului încovoietor. Modelul cinematic complet pentru un element trebuie s considere câte trei grade de libertate la nodurile i i j i tot cele trei grade la interfeele elementelor 1&2 i respectiv 2&3 Figura C 8.27. Definirea macroelementelor structurale - eforturi i deformaii Calcul structurilor folosind modelarea cu microelemente elemente finite de suprafa implic utilizarea programelor specializate de calcul. Precizia rezultatelor depinde, în mare msur, de definirea modelului, în particular de nivelul de detaliere al reelei, ceea ce implic un efort important de modelare i o durat relativ lung de calcul. Avantajul principal al metodei const în posibilitatea de a urmri degradarea zidriei prin reducerea rezistenei elementelor avariate dup o lege constitutiv neliniar pân la atingerea situaiei de colaps. Se subliniaz i complexitatea procedurii de interpretare a rezultatelor calculului. Depirea local a valorilor limit ale eforturilor unitare nu înseamn ruperea panoului deoarece sunt posibile redistribuii locale care trebuie evaluate (de examplu prin

- geometria panoului; - condiiile statice la extremiti: dublu încastrat, în consol, sau situaii apreciate de proiectant ca intermediare; - proprietile de deformabilitate ale zidriei: modulii de elasticitate longitudinal i transversal. Rigiditatea unui panou de zidrie solicitat la încovoiere cu for tietoare se definete ca valoarea forei tietoare care produce o deplasare a extremitilor () egal cu unitatea R Pentru calculul deplasrii se iau în considerare deformaiile din încovoiere (FM) i deformaiile din for tietoare (F V)  = M +V Valoarea celor dou componente depinde de schema static (condiiile de fixare la extremiti).

1. Perete (montant) în consol 2.Spalet dublu încastrat (fixat numai la baz): (fixat la ambele extremiti): p z M I E VH

  p z M I E VH

  p z V A G VH k   p z V A G VH k   p z p z A G H k I E H R  

p z p z A G H k I E H R  

Cu notaiile : - V - fora tietoare - H - înlimea panoului (montant/spalet) - lp - lungimea panoului - tp - grosimea panoului - Ap - aria panoului de perete - Ip - momentul de inerie al panoului de perete - Ez - modulul de elasticitate longitudinal al zidriei - Gz - modulul de elasticitate transversal al zidriei - k - coeficient de form ; k = 1,2 pentru seciuni dreptunghiulare, k = 2,02,5 pentru seciuni I

mediere/integrare pe anumite zone) în vederea determinrii nivelului de solicitare secional care produce, efectiv, ruperea zidriei. Definirea legii constitutive necesit cunoaterea cât mai exact a proprietilor mecanice ale zidriei. În cazul proiectrii cldirilor noi, legea constitutiv poate fi luat conform datelor din reglementrile tehnice relevante sau conform încercrilor productorului. În cazul cldirilor existente sunt necesare îns cercetri/teste extinse in-situ i în laborator. C8.4.1.(3) Rigiditatea lateral a unui panou de zidrie depinde de :

În cazul seciunilor dreptunghiulare cu grosimea panoului de zidrie tp i inând seama de relaiile Ez=1000 fk i Gz = 0,4 Ez expresiile devin:

1. Perete în consol   p M p z p p p z p k t E t E R

   )

(

2. Spalet dublu încastrat   p S p z p p p z p k t E t E R

   )

(

unde p p l H 

este factorul de form al panoului (zvelteea panoului) Figura C 8.28. Variaia rigiditii panourilor de zidrie dreptunghiulare în funcie de proporia lor În cazul pereilor compui din montani i spalei, rigiditatea total (echivalent) este egal cu suma rigiditilor panourilor componente Rtot = : Ri Figura C 8.29a Rigiditatea peretelui compus din mai muli montani În cazul pereilor a cror rigiditate scade pe vertical de la un etaj la altul (de exemplu ca urmare a creterii dimensiunilor golurilor sau a reducerii grosimii zidurilor) se poate defini o rigiditate echivalent cu relaia " "    i i echiv R C R

unde Ci este deplasarea relativ a peretelui la nivelul i iar Ri este rigiditatea peretelui la acest nivel.

Figura C 8.29.b Rigiditatea echivalent a peretelui cu rigiditate variabil pe înlime Pentru calculul rigiditii, problema cea mai controversat este determinarea caracteristicilor de deformabilitate ale zidriei ale cror valori sunt influenate de numeroi factori. Astfel, modulul de elasticitate longitudinal al zidriei (Ez) depinde, între altele, de: rezistena elementelor i a mortarului / groutului, greutatea specific a acestora, ponderea volumetric a componentelor zidriei i materialul din care sunt fcute elementele (argil ars sau beton de diferite tipuri). De asemenea, modulul de elasticitate este înfluenat de dimensiunile elementelor i de tipul mortarului. Pentru a stabili influena fiecruia dintre aceti factori asupra valorii Ez este necesar o analiz foarte laborioas, practic imposibil de realizat cu grad satisfctor de încredere. inând îns seama c la execuie poate fi întâlnit o variabilitate larg a materialelor, a manoperei i a controlului asupra acestora, determinarea mai exact a Ez nu este necesar i trebuie considerat chiar ca nerealist. Pentru aplicarea metodelor de calcul avansate (metode de calcul biografic -pushover-, de exemplu) cunoaterea cât mai exact a modulului Ez prezint îns un interes major. Se atrage atenia i asupra faptului c definirea modulului de elasticitate longitudinal, la compresiune, al zidriei este dat în mod diferit de reglementrile tehnice. Din acest motiv, pentru compararea valorilor Ez, este necesar cunoaterea exact a modului de definire a acestuia. În marea majoritate a reglementrilor tehnice, modulul longitudinal de elasticitate al zidriei se definete ca modul secant. Ceea ce difer, de la caz la caz, este poziia pe curba - a punctelor de referin. E În norma american [ACI/ASCE/TMS Masonry Code, 2008] i în Nordtest method (Finlanda) modulul Ez este definit între valorile 0,05fk  0,33 fk unde fk este rezistena caracteristic a zidriei. E Norma italian [Italia DM. 20.11.1987] prevede c Ez se determin ca modul secant între eforturile unitare 0,1fk  0,4fk. E În SR EN 1996-1 s-a adoptat valoarea Ez=1000fk, msurat între eforturile unitare = 00.3fk i deformaiile specifice corespunztoare. E Valoarea Ez=1000fk a fost adoptat i în CR 6 pentru calculul caracteristicilor dinamice ale structurilor i este fi folosit i în P 100-1. În plus, în CR 6, conform practicii curente din România, s-a prevzut pentru zidria cu elemente din BCA i valoarea Ez=800fk pentru calculul deformaiilor la ULS (valoarea se folosete i pentru calculul forei tietoare capabile în cazul panourilor de zidrie de umplutur solicitate de fora seismic, în conformitate cu P 100-1). Nici pentru stabilirea modulului de elasticitate transversal al zidriei (Gz) nu exist o metod unitar.

Cele mai multe reglementri tehnice, inclusiv standardul SR EN 1996-1, prevd folosirea relaiei Gz = 0,4Ez care a fost preluat i în CR 6. Diferenele între valorile Gz din diferitele norme se datoreaz, în mare msur i deosebirilor între metodologiile de determinare a acestei valori. Astfel, valoarea modulului de elasticitate transversal (Gz) poate fi determinat pe probe de zidrie de dimensiuni reduse, fie prin încercare la forfecare sub efort de compresiune (reglementat în Europa - SR EN 1052-1), fie prin încercare la compresiune pe diagonal, static sau ciclic (reglementat în SUA - ASTM C 1391 [ASTM C1391 Standard test Method for Diagonal Tension (Shear) in Masonry Assemblages, American Society for Testing and Materials, West Conshohocken, PA]). Figura C 8.30. Determinarea modulului de elasticitate transversal al zidriei Încercrile efectuate conform SR EN 1052-1 [Bosiljkov,V., Zarnic, R., Bokan-Bosiljkov,V. Strength and deformation properties of the URM brick wallettes under compresion ] au confirmat relaia Gz=0,4Ez pentru cazul pereilor la care fora axial este semnificativ. Folosirea metodei ASTM furnizeaz valori apropiate de cele date de relaia Gz = 0.4Ez în cazul zidriilor cu elemente de argil ars sau beton realizate cu toate tipurile de mortare (cea mai bun concordan se obine în cazul mortarelor rigide). Încercarea la compresiune diagonal nu este îns recomandat în cazul zidriei armate. Datorit împrtierii mari a valorilor modulului de elasticitate al zidriei, unii autori [Drysdale,R.G., Hamid, A.A., Baker, L.R. Masonry Structures. Behavior and Design Printice Hall, 2009], recomand ca un calcul mai exact s fie fcut cu cel puin dou valori ale modulului de elasticitate pentru a se verifica eventualele sporuri de eforturi în diferite elemente structurale. Not. Încercarea pereilor cu dimensiuni apropiate de cele întâlnite curent în construcii este rar folosit, în principal, din considerente de cost. C8.4.1.(5) În concepia CR 6 i a acestui Cod sunt considerai perei izolai pereii de zidrie (montanii) care sunt legai între ei, la nivelul planeelor, numai prin plac sau prin centuri cu rigiditate nesemnificativ la încovoiere (de exemplu, centurile cu dimensiunile minime prevzute în CR 6). Rezistena acestor perei la fora seismic într-o seciune oarecare este asigurat de momentul încovoietor capabil al seciunii în prezena forei axiale corespunztoare. În acest caz deformaiile inelastice se dezvolt numai la baza montanilor. Dac legtura între montani se realizeaz cu elemente din beton armat cu rigiditate semnificativ la încovoiere i forfecare între montani se creaz o cuplare materializat prin reducerea momentelor încovoietoare i modificarea forelor axiale în montani. Efectul cuplrii se poate cuantifica prin raportul între suma momentelor încovoietoare preluate de montani (Mi) i momentul încovoietor (M) total aferente peretelui.

În cazul unui perete cu un ir de goluri coeficientul de cuplare se poate defini cu relaia M M M Cc

   Valorile mici ale coeficientului Cc indic o cuplare slab.

(1)

(2) Figura C 8.31. Efectul riglelor de cuplare În cazul peretelui 1 din figura C 8.31 rigiditatea riglelor de cuplare este slab în raport cu cea a montanilor i momentul capabil al peretelui (M) este apropiat de suma momentelor celor doi montani, M1 i M2 (cuplare slab Cc = 0). Riglele de cuplare ale peretelui 2 sunt scurte i au rigiditate important i momentul capabil al peretelui este apropiat de cel al peretelui plin (cuplare puternic Cc =1). În condiiile în care, prin msuri specifice de dimensionare/armare, dezvoltarea deformaiilor inelastice în elementele de cuplare se produce înainte ca montanii s ating limita domeniului elastic, sistemul structural cu perei cuplai permite disiparea energiei seismice la fiecare nivel înainte de dezvoltarea deformaiilor inelastice în seciunile de la bazele montanilor. C8.4.1.(9) Pentru calculul seismic, planeele cldirilor din zidrie se identific din punct de vedere al rigiditii în plan orizontal conform CR 6, Cadrul ax A Cadrul ax B Deplasarea total Figura C 8.32. Deformaiile planeului în plan orizontal În [Jain, S.K. A Proposed Draft for IS 1893. Provisions on Seismic Design of Buildings:Part II: Commentary and Examples Journal of Structural Engineering, vol.22 , No.2 July 1995] se afirm c este necesar s se in seama de flexibilitatea planeului în plan orizontal dac exist relaia

5.1

  

 cu notaiile din figurile C 8.32. i C 8.33.

Figura C 8.33. Notaii pentru verificarea condiiei de rigiditate a planeului în plan orizontal C8.4.1.1.(11) Prevederea are ca scop eliminarea alctuirilor structurale de ansamblu care pot da natere unor efecte nefavorabile datorit introducerii unor planee/legturi la niveluri intermediare. În principal, aceste efecte constau în: - rsucirea de ansamblu datorit rigiditilor diferite ale subansamblurilor structurale din cele dou zone ale cldirii; - producerea unor eforturi importante în planeul acoperiului comun. Proiectantul poate alege una din cele dou variante propuse pe baza condiiilor particulare ale fiecrei construcii. C 8.4.2. Modele i metode de calcul pentru stabilirea forelor seismice de proiectare C8.4.2.(1) Satisfacerea cerinei fundamentale de limitare a degradrilor pentru efectele aciunii seismice i ale altor aciuni incluse în situaia seismic de proiectare se realizeaz în principal prin limitarea deplasrilor relative de nivel. În cele ce urmeaz sunt prezentate unele valori limit propuse de diferii cercettori sau stabilite în reglementrile tehnice ale unor ri pentru cldirle din zidarie confinat = Prevederi ale reglementrii din Mexic DF Sunt prevzute urmtoarele limitri: E Perei portani din zidrie confinat cu elemente pline, cu armare orizontal sau plas =5‰ E Perei portani din zidrie confinat cu elemente pline, zidrie confinat cu elemente cu goluri, cu armare orizontal sau cu plase =4‰ E Perei portani din zidrie care nu corespund cerinelor pentru zidrie confinat = 1.5‰ Propuneri mai detaliate de criterii de performan seismic pentru cldiri din ZC cu elemente pline din argil ars sunt date în lucrarea [Alcocer,S.M.,Arias,J.G/, Flores ,L.E. Some Developments on Performance –based Seismic Design of Masonry Structures ]

Starea limit Criteriul de performan Deschiderea fisurii finale Driftul de etaj (‰) Zidrie Stâlpiori De exploatare Iniierea fisurrii înclinate a zidriei (rezistena de fisurare) ------- 0,1mm 1,5 De reparabilitate Fisurarea diagonal complet dezvoltat pe suprafaa peretelui; începerea zdrobirii zidriei Fisuri fine (fir de pr) în stâlpiori; 2,0mm 2,5 De siguran Rezistena la forfecare a peretelui. Fisurile înclinate din zidrie ptrund în extremitile stâlpiorilor Curgerea armturii din stâlpiori din fora tietoare. Iniierea zdrobirii betonului din stâlpiori 5,0mm 4,0 Se menioneaz c valorile driftului date mai sus sunt orientative i depind, între altele de tipul elementelor pentru zidrie i raportul între capacitatea de rezisten la încovoiere i cea la forfecare. C8.4.2.(4) Pentru detalierea calculului acestor fore a se vedea Comentariile de la

capitolul 10. C 8.4.2.1. Calculul cu fore seismice statice echivalente C8.4.2.1.(4) Relaia (8.7) din acest Cod ine seama de faptul c pentru cldirile curente din zidrie, perioada proprie a modului fundamental de vibraie calculat cu relaia (B.3) din Anexa B la acest Cod rezult T1 valoarea 0 = 2,50 (figura C 8.34). Figura C 8.34. Valorile spectrului elastic pentru cldiri cu perei structurali din zidrie Se accept c perioada modului de vibraie fundamental (T1) poate fi estimat suficient de exact cu formulele simplificate propuse de standardul SR EN 1998-1: i. T1 = CtH0.75 unde P 100-1

Ct = 0.05 pentru cldirile cu structurile cu perei din zidrie; H este înlimea cldirii de la fundaie sau de la partea superioar a subsolului rigid, în m. În cazul cldirilor curente din zidrie cu 1÷5 niveluri având înlimea de nivel het = 3.0 ± 0.20 m valorile T1 pot fi determinate din figura C 8.35. Figura C 8.35. Graficul pentru calculul perioadei proprii T1 a cldirilor din zidrie ii. Ca o alternativ mai exact la relaia de la (i) pentru structurile cu perei de zidrie valoarea coeficientului Ct se poate calcula cu relaia: c t A

C .  în care E Ac este aria total efectiv a pereilor structurali la primul nivel al cldirii, în m2 calculat cu relaia "         ## $ % && ' ( # $ % & ' (  

wi i c H l 2.0 A A unde E Ai este aria transversal efectiv a peretelui structural i pe direcia considerat la primul nivel al cldirii, în m2; E lwi este lungimea peretelui structural i la primul nivel, pe direcia paralel cu fora aplicat, exprimat în m, cu limitarea lwi / H  0,9. Referitor la masa total supus aciunii seismice, se precizeaz c în cazul cldirilor din zidrie valoarea acesteia este compus, în ponderi diferite din masa elementelor verticale i din masa aferent planeelor. În cazul cldirilor cu perei structurali din zidrie, masa proprie a elementelor structurale verticale reprezint o parte important a masei totale a cldirii, care depinde de: E densitatea pereilor structurali; E înlimea de nivel; E greutatea specific a zidriei

Raportul maselor celor dou subansambluri componente depinde de alctuirea construciei între urmtoarele limite: E în cazul cldirilor cu perei din elemente ceramice pline i planee din lemn masa zidriei pe nivel este superioar masei planeului E în cazul zidriilor cu elemente din BCA i planee din beton, masa planeului este superioar masei zidriei Aceast particularitate a cldirilor din zidrie face ca modelul dinamic clasic, cu mase concentrate la nivelul planeelor i cu elemente verticale lipsite de mas proprie, s reprezinte, în unele cazuri, numai o aproximare relativ grosier a comportrii dinamice reale a cldirii. O modelare mai realist a maselor de nivel supuse aciunii seismice în cazul cldirilor cu 2 ÷ 3 niveluri este dat în figura C 8.36. Figura C 8.36. Modelarea maselor la cldiri din zidrie cu puine niveluri (variant) Masa M1 este constituit din câte 1/2 din masa structurii verticale a nivelurilor 1 i 2 la care se adaug masa planeului peste nivelul 1 (care include i fraciunea din încrcrile utile) Masa structurii verticale pe 1/2 din înlimea primului nivel (cu hniv,1) se neglijeaz fiind considerat solidar cu fundaia rigid a cldirii. În cazul cldirilor cu mai multe niveluri, masa nivelurilor intermediare se determin în mod analog. Masa M2 este constituit din 1/2 din masa structurii verticale a ultimului nivel i masa arpantei i a învelitorii la care se adaug masa planeului peste ultimul nivel. Aceast schem poate fi acceptat deoarece structura arpantei este, de regul, suficient de rigid pentru ca deformaiile proprii ale acesteia s fie neglijate. De asemenea pentru a se ine seama de distribuia real a masei în cldire, în cazul cldirilor din zidrie cu un singur nivel i acoperi uor (din lemn sau din oel), sau în cazul cldirilor cu perei deosebit de groi (cum este cazul unor cldiri monumentale sau biserici), schema structural se poate stabili folosind expresia cunoscut a masei echivalente care conduce la aceiai valoare a perioadei proprii de oscilaie a consolei

M = 0.25mzidhzid + Macop În formula de mai sus mzid este masa structurii verticale pe 1 metru liniar în elevaie. Figura C 8.37. Modelarea masei în cazul cldirilor din zidrie cu un singur nivel În cazul planeelor flexibile în planul lor, acestea se includ în modelul structural, cu valorile corespunztoare ale rigiditii i grade suplimentare de libertate dinamic,

- pereii paraleli cu direcia forei seismice de proiectare: eforturi secionale i deformaii în planul peretelui; - pereii perpendiculari pe direcia forei seismice de proiectare: eforturi secionale i deformaii perpendiculare pe planul peretelui i, eventual, eforturi secionale i deformaii în planul peretelui rezultate din rsucirea general a cldirii. Absena sau rezistena insuficient a legturilor între pereii structurali de pe cele dou direcii reprezint o caren structural important: - capacitatea de rezisten a structurii este diminuat deoarece lipsete aportul "tlpilor" pereilor compui (L,T,I); - sporete riscul de pierdere a stabilitii/avariere grav a pereilor datorit aciunii seismice perpendiculare pe planul lor deoarece lipsesc legturile verticale de la extremiti. C 8.5.2. Proiectarea suprastructurii C 8.5.2.1. Perei structurali C 8.5.2.1.1. Condiii generale C8.5.2.1.1.(1) Sunt considerai perei structurali toi pereii de zidrie care îndeplinesc simultan urmtoarele condiii: - au dimensiunile minime (lungimea i grosimea) date în CR 6; - au continuitate pân la fundaii; - sunt executai din materialele menionate în CR 6 i la 8.2 din acest Cod. - În cazul în care dispunerea golurilor în perete este neregulat pe înlime (difer de la etaj la etaj), pentru stabilirea modelului de calcul este necesar identificarea panourilor cu continuitate pe vertical i care au cel puin dimensiunile minime stabilite de CR 6 (panouri active). rezultate din oscilaia planeelor în plan orizontal. În acest caz, deoarece nu se realizez legturi indeformabile între pereii structurali, masa planeului aferent fiecrui perete i greutatea proprie a acestuia vor fi concentrate, la fiecare nivel, în punctele de intersecie ale peretelui cu planeele. C 8.5. Principii i reguli generale de alctuire specifice construciilor cu perei structurali din zidrie C 8.5.1. Condiii generale C8.5.1.(2) Prevederile generale i detaliile de alctuire date în CR 6 i în acest capitol asigur realizarea unui ansamblu structural cu rigiditate spaial (cutie rigid) capabil s preia în acelai timp, încrcrile verticale, permanente i utile, precum i solicitrile seismice indiferent de direcia de aciune a acestora. Ca urmare, solicitrile dominante în pereii structurali, datorate cutremurului, sunt urmtoarele:

Figura C 8.38. Identificare pereilor structurali (arii active) (zonele poate cu gri nu particip la preluarea forelor seismice) C8.5.2.1.1.(2) Termenul "perei nestructurali" are semnificaia dat în CR 6. Aceti perei, care nu fac parte din ansamblul spaial al pereilor care alctuiesc structura principal (structura care asigur rezistena mecanic i stabilitatea întregii cldiri) trebuie s satisfac cerina esenial de rezisten mecanic i stabilitate definit în Legea nr.10/1995, cu modificrile i completrile ulterioare, sub efectele încrcrilor aferente specificate în CR 6. Fora seismic de proiectare perpendicular pe plan se determin conform prevederilor din acest Cod, Capitolul 10. Calculul rezistenei pereilor nestructurali la aciunea seismic perpendicular pe plan se face cu procedeul general stabilit în CR 6. C 8.5.2.1.2. Arii de zidrie i cerine privind geometria pereilor C8.5.2.1.2.(1) În toate cazurile, valorile necesare ale ariilor de zidrie pe ambele direcii principale ale construciei se determin prin calcul dar nu pot fi mai mici decât cele care realizeaz densitatea minim constructiv a pereilor (p%) dat în tabelele 8.28.4, în funcie de acceleraia seismic de proiectare. În cazul cldirilor cu regularitate în plan i în elevaie valorile minime din tabelele 8.28.4 asigur, de regul, satisfacerea cerinei de rezisten. În cazul cldirilor fr regularitate valorile din tabele trebuie considerate ca date de referin pentru proiectarea preliminar. Prevederea în proiecte a ariilor de zidrie care asigur densitatea minim constructiv (p%) pe fiecare direcie principal nu elimin obligaia proiectantului de a verifica prin calcul satisfacerea cerinei de rezisten la aciunea forelor seismice de proiectare. C8.5.2.1.2.(3) Limitarea raportului "gol/plin" are ca scop evitarea slbirii exagerate a pereilor structurali prin goluri de ui i ferestre. Valorile rapoartelor gol/plin sunt corelate cu valorile medii ale eforturilor unitare de forfecare care se pot dezvolta în pereii cldirilor în funcie de numrul nivelurilor i de zona seismic. Valorile mai mari admise pentru pereii exteriori au în vedere i necesitatea iluminrii încperilor i posibilitatea de a se obine imagini arhitecturale mai deosebite. Valorile din tabel se refer la cldirile cu regularitate în elevaie (cu goluri suprapuse). În cazul în care condiiile de regularitate nu sunt satisfcute, valorile din tabelul 8.5 au numai caracter orientativ (pentru proiectarea preliminar) i este recomandat efectuarea unui calcul static neliniar pentru a se verifica dac nu exist elemente susceptibile de cedare prematur.

i pereii structurali) constituie o regul general pentru cldirile din zidrie situate în zone seismice. Excepiile prevzute sunt permise numai pentru cldiri cu puine niveluri, din clasele de importan inferioare i care sunt amplasate în zone cu acceleraie seismic de proiectare mic. C8.5.2.2.(5) Rigiditatea i rezistena planeelor în plan orizontal pot fi afectate prin dispunerea în poziii defavorabile a golurilor cu dimensiuni mari (a se vedea, de exemplu CR 6) În cazul în care astfel de situaii nu pot fi evitate se recomand, efectuarea unui calcul spaial care s ia în considerare rigiditatea efectiv, în plan orizontal, a planeelor din zonele cu goluri mari. C 8.5.3. Proiectarea infrastructurii C8.5.3.(3) Prevederea are ca scop asigurarea extinderii principiului ierarhizrii capacitilor de rezisten pân la nivelul terenului de fundare evitând astfel cedri ale infrastructurii în cazul cutremurelor severe cu consecine care nu pot fi apreciate cu suficient exactitate C 8.5.3.1. Fundaiile pereilor structurali C8.5.3.1.(1),(2) Prevederea de la (1) urmrete asigurarea unui traseu direct al încrcrilor verticale i orizontale ctre terenul de fundare, condiie de regularitate recomandat pentru asigurarea unui rspuns seismic favorabil. Excepia permis la (2) se bazeaz pe faptul c, în unele situaii, fundaiile de tip "talp continu" pot cpta dimensiuni care depesc cu mult limea necesar i devin scumpe, ca urmare a unor condiii constructive (generate, de exemplu, de limea minim a spturilor în anuri). Aceast situaie se întâlnete în special la cldirile cu 12 niveluri aezate pe terenuri C 8.5.2.1.3. Seciuni de zidrie slbite prin goluri i liuri C8.5.2.1.3.(1) Trimiterea la CR 6. se refer la verificarea pereilor în care golurile de ui i/sau ferestre sunt amplasate în poziii decalate la etajele adiacente. Prin aceast dispunere, atunci când este permis de proiectul de arhitectur se obin anumite avantaje structurale (reducerea eforturilor i sporirea rigiditii). În cazul în care golurile decalate sunt dispuse neregulat pot rezulta, local, devieri brute ale traseului normal al încrcrilor gravitaionale i seismice i concentrri de eforturi unitare de compresiune i de forfecare cu valori mult mai mari decât media pe nivelul respectiv. Verificarea rezistenei pereilor se face pe o schem de "grind cu zbrele" ca i pentru pereii din beton armat (a se vedea, de exemplu, CR 2 -1-1.1). Trimiterea la CR 6. se refer la verificarea seciunilor slbite de liuri verticale. Verificarea este obligatorie dac adâncimea liului este mai mare decât limita prevzut în CR 6 dar se recomand i în cazul în care aceast limit este respectat, mai ales pentru pereii cu seciune compus (L,T, dublu T), cu tlpi dezvoltate aproape de valoarea maxim admis de CR 6, ai cldirilor situate în zonele seismice cu acceleraii de proiectare mari (orientativ ag 0,25g). C 8.5.2.2. Planee C8.5.2.2.(2) Prevederea planeelor rigide în plan orizontal are ca scop asigurarea conlucrrii spaiale a pereilor de pe cele dou direcii principale i a posibilitii de redistribuire a eforturilor între perei în cazul în care capacitatea de rezisten a unora dintre acetia este depit. Prevederea în proiecte a planeelor rigide din beton armat monolit sau prefabricat (cu legturi adecvate între piesele prefabricate i între acestea

normale de fundare pentru care presiunea pe talpa fundaiilor continue (cu limi care depesc cu 510 cm grosimile zidurilor) este, în general, sub   ¾ din presiunea convenional. Datorit înlimii reduse a cldirilor i intensitii reduse a încrcrilor seismice pentru care este acceptat soluia propus, eforturile din grinzile care susin pereii structurali din elevaie pot fi meninute, fr dificulti constructive, în domeniul elastic de comportare. C 8.5.3.2. Socluri C8.5.3.2.(1),(2) Folosirea betonului armat este recomandabil pentru a preveni eventualele ruperi fragile ale soclurilor sub efectul eforturilor secionale generate de aciunea seismic la baza pereilor (cu eforturile secionale elastice, calculate cu factorul de comportare q=1). Excepia de la (2) are în vedere cazurile în care, în condiiile menionate mai sus, eforturile secionale din socluri au valori care pot fi preluate de betonul simplu. Se recomand ca proiectantul s examineze în acelai timp i oportunitatea dispunerii unor armturi minimale pentru prevenirea efectelor contraciei betonului (în aceste condiii clasa betonului va fi stabilit pentru a asigura protecia armturilor). C 8.5.3.3. Perei de subsol Msurile constructive au ca obiect realizarea la nivelul subsolului a unui subansamblu cu rezisten i rigiditate spaial superioare celor ale suprastructurii, capabil s asigure transmiterea eforturilor ctre terenul de fundare fr depirea domeniului de comportare elastic a materialelor i a terenului de fundare. C8.5.3.3.(2) Excepia de la (2) are în vedere cazurile în care, în condiiile menionate mai sus, eforturile secionale din pereii de subsol au valori care pot fi preluate de betonul simplu. Proiectantul va examina în acelai timp i oportunitatea dispunerii unor armturi minimale pentru prevenirea efectelor contraciei betonului (în aceste condiii clasa betonului va fi stabilit pentru a asigura protecia armturilor). C8.5.3.3.(4) A se vedea i C8.5.3.3. Pentru calculul pereilor cu zone slbite se va ine seama de prevederile de la 8.5.3 (3). C 8.5.4. Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie C 8.5.4.1. Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) Referitor la aceste prevederi se fac urmtoarele precizri:

(1) Sistemul de centuri particip la asigurarea caracterului spaial al structurii prin legturile între pereii structurali de pe cele dou direcii i între perei i planee. În cazul planeelor din grinzi de lemn/profile metalice elementele de rezisten trebuie s fie legate eficient de centuri (prin înglobare pe cel puin  din limea centurii sau prin ancorare în centur, dar fr întreruperea armturii din centuri). Pentru a se realiza o transmitere cât mai uniform a încrcrilor verticale, centurile se execut pe toat limea peretelui (cu o eventual reducere pentru aplicarea proteciei termice la pereii de faad). Centurile contribuie i la limitarea propagrii fisurilor înclinate de la un nivel la altul (figura C 8.39.). Aportul armturilor din centuri nu este luat considerare la calculul rezistenei la for tietoare pentru cldirile din ZNA.

Figura C 8.39. Propagarea fisurilor la cldiri din zidrie nearmat fr centuri Peste golurile de ui i de ferestre se prevd, în mod obligatoriu, buiandrugi din beton armat, care pot fi legai cu centura de la nivelul planeului, dac înlimea total nu depete 60-70 cm, sau pot fi independeni pentru înlimi mai mari. În cazul în care buiandrugul este legat cu centura de la planeu, armarea acesteia va fi continu (înglobat la partea superioar a buiandrugului) iar la partea inferioar va fi dispus o armtur egal cu maximum 0.1% din întrega seciune. Aceast prevedere este acoperitoare, deoarece limiteaz/elimin efectul favorabil de reducere a momentului încovoietor în montani datorit cuplrii. În cazul în care buiandrugul este separat de centur, armarea acestuia se va face numai pentru încrcrile verticale aferente, cu procentul minim din reglementrile în vigoare pentru elemente care nu particip la preluarea forei seismice. Deoarece în cazul zidriilor nearmate (fr stâlpiori la coluri) legtura între zidurile perpendiculare se asigur numai prin esere, pentru zonele cu ag 0,15g s-a prevzut, ca o msur de asigurare suplimentar, montarea în rosturi a unor armturi de legtur. C 8.5.4.2. Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei structurali din zidrie confinat (ZC) Eficiena tuturor categoriilor de armturi din zidrie (în elementele de confinare, în rosturile orizontale i în stratul median al zidriei cu inim armat) depinde de modul în care se realizeaz ancorarea i înndirea acestora. În CR 6 s-au prevzut toate detaliile de armare conform reglementrilor în vigoare pentru beton armat. C 8.5.4.2.1. Prevederi referitoare la stâlpiori C8.5.4.2.1.(1) Prevederile referitoare la dispunerea în plan a stâlpiorilor sunt detaliate în figura C 8.40. S1- la coluri i intersecii; S2 - intermediari, când distanele între S1 depesc 4.0 m la cldiri în sistem celular i 5.0 m la cldiri în sistem fagure S3- lâng goluri Figura C 8.40. Amplasarea stâlpiorilor la cldiri din zidrie confinat conform CR 6

- ruperea în scar din fora tietoare (concentrarea unei cantiti semnificative de armtur în aceast centur intermediar); - aciunea seismic perpendicular pe planul peretelui. C8.5.4.2.2.(3) Prevederea are ca scop asigurarea funcionrii efective a sistemului de centuri din zidrie în vederea meninerii integritii pereilor din zidrie sub efectul simultan al încrcrilor seismice în planul pereilor i perpendicular pe acest plan. În particular, prin continuitatea centurii din traveea casei scrii se asigur preluarea forei de întindere din diafragma orizontal în acest seciune. În lipsa centurii braul de pârghie al eforturilor din planeu este mult redus (uneori la ½ din valoarea total) ceea ce conduce, în special în cazul structurilor cu perei rari, la necesitatea unor armri puternice la limita interioar a casei scrii. C 8.5.4.2.4. Prevederi referitoare la armarea zidriei în rosturile orizontale Introducerea armturilor în rosturile orizontale ale zidriei contribuie la sporirea rezistenei peretelui confinat la fora tietoare i a ductilitii peretelui.

C8.5.4.2.1.(5) Standardul SR EN 1998-1 stabilete pentru toate elementele de confinare procentul minim de armare longitudinal de 1% i condiia ca aria armturii longitudinale s fie 300 mm2. Oricum, pentru dimensiunea minim a stâlpiorilor (25x25cm), cu procentul minim de 0.8%, rezult Aa= 5.0 cm2. Deoarece 4912=4.52cm2 conduce la 4914 = 6.16 cm2 care corespunde practic procentului minim de 1%. Pentru dimensiuni mai mari ale stâlpiorilor, procentul minim din SR EN 1998-1 conduce la sporuri de armtur importante în raport cu practica curent (acest aspect este relevant în special pentru stâlpiorii ale cror dimensiuni rezult din condiii constructive- de exemplu, din necesitatea de modulare conform CR 6). Prevederile referitoare la armarea transversal a stâlpiorilor date în CR 6 corespund cerinelor din SR EN 1998-1 i practicii curente din România. Prevederile referitoare la bordarea golurilor cu stâlpiori i la sporirea constructiv a dimensiunilor stâlpiorilor (i, implicit, a cantitii de armtur din acetia) conduc la creterea semnificativ a momentului capabil al pereilor i, în consecin, la creterea forei tietoare asociat acestui moment. Din acest motiv, de cele mai multe ori, pentru ca zidria s poat prelua fora tietoare care rezult este necesar s se prevad în proiecte elemente pentru zidrie i/sau mortare cu rezistene de aderen mai mari decât cele minime cerute de CR 6 i/sau armarea zidriei în rosturile orizontale. C 8.5.4.2.2. Prevederi referitoare la centuri C8.5.4.2.2.(1) Prevederea centurilor intermediare la cldirile cu perei rari i la cldirile tip "sal/hal" are ca scop sporirea rezistenei peretelui la:

(a) solicitri statice (b) solicitri ciclice Figura C 8.41 Efectul armturii în rosturile orizontale [San Bartolomé,A.,Quiun, D., Mayorca,P. Proposal of a standard for seismic design of confined masonry buildings Institute of Indutrial Science, University of Tokyo, Bulletin of ERS, No.37] [Alcocer,S.M.,Arias,J.G/, Flores ,L.E. Some Developments on Performance –based Seismic Design of Masonry Structures ] Examinarea celor dou diagrame din figura C 8.41 arat c în prima faz, în ambele probe testate, comportarea peretelui a fost liniar, pân la producerea primei fisuri înclinate. Solicitrile ulterioare, cu deplasri impuse mai mari, au condus la creterea deschiderii fisurii principale în zona diagonalei comprimate ceea ce a fcut ca peretele s fie, practic, separat în dou pri cu form triunghiular. În acest stadiu rigiditatea peretelui este considerabil sczut iar rezistena este asigurat prin frecare, prin încletarea mecanic între elementele pentru zidrie i prin rezistena la forfecare a stâlpiorilor din beton armat. În continuare rezisten la for tietoare a peretelui de zidrie confinat scade sever ca urmare a degradrii elementelor (zdrobire local) i forfecrii seciunilor de la capetele stâlpiorilor. În cazul pereilor cu armturi profilate, cu rezisten ridicat, dispuse în rosturile de aezare se constat o comportare mai bun în cea ce privete rezistena, disiparea energiei i capacitatea de deformaie. În acest caz, încercrile au artat c fisurarea zidriei este mai uniform distribuit iar fisurile sunt mai fine ceea ce sugereaz existena unei zone comprimate cu lime mai mare care este echilibrat de eforturile de întindere din armturile orizontale. Aa cum rezult din tabelul 8.4., factorul de comportare q pentru zidria confinat i armat în rosturile orizontale este mai mare cu 20% decât cel pentru zidria fr armturi în rosturile orizontale. În condiiile producerii fisurilor înclinate, barele de oel intersectate de fisuri se opun deprtrii celor dou fee ale fisurii i capt deformaii longitudinale. Eforturile care se dezvolt în armturi cresc pe msura creterii deformaiilor, dar numai atât timp cât acestea rmân în domeniul elastic (pentru oelurile fr consolidare - de tip OB37 i PC52). Fora corespunztoare reprezint o parte din capacitatea total de rezisten a peretelui. Numeroase încercri efectuate, atât pe elemente pline cât i pe elemente cu perforaii dispuse vertical, au artat c, pentru pereii solicitai la for tietoare în planul lor, prezena armturilor reduce procesul de degradare a rezistenei dup atingerea valorii maxime i în acelai timp reduce i uniformizeaz fisurarea peretelui. Aceste efecte depind de cantitatea de armtur dispus în rosturi i de condiiile de ancorare la capetele barelor. Unele încercri au artat eficiena armturilor din rosturile orizontale chiar pentru procente mici (8 0.05%), concretizat prin creterea raportului dintre fora tietoare maxim i fora tietoare corespunztoare fisurrii.

y k h f f p

.0 max ,  În cazul zidriilor confinate, efectul armturii din rosturi este îmbuntit dac barele sunt ancorate în stâlpiorii de margine.Eficiena armturii din rosturile orizontale depinde în mare msur de calitatea zidriei, în special de calitatea mortarului, deoarece, în timpul solicitrii seismice alternante, aderena între armtur i mortar se poate deteriora. În aceast situaie eforturile în oel rmân limitate, fr a se atinge curgerea, i, în consecin, nu se mai produce, pe aceast cale, disiparea energiei seismice. C 8.5.4.3 Reguli de proiectare specifice pentru construcii cu perei din zidrie cu inim armat (ZIA) C8.5.4.3.(4) Prevederea ine seama de faptul c, datorit modului de fabricare a oelului (prin ecruisare), capacitatea de deformare post elastic a oelului din plasele sudate (tip sârm tras la rece) este mult mai mic decât cea a oelurilor din categoria de rezisten I (tip OB 37) i din categoria de rezisten II (tip PC 52). Din acest motiv utilizarea plaselor nu este permis la primul nivel unde, sub efectul aciunii seismice corespunztoare acceleraiei de proiectare, este dirijat, prin concepie, dezvoltarea deformaiilor postelastice. Pentru celelalte niveluri, dimensionarea barelor din plas trebuie s se fac astfel încât oelul s rmân în domeniul elastic de comportare pentru fora tietoare asociat momentului capabil al peretelui (calculat cu suprarezistena armturilor dac la extremitile peretelui exist stâlpiori armai vertical cu oel din categoriile de rezisten I sau II ). C 8.6. Verificarea siguranei C 8.6.1. Cerina de rezisten în raport cu starea limit ultim (ULS) C 8.6.1.1. Cerina de rezisten pentru efectele cutremurului în planul peretelui Formarea mecanismului de disipare a energiei seismice prin localizarea zonelor plastic poteniale la baza montanilor, conform CR 6, este favorizat de faptul c pentru cazul cldirilor regulate se poate demonstra c valoarea raportului dintre momentul capabil într-o seciune la cota z i momentul capabil în seciunea de încastrare este superioar valorii raportului între momentul de rsturnare în seciunea respectiv i momentul de rsturnare la baz )

( ) ( )

( ) (  .  z M z M z M z M r r cap cap

Pentru a se reduce riscul de rupere a zidriei din efortul principal de compresiune (rezultat din suprapunerea efortului normal din compresiunea axial cu cel tangenial din fora tietoare) cantitatea de armtur longitudinal din rosturi trebuie limitat. Astfel, în cazul zidriilor cu elemente cu perforaii verticale, în [Alcocer,S.M. and Zepeda, J.A. Behavior of multi-perforated clay brick walls under earthquake-type loading. Proc. of the 8th North American Masonry Conference, Austin, Texas, 1998] se recomand ca procentul maxim al armturilor orizontale s fie limitat în funcie de rezistena la compresiune a zidriei (fk) i de rezistena oelului (fy) la valoarea

(a) V=0 Rupere din compresiune centric (b) Rupere din compresiune excentric (desprindere în rost i/sau zdrobirea zidriei comprimate) (c) Rupere din for tietoare (lunecare în rost orizontal) (d) Rupere din for tietoare (în scar, numai prin rosturi/ prin rosturi i elemente) Figura C 8.42 Scheme de rupere a panourilor de zidrie din compresiune i for tietoare Schemele din figura C 8.42. - cu aceleai notaii- se regsesc în imaginile din figura C 8.43. (a) (b) (c) Figura C 8.43 Ruperea panourilor de zidrie - exemplificri C8.6.1.1.(9) Condiia se refer la pereii structurali pentru care momentul capabil este mai mare decât momentul încovoietor care revine peretelui în ipoteza comportrii elastice a structurii la aciunea cutremurului de proiectare. Este cazul, des întâlnit, al unor perei din cldiri cu puine niveluri, situate în zone seismice cu valori ag mici, care, din considerente arhitecturale/funcionale, au lungimi mari (de exemplu, perei de calcan, la limita de proprietate, sau perei care separ apartamentele în cazul locuinelor cuplate). În acest caz, rezistena de proiectare la for tietoare nu trebuie s fie mai mare decât valoarea forei tietoare elastice (q=1). Prezena acestor perei, dac sunt amplasai în poziie excentric, conduce, de regul, la eforturi de rsucire de ansamblu care amplific solicitarea pereilor de contur. C 8.6.1.2. Cerina de rezisten pentru efectele cutremurului perpendicular pe planul peretelui C 8.6.1.2 (1) Se aplic prevederile CR 6 care in seama de anizotropia zidriei. Determinarea corect a eforturilor secionale în perete sub efectul încrcrilor perpendiculare pe planul peretelui, este condiionat, în mare msur, de identificarea condiiilor reale de prindere/fixare pe contur a panoului de zidrie (rezemare simpl, încastrare elastic din continuitate, latur liber). Se subliniaz faptul c modelarea ca Existena acestei relaii reprezint o premiz de realizare a cerinei de dirijare a zonelor de dezvoltare a deformaiilor inelastice în seciunea de la baz. Gradul de acoperire a diagramei de momente de rsturnare depinde de valoarea raportului între efortul unitar de compresiune din încrcrile verticale ( ) i efortul unitar de proiectare la compresiune (fd) i este mai mare în cazul cldirilor cu nniv 3 C8.6.1.1.(1) Ruperea unui panou de zidrie sub efectul combinat al încrcrilor verticale i orizontale se poate produce sub una din urmtoarele forme:

- perei structurali - perei nestructurali - panouri de zidrie înrmat în cadre. Rezistena la încovoiere perpendicular pe plan se poate dezvolta prin dou mecanisme (figura C 8.44.):

1. Rezistena la întindere din încovoiere a zidriei - conform CR 6.

2. Efectul de arc - perete rezemat lateral i perete rezemat sus i jos . C- fora de compresiune din efectul de arc Figura C 8.44. Rezistena zidriei la încovoiere perpendicular pe plan Zidria solicitat normal pe plan se comport elastic pân la fisurare. Dup fisurare, rezistena la încovoiere este realizat prin seciunea redus, analog betonului simplu (se poate admite Wpl 8 1.75 We) iar apoi scade relativ rapid dac nu se dezvolt efectul de arc. Existena mecanismului de rezisten prin efectul de arc depinde de îndeplinirea mai multor condiii dintre care se men ioneaz în primul rând existena contactului direct între panou i cadru. De asemenea, dezvoltarea efectului de arc este limitat de condiia de stabilitate a peretelui sub efectul forei de compresiune (din acest motiv, în unele lucrri, se consider c efectul poate fi luat în considerare numai pentru perei al cror coeficient de zveltee este 25) i de un anumit nivel de rigiditate al elementelor cadrului (grinzi i stâlpi). Deoarece formarea efectului de arc prezint un nivel ridicat de incertitudine în ceea ce privete realizarea contactului dintre panou i cadru, în CR 6 se consider c rezistena pereilor la aciunea încrcrilor perpendiculare pe plan este asigurat numai de rezistena la întindere din încovoiere a zidriei. În aceste condiii, fora seismic de proiectare a pereilor structurali sub efectul încrcrii seismice perpendiculare pe plan

plac elastic (acceptat în regelementri mai vechi) poate furniza rezultate nerealiste în cazul pereilor cu anizotropie accentuat (cu rosturi verticale neumplute sau cu îmbinri mecanice - tip "nut i feder"). 8.7.6. Rezistena de proiectare a pereilor supui la încovoiere perpendicular pe planul median Rezistena de proiectare a pereilor supui la încovoiere perpendicular pe planul lor se determin pentru toate categoriile de perei de zidrie:

## $ % && ' (   G panou gol gol A A

.1 ) ( ; Dac Agol0,2Apanou existena golului poate fi neglijat. C 8.6.2. Cerina de rigiditate Cerina se justific prin faptul c, în prezent, exist un numr mare de produse din grupa 2S caracterizate fiecare de legi constitutive specifice ( - /B- ). Datele furnizate de productor trebuie s serveasc proiectantului pentru aprecierea driftului (raportul între deplasarea relativ a dou planee consecutive i înlimea nivelului respectiv) limit, acceptabil pentru fiecare produs în parte, astfel încât s fie satisfcut atât cerina de limitare a degradrilor, cât i cerina de siguran a vieii. Încercrile efectuate în strintate i în ar, pe zidrii cu elemente din grupa 2S, au artat c avarii care pot fi considerate ireparabile au loc la valori al driftului între 0,81‰. Severitatea avarierii acestora este mai redus pentru zidriile confinate i armate în rosturile orizontale. C 8.6.3. Cerina de stabilitate Prevederea se refer la stabilitatea peretelui sub aciunea încrcrilor verticale i a forei seismice care acioneaz în planul peretelui. Stabilitatea pereilor din zidrie pentru aciunea seismic perpendicular pe planul lor se va verifica pentru forele seismice determinate conform prevederilor de la Cap.10. C 8.6.5. Cerine de rezisten în raport cu starea limit de serviciu (SLS) C8.6.5.(1) Pentru cldirile din clasele de importan I i II având în vedere costurile directe i indirecte care pot rezult prin avarierea pereilor de zidrie în cazul cutremurelor care se repet la intervale de timp mai scurte decât cel al cutremurului de proiectare, pentru zonele seismice cu acceleraia terenului pentru proiectare ag  0.30g, rezistena pereilor structurali i nestructurali din zidrie i a panourilor înrmate va fi verificat la aciunea cutremurului cu interval mediu de recuren mai mic decât cel al cutremurului de proiectare. Factorul de reducere a aciunii seismice pentru verificarea rezistenei se va lua =0,5 iar pentru deplasrile laterale impuse factorul  se va lua conform art.10.3.2.2 Factorul de comportare se va lua q=1.0 (comportare elastic) iar factorul de material va fi M=1,50. se determin conform 8.4.2.(4) din acest Cod iar calculul rezistenei se face luând în considerare suprapunerea efectelor din încrcrile verticale cu aciunea seismic normal pe plan calculat conform Cap.10 din prezentul Cod. În unele cazuri, rezistena de proiectare a panourilor pline poate fi exprimat prin valoarea forei normale pe plan pe care o poate prelua peretele respectiv. Pentru verificarea cerinei de siguran aceast valoare urmeaz s se compare cu valoarea forei de proiectare calculat conform capitolului 10. În cazul panourilor cu goluri la care Agol > 0,2 Apanou fora determinat ca mai sus se reduce, pentru un panou, cu un coeficient subunitar care înmulete fora determinat pentru întreg panoul:

i normal pe plan). C 8.7.2. Prevederi suplimentare pentru calculul pereilor structurali la for axial i încovoiere în planul peretelui Pentru determinarea rezistenei de proiectare la fora axial i moment încovoietor în CR 6 se folosesc urmtoarele ipoteze de baz, valabile atât pentru zidria nearmat, cât i pentru zidria armat:

1. Ipoteza seciunilor plane;

2. Rezistena la întindere a zidriei pe direcie perpendicular pe rostul orizontal este nul;

3. Relaia efort unitar - deformaie specific este dreptunghiular pentru calculul la starea limit ultim (ULS);

4. Relaia efort unitar – deformaie specific este triunghiular pentru calculul la starea limit de serviciu (SLS). Ipoteza seciunilor plane adoptat în CR 6 nu este valabil pentru toate cazurile. În mod special, nu este valabil în cazul pereilor scuri solicitai de fore aplicate în planul peretelui. Rezistena ultim este îns relativ puin influenat de aceast neconcordan. Modelele de calcul sunt diferite pentru zidria nearmat (ZNA) i pentru zidria armat (confinat, cu inima armat). În cazul zidriei nearmate CR 6 permite calculul considerând c blocul eforturilor unitare de compresiune pentru ULS este dreptunghiular cu valoarea maxim 0,85fd. Un calcul mai exact pentru valorile mai ridicate ale efortului unitar de compresiune se poate face acceptând c blocul eforturilor unitare de compresiune are forma diagrame constitutive - a zidriei [Petrovici,R., Revizuirea Codului CR 6-2006 (I) Propuneri pentru calculul pereilor din zidrie nearmat la compresiune excentric - AICPS Review nr.4/2010]. În acest caz se poate pune în eviden efectul "ductilitii de material" a zidriei (raportul mu/1). Compararea diagramelor de interaciune M-N din figurile C8.46. a i b arat elocvent avantajele zidriilor "ductile".

C 8.7. Calculul valorilor de proiectare ale rezistenelor pereilor din zidrie C 8.7.1. Prevederi generale de calcul C8.7.1.(1) Având în vedere faptul c în România cutremurul reprezint aciunea care dimensioneaz cldirile din zidrie pe cea mai mare parte a teritoriului, concepia CR 6 a avut în vedere stabilirea unor msuri de alctuire general, de dimensionare i de detaliere constructiv astfel încât s fie facilitat obinerea unui rspuns seismic favorabil în condiiile unui efort tehnic, tehnologic i economic rezonabil. Din acest motiv, principalele principii i reguli pentru calculul rezistenei de proiectare au fost date în CR 6. În acest paragraf se dau, în principal, precizri legate de diferenierea msurilor amintite în funcie de severitatea condiiilor seismice C8.7.1.(2) Prevederea amintete necesitatea determinrii rezistenei de proiectare a pereilor pentru ambele situaii posibile de aciune a cutremurului (în planul peretelui

Figura C 8.45 Model complet de calcul la încovoiere i compresiune Figura C 8.46a Diagrama de interaciune M-N pentru zidrii "fragile" Figura C 8.46b. Diagrama de interaciune M-N pentru zidrii "ductile" În cazul zidriei nearmate, rezistena de proiectare - momentul încovoietor capabil pentru o valoare dat a forei axiale - pentru pereii care se verific la SLS - se determin în ipoteza c pe seciunea orizontal a peretelui se accept dezvoltarea eforturilor unitare de întindere numai pe o zon limitat din lungimea peretelui. Limitarea zonei întinse rezult din condiia ca excentricitatea de aplicare a rezultantei încrcrilor verticale s nu depeasc cu mai mult de 20% limita sâmburelui central

- În cazul seciunilor din zidrie armat (ZC i ZIA) betonul conlucreaz cu zidria pân în stadiul ultim.Conlucrarea este limitat de caracteristicile mecanice ale materialului cel mai slab (de regul elementele pentru zidrie). Figura C 8.47 Deformaii specifice limit la perei din zidrie confinat Pe baza ipotezelor de mai sus, în CR 6 se accept c, în cazurile în care nu este necesar un calcul mai exact, rezistena de proiectare la încovoiere (MRd), asociat forei axiale de proiectare (NEd), pentru un perete de form oarecare din zidrie confinat, poate fi calculat prin însumarea rezistenei de proiectare la încovoiere a seciunii ideale de zidrie nearmat MRd (zna,i) cu rezistena de proiectare la încovoiere corespunztoare armturilor din stâlpiorii de la extremiti MRd(As) Not. Ipotezele de mai sus nu sunt în totalitate în concordan cu prevederile referitoare la zidria confinat din SR EN 1996-1: pentru determinarea valorii de proiectare a momentului unei seciuni se va avea în vedere o diagram de eforturi unitare bazat numai pe rezistena zidriei; contribuia armaturii comprimate va fi neglijat. Aceast abordare conduce la valori mai mici ale momentului capabil aa cum rezult din figura C 8.58. În zona eforturilor unitare de compresiune obinuite în cldirile curente (0=0,2÷0,5 kN/cm2) sporul momentului capabil prin considerarea contribuiei armturilor din stâlpiorul comprimat este de circa 12 ÷30% . C8.7.2.(2) În cazul pereilor în form de L, T i dublu T cu tlpi inegale, rezistena de proiectare se va lua egal valoarea cea mai mic rezultat pentru cele dou sensuri de aciune ale cutremurului (schimbarea solicitrii pe tlpi:"întindereHcompresiune"). Asigurarea rezistenei în aceste seciuni are o importan major pentru realizarea conlucrrii spaiale a pereilor dispui pe cele dou direcii principale ale cldirii. Starea de eforturi la interfaa inim/talpa are un caracter complex întrucât seciunea respectiv este solicitat simultan de:

al seciunii. În cazul pereilor cu seciune dreptunghiular, aceast condiie revine la limitarea excentricitii forei axiale la valoarea lw/5. În cazul zidriei confinate, CR 6 menine ipotezele acceptate în mod curent în practica de proiectare din România, i anume:

.0 Figura C 8.48. Comparaia diagramelor de interaciune M-N conform SR EN 1996-1-1 i CR 6 - fora de lunecare vertical provenit din aciunea seismic în planul inimii peretelui; - forele i momentele provenite din aciunea seismic perpendicular pe planul tlpilor (pereilor perpendiculari). Experiena cutremurelor trecute a artat c, sub efectul acestei stri complexe de solicitare, în multe cazuri, se produce cedarea legturii între perete i talpi dup una din schemele de mai jos. (a) (b) Figura C 8.49. Tipuri de avariere la interfaa inim / talp a pereilor compui C8.7.2.1.(3) Armturile prevzute la (3) elimin, de regul, avarierea pe schema din figura C 8.49. a dar nu pot preveni ruperea pe schema (b) mai ales dac în zona respectiv (dincolo de seciunea unde au fost oprite barele) în perete exist liuri verticale. C 8.7.3. Rezistena de proiectare a pereilor cuplai C8.7.3.(1) Condiiile enumerate fac parte din msurile pentru realizarea mecanismului favorabil de disipare a energiei seismice definit în CR 6. Condiia 1a este satisfcut dac, pentru montantul respectiv, la fiecare nivel (j), este verificat inegalitatea: ) N ( M T

l M ) h H ( F asoc cap n j n j n j asoc rc w cap rc j j            " " "

în care - "  n j j j h H F ) ( este momentul de rsturnare dat de forele Fj aferente montantului, care acioneaz peste seciunea de la baza nivelului j (n este numrul total de niveluri al cldirii). Condiia 2 este satisfcut dac sub efectul momentului încovoietor din seciunea de încastrare a riglei de cuplare rezistena la compresiune local a zidriei nu este depit. C 8.8. Calculul deformaiilor i deplasrilor laterale în planul peretelui C 8.8.1. Condiii generale Prevederile la care se face trimitere se refer la stabilirea caracterisiticilor geometrice i a valorilor modulilor de elasticitate pentru calculul deformaiilor i deplasrilor laterale în planul peretelui. Se va ine seama de efectul fisurrii asupra proprietilor secionale i se vor folosi: caracteristicile geometrice ale seciunii nefisurate de zidrie i de beton; ½ din valoarea modulului de elasticitate longitudinal echivalent, de scurt durat (Ez) ½ din valoarea modulului de elasticitate transversal echivalent (Gz) . Pentru zidria confinat i zidrie confinat i armat în rosturi se va ine seama de prevederile corespunztoare din CR 6. C 8.9. Proiectarea cldirilor simple din zidrie C 8.9.1. Generaliti C8.9.1.(1) Standardul SR EN 1998-1 i reglementrile naionale din mai multe ri permit proiectarea unor cldiri din zidrie numai prin respectarea unor condiii constructive bine precizate, fr obligaia verificrii analitice a siguranei la gruparea seismic de încrcri. Verificarea prin calcul a siguranei acestor cldiri (suprastructura i infrastructura) este obligatorie pentru toate celelalte grupri de încrcri prevzute în CR 0. Cldirile pentru care se accept aceste condiii simplificate sunt caracterizate prin: E risc seismic redus; - sunt amplasate în zone cu acceleraie de proiectare slab sau moderat (în general ag 0,20g); - sunt încadrate în clasele inferioare de importan (clasele III i IV); - au regim de înlime limitat. E rezerve naturale de rezisten provenite din: - alctuire cu regularitate geometric i structural în plan i în elevaie; - limitarea efortului unitar de compresiune în perei (d  0,25fd); - folosirea zidriei cu caracteristici mecanice superioare celor curente ( spor de 20% fa de cerinele curente); - folosirea cu precdere a zidriei armate.

1. Asigurarea unui nivel mai ridicat al ductilitii secionale;

2. Creterea rezistenei la cedare pe seciune înclinat prin sporirea ariei totale a pereilor Valorile de proiectare maxime ale efortului unitar mediu de compresiune care respect condiia med = 0,25fd pentru coeficientul de siguran M=1,9 considerând majorarea rezistenelor din tabelul 8.2 prevzut la 8.9.2.(2) sunt date în tabelul urmtor pentru zonele seismice i înlimile acceptate conform art. 8.9.2. Numr niveluri nniv Acceleraia terenului pentru proiectare ag 0.10g i 0.15g 0,20g 1 (P) 0,270 0,340 2 (P+1) 0,290 0,360 3 (P+2) 0,315 0,390 Pentru a ilustra posibilitile de alegere a sistemului structural pentru cldirile simple de zidrie, în tabelul urmtor sunt date valorile efective ale efortului unitar mediu de compresiune (d) care se realizeaz în aceste cldiri în funcie de densitatea pereilor structurali i de greutatea pe m2 a cldirilor . Rezult c valoarea 0.25fd acoper eforturile unitare medii din cldirile simple, cu condiia alegerii corespunztoare a densitii pereilor. Posibilitatea proiectrii cldirilor fr verificare prin calcul constituie o excepie de la conceptul general de proiectare seismic. Adoptarea acestei posibiliti reprezint o opiune pentru proiectarea cldirilor simple, aa cum sunt ele definite în P100-1. C 8.9.2. Materiale pentru zidrie C8.9.2.(2) Prevederea unor valori minime ale rezistenei caracteristice la compresiune superioare cu 20% celor din tabelul 8.2. are ca scop realizarea unei marje suficiente de siguran în absena verificrilor prin calcul i este menit s acopere i unele suprasolicitri locale care nu sunt evideniate analitic. Sporind ecartul între eforturile unitare efective de compresiune i rezistena zidriei sporete i ductilitatea structurii. În cazurile în care proiectantul i/sau investitorul urmresc folosirea materialelor care conduc la rezistenele minime din tabelul 8.2 din Cod sigurana pentru gruparea seismic de încrcri va fi verificat prin calcul. C 8.9.3. Condiii de regularitate geometric i structural C8.9.3.(2) Limitarea efortului unitar mediu de compresiune la parter are ca scop:

Eforturi unitare medii de compresiune efective în cldiri simple de zidrie Greutate zidrie Înlime Densitatea pereilor structurali 3% 4% 5% 6% Elemente din BCA g = 10 kN/m2 P 0,166 0,125 0,100 0,083 P+1E 0,333 0,250 0,200 0,166 P+2E --- 0,375 0,300 0,250 Elemente din argil ars g = 12 kN/m2 P 0,200 0,150 0,120 0,100 P+1E 0,400 0,300 0,240 0,200 P+2E --- --- 0,360 0,300 Elemente din argil ars g = 14 kN/m2 P 0,233 0,175 0,140 0,120 P+1E --- 0,350 0,280 0,233 P+2E --- --- --- 0,350

Figura C 9.1. Efectele aciunilor verticale i orizontale C 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DIN LEMN C 9.1.3 Conceptul de proiectare C9.1.3.1 Proiectarea detaliilor construcive este foarte important pentru construciile din lemn situate în zone seismice. Trebuie asigurat traseul eforturilor în ansamblul structurii de la sol i fundaii la acoperi i invers (prin forma structurii i continuitate), precum i existena unei rezerve de rezisten suficient (ductilitate i disipare de energie). C9.1.3.2 Aciunea seismic implic importana major a continuitii structurale a legturilor între diferite elemente i eficacitatea lor la întindere/compresiune. Toate componentele pereilor de contravântuire i a diafragmelor trebuie s fie conectate astfel încât s se constituie într-un ansamblu unitar. In Figura C 9.2 se prezint localizarea legturilor i exemple de soluii care s asigure continuitatea structural. La nivelul planeului, o centur periferic trebuie s fie prevzut astfel încât s reziste eforturilor de întindere ce acioneaz din planeu sub forma unor încrcri orizontale (Figura C 9.2, b) i s asigure continuitatea la coluri, unde îmbinrile dintre panouri trebuie s fie mai dese (Figura C 9.2, a). Elementele de rezisten verticale trebuie s fie îmbinate continuu pe înlime pentru a asigur transmiterea uniform a eforturilor verticale (Figura C 9.2, c). Trebuie considerat în mod special întinderea perpendicular pe fibre. Pentru aceasta, în Figura C 9.3, d, înlimea be nu trebuie s fie mai mare ca 2/3h, pentru a limita riscul de despicare. Este necesar ca legturile din Figura C 9.3, b, d si e, s nu fie excentrice. C9.1.3.3 Îmbinrile trebuie s fie capabile s lucreze pe dou direcii perpendiculare. De aceea, îmbinrile cu contact direct pe o singur direcie nu sunt recomandate. În Figura C 9.4 sunt exemplificate îmbinri cu transmitere pe dou direcii a eforturilor. Fundaiile trebuie legate între ele, pentru a conlucra ca un tot unitar, ca un radier in caz de deformare a terenului.

Figura C 9.2. Detalii care asigur continuitatea la încrcri orizontale. (a) întrirea colurilor; (b) continuitatea nervurilor întinse; (c) continuitatea montanilor întini; (d) preluarea ridicrii i alunecrii pe fundaii cu ajutorul ancorrilor. Figura C 9.3. Detalii de proiectare a îmbinrilor solicitate la întindere perpendicular pe fibre (a) si (c) comportare nefavorabil; (b), (d) si (e) comportare favorabil.

Figura C 9.4. Dispoziii constructive pentru prevenirea pierderii contactului pe reazeme în construcii vechi i moderne C 9.4. Criterii de proiectare pentru structuri disipative C 9.4.1. Reguli pentru elementele de îmbinare C9.4.1 Sub aciunea încrcrilor alternante, elementele din lemn au, în general, o comportare liniar. Ruperea lor este fragil, în special datorit defectelor de material. Disiparea de energie este slab, cu excepia cazurilor de compresiune transversal. Îmbinrile încleiate au, de asemenea, o comportare elastic i nu contribuie la deformaia plastic a structurii, nici la disiparea de energie. Aceasta înseamn c structurile din lemn având îmbinri încleiate sau din bare perfect articulate pot fi considerate slab disipative, fr nici o posibilitate de plastificare. Plastificarea i disiparea de energie pot s se produc în îmbinrile diferitelor elemente doar in cazul îmbinrilor semirigide (îmbinri mecanice realizate cu elemente de îmbinare metalice). C9.4.2 Îmbinrile mecanice prezint, în general, o comportare plastic atunci când valorile diametrelor tijelor i distanele dintre rândurile de tije i dintre tije i marginea elementului din lemn sunt respectate. Acest fenomen apare din comportarea lemnului la capacitatea portant local asociat cu plasticitatea i disiparea de energie a metalului. C9.4.3 Pentru a evita reducerea capacit ii de rezisten a unei structuri de lemn, trebuie respectate urmtoarele principii: - proiectarea unor piese de fixare care s împiedice smulgerea elementelor din îmbinare; - evitarea utilizrii unor mijloace de îmbinare susceptibile de a avea rupere fragil; - utilizarea unor materiale având o comportare favorabil sub sarcini repetate.

C 10. PREVEDERI SPECIFICE COMPONENTELOR NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR C 10.1 Generaliti Principalele realizri obinute în ingineria seismic în ultimele decenii ale secolului XX s-au canalizat în special ctre îmbuntirea siguranei structurale. Dei s-au înregistrat unele progrese, preocuprile privind sigurana seismic a componentelor nestructurale ale cldirilor (CNS) nu s-au dezvoltat la nivelul celor relative la sigurana structural cu toate c avarierea elementelor i/sau componentelor subsistemului CNS poate avea, chiar dac la scar mai redus, aceleai categorii de consecine. Primele coduri de proiectare seismic nu au insistat asupra proteciei CNS deoarece aveau ca obiectiv declarat asigurarea proteciei vieii, inclusiv prin msuri care s permit evacuarea în siguran a cldirii, dar nu aveau în vedere nivelul de avariere care putea, în multe cazuri, s conduc la ieirea din funciune a acesteia, pe durate de timp mai mici sau mai mari i/sau s fac inacceptabile din punct de vedere economic operaiile de reparare . Prima meniune privitoare la protecia seismic a CNS se gsete într-o anex la UBC (Uniform Building Code) din 1927 i se refer la asigurarea stabilitii elementelor ornamentale, a parapeilor i placajelor atât din exteriorul cldirilor cât i din interiorul acestora. Ulterior (1935) acelai Cod a prevzut, ca recomandare, proiectarea CNS i a prinderilor acestora pentru o for orizontal proporional cu greutatea respectiv F= CW. Abia în 1961 aceast prevederea a devenit obligatorie. Istoric, prevederile referitoare la diferitele categorii de CNS au aprut în codul american dup cum urmeaz: - prinderile panourilor exterioare prefabricate (UBC 1967); - rafturile de depozitare i sistemele de tavane suspendate (UBC 1973); - echipamentele i utilajele, inclusiv prinderile acestora (UBC 1976); - sistemele de sprinklere i pardoselile înlate (UBC 1985); - panourile de reclame/firme, sistemele principale de conducte, boilerele, instalaiile de climatizare, motoare, pompe, etc (UBC 1988). În reglementrile din România prevederile referitoare la proiectarea seismic a CNS au avut urmtoarea cronologie: - P 13-63: a stabilit fora seismic de calcul SCNS = cCNSQCNS unde coeficientul global cCNS era multiplu al coeficientului Ks (Ks = 0.05 pentru gradul seismic 8 MSK); s-au dat un numr foarte restrâns de prevederi referitoare la Elemente care nu fac parte din structura principal de rezisten. - P 13-70: pstreaz, în principal, acelai nivel de fore seismice de proiectare ca i P 13-63; idem în ceea ce privete prevederile constructive. - P 100-78: prevede unele sporuri ale nivelului de fore seismice de proiectare dar prevederile constructive pentru CNS lipsesc complet. - P 100-81: menine nivelul forelor seismice din P 100-78; apare un capitol important Msuri privind proiectarea i execuia instalaiilor pentru construcii.

- P 100-92: menine nivelul forelor seismice din P100-81 (cu unele precizri) iar capitolul referitor la proiectarea instalaiilor capt o dezvoltare mai mare (inclusiv o anex explicativ). - P 100-1/2006: nivelul forelor seismice a crescut odat cu modificarea hrii de zonare iar valorile forelor au fost difereniate în funcie valorile specifice ale factorilor de amplificare proprie (CNS) i de factorii de comportare (qCNS) Se men ioneaz îns faptul c, în ultimii ani, chiar în condiiile aplicrii prevederilor din P 100-1/2006, riscul seismic al CNS a sporit deoarece, în cele mai multe cazuri, alctuirea de ansamblu a cldirilor proiectate s-a caracterizat prin rezolvri arhitecturale complexe, al cror rspuns seismic este, de multe ori, dificil de anticipat suficient de exact prin calcul iar proiectarea elementelor nestructurale nu a inut seama întotdeauna de constrângerile specifice impuse de micrile seismice. Ne referim aci, de exemplu, la cldirile cu forme complexe în plan i în elevaie care includ suprafee vitrate de mari dimensiuni. De regul, aceste suprafee vitrate, furnizate i montate de firme specializate, nu sunt verificate de proiectanii respectivi din punct de vedere al capacitii de a prelua "driftul" probabil al structurii, amplificat sensibil de torsiunea de ansamblu a cldirilor cu form complex, i, uneori, nici pentru aciunea seismic perpendicular pe planul lor. O alt cauz a vulnerabilitii seismice a CNS este datorat i faptului c proiectarea acestora este adesea încredinat arhitecilor debutani sau personalului mediu, fiind rezolvat prin aplicarea mecanic a unor detalii care, în multe cazuri, s-au dovedit necorespunztoare i care sunt preluate în proiecte fr nici o analiz critic. Detalierea prinderilor CNS este fcut de multe ori cu întârziere fa de graficul de execuie sau, adesea, este lsat la latitudinea constructorului (de exemplu, cazul tavanelor false care includ i corpuri de iluminat neasigurate împotriva balansului în timpul cutremurului). Chiar i prevederile referitoare la ancorarea zidriilor lipsesc în cele mai multe cazuri de pe planuri sau sunt aplicate mecanic, fr un calcul efectiv al armturilor necesare în stâlpiorii i centurile de la calcane, atice, parapei (în marea majoritate a cazurilor, armrile acestora fiind stabilite la "ochi" sau preluate din proiecte anterioare). Nu trebuie neglijate situaiile când se folosesc elemente nestructurale de import (inclusiv detaliile de prindere respective) provenite din ri neseismice i a cror capacitate de rezisten nu este verificat pentru intensitatea seismic de calcul a diferitelor amplasamente din România. Verificarea proiectelor din punct de vedere al rezistenei i stabilitii CNS de ctre verificatori atestai, prevzut în acest capitol la 10.10.(2), are ca scop tocmai prevenirea comportrii nefavorabile a CNS la aciunea cutremurului de proiectare i meninerea acestora în funciune în cazul cldirilor cu funciuni vitale pentru cutremurele cu perioad de revenire mai scurt. Rspunsul seismic al CNS prezint numeroase particulariti care conduc la folosirea unor concepte i metode de proiectare specifice, diferite substanial de cele folosite curent pentru proiectarea elementelor structurale. Diferenele principale provin din: - Comportarea la aciunea seismic direct: Datorit amplificrii rezultate din rspunsul dinamic al structurii, acceleraia seismic la care sunt supuse CNS amplasate peste nivelul de încastrare al suprastructurii este mult superioar acceleraiei seismice a terenului. Msurtorile efectuate pe diferite tipuri de cldiri arat c acceleraia la nivelul planeelor crete pe înlimea cldirii

ajungându-se pân la amplificri de 34 ori ale acceleraiei terenului la ultimul planeu al cldirii. Ca atare, în afar de caracteristicile micrii terenului i de caracteristicile dinamice ale structurii principale, rspunsul seismic al unei CNS depinde i de poziia acesteia în cldire. - Comportarea la aciunea seismic indirect : Elementele subsistemului CNS care au prinderi multiple de structur sau care se afl în contact direct cu elementele structurii sunt solicitate prin deformaiile impuse de micarea structurii principale în timpul cutremurului. Acest tip de solicitare a unei CNS se produce deoarece fiecare punct de prindere are o micare diferit i în unele cazuri defazat (de sens opus) faa de micarea celorlalte; intensitatea acestei solicitri depinde direct de msura în care distanele între punctele de prindere se modific în timpul cutremurului. - Proprietile dinamice ale CNS: masa, rigiditatea i amortizarea proprie ale CNS sunt, de regul, mult mai mici decât masa, rigiditatea i amortizarea structurii. Perioada proprie de vibraie a unei CNS poate fi, uneori, apropiat de perioada unuia dintre modurile de vibraie ale structurii, rezultând din aceast cauz, i fiind favorizat i de amortizarea proprie redus, o situaie de cvasi-rezonan, cu amplificarea foarte important a micrii la baza CNS (la nivelul unde aceasta este rezemat). În cazurile, mai rare, în care masa i rigiditatea CNS au mrimi apropiate de cele ale structurii principale se poate produce un fenomen de interaciune, semnificativ ca intensitate, între CNS i structura principal. Ca urmare sistemul compus "structur + CNS" poate cpta perioade proprii apropiate astfel încât rspunsul seismic maxim poate corespunde la dou sau chiar trei perioade proprii ale structurii. - Proprietile mecanice ale materialelor i echipamentelor au unele particulariti care pot amplifica efectele aciunii seismice: de regul, materialele din care sunt alctuite CNS nu sunt adecvate pentru preluarea solicitrilor seismice: au comportare fragil (sunt lipsite de ductilitate) i au rezistene mecanice reduse, în particular la eforturi unitare de întindere; componentele echipamentelor i mai ales prinderile (asamblrile) dintre acestea pot fi deteriorate / desfcute cu uurin de micarea construciei în timpul cutremurului conducând la ieirea din funciune a instalaiei / echipamentului. Ca atare rspunsul seismic al fiecrei CNS este diferit în funcie de domeniul de comportare – fragil sau ductil - al materialului din care aceasta este alctuit. În cazul echipamentelor electro-mecanice rspunsul seismic depinde i de capacitatea acestora de a suporta micrile individuale diferite ale componentelor în timpul cutremurului. Problemele proteciei seismice a subsistemelor nestructurale din cldiri sunt abordate în mod complex în codurile de proiectare din multe ri avansate dintre care pe primul loc se gsete SUA. În majoritatea acestor ri în care hazardul seismic reprezint o ameninare serioas pentru viaa i bunurile populaiei au fost promovate reglementri care conin numeroase prevederi referitoare la protecia iniial, prin proiectare, a componentelor nestructurale din cldirile noi precum i la evaluarea gradului de asigurare i la reducerea riscului seismic al CNS din cldirile existente.

- se prevd fore seismice de proiectare mai mari; - conine prevederi constructive mai severe i mai detaliate; - conine prevederi suplimentare referitoare la driftul admisibil (de proiectare); - are prevederi specifice suplimentare pentru proiectarea prinderilor; - impune proiectarea pentru aciunea seismic în cazul echipamentelor care au nivel ridicat de importan în cazul cldirilor cu funciuni eseniale. În concepia sistemic o cldire este alctuit din dou subsisteme: E subsistemul elementelor structurale (structura) E subsistemul componentelor nestructurale (CNS). În conformitate cu definiiile curent folosite, subsistemul elementelor structurale este constituit din componentele cldirii care sunt destinate s asigure satisfacerea cerinei de siguran structural a cldirii sub aciunea diferiilor ageni mecanici provenii din mediul natural sau antropic. Pentru cldirile situate în zone seismice de intensitate medie sau ridicat, alctuirea, dimensionarea i detalierea constructiv a subsistemului elementelor structurale este condiionat, în primul rând, de efectele forelor seismice. Pentru cldirile aflate în zone seismice de intensitate slab, structurile corect proiectate pentru încrcrile gravitaionale, permanente i utile, i (eventual) pentru cele datorate aciunii vântului, pot asigura, fr msuri suplimentare, satisfacerea cerinei de siguran structural. Clasificarea componentelor unei cldiri în structurale/nestructurale trebuie considerat mai mult din punct de vedere metodologic. În Codurile de proiectare clasificarea este bazat pe anumite criterii formale, uneori subiective, care conduc la metodologii de evaluare seismic diferite. În realitate cldirea rspunde aciunii seismice ca un ansamblu unitar în care ordinea cedrii elementelor nu este neaprat cea avut în vedere în scenariul de proiectare. Multe elemente definite ca nestructurale (pe baza incertitudinilor privitoare la intervenia lor în rspunsul seismic de ansamblu) contribuie, pozitiv sau negativ, la realizarea obiectivului de performan seismic urmrit de proiectant. În particular, componentele din zidrie considerate nestructurale în scenariul de proiectare pot avea atât efecte negative (de exemplu, în cazul unor interaciuni necontrolate cu elementele structurii) cât i o contribuie favorabil (dac sunt realizate condiiile de conlucrare cu structura la preluarea/disiparea energiei seismice) Evoluia în timp a nivelului de cunoatere a fcut ca amploarea prevederilor Codurilor de proiectare referitoare la protecia seismic a CNS s creasc de la o ediie la alta. Astfel, ultima variant a International Building Code – IBC 2003 [ICC International Code Council - International Building Code IBC 2003], menit s înlocuiasc cele trei coduri model folosite în prezent pe teritoriul SUA, conine numeroase elemente de progres fa de codurile precedente:

i menine poziia în cldire i integritatea fizic proprie (care condiioneaz i capacitatea de funcionare dup cutremur). Prevederile legate de proiectarea, execuia i montajul componentelor nestructurale din cldiri au ca scop reducerea pierderilor totale provocate de cutremure. Experiena cutremurelor din trecut a artat c marea majoritate a pierderilor economice directe i indirecte s-a datorat avarierii componentelor nestructurale. Pierderile directe se refer la costurile de reparare / înlocuire a componentelor avariate iar pierderile indirecte rezult din întreruperea / blocarea activitilor de producie, comerciale, din transporturi, etc. În multe situaii, avarierea CNS a afectat sigurana vieii locuitorilor din cldiri i din afara lor, fiind raportate un numr semnificativ de decese i foarte multe cazuri de persoane rnite. Astfel, în Japonia, la cutremurul Miyagiken-oki (1978) au murit 18 persoane (2/3 din totalul victimelor) ca urmare a prbuirii gardurilor de incint iar la cutremurul de la Kobe (1995) 65 persoane i-au pierdut viaa datorit cderii unor piese grele de mobilier (1% din totalul victimelor). Avarierea i ieirea din lucru a unor componente nestructurale, în special din categoria instalaiilor, a condus la întreruperea funcionrii unor cldiri cu funciuni eseniale pentru intervenia/reacia post cutremur. În SUA, la cutremurul de la Northridge

(1994), 10 spitale principale, ale cror structuri erau practic neafectate, au fost scoase din funciune prin avarii la CNS: avarierea instalaiilor de ap, spargerea geamurilor, oscilarea puternic a corpurilor de iluminat, avarierea contragreutilor de la ascensoare i întreruperea alimentrii cu energie electric. Chiar i în cazul cldirilor curente, avarirea unor CNS din categoria instalaiilor poate face construcia respectiv nelocuibil pe o perioad de timp. Dei ponderea important a avarierii CNS în bilanul pierderilor totale provocate de cutremure a fost identificat de mai mult timp, aciunea comunitii specialitilor a cptat o amploare mai mare numai în ultimele trei decenii. Acest lucru s-a datorat faptului c ultimele cutremure au artat c, în timp ce performanele structurale ale cldirilor moderne, proiectate dup coduri avansate, au fost satisfctoare, s-au înregistrat numeroase situaii de avariere masiv a prilor secundare chiar în cazul unor cutremure de intensitate moderat (de exemplu: Loma Prieta – 1989, magnitudine Richter MR = 7.1 i Northridge – 1994, MR = 6.7). În ultimele decenii studiul complex, teoretic i experimental, al comportarii seismice a componentelor nestructurale ale construciilor, i reglementarea în consecin a

C 10.1.1.Obiect i domeniu de aplicare C10.1.1 (1) Necesitatea introducerii în P100-1 a unui capitol distinct i consistent privind componentele nestructurale se justific, în primul rând, prin constatarea, atât în ar cât i în strintate, a faptului c în marea majoritate a cazurilor în proiectele de construcie nu sunt prevzute msuri speciale pentru protecia seismic a CNS. În mod curent se recurge la folosirea experienei trecute sau la detalii constructive care pot fi foarte corecte pentru o zon neseismic dar pot fi generatoare de consecine grave în zone seismice. Totodat, faptul c în majoritatea codurilor sunt date prevederi speciale numai pentru protecia seismic a unui numr restrâns de CNS poate conduce la concluzia c restul acestora nu trebuie protejate. Componentele nestructurale nu constituie parte a structurii principale dar trebuie s posede caracteristici structurale (stabilitate, rezisten, rigiditate, ductilitate) pentru a-

i anume [Gunturi, S.K.V & Shah,H.C. Mapping structural damage to monetary damage in Structural Engineering in Natural Hazard Mitigation, Proc.ASCE Structures Congress 1993; Irvine CA,SUA, ] : - absena unui ansamblu unitar de formulri i, chiar, de definiii specifice (de referin); - absena unor coduri i metodologii de proiectare acceptate de întreaga comunitate de specialiti (a se vedea, de exemplu, discrepana între nivelurile de abordare din SR EN 1998-1 i din reglementrile americane); - lipsa unui control unitar asupra procesului de proiectare. inând seama de caracterul de noutate al acestui Capitol i de faptul c, în cele mai multe cazuri, inginerii proiectani de structuri nu sunt familiarizai aspectele specifice ale rspunsului seismic al CNS i cu conceptele i metodele de proiectare seismic a CNS, comentariile de fa vor conine i multe elemente explicative/descriptive (dintre care unele au chiar aspect didactic) urmrind prin aceasta s ajute la înelegerea elementelor care stau la baza prevederilor din Cod i astfel s faciliteze aplicarea acestora în proiectare. Tendina de diversificare a msurilor de protecie a CNS supuse aciunii seismice, în funcie de particularitile constructive i de nivelul de risc asociat, implic o analiz mai complex decât cea cu care sunt obinuii în prezent proiectanii, analiza care iese cu mult din tiparele i/sau din comoditatea rutinei de proiectare. Din acest motiv va fi necesar ca, în viitor, acest segment al proiectrii s revin în întregime inginerilor structuriti, care, în colaborare cu arhitecii i cu inginerii care proiecteaz instalaiile i echipamentele mecanice din cldiri, s gseasc soluiile cele mai adecvate pentru îmbuntirea performanelor seismice ale CNS. Este evident, totodat, c din punct de vedere practic, prin adoptarea unei astfel de metodologii de proiectare a componentelor nestructurale efortul proiectanilor va crete, va deveni mai complex i, prin urmare, mai costisitor. Aceste costuri suplimentare trebuie s fie îns judecate în raport cu beneficiile incomparabil mai mari care se obin prin limitarea avarierii elementelor nestructurale. C10.1.1.(5) Este evident, mai ales din considerente economice, c atât protecia elementelor nestructurale din cldirile noi cât i interveniile pentru reducerea riscului din cldirile existente trebuie s fie difereniate în funcie de importana cldirii i de severitatea aciunilor seismice susceptibile de a afecta cldirea pe întreaga durat de exploatare stabilit de investitor, astfel încât riscul de avarie s fie cât mai mic în condiiile unui efort financiar raional i acceptabil pentru investitor. Stabilirea nivelului de performan minim admisibil – riscul admisibil - deci cel implicit acceptat prin reglementrile de proiectare, este o problem de decizie politic corespunztoare unei anumite etape în dezvoltarea economic a societii dintr-o ar. Pentru o construcie, considerat individual, investitorul poate solicita proiectantului un obiectiv de performan prin care se realizeaz un grad de asigurare mai ridicat decât cel minim prevzut de reglementrile tehnice, dac prin aceasta se obine o minimizare a costului total (Ctot) al cldirii constituit din costul investiiei iniiale (Ci), costul lucrrilor de reparaie/consolidare (Cr) care devin necesare dup cutremurele msurilor necesare pentru sporirea nivelului de siguran al acestora, au cunoscut o evoluie rapid. Cu toate aceste progrese, la nivel conceptual/teoretic, se constat înc existena mai multor impedimente pentru aplicarea pe scar larg a acestui concept la proiectarea cldirilor noi i a lucrrilor de intervenie asupra cldirilor din fondul construit existent

ateptate pe durata de exploatare prevzut pentru cldire, i costurile indirecte (Cind) rezultate din întreruperea funcionrii cldirii.Aceast idee poate fi particularizat în cazul CNS sub forma: Ctot,CNS = Ci,CNS + Cr,CNS + Cind,CNS în care: Ci,CNS – costul iniial (de investiie) al subsistemului CNS; Cr,CNS – costul total al reparaiilor/înlocuirii elementelor subsistemului CNS ca urmare a avarierii produse de cutremure pe toat durata de exploatare a cldirii (aceast valoare nu include costurile legate de reparaiile/înlocuirile rezultate necesare din uzura normal a cldirii); Cind,CNS - costul indirect al avarierii CNS (pierderi de beneficii în funcie de durata probabil de nefuncionare a cldirii). În ceea ce privete costul iniial al msurilor de protecie seismic a CNS trebuie s reinem faptul c acesta este practic nesemnificativ în raport cu pagubele directe i indirecte care se pot produce prin avarierea CNS. Un studiu mai vechi din SUA [Whitman, R.V, i colab. Seismic Design Analysis Structures Publication no.381, MIT, March 1974] arat c pentru cldiri cu structura în cadre sporul de cost pentru protecia CNS este numai de 1% indiferent de zona seismic a amplasamentului. Figura C 10.1. Costul proteciei seismice a CNS la cldirile din cadre de beton armat Un alt exemplu al eficienei investiiei iniiale este cel al unui generator electric de rezerv pentru un spital al crui cost iniial/de înlocuire este de 50.000 $ iar costul izolatorilor seismici i al dispozitivului de fixare împotriva deplasrii/rsturnrii este de numai 250 $. [PAHO Pan American Health Organization Principles of Disaster Mitigation in Health Facilities Washington D.C. 2000]. Datorit incertitudinilor legate de manifestarea cutremurelor i de rspunsul seismic al structurii i al CNS, costurile reparaiilor pe durata de exploatare i pierderile indirecte trebuie considerate ca mrimi definite pe baze probabilistice (cost total probabil) Efectul economic al proteciei seismice a CNS depinde în mare msur de funciunea cldirii care stabilete de fapt ponderea relativ a costurilor structurii/ componentelor nestructurale/bunurilor aflate în cldire. În figura urmtoare, este reprezentat structura costurilor pentru cldiri de spitale, de birouri i de hoteluri. Din examinarea acesteia rezult c ponderea cea mai mare în

Figura C 10.2. Costurile relative ale componentelor cldirilor C10.1.1.(6) Aciunea seismic asupra CNS se manifest ca: E aciune "direct" E actiune "indirect" Cele dou tipuri de aciune sunt ilustrate în figura C 10.3. (a) Aciunea direct (b) Aciunea indirect Figura C 10.3. Aciunea cutremurului asupra componentelor nestructurale Avarierea / ruperea CNS datorit efectului direct al cutremurului se produce prin: - depirea rezistenei materialului; - rsturnare datorit ancorrii insuficiente sau lipsei de ancorare; - deplasare prin lunecare datorit ancorrii insuficiente sau lipsei de ancorare. Msurile pentru reducerea riscului de avarie prin efectul direct al cutremurului constau în principal în: - asigurarea unei ancorri corespunztoare; - prevederea unor msuri constructive speciale pentru asigurarea stabilitii (elemente/subansambluri care au ca rol asigurarea stabilitii ). Avarierea / ruperea CNS prin efectul indirect al cutremurului se poate produce din una dintre urmtoarele cauze: - deplasarea relativ de nivel excesiv a structurii; - incompatibilitatea rigiditii CNS cu rigiditatea structurii; - interaciuni necontrolate între elementele structurii i CNS alturate; - prinderea CNS de dou structuri (tronsoane) independente; - prinderea CNS de structur în mai multe puncte. investiie revine mobilierului, dotrilor i elementelor nestructurale. În consecin, sporuri minore de cost ale structurii (12%) sunt soluia cea mai potrivit pentru reducerea costului total probabil pe întrega durat de exploatare.[Taghavi,S & Miranda ,E. Seismic Performance and Loss Assessment of Nonstructural Building Components Proceedings of 7th National Conference on Earthquake Engineering, Boston., MA.,2002] [Miranda, E. Response Assessment of Nonstructural Building Elements PEER Report 05/2003]

Msurile pentru reducerea riscului de avarie prin efectul indirect al cutremurului constau, pentru aceast categorie de elemente în: - limitarea deplasrilor relative de nivel pentru structura principal; - proiectarea CNS pentru a putea prelua deplasrile estimate fr cedarea prinderilor i fr avarierea componentei respective. Din punct de vedere al cauzelor care produc avarierea lor în timpul cutremurului, CNS se clasific în dou grupe: i. Componente a cror avariere se produce, în principal, prin aciunea seismic direct (efectul forelor de inerie corespunztoare produsului dintre masa CNS i acceleraia pe care aceasta o capt în timpul cutremurului). Aceste componente sunt denumite în literatura de specialitate i componente sensibile la acceleraia seismic. Afectarea CNS din zidrie prin efectul direct al forelor de inerie se poate concretiza sub una din urmtoarele forme: E fisuri, crpturi, dislocri rezultate din depirea capacitii de rezisten a componentei datorit solicitrilor produse de forele de inerie; E rsturnarea sau alunecarea componentei datorit lipsei de ancorare sau a unei ancorri insuficiente (cazul componentelor rezemate în consol - atice, parapete, balustrade, couri de fum i de ventilaie,etc). ii. Componente a cror avariere se produce, în principal, prin aciunea seismic indirect (efectul deformaiilor impuse prin deplasrile laterale relative ale punctelor de prindere/de contact cu structura principal). Aceste componente sunt denumite în literatura de specialitate i componente sensibile la deplasri impuse de micarea seismic. Avarierea CNS din zidrie prin efectul indirect al aciunii seismice poate fi provocat de una dintre urmtoarele cauze: E valoare mare a deplasrii relative de nivel a structurii; E incompatibilitate între rigiditatea structurii i cea a componentelor nestructurale din zidrie; E interaciuni necontrolate între elementele nestructurale din zidrie i elementele structurale adiacente; E prinderea elementelor nestructurale de structuri diferite (dac rosturile de deplasare nu traverseaz i CNS). Pentru proiectarea seismic a CNS este important identificarea sensibilitii diferitelor categorii de CNS la cele dou categorii de efecte ale cutremurului menionate la C10.1.(6). Pe baza analizelor teoretice (modelul dinamic) i a tipului de interaciune cu structura principal (specific fiecrei categorii de CNS) în tabelul urmtor este dat o clasificare a CNS din acest punct de vedere:

Tabelul C10.1 Categoria componentei nestructurale Efect direct Efect indirect A Componente arhitecturale A1 Elemente ataate anvelopei Finisaje, elemente de protecie termic sau decoraii din crmid, beton, piatr, materiale ceramice, sticl sau similare, care au ca suport elementele de închidere, structurale sau nestructurale (elemente lipite de faad sau ancorate de faad) S P Copertine, balustrade, atice, profile ornamentale, marchize, statui, firme/reclame rezemate în consol, antene. P ---- A2 Elementele anvelopei Elementele structurii proprii a anvelopei - panouri de perete pline sau vitrate, montani, rigle, buiandrugi, centuri i alte elemente care nu fac parte din structura principal a construciei; tâmplriile înglobate, inclusiv geamurile/sticla. S P A3 Elemente de compartimentare interioar fixe sau amovibile (inclusiv finisajele i tâmplriile înglobate) grele sau uoare. Placaje interioare: - din piatr , inclusiv marmura - din elemente ceramice S P A4 Tavane suspendate: - aplicate direct pe structur P ----- A5 Alte elemente de construcie

Scri P S B1B4 Instalaii Echipamente, utilaje P ----- Conducte i tevi P S C1C2 Echipamente electromecanice P S D1D3 Mobilier i alte dotri P ---- P = efect principal S = efect secundar. În cazul CNS sensibile la aciunea seismic direct, interaciunea structur/CNS datorat deformaiilor/deplasrilor reazemelor are o importan redus. CNS sensibile la aciunea direct pot fi avariate prin lunecare, înclinare sau rsturnare (echipamentele mecanice/electrice sunt, de regul, sensibile la aciunea direct). Intensitatea celor dou efecte asupra CNS depinde i de amploarea incursiunilor structurii în domeniul post-elastic. Pentru structurile cu ductilitate mare (proiectate pentru valori mari ale factorului de comportare q) valoarea acceleraiei de nivel este mai mic decât cea corespunztoare structurilor cu rspuns cvasielastic (orientativ cele proiectate pentru q 1,52,0) i, din acest motiv, CNS care sunt sensibile la aciunea

- sigurana vieii; - pierderea total/parial a funcionalitii; - pierderi economice de amploare (care pot cauza cheltuieli directe i /sau indirecte mari în raport cu valoarea de investiie). În funcie de consecinele pe care le poate avea avarierea lor, CNS ale cldirilor se pot clasifica în patru mari categorii, dup cum urmeaz:

a) Elemente sau subansambluri a cror avariere poate afecta sigurana vieii persoanelor din exteriorul cldirii, poate bloca accesele în cldire i/sau poate provoca pagube materiale cldirii i terilor: - perei exteriori nestructurali (faade grele i uoare/perei cortin), inclusiv placajele/finisajele i decoraiile ataate acestora, copertinele de la intrri; - elemente de protecie termic de pe pereii structurali din beton armat; - elemente decorative sau ataate pe faade: parapei, jardiniere, firme, antene i similare; - elemente de construcie aflate la nivelul acoperiului: lucarne, cornie, atice, couri de fum i de ventilaie, piese ale învelitorilor ceramice; - garduri de incint.

b) Elemente sau subansambluri a cror avariere poate afecta sigurana vieii persoanelor din interiorul cldirii, poate împiedica accesul echipelor de intervenie sau evacuarea în siguran a cldirii: - perei interiori de compartimentare, în special cei de pe cile de acces i/sau de evacuare; - tavane suspendate, inclusiv corpurile de iluminat; - instalaii sau echipamente a cror avariere poate provoca accidente: boilere, cazane sub presiune, transformatoare electrice, etc.

c) Elemente sau subansambluri a cror avariere poate conduce la scoaterea din funciune a unor cldiri cu funciuni eseniale (de exemplu, în cazul spitalelor, centrelor de comunicaii, etc.). Componentele nestructurale din aceast categorie (aparatura specific, reelele de alimentare, mobilierul tehnologic) trebuie s fie identificate, în fiecare cldire în parte, de ctre specialitii utilizatori.

d) Elemente sau subansambluri a cror avariere poate provoca numai pagube materiale legate de înlocuirea/repararea lor i/sau de întreruperea activitii în cldire pe durate diferite de timp. Inventarierea avariilor specifice, pentru principalele categorii de CNS, este prezentat în cele ce urmeaz pe baza datelor din [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 356: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings. (1998)] i a fost întocmit prin numeroase cercetri in-situ dup cutremurele din trecut.

"direct" a cutremurului sunt mai puin solicitate. În schimb, în cazul structurilor proiectate cu valori mari ale coeficientului q, CNS care sunt sensibile la aciunea "indirect" a cutremurului trebuie s poat prelua deplasri relative mai mari ale punctelor de prindere. C 10.2. Cerine generale de performan seismic specifice CNS C10.2 (1) Identificarea principalelor categorii de avarii pe care cutremurele le produc subsistemului CNS i cunoaterea mecanismului de avariere au ca scop fundamentarea msurilor practice de proiectare seismic. Riscurile cauzate de avarierea CNS se refer la:

- Tavane suspendate: cderea panourilor, avarii pe contur, separarea nervurilor principale de cele transversale. - Tavane din tencuial (ipsos): cdere parial/total, desfacere local. - Zidrii de faad: cderea zidurilor, avarierea panourilor i a prinderilor, spargerea geamurilor, cderea placajelor. - Decoraii, ornamente: avarii care conduc pân la riscul de cdere a unor piese masive, grele. - Perei tencuii sau placai cu panouri de ipsos: fisurare, crpturi, dislocri. - Perei despritori amovibili: rsturnare, deplasare. - Planee înlate (ridicate): cdere, separarea între module. - Elemente înglobate în tavane suspendate (corpuri de iluminat, guri de ventilaie, sprinklere): cderea din tavanul suspendat, ruperea capetelor sau conductelor de ap. - Perei de închidere i despritori din zidrie nearmat: desfacerea i cderea zidurilor i parapeilor, cderea molozului de la pereii despritori. - Boilere: lunecarea, ruperea conductelor de gaz sau motorin, ruperea sau îndoirea evilor de abur i a supapelor de avarie. - Instalaii de rcire: lunecarea, rsturnarea, ieirea din funciune, pierderea lichidului de rcire. - Generatoare electrice de urgen (de rezerv): avarierea izolatorilor de vibraii, ruperea legturilor de alimentare (motorin, energie, linii de comand), pierdere capacitii de funcionare, ruperea liniilor de transmitere. - Pompe pentru apa de incendiu: ruperea buloanelor de ancoraj, modificarea poziiei pompei în raport cu motorul, ruperea conductelor. - Rezervoare locale: avarierea vasului, ruperea conductelor/evilor. - Echipamente de comunicaii: alunecare, rsturnare, rsucire care produce ieirea din funciune. - Transformatori principali: alunecare, pierderea uleiului, ruperea/avarierea izolatorilor, ieirea din funciune. - Panouri electrice principale: alunecarea sau rsturnarea, spargerea sau avarierea evilor sau barelor colectoare. - Ascensoare (cu traciune): ieirea contragreutii de pe ine, ieirea cablurilor de pe scripete, dislocarea echipamentelor. - Alte echipamente fixe: alunecare sau rsturnare, ieirea din funciune, avarierea echipamentelor alturate. - Canalizri: rupere, separare, pierderi de lichid, pierderea aburilor. - evi, conducte: rupere, pierderi de lichid. C10.2 (2) O formulare mai concret a cerinelor de performan ale CNS este posibil în cadrul concepiei generale pe proiectare seismic pe baza conceptului de performan (engl.PBSD =Performance based seismic design). Gradul de avarie maxim probabil dup producerea unui cutremur definete nivelul de performan seismic al cldirii. Gradul de avariere se refer la atât la elementele structurii (ES) cât i la componentele nestructurale (CNS) i se definete prin natura, amploarea i consecinele avariilor (pierderilor).

1. Cldire complet funcional (CCF) : cldire cu avarii neglijabile, care continu s funcioneze normal, inclusiv instalaiile, echipamentele i dotrile.

2. Cldire funcional (CF): cldire cu avarii minore i întreruperi de scurt durat ale serviciilor/utilitilor neeseniale, dar care poate fi folosit normal. Deoarece elementele subsistemului CNS asigur funcionalitatea cldirii, este evident c realizarea acestor dou niveluri de performan depinde, în primul rând, de comportarea subsistemului CNS sub aciunea cutremurului. În cazul CNS care sunt sensibile la aciunea indirect a cutremurului, performana seismic a acestora depinde, evident, i de performana seismic a structurii.Nivelul de performan cldire complet funcional este asociat solicitrilor pentru care incursiunile dincolo de limita domeniului elastic de comportare a materialelor sunt întâmpltoare. În cazul structurilor ductile, dup depirea limitei de cldire funcional (CF) exist un interval lung de deformare, între CF i CPV, în care avariile sunt apreciate ca fiind controlabile (în consecin i avarierea CNS nu este excesiv). [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 274: NEHRP Commentary on theGuidelines for the Seismic Rehabilitation of Buildings, october 1997] În cazul structurilor cu comportare neductil (proiectate cu factori de comportare relativ mici) domeniul în care se poate afirma c avarierea CNS nu este excesiv (între CF i CPV) este mult mai restrâns. (a) (b) Figura C 10.4. Domeniul avariilor controlate la structuri ductile (a) i neductile (b)

Astfel în SUA, în conformitate cu prevederile stabilite de [SEAOC Performance –Based Seismic Engineering.Vision 2000 Committee, Sacramento. 1995] i cu recomandrile [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 450: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings. (2003)] se definesc patru niveluri de performan, primele dou fiind legate de starea limit de serviciu (SLS) i celelalte legate de starea limit ultim (ULS). Cerinele de performan legate de (SLS) sunt definite dup cum urmeaz :

I. Complet funcional /operaional: Se produc numai avarii minore ale CNS care continu s funcioneze, iar cldirea este disponibil pentru utilizarea normal. Reparaiile cu caracter local i izolat, dac sunt necesare, pot fi executate oricând dorete beneficiarul. Satisfacerea acestui nivel depinde i de caracteristicile echipamentelor (calificarea seismic) i de calitatea montajului.Uneori este necesar existena/funcionarea alimentrii de rezerv cu energie electric. II. Funcional: CNS se afl în siguran i, dac sursele de alimentare respective sunt disponibile, cele mai multe dintre acestea pot funciona. Sistemele vitale (Life Safety Systems) sunt operaionale. Se produc avarii uoare la unele CNS, câteva geamuri sparte, unele echipamente pot iei din functiune. Cile de acces i echipamentele pentru sigurana vieii rmân n general disponibile i funcionale (dac alimentarea cu energie funcioneaz). Reparaiile, uneori mai numeroase, pot fi îns, începute oricând dorete beneficiarul. Riscul de rnire/pierderea vieii datorit avariilor CNS este foarte sczut. Dac structura nu are avarii grave, ocupanii pot rmâne în siguran în cldire dar, uneori, în condiii de confort redus. III. Protecia vieii: Se produc avarii semnificative ale CNS. Acestea sunt în siguran din punct de vedere al stabilitii i al rezistenei, dar este posibil ca, în cele mai multe cazuri, instalaiile i echipamentele s nu funcioneze. Se produc avarii extinse si costisitoare ale CNS care necesit timp lung pentru refacere, dar nu se produc dislocri i cderi sistematice. Cile de acces pot fi parial blocate de moloz sau de unele elemente de construcie czute. Se pot produce i alte degradri semnificative ale cldirii prin avarierea instalatiilor: inundarea, incendii. Pot fi persoane rnite prin cderea CNS dar riscul de pierdere a vieii este, în general, foarte sczut, atât la interiorul cldirii cât ila exterior. IV. Precolaps: Este posibil ca multe CNS s fie dislocate sau s aib prinderile rupte/avariate i din acest motiv s prezinte un risc major de prbuire i deci, pericol pentru sigurana vieii. În cldirile corect proiectate elementele grele/masive care reprezint pericole grave în cazul în care se prbuesc sunt asigurate i nu cad în zonele unde sunt posibile aglomerri de persoane. La acest nivel de avariere nu se poate asigura protejarea cilor de acces i nici a instalaiilor pentru sigurana vieii (instalaiile de stingere a incendiilor, de exemplu). Descrierea comportrii generale a subansamblului CNS, pentru fiecare dintre cele patru niveluri de performan seismic (NPS) ale cldirii, a fost formulat în documentul [SEAOC Performance –Based Seismic Engineering.Vision 2000 Committee, Sacramento. 1995] dup cum urmeaz:

C10.2.(4) Proiectarea seismic conform acestui capitol se aplic în teritoriu, difereniat în funcie de: E severitatea hazardului seismic la amplasament (acceleraia ag); E clasa de importan a cldirii E riscul care rezult din avarierea unei anumite clase de CNS (în principal riscul pentru sigurana vieii) C10.2.(5) Exceptrile menionate la acest punct au în vedere existena unui risc redus pentru sigurana vieii rezultat din coroborarea urmtoarelor considerente: - nivelul de solicitare sczut ; - inexistena unui pericol public în cazul avarierii; - clasa de importana inferioar a cldirilor (pentru care nu se cere funcionarea continu i care nu adpostesc aglomerri de persoane); - inexistena unor riscuri speciale (deversare de lichide sau aburi cu temperatur sau presiune ridicate sau a altor substane periculoase). În plus pentru toate componentele BD (cu excepia B4) pentru care CNS  1, s-a avut în vedere c, prin limitarea greutii i a înlimii de montare, aceste elemente nu constituie pericol pentru sigurana vieii în cazul în care se rstoarn sau se deplaseaz din poziia în care sunt montate. C 10.3. Bazele calculului seismic al componentelor nestructurale Actuala ediie a P 100-1 are la baz valori mai ridicate cu 25% ale acceleraiilor seismice de proiectare fa de cele din P 100-1/2006, pentru toate locaiile care se afl sub incidena cutremurelor intermediare din Vrancea i a cutremurelor superficiale din Banat. Pentru aceste zone acceleraia seismic de proiectare este ag=0,20g÷0,40g ceea ce mrete, direct proporional, valoarea forei seismice pentru care trebuie proiectate CNS. Aceste valori corespund unui interval mediu de recuren de circa 225 de ani i servesc pentru calculul CNS la starea limit ultim de stabilitate i de rezisten. Pentru calculul la starea limit de serviciu (SLS) se folosete o fraciune () din valoarea ag corespunztoare amplasamentului, difereniat în raport de riscul potenial care decurge din avarierea diferitelor categorii de componente nestructurale. Creterea forei seismice proporional cu creterea acceleraiei de proiectare a fost compensat parial prin reducerea coeficienilor de siguran pentru unele materiale având vedere faptul c intervalul mediu de recuren al cutremurului de proiectare a crescut de la 100 de ani la 225 de ani (probabilitatea de producere în cursul existenei construciei a cutremurului de proiectare a sczut). Au fost îns introduse prevederi mai severe pentru protecia componentelor eseniale din cldirile din clasa I de importan i pentru toate componentele care prezint risc pentru sigurana vieii. Prevederile sunt mai severe pentru zonele cu valori ridicate ale acceleraiilor (ag0,30g) pentru care experiena naional i internaional este mai redus. În orice caz, sporirea acceleraiei seismice de proiectare va conduce, în multe situaii, la creterea dimensiunilor unor elemente (sporirea grosimii pereilor nestructurali) i la creterea dimensiunilor prinderilor i la necesitatea unor msuri constructive mai stricte atât pentru elementele de construcie cât i pentru instalaii i echipamente. Totodat va rezulta i un efort suplimentar din partea proiectailor pentru calcule i detaliere.

C 10.3.1. Principii i metode de evaluare a forei seismice de proiectare pentru CNS C10.3.1(2) Calculul mai exact al CNS la aciunea seismic se poate face folosind diferite procedee de analiz dinamic direct, bazate pe principiile dinamicii structurilor elastice. Calculul are ca scop determinarea acceleraiei seismice a CNS amplasate într-o construcie în vederea evalurii forelor seismice de proiectare. Complexitatea acestor procedee/metode variaz în limite largi în funcie de modelul de calcul i de procedeul analitic folosit. Calculul bazat pe un model complet al sistemelor "structur +CNS", efectuat prin analiz modal sau prin integrarea direct a ecuaiilor de micare, prezint dificulti deosebite care îl fac, practic, inaplicabil în proiectarea curent. În plus, aa cum este menionat i în literatura de specialitate, datorit numrului mare de grade de libertate ale sistemului compus i a diferenelor mari între masa structurii i masa CNS, rezultatele obinute printr-un astfel de procedeu nu au întotdeauna un grad de încredere satisfctor. O posibilitate de eliminare a dificultilor i a incertitudinilor semnalate este decuplarea celor dou sisteme dinamice – structura i CNS - adic determinarea separat a rspunsului structurii principale i folosirea acestuia ca aciune exterioar pentru calculul CNS. Un astfel de procedeu presupune determinarea variaiei în timp a acceleraiei seismice la nivelul de rezemare / prindere al CNS (accelerograma de etaj) i utilizarea acesteia pentru calculul acceleraiei seismice a CNS considerat ca sistem dinamic independent. Aplicarea acestui procedeu nu evit îns integrarea direct a ecuaiilor de micare pentru structur i CNS dar elimin dificultile i incertitudinile semnalate în cazul modelului complet. Not. Accelerograma de etaj poate fi obinut direct la cldirile instrumentate seismic, dar numai la nivelurile la care este montat aparatura. Argumentele de mai sus justific i explic utilizarea extrem de limitat în practica curent a celor dou procedee menionate în acest aliniat. C 10.3.1.1. Metoda spectrelor de etaj Grupul de procedee cunoscut în literatur sub denumirea de "metoda spectrelor de rspuns de etaj" permite simplificri ale calculelor pentru stabilirea acceleraiei CNS cu grad de precizie acceptabil în limite largi. Calculul spectrelor de rspuns de etaj implic parcurgerea urmtoarelor etape:

1. Determinarea variaiei în timp a acceleraiei seismice la nivelul planeului pe care este fixat CNS (accelerograma de etaj) prin integrarea direct a ecuaiei de micare a structurii sub aciunea unei accelerograme înregistrate sau a unei accelerograme artificiale compatibile cu spectrul de rspuns al acceleraiei terenului la amplasament.

2. Determinarea spectrului de rspuns de etaj prin metodologia obinuit folosind ca aciune accelerograma de etaj.

3. Determinarea spectrului de rspuns al CNS pe baza caracteristicilor dinamice ale acesteia folosind spectrul de rspuns de etaj. În cazul în care se urmrete numai determinarea rspunsului CNS la o singur micare seismic, aplicarea procedeului descris mai sus este relativ simpl i rapid. Dac îns se dorete s se in seama de incertitudinile legate de manifestarea aciunii seismice i de proprietile dinamice ale structurii aplicarea metodei devine de

CNS CNS CNS CNS G c G C C C C C F  

unde cCNS este un coeficient seismic global pentru componenta respectiv. În formula de mai sus semnificaia coeficienilor C1  C5 este urmtoarea (în paranteze sunt date notaiile din acest Cod): C1 - coeficient care reprezint aciunea seismic la amplasament (ag); C2 - coeficient de amplificare a acceleraiei terenului la nivelul de prindere al CNS (Kz); C3 - coeficient de amplificare dinamic al CNS (CNS); C4 - coeficient de importan al CNS (CNS);

asemenea laborioas. În acest caz este necesar ca determinarea spectrului de rspuns de etaj s fie realizat prin prelucrarea statistic a rezultatelor obinute cu un numr suficient de mare de accelerograme de etaj, generate, la rândul lor, folosind un pachet de accelerograme artificiale, i inând seama de variabilitatea statistic a proprietilor dinamice ale structurii (perioadele proprii de vibraie i amortizarea structural). În felul acesta se obine un spectru de etaj netezit, cu valori medii i abateri standard cunoscute. Acest demers este îns de asemenea greoi i consum mult timp pentru analizele dinamice i practic nu este folosit nici în cazul unor construcii excepionale (cum sunt centralele nucleare). Pentru eliminarea, cel puin parial, a dificultilor semnalate, au fost cutate variante ale acestei metode care s evite integrarea direct a ecuaiilor de micare ale cldirii. Aceste metode permit – cu anumite simplificri - determinarea direct a spectrului de rspuns de etaj, pornind de la un spectru dat al micrii terenului, numai pe baza proprietilor dinamice ale structurii principale. Evident, este raional ca spectrul micrii terenul s fie, la rândul su, determinat ca spectru netezit bazat pe un numr suficient de mare de accelerograme artificiale. Pentru proiectarea curent, în locul spectrului netezit al micrii terenului, obinut prin integrare direct a unui pachet de accelerograme, se poate folosi spectrul de rspuns elastic pentru amplasamentul respectiv stabilit prin reglementrile tehnice specifice (spectrul elastic de Cod). Calculul mai exact al forelor seismice care se exercit asupra componentelor nestructurale este recomandat în special în cazul cldirilor înalte pentru care trebuie avut în vedere i fenomenul de "cvasi rezonan al frecvenelor proprii al CNS i ale unor perioade de vibraie de ordin superior ale cldirii [Petrovici, R., Calculul seismic al componentelor nestructurale din cldiri înalte - Conferina Naional AICPS 2008]. Din punct de vedere al facilitii de aplicare i chiar al preciziei rezultate, avantajele metodelor care folosesc spectrul de etaj determinat din spectrul elastic de cod sunt îns suficiente pentru a justifica folosirea lor în practica de proiectare. C 10.3.1.2. Metoda forelor statice echivalente C10.3.1.2.(2) În marea majoritate a reglementrilor contemporane valoarea forei static echivalent aciunii seismice este exprimat în funcie de cinci parametri sub forma:

CNS CNS CNS CNS CNS q W S F   unde notaiile sunt urmtoarele: SCNS - coeficient seismic pentru CNS WCNS - greutatea CNS CNS - coeficientul de importan al CNS qCNS - coeficientul de comportare al CNS Coeficientul SCNS are expresia: 

CNS CNS SC 5.0 T T

H z

S S  )                 ## $ % && ' (   # $ % & ' (   Aa cum se poate constata, coeficientul notat C2+3 ine seama simultan de amplificarea acceleraiei terenului pe înlimea cldirii - coeficientul C2 din (C10.2) - i de amplificarea dinamic dat de raportul între perioada proprie a CNS i perioada modului fundamental de vibraie al structurii - coeficientul C3 din (C10.2). În formula SCNS notaiile sunt: ) - raportul dintre acceleraia seismic de proiectare i acceleraia gravitaiei (analog coeficientului Ks din P100-92); S - coeficient care ine seama de natura terenului (S TCNS - perioada proprie a CNS; T0 - perioada modului fundamental de vibraie al structurii. În relaia (10.1) din P 100-1, coeficientul Kz ia în considerare faptul c acceleraia terenului se amplific pe înlimea cldirii ca urmare a micrii oscilatorii a acesteia. În consecin, componentele nestructurale aflate la înlimi diferite în raport cu baza cldirii vor avea acceleraii diferite, care cresc de la baz spre vârf. În cazul în care se face un calcul dinamic complet al cldirii, valoarea acceleraiei fiecrui planeu poate fi determinat exact pentru a servi ca baz pentru calculul forei care solicit CNS de la fiecare nivel. Deoarece efectuarea calculului dinamic nu este justificat pentru toate categoriile de construcii (a se vedea Comentariul C10.3.1(2)), reglementrile tehnice prevd relaii simplificate pentru evaluarea acceleraiei seismice la diferite niveluri pe înlimea construciei. C5 - coeficient de modificare (reducere) a efectului forei seismice pentru CNS (qCNS). Dup cum se vede, relaia (10.1) din Cod acoper integral structura formulei generale pentru calculul FCNS. În standardul SR EN 1998-1 fora seismic static echivalent pentru CNS este dat de o formul în care se regsesc toi parametrii exprimai prin coeficienii C1  C5 dar fr a fi explicitai ca atare.

H z m K z  1 Relaia din SR EN 1998-1 se poate reduce de asemenea, la limit la aceiai form deoarece în cazurile curente, componentele nestructurale sunt mult mai rigide decât structura (cu excepia unor conducte sau elemente similare) i, ca atare, avem TCNS zero i, prin urmare, rezult cu suficient precizie c valoarea coeficientului C2+3 este dat de aceiai ecuaie cu m=1.5 H z H z C 5.1

5.0

5.1



 # $ % & ' (    ceea ce conduce la C2,max = 2.5 pentru z = H. Pentru alte reglementri de referin, relaiile care exprim amplificarea pe înlimea cldirii sunt: - UBC 97 = H z C

  = C2,max = 4.0 pentru z = H - IBC 2003 = H z

C2   = C2,max = 3.0 pentru z=H - Japan Standard 1992 = H z 3.2

C2   = Cc,max = 3.3 pentru z=H - NZS 4203:1992 = H z

C2   = C2,max = 3.0 pentru z =H - IS 1893 = C2 = constant = C2,max = 1.0 pentru z = H Se men ioneaz c valorile propuse în toate documentele FEMA sunt rezultate din prelucrarea statistic a unui numr foarte mare de înregistrri. Acumularea unui volum mare de date a fost posibil deoarece montarea aparaturii de înregistrare este obligatorie în SUA pentru toate cldirile înalte. La data ultimului cutremur semnificativ (mai 1990) în România exista numai un numr mic de cldiri instrumentate având fiecare câte un aparat la baz i unul la ultimul nivel (etaj complet sau etaj tehnic, parial). Din nefericire, atât la cutremurul din 1986 cât i la cele dou cutremure din 1990, aparatele au funcionat numai parial. Valorile amplificrilor la vârful cldirii, KzH, înregistrate la cldirile instrumentate din România, sunt date în tabelul C 10.2 alctuit pe baza datelor din [Demetriu,S. Identificarea parametrilor modali ai construciilor instrumentate seismic utilizând înregistrri la cutremurele vrâncene A doua conferin naional de inginerie seismic, Bucureti, noiembrie 2001].

Toate aceste relaii se bazeaz pe ipoteza simplificatoare conform creia creterea acceleraiei pe înlimea cldirii este proporional cu cota (z) peste seciunea de încastrare. Aceast seciune este considerat la faa superioar a fundaiilor sau, în cazul cldirilor cu subsol rigid, la nivelul superior al plcii peste subsol. În felul acesta variaia acceleraiei seismice pe înlimea cldirii (Kz) are o form trapezoidal exprimat prin relaia :

Tabelul C 10.2. Valori KzH Cutremurul Toate datele 30.08.1986 30.05.1990 31.05.1990 8 înreg. 12 înreg. 10 înreg. 30 înreg. max 4,43 4,98 2,76 4,98 min 1,51 1,64 1,44 1,44 medie 2,53 2,64 2,01 2,40

0,89 1,11 0,47 0,90 v 0,35 0,42 0,23 0,38 medie + 3,42 3,75 2,48 3,30 Dup cum se poate constata, unele valori KzH depesc cu circa 3550% valoarea "medie+ " pentru ansamblul celor 30 de înregistrri dar aceasta (KzH = 3.30) este superioar cu numai 10% celei date de recomandrile americane (KzH = 3.00) i din acest considerent a fost preluat în prezentul Cod (figura C 10.5) [Petrovici, R. P 100-1 Prevederi specifice pentru componentele nestructurale ale onstruciilor. Alinierea la principiile i regulile de proiectare din FEMA 450 / IBC2003 (SUA). Asemnri i deosebiri fa de Eurocode 8. Conferina Naional AICPS 2006]. Rezultatele individuale, pe cele trei cldiri la care ambele aparate au funcionat la toate cele trei cutremure, prezint de asemenea variaii foarte mari de la un cutremur la altul (tabelul C 10.3). Cauzele acestei variaii i ale valorilor deosebit de mari înregistrate în unele cazuri trebuie cutate, fr îndoial, în compoziiile spectrale ale celor trei cutremure – pe amplasamentele respective - corelate cu caracteristicile dinamice ale cldirilor pe care s-au fcut înregistrrile. Tabelul C 10.3 Cldirea Inlime Direcia Cutremurul 30.08.1986 30.05.1990 31.05.1990 Brila Bloc Unirea S+P+ 11E + ET L 2,40 2,30 1,51 T 4,43 2,60 1,58 Galai iglina -Bloc I1 S+P+ 10E + ET L 2,73 1,80 2,76 T 1,82 1,88 1,81 Ploieti -Vest Bloc 149 C S+P+ 10E + ET L 2,68 4,65 2,48 T 2,03 4,98 2,50 Figura C 10.5. Variaia acceleraiei seismice pe înlimea cldirii [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 450: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings. (2003)]

Figura C 10.6. Variaia acceleraiei pe înlimea cldirii înregistrat la cldirea Van Nuys C10.3.1.2.(3) În cazul componentelor rezemate în consol, în formula pentru calculul valorii Kz se introduce valoarea cotei de rezemare (zinf) C10.3.1.2.(4) Limitarea superioar / inferioar a valorii forei seismice echivalente este necesar pentru evitarea subdimensionrii/ supradimensionrii CNS i a prinderilor acestora de structura principal a cldirii. 1o Limita superioar - relaia (10.2) - a fost stabilit pentru a se evita obinerea din relaia (10.1) a unor fore nejustificat de mari, pentru unele componente aflate la partea superioar a cldirii. Din coroborarea relaiilor (10.1) i (10.2) rezult limitarea 0.4  z CNS CNS K q 

Pentru pereii nestructurali interiori din zidrie simpl care nu sunt fixai de structura principal la partea superioar (de exemplu unii perei de la grupurile sanitare), în tabelul 10.1 se dau valorile: CNS=2,5 i qCNS=1,5 i fora seismic obinut din relaia (10.1) are valoarea FCNS=1.66CNSKzagmCNS. Rezult deci c fora maxim impus de relaia (10.2) este depit pentru valorile Kz 2,4 sau, altfel spus, pereii aflai la cote z 0,7H vor fi proiectai pentru valoarea maxim a forei dat de (10.2) i nu pentru forele rezultate din aplicarea relaiei generale de calcul (10.1) - graficul 1 din figura C10.7.

Rezult în mod evident, c pentru clarificarea acestei probleme este necesar obinerea unui numr cât mai mare de înregistrri i pentru aceasta se impune intensificarea eforturilor pentru echiparea cât mai multor cldiri cu cel puin dou aparate de înregistrare. În acest scop aceast ediie a P 100-1 prevede obligativitatea echiprii cu aparate de înregistrare a cldirilor mai înalte de 50m situate în zone seismice cu acceleraia de proiectare ag 0,25g. Necesitatea continurii acumulrii datelor asupra variaiei acceleraiei pe înlimea cldirii este evident deoarece unele msurtori contrazic flagrant ipoteza variaiei liniare aa cum rezult din figura C 10.6.

Figura C 10.7. Limitri ale forei seismice convenionale pentru CNS [Petrovici, R. P 100-1 Prevederi specifice pentru componentele nestructurale ale construciilor Alinierea la principiile i regulile de proiectare din FEMA 450 / IBC2003 (SUA). Asemnri i deosebiri fa de Eurocode 8. Conferina Naional AICPS 2006] În SR EN 1998-1 nu sunt date limitri superioare/inferioare ale forei seismice echivalente care rezult din formula (C10.3). Din acest motiv survin unele situaii care vor necesita o analiz mai atent: - pentru cazurile în care TCNS8T0 amplificrile sunt mari în raport cu cele din normele americane; - pentru cazurile în care TCNS>2T0 scderea forei seimice echivalente este deosebit de important astfel înct multe CNS nu mai sunt proiectate la o for semnificativ (în cazul cldirilor rigide cu T080,30,5 sec, componentele nestructurale cu perioade TCNS=0,81,20 sec ar trebui s fie calculate la fore convenionale uneori nesemnificative). Pe baza argumentelor de mai sus, în P 100-1, s-au prevzut limitri similare celor din recomandrile FEMA. C10.3.1.2.(6) Fora seismic echivalent folosit pentru calculul eforturilor secionale de proiectare are aceiai distribuie ca i masa CNS considerat pentru determinarea ei. Pentru elementele a cror mas este distribuit liniar (care por fi modelate ca elemente de tip "bar") fora seismic va fi de asemenea considerat ca încrcare uniform distribuit (a se vedea Exemplul de calcul E 10.8). Idem, în cazul elementelor care pot fi modelate ca plci. 2o Limita inferioar - relaia (10.2) - a fost stabilit pentru a se asigura o for minim de calcul corespunztoare practicii curente, în special pentru unele componente situate la nivelurile inferioare ale cldirii. De exemplu, în cazul elementelor anvelopei, pentru care tabelul 10.1 stabilete CNS=1,0 i qCNS=2,5 fora seismic obinut din aplicarea relaiei (10.1) are valoarea FCNS=0,4CNSKzagmCNS. Rezult deci c fora minim de proiectare impus de (10.2) nu este atins pentru valori Kz1,875 adic pentru componentele fixate la cote z0,45 H i ca atare elementele anvelopei situate sub acest nivel trebuie s fie calculate pentru fora seismic minim din (10.3) i nu pentru valoarea mai mic a forei care rezult din aplicarea relaiei generale (10.1) - graficul 2 din figura C10.7.

Figura C 10.8. Fore seismice convenionale perpendiculare pe planul unui perete nestructural Pentru verificarea siguranei, fora seismic echivalent va fi considerat acionând pe direcia cea mai defavorabil pentru componenta respectiv (de exemplu, perpendicular pe planul peretelui / aticului sau pe direcia de rezisten minim în cazul unui co de fum, etc). Pentru unele CNS sunt necesare i ipoteze mai complexe de aplicare a forei seismice, în care se iau în considerare atât componenta vertical cât i cea orizontal a forei seismice (a se vedea E 10.8). C 10.3.1.3. Coeficieni de calcul C 10.3.1.3.1 Factorul de importan pentru CNS (CNS) Factorul de importan CNS corecteaz valorile rspunsului seismic pentru a ine seama de: - consecinele unei eventuale prbuiri/avarii a CNS pentru viaa oamenilor, pentru sigurana public i pentru funcionarea anumitor cldiri în perioada imediat urmtoare unui cutremur ; - urmrile sociale i economice ale unui astfel de eveniment. În SR EN 1998-1, valorile factorului de importan (notate a) sunt atribuite pe baza a dou principii: - a 1.5, pentru cazurile în care avarierea are consecine deosebit de grave (de exemplu, utilaje i echipamente necesare pentru sistemele vitale, rezervoare i recipieni care conin substane toxice sau explozibile în cantiti suficient de mari pentru a constitui un pericol pentru sigurana public); - a solicitarea seismic al cldirii în care se afl componenta respectiv); În recomandarea american FEMA 450, preluat în reglementarea IBC 2003, CNS sunt clasificate din punct de vedere al importanei (coeficient notat Ip) în numai dou categorii: - Componente cu importan deosebit din punct de vedere al consecinelor prbuirii/avarierii, pentru care Ip=1, 5:

În unele cazuri particulare, distribuia masei poate fi mai complex, cum este, de exemplu, cazul unui perete nestructural cu masa uniform distribuit pe care este suspendat un obiect greu a crui mas poate fi considerat concentrat într-un numr restrâns de puncte. În aceast situaie fora seismic echivalent se determin pentru fiecare mas în parte iar efectele secionale respective se însumeaz pentru obinerea celei mai defavorabile situaii de solicitare (figura C 10.8.).

CNS necesare pentru continuarea funcionrii cldirilor din clasa de importan I (cu nivelul cel mai ridicat de importan); CNS vitale (care trebuie s funcioneze dup cutremur), indiferent de clasa de importan a cldirii, CNS care conin substane toxice; rafturile de depozitare din cldirile accesibile publicului larg. - Pentru toate celelalte categorii de CNS, Ip=1,0. C 10.3.1.3.2. Factorul de amplificare dinamic al CNS (CNS) Factorul CNS exprim fenomenul de amplificare dinamic a micrii CNS sub efectul acceleraiei seismice de la nivelul de prindere. Acest efect depinde, în principal, de raportul dintre perioada proprie de vibraie a modului fundamental al CNS (TCNS) i perioada proprie de vibraie a modului fundamental al cldirii (T0). Aa cum s-a artat , în standardul SR EN 1998-1 acest factor este comasat cu factorul de amplificare pe înlimea cldirii. Utilizarea în practica curent de proiectare a formulei propus în SR EN 1998-1 implic, în marea majoritate a cazurilor, acceptarea unor aproximaii, din care pot decurge abateri semnificative, în ambele sensuri, de la valoarea real a rspunsului seismic al CNS. Motivele care justific aceast afirmaie sunt în principal urmtoarele: - la momentul alegerii/proiectrii CNS perioada proprie de vibraie a cldirii nu este cunoscut cu exactitate deoarece, de regul, proiectarea structural nu este definitivat; - folosirea modelelor i metodelor analitice pentru determinarea perioadei proprii a CNS nu este recomandabil deoarece modelele structurale de calcul pentru componenta respectiv i/sau pentru prinderile acesteia de structura principal implic aproximaii cu consecine dificil de evaluat; - chiar în cazurile cele mai simple determinarea perioadei proprii a unei CNS implic calcule suplimentare - determinarea, cu suficient precizie a perioadei proprii de vibraie a CNS nu este posibil decât prin încercri dinamice pe platforme seismice. Din considerente analoage celor de mai sus, în recomandarea american FEMA 450 (dar i în ediiile anterioare ale acesteia) se folosesc pentru factorul de amplificare al CNS (notat ap, echivalentul coeficientului CNS) valori forfetare stabilite, în principal, prin raionamente inginereti, care iau în considerare comportarea rigid sau flexibil a componentei respective. Sunt recomandate, în principal, dou grupe de valori: - ap = 2.5 pentru elementele care au schema static de tip consol complet liber sau ancorat sub nivelul centrului de greutate; - ap = 1.0 pentru toate celelalte categorii de componente (cu excepia elementelor de prindere ale pereilor nestructurali exteriori pentru care, datorat riscului ridicat pentru sigurana vieii, se ia ap = 1.25). FEMA 450 accept folosirea unei determinri mai exacte în cazul în care valorile TCNS i T0 sunt cunoscute cu suficient precizie . Pe baza argumentelor de mai sus în aceast redactare a P 100-1 s-a optat pentru valori fixe ale factorului de amplificare dinamic al CNS - CNS - similare celor din recomandrile FEMA.

rezemare). Tabelul C 10.4. Tipul elementului nestructural qa Parapei sau ornamente în consol Embleme sau panouri Couri, catarge sau rezervoare de ap lucrând ca o consola necontravântuit pe mai mult de jumtate din înlimea total 1,0 Perei interiori i exteriori Compartimentri i faade Couri, catarge i rezervoare de ap lucrând ca o consol necontravântuit pe mai puin de jumtate din înlimea total, legate sau suspendate de structur la nivelul sau deasupra centrului maselor Elemente de ancorare pentru dulapuri sau stelaje rezemate pe planseu Elemente de ancorare pentru tavane false (suspendate) i plafoniere 2,0 Not. Tabelul se refer la elementele de construcie (componente arhitecturale). Pentru instalaii i echipamente în SR EN 1998-1 nu sunt date valori ale coeficientului de comportare.

În cazul cldirilor din clasa de importan I i pentru toate sistemele de instalaii care opereaz cu ap/abur la temperatur/presiune ridicat, sensibile la aciunea direct a cutremurului i a cror rigiditate depinde de condiiile de prindere de structur, se recomand verificarea condiiilor de rigiditate (TCNS >/ exacte a factorului CNS (Exemplul de calcul nr.8). C 10.3.1.3.3. Factorul de comportare al CNS (qCNS) Reducerea forei seismice, prin împrire cu factorul supraunitar qCNS ine seama de capacitatea de absorbie de energie a structurii proprii a CNS i a prinderilor acesteia de structura principal a construciei. În general, se poate considera c aceast reducere este permis inând seama de suprarezistena materialelor (overstrength) i de deformabilitatea structurii proprii a CNS i a prinderilor acesteia. Deoarece nu exist înc o fundamentare complet a contribuiei fiecruia dintre aceti factori, prin raionamente inginereti i pe baza experienei de la cutremurele trecute, s-au stabilit, atât în reglementrile americane cât i în SR EN 1998-1, coeficieni unici. i. În standardul european SR EN 1998-1, pentru acest factor- notat qa i denumit "coeficient de comportare al CNS" -, se stabilesc dou valori în funcie de condiiile de prindere/rezemare ale elementului respectiv: E qa =1 - pentru componentele a cror schem static este de tip "consol"; E qa=2 - pentru celelalte CNS (care au condiii mai favorabile de prindere /

- Rp=1,25 pentru componente cu deformabilitate mic - Rp=2,50 pentru componente cu deformabilitate limitat - Rp=3,50 pentru componente cu deformabilitate mare Noiunea de deformabilitate (40) este definit în [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 368: NEHRP Recommended Provisions for Seismic Regulation for New Buildings (2001)] ca raportul între: - Deformaia ultim (4u): deformaia la care se produce ruperea; se consider ca ruperea se produce dac încrcarea capabil se reduce cu mai mult de 20% din valoarea maxim i - Deformaia limit (41): dublul deformaiei iniiale (instantanee) care se produce la o fraciune de 40% din rezistena maxim. Pentru materialele "fragile", care au comportare liniar-elastic pân la rupere, deformaia limit corespunde efortului 0.8 Rmax Categoriile de deformabilitate ale CNS sunt definite dup cum urmeaz: - Component cu deformabilitate mare: componenta a crei deformabilitate este 3,5 atunci când este supus la patru cicluri complete alternante pân la deformaia limit. - Component cu deformabilitate mic: componenta a crei deformabilitate este 1,5. - Component cu deformabilitate limitat : componenta care nu se încadreaz în categoriile de mai sus. În detaliu, încadrarea diferitelor CNS în grupele menionate este urmtoarea: A. Pentru elementele de construcie (liste pariale) : - Rp = 1,25 pentru: perei interiori nestructurali din zidrie simpl; elemente ataate faadelor i prinderile acestora care au deformabilitate redus; calculul prinderilor/ancorajelor dac acestea sunt realizate cu boluri împucate, cu ancore superficiale fixate cu rini sau dac sunt neductile; calcul prinderilor în cazul CNS realizate din materiale fragile. - Rp = 2,50 pentru: toate elementele care nu sunt cuprinse în celelalte dou categorii. - Rp = 3,50 pentru: construciile de mici dimensiuni situate peste nivelul acoperiului, cu excepia cazului în care structura acestora este în continuarea structurii construciei principale; alte componente rigide sau flexibile care au deformabilitate mare i care au piese de prindere cu deformabilitate mare. ii. În recomandrile americane, care sunt mult mai detaliate i mai analitice, valorile acestui factor sunt stabilite separat pentru "elemente de construcie" i pentru "elemente de instalaii i echipamente". Pentru ambele categorii de CNS, valorile factorului - notate Rp - sunt grupate, în funcie de deformabilitatea componentei, dup cum urmeaz:

B. Pentru elementele de instalaii/echipamente: - Rp = 1,25 pentru: sisteme de conducte cu elemente i prinderi cu deformabilitate mic; corpuri de iluminat; calculul prinderilor (în aceleai condiii ca i la elementele de construcie). - Rp = 2,50 pentru: toate elementele care nu sunt cuprinse în celelalte dou categorii. - Rp = 3,50 pentru: sisteme de conducte cu elemente i prinderi cu deformabilitate mare; instalaii electrice generale; sisteme de distribuie. C 10.3.2. Determinarea deplasrilor laterale pentru calculul CNS C 10.3.2.1. Deplasri laterale pentru calculul la starea limit ultim (ULS) C10.3.2.1(1)(3) Stabilirea condiiilor de proiectare în raport cu deformaiile structurii principale sunt eseniale pentru CNS care sunt sensibile la aciunea indirect a cutremurului (pentru identificarea acestora a se vedea tabelul C10.1). Deplasrile relative ale punctelor de prindere ale CNS pe structur se pot produce în dou situaii:

1. În cazul CNS care sunt prinse la niveluri diferite pe aceiai structur, din cauza deformaiei de ansamblu a cldirii (deplasarile diferite pe orizontal i pe vertical ale punctelor de prindere);

2. În cazul CNS care sunt prinse de dou structuri independente, din cauza cumulrii - în sens defavorabil- a deplasrilor relative ale punctelor de prindere de pe cele dou structuri. Deoarece valorile deplasrilor relative ale punctelor de prindere pe structuri separate pot fi foarte mari se recomand evitarea acestei rezolvri. O situaie tipic de acest fel se produce în cazul conductelor care traverseaz rosturile între dou tronsoane adiacente i care au puncte de prindere pe fiecare tronson. În acest caz se recomand: - traversarea rostului s se fac la nivelurile inferioare unde valorile deplasrilor sunt mai mici (recomandabil la subsol); - s se prevad racorduri / prinderi flexibile capabile s preia deformaiile impuse fr eforturi suplimentare semnificative în material. Un alt caz particular în care verificarea la efectele deplasrilor difereniate are o importan mare este cel al pieselor de legtur între dou subansambluri/ piese componente ale unui sistem de instalaii/ echipamente. În funcie de caracteristicile dinamice ale subansamblurilor / pieselor i /sau ale condiiilor respective de fixare exist o probabilitate ridicat ca distanele între punctele de prindere ale elementului de legtur (o conduct, de exemplu) s se modifice în timpul micrii seismice. În consecin piesa respectiv poate fi supus unor eforturi unitare mari care s duc la deteriorarea sa. Pentru a preveni aceast situaie proiectantul trebuie s prevad msurile constructive adecvate pentru preluarea integral a deplasrilor relative (suma deplasrilor absolute - în sensuri opuse- ale componentelor). Trebuie s adugm i observaia c rspunsul seismic al sistemelor de CNS depinde i de comportarea sub sarcin a materialelor respective. Astfel un sistem de conducte

- cderea CNS de pe reazeme; - ciocnirea acestora în timpul cutremurului. În cazurile în care, din punct de vedere funcional, distanele între diferitele componente ale unui sistem de CNS sunt mici, astfel încât exist riscul de ciocnire între componentele respective, sunt necesare msuri speciale de protecie în zonele vulnerabile (de exemplu, introducerea unui material care s atenueze efectul ocului). Relaiile (10.4) i (10.5) se refer la limitarea deplasrilor elastice calculate considerând coeficientul de comportare al structurii q deplasarea inelastic maxim probabil. C 10.3.2.2. Deplasri laterale pentru calculul la starea limit de serviciu (SLS) C10.3.2.2 (2) Coeficientul  pentru determinarea forei seismice de proiectare pentru care se calculeaz deplasrile relative ale punctelor de prindere ale CNS se ia conform anexei E la P 100-1 pentru elementele structurii i este stabilit independent de materialul din care este executat structura principal a cldirii. Prin excepie, pentru componentele nestructurale care prezint risc deosebit pentru sigurana vieii se ia valoarea =0,7 care ine seama de consecinele grave pe care le poate avea: - prbuirea într-un spaiu aglomerat a unor elemente componente ale faadei sau ataate acesteia; - întreruperea funcionrii unui sistem de instalaii / conducte din cldirile din clasa de importan II i, mai ales, a celor din clasa de importan I. Limitarea superioar a deplasrilor relative ale punctelor de prindere ale CNS, în funcie de limitele deplasrilor relative de nivel admise pentru structura principal, este justificat de faptul c în multe cazuri elementele nesctructurale i detaliile de prindere ale acestora sunt proiectate i uneori chiar comandate înainte de definitivarea calculului structurii principale. În ori ce caz aceast limitare este asiguratorie. C 10.4 Condiii generale pentru proiectarea seismic a componentelor nestructurale C 10.4.1. Legturile CNS C 10.4.1.1.Principii generale de proiectare a legturilor CNS C10.4.1.1(1) Proiectarea prinderilor va urmri,în primul rând, realizarea unui traseu cât mai direct al forelor de legtur de la CNS la structura principal. Componentele nestructurale cu mas i rigiditate mari vor fi prinse direct de un element al structurii principale în timp ce componentele de dimensiuni mai mici pot fi din materiale ductile (oel/cupru) poate prelua deplasri relative importante fr avariere semnificativ. În schimb, în cazul conductelor din materiale cu ductilitate mai mic/ fr ductilitate, preluarea deplasrilor relative ale punctelor de prindere (punctele fixe) nu se poate face decât prin prevederea unor elemente intermediare i / sau prinderi flexibile. Limitarea deplasrilor relative ale punctelor de prindere/rezemare ale diferitelor categorii de CNS este necesar i pentru a se evita:

- s asigure redistribuia eforturilor între ancorele din acelai grup; - s permit preluarea unor încrcri suplimentare fr rupere prematur. În ceea ce privete disiparea energiei seismice în ancore, deoarece în cazurile curente, nu se pot asigura condiiile necesare pentru o comportare histeretic stabil, se recomand ca dimensionarea prinderilor s se fac fr a ine seama de aceasta. De asemenea nu se poate conta pe energia consumat de ancor prin deformaia proprie deoarece aceasta transmite eforturile unui material cu ductilitate sczut (beton sau zidrie). C10.4.1.1(5) Procedeele de prindere vor corespunde reglementrilor specifice valabile în ar privitoare la dimensionare i detaliere sau vor face obiectul unui agrement tehnic întocmit i aprobat conform legislaiei din România. Alegerea procedeului de prindere i a materialelor utilizate va ine seama i de msurile necesare pentru asigurarea durabilitii prinderii în condiiile de mediu/ expunere specifice. C10.4.1.1(6) Neglijarea contribuiei forei de frecare la preluarea forei seismice de calcul are la baz dou considerente:

ancorate de o alt CNS, care, la rândul ei trebui s fie direct legat de structura principal. Este, de exemplu, cazul firmelor/reclamelor care pot fi prinse de alte CNS - parapei, atice- dar numai dac acestea sunt prinse direct de structura principal. Toate prinderile CNS vor fi alctuite astfel încât s poat prelua efectele aciunii seismice în ambele sensuri. Mecanismul de transfer al forelor de legtur dintr-o prindere poate fi îns diferit în funcie de natura solicitrii (transmiterea prin contact direct a compresiunii i transmiterea întinderii prin ancore metalice). C10.4.1.1(2) În cazul în care sunt fixate de structura principal în mai multe puncte, componentele care care au o mas important, care pot fi avariate, sau care prin cdere pot avaria alte elemente, trebuie s poat prelua deplasrile relative determinate conform 10.9.3. În particular, pentru anumite categorii de CNS, cum sunt faadele cortin, sistemul structural propriu poate cpta eforturi suplimentare datorit blocrii posibilitilor de deformare liber sub efectul variaiilor de temperatur. Mrimea acestor eforturi depinde de concepia de alctuire de ansamblu a faadei i de detaliile specifice i trebuie luat în considerare atunci când este semnificativ în raport cu eforturile provenite din aciunea seismic. Similar, în cazul cldirilor înalte deformaiile stâlpilor de faad datorate variaiilor de temperatur sezoniere pot impune deformaii ale pereilor nestructurali care se suprapun deformaiilor produse de micarea seismic. Acest grup de CNS cuprinde suprafeele vitrate, pereii despritori, placajele, etc. În funcie de materialul din care sunt realizate msurile de protecie sunt difereniate. Astfel în cazul placajelor din aluminiu sau din materiale plastice a cror mas proprie este redus i care au deformabilitate semnificativ, preluarea deplasrilor relative nu pune în general probleme speciale. C10.4.1.1(3) Independent de celelalte condiii de dimensionare i de detaliere se recomand ca, ori de câte ori este posibil, la fiecare prindere care asigur rezistena i stabilitatea unei CNS, s se prevad cel puin dou piese de ancorare ca msur asiguratorie. C10.4.1.1(4) Proiectarea prinderilor ductile trebuie s aib în vedere urmtoarele obiective:

- în multe cazuri deplasarea CNS sub efectul fortei seismice se produce printr-o micare de basculare (deplasare "în salturi/în pai") ceea ce face ca fora de frecare între CNS i suportul acesteia s nu se dezvolte integral în timpul deplasrii; - componenta vertical ascensional a acceleraiei seismice reduce efectul forei de frecare (reduce fora de apsare pe suprafaa suport). C10.4.1.1(7) Prevederile P100-1 au în vedere ca eforturile rezultate din transmiterea forelor seismice aferente unei CNS la structura principal s nu afecteze sigurana elementelor de care aceasta este prins (de exemplu, grinzile planeelor i stâlpii de care este prins un panou nestructural de faad). De regul, este suficient numai verificarea elementelor adiacente CNS (de care aceasta este prins direct) i a prinderilor acestora pentru eforturile secionale (N, M, V) provenite din aciunea simultan a încrcrilor verticale i seismice asupra structurii la care se adaug eforturile secionale datorate forelor de legtur între CNS i structur. În unele cazuri, pentru cldiri aflate în zone cu acceleraie seismic de calcul mare - orientativ ag 0,25g - i pentru CNS cu mas i rigiditate mari, verificarea menionat mai sus trebuie extins pe traseul forelor pân la elementele pentru care efectul forelor de legtur nu mai influeneaz dimensionarea. Verificrile menionate mai sus sunt necesare i în toate cazurile în care dimensionarea elementelor structurii s-a fcut fr cunoaterea exact a caracteristicilor constructive ale CNS i a modului de prindere a acesteia de structura principal. C 10.4.1.2. Calculul i alctuirea legturilor între CNS i elementele de rezemare C10.4.1.2(1) Prevederea are în vedere faptul c mrimea forelor de legtur rezultate din aciunea seismic asupra CNS poate fi afectat de numeroase incertitudini legate în primul rând de: - intensitatea aciunii seismice; - modelul de calcul pentru determinarea forelor de legtur; - imperfeciunile de realizare la antier a detaliilor din proiect. Efectele economice ale sporului de for în prinderi sunt neglijabile în timp ce efectul acestui spor asupra siguranei construciei poate fi foarte important inând seama de condiiile menionate mai sus. C10.4.1.2(2) Capacitatea ancorelor, specificat, de regul, în cataloagele firmelor productoare numai pentru încrcri statice, nu va fi sporit pentru a se ine seama de caracterul dinamic al încrcrilor date de cutremur. Invers, acolo unde condiiile particulare de solicitare ale prinderii sunt defavorabile se recomand s se ia în considerare o reducerea capacitii nominale a ancorei. Calculul ancorelor trebuie s in seama i de toleranele de montaj specifice (pe toate direciile) i chiar de o depire rezonabil a acestora mai ales în ceea ce privete poziia (din aceast cauz pot rezulta unele excentriciti de aplicare a forelor i, implicit, eforturi suplimentare în ancore). Pentru prinderile care nu au un mecanism clar i sigur de transmitere a forei de compresiune, proiectarea sistemului de ancore pentru preluarea momentului de rsturnare trebuie s in seama i de deformabilitatea echipamentului i/sau a plcii de baz a acestuia. O situaie special de acest fel se întâlnete în cazul prinderilor unor utilaje sau echipamente electro-mecanice la care este prevzut susinerea provizorie pe ancore (cu piulie de reglaj) i apoi umplerea spaiului de sub placa de baz cu mortar. Dei unele lucrri subliniaz contribuia mortarului la preluarea eforturilor de

- efecte favorabile: contribuie la preluarea forei tietoare; limiteaz, într-o oarecare msur deplasrile laterale ale cldirii;. - efecte nefavorabile:  prin sporirea rigiditii i implicit reducerea perioadei proprii a modului fundamental mresc acceleraia orizontal (deplasarea spre palierul spectrului de rspuns pentru cldirile cu T0 TC);  modificarea poziiei centrului de rigiditate i a momentului de inerie de torsiune ceea ce poate conduce la creterea forei

compresiune este prudent ca ancorele s fie dimensionate, pentru toate solicitrile, neglijând aportul mortarului care poate fi practic anulat prin contracie i/sau fisurare. C10.4.1.2(3) În cazul ancorelor fixate în beton sau în zidrie, dimensionarea acestora pentru eforturi mai mari decât eforturile capabile ale CNS are ca scop reducerea probabilitii de cedare a prinderii înaintea cedrii componentei respective. Prin aceasta se are în vedere i faptul c, de multe ori, cedarea prinderii poate cpta caracter neductil, din cauza variabilitii mari a proprietilor mecanice ale betonului i mai ales ale zidriei. În acelai timp, prin dimensionarea prinderilor pentru fore sporite se compenseaz, într-o anumit msur, scderea capacitii ancorei ca urmare a fisurrii betonului sau zidriei sub aciunea solicitrilor seismice. C10.4.1.2(4) Prevederea ine seama de faptul c ancorele scurte nu îndeplinesc întotdeauna condiiile necesare unei comportri ductile. Datorit neomogenitii betonului i/sau unor condiii specifice ale îmbinrii (distane mici fa de marginea piesei sau între ancorele din grup, etc) exist o probabilitate ridicat ca ancora s cedeze neductil (prin beton). Comportarea neductil are o probabilitate i mai ridicat de a se produce în cazul ancorelor solicitate la for tietoare, ceea ce este cazul pentru majoritatea CNS din cldirile curente, mai ales dac acestea sunt blocate de un element rigid la una din feele rostului. În aceste condiii, adoptarea unei valori mai mici a coeficientului de comportare a CNS are scopul de a evita cedarea neductil a prinderilor de acest tip. C10.4.1.2(5) Experimental, s-a constatat o mare variabilitate a capacitii de rezisten a bolurilor fixate prin împucare. Împrtierea rezultatelor este mult superioar celei constatate la ancorele montate în guri forate i este datorat, în primul rând, neomogenitii inerente a straturilor superficiale de beton. Aceast neomogenitate, din care rezult incertitudine privind sigurana prinderilor respective, justific limitarea folosirii acestui tip de ancore la construcii situate în zone cu seismicitate redus. C 10.4.2. Interaciunile CNS C 10.4.2.1. Interaciuni cu elementele/subsistemele structurale C10.4.2.1(1) Modelul de calcul folosit pentru proiectarea seismic a structurilor nu include, în general, efectul CNS. In realitate, CNS din cldire, i mai ales pereii de închidere i cei despritori, pot avea, în unele situaii efecte favorabile asupra siguranei cldirii dar, de cele mai multe ori, în cazul în care efectele acestora nu sunt evaluate corect, pot conduce la manifestarea unor efecte generale sau, mai ales, locale, defavorabile pentru integritatea structurii.

tietoare în unele subansambluri structurale situate pe perimetrul cldirii;  modificarea forei axiale în stâlpii alturai simultan cu sporirea momentelor încovoietoare i forelor tietoare în zonele de contact;  producerea unor mecanisme de prbuire neconvenionale, altele decât mecanismul optim, datorit concentrrilor de eforturi care se produc. De regul, se poate admite c prezena CNS nu influeneaz criteriile de regularitate definite la 4.4.3. dac: - pereii exteriori i interiori nu prezint rigiditate semnificativ mai mare decât cea a elementelor structurale; - dispunerea în plan a acestora este relativ uniform i nu difer semnificativ de distribuia elementelor structurii; - rigiditatea pereilor i poziia lor în plan nu se modific semnificativ de la un nivel la altul. În cazurile în care condiiile de mai sus nu sunt satisfcute, calculul structural devine mai complex : - este necesar includerea pereilor în modelul de calcul al structurii ca bare sau ca plci (în modelul/domeniul elastic) i examinarea condiiilor de intrare în lucru a acestor elemente:  imediat (dac exist certitudinea unui contact direct cu structura);  dup ce s-a atins un anume nivel de deplasare lateral de ansamblu (dac între perei i structur exist un spaiu liber) - pentru cazul în care se examineaz influena pereilor asupra rspunsului cldirii în domeniul postelastic este necesar adoptarea unui model de comportare cât mai realist pentru încrcrile ciclice alternante (se recomand folosirea unui model cât mai simplu i acoperitor); - sunt necesare msuri speciale de alctuire /detaliere constructiv a zonele de contact cu grinzile/stâlpii alturai. C 10.4.2.2 Interaciuni cu alte CNS În numeroase cazuri, în proiecte se prevede asigurarea stabilitii unor CNS prin rezemare sau rigidizare prin intermediul altor componente nestructurale. Adoptarea acestor rezolvri poate fi acceptat numai dac se verific: - capacitatea elementului care constituie reazem/rigidizare de a prelua încrcrile seismice i, dup caz, cele gravitaionale, aferente componentei respective; - compatibilitatea deformaiilor celor dou elemente; - existena unor msuri constructive care s permit preluarea unor deformaii superioare, în limite rezonabile, celor determinate prin calcul precum i a abaterilor de montaj.

- asigurarea stabilitii i integritii fizice a CNS; în situaiile precizate prin tema investitorului, prin proiectare trebuie s se asigure i funcionalitatea CNS; - evitarea unor interaciuni defavorabile cu structura sau cu alte CNS; - limitarea pierderilor materiale (avarii limitate i reparabile în cazul cutremurelor moderate). C 10.5.1.1. Condiii pentru proiectarea seismic a componentelor arhitecturale nestructurale din zidrie (Az) C10.5.1.1.(1) Cu toate progresele realizate pe plan internaional privind introducerea materialelor i tehnologiilor noi pentru realizarea componentelor arhitecturale nestructurale, în România realizarea acestora se face aproape în exclusivitate din zidrie. În cele mai multe cazuri proiectarea acestor elemente ignor încrcrile minime pe care acestea ar trebui s le suport i din raiuni zise "de economie" sunt executate cu materiale de calitate slab sau modest. Prevederile date continuare au ca scop limitarea situaiilor de subdimensionare a componentelor nestructurale arhitecturale din zidrie. C10.5.1.1.(3),(4),(5)i (6) Aceste paragrafe stabilesc caracteristicile minime ale materialelor pentru zidrie (elemente i mortare) care se folosesc pentru proiectarea seismic. Atragem atenia c limitele impuse se refer la caracteristicile necesare pentru asigurarea rezistenei seismice i sunt mai severe decât condiiile impuse materialelor folosite în zone neseismice. C10.5.1.1.(7) Acest paragraf stabilete, odat în plus, rspunderea proiectantului pentru alegerea materialelor pentru zidrie în vederea asigurrii satisfacerii cerinei de siguran sub efectele aciunii seismice de proiectare (dup caz, pentru ULS i/sau pentru SLS).

În cazul instalaiilor i echipamentelor care constituie "sisteme" msurile pentru reducerea riscului de avariere vor fi mai severe pentru acele componente care condiioneaz funcionarea întregului sistem. De exemplu, în cazul instalaiilor de rezerv dintr-un spital, asigurarea funcionrii generatorului electric este necesar pentru funcionarea sistemelor de iluminat, de ventilaie/condiionare, de alimentare cu ap potabil i de înclzire. Ca atare, proiectarea prinderilor generatorului trebuie s se fac la un nivel de siguran superior celui adoptat pentru alte componente ale sistemului. În acelai context trebuie examinat i nivelul de protecie al altor CNS a cror avariere poate afecta integritatea sau funcionalitatea CNS cu rol "vital". De exemplu, prbuirea pereilor despritori de la camera generatorului poate conduce de asemenea la consecinele menionate mai sus. C 10.5. Proiectarea seismic a componentelor arhitecturale nestructurale (A) C 10.5.1. Condiii generale de proiectare seismic C10.5.1(1) Obiectivele proiectrii seismice a componentelor arhitecturale au fost prezentate la C10.2. Msurile de proiectare pentru satisfacerea acestor obiective trebuie s rspund urmtoarelor cerine:

(a) rezemai pe console (b) înrmai în cadre de beton armat Figura C 10.9. Prbuirea pereilor de faad C 10.5.2.1. Condiii pentru proiectare seismic a elementelor de construcie din zidrie ataate anvelopei (A1z) C10.5.2.1 (3) Din analiza efectuat dup cutremurul din 1940 de ctre A.A.Bele - [Cutremurul i Construciile - Bucuresti 1941], pot fi citate, cât mai aproape de exprimarea originar a autorului, remarcile privind comportarea seismic a courilor i explicaiile, de cele mai multe ori evidente, ale situaiilor constatate : Co urile au suferit deasemeni foarte mult. În special co urile înalte, i cele cu cciul s-au prbu it distrugând alocuri învelitorile i chiar plan eele. Distrugerea co urilor chiar la cutremure de mai mic intensitate (de gradul VI, de exemplu) se explic i prin faptul c zidria acestor co uri sub aciunea fumului, a variaiilor de temperatur , a ploii, a îngheului i dezgheului este în bun parte alterat. Chiar la co uri joase care s-au prbu it, în majoritatea cazurilor, zidria se gsea complet dezagregat pe învelitoare. C 10.5.2. Proiectarea seismic a elementelor de construcie ataate anvelopei În concepia P 100-1, proiectarea seismic a elementelor anvelopei are o importan deosebit inând seama de consecinele extrem de grave care pot decurge din avarierea i prbuirea acestora în spaiile din exteriorul cldirii. Msurile de prevedere se refer mai întâi la elementele de închidere cu mas mare care sunt sensibile la aciunea seismic direct, normal pe plan i, simultan, la deplasrile în plan impuse de deformaia de ansamblu a cldirii. În cazul pereilor din zidrie riscul datorat aciunii seismice perpendicular pe planul peretelui este amplificat de rezistena sczut a zidriei la întindere din încovoiere i de caracterul fragil al ruperii. Mai multe studii experimentale arat c în acest caz efectele se suprapun i se amplific reciproc. În cazul pereilor nestructurali rezemai pe console sau grinzi cu deschideri mari deformaiile statice ale elementelor de reazem sunt fi amplificate i de efectul componentei verticale a micrii seismice. Efectele aciunii seismice în plan vertical amplific, în acest caz, efectelor forelor seismice orizontale care acioneaz în planul peretelui i perpendicular pe acesta [Newmark,N.M., Rosenblueth,E. Fundamentals of Earthquake Engineering Printice Hall Inc. Englewood Cliffs, N.J. 1971] . Din acest motiv, pentru evitarea prbuirii pereilor în cazul unui cutremur puternic este necesar limitarea deformaiilor panoului de zidrie perpendicular pe planul su simultan cu limitarea deplasrii relative de nivel a structurii. Cu toate aceste precauii, în absena unor msuri constructive de ancorare corespunztoare, prbuirea pereilor în cazul unui cutremur puternic nu poate fi evitat cu certitudine.

Figura C 10.10. Cderea calcanului a avariat cldirea vecin Bucureti, 1977 C10.5.2.1 (6) Pentru realizarea cornielor i brâurilor prin zidire se recomand ca avansarea în consol la fiecare asiz s nu depeasc 1/3 din limea elementului sau 1/2 din înlimea acestuia. În cazul în care cornia se execut peste nivelul ultimului planeu (constitue atic al terasei) la partea superioar se va prevedea o centur de beton armat continu pe toat lungimea corniei. În funcie de valoarea eforturilor datorate aciunii seismice perpendiculare pe planul corniei în zidrie se vor prevedea stâlpiori de beton armat în continuarea celor de la nivelul inferior. Figura C 10.11. Zidirea cornielor i brâurilor C10.5.3.1.1. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor de închidere (A2z) i de compartimentare(A3z) din zidrie înrmai în cadre de beton armat / oel Proiectare seismic a pereilor de închidere i de compartimentare din zidrie înrmai în cadre a cptat în ultima în ultima perioad o preocupare deosebit din partea specialitilor dar i a organismelor de reglementare naionale i internaionale. Dei anumite preri, exprimate de persoane care nu au suficient competen, minimizeaz efectele rspunsului seismic nefavorabil al panourilor de zidrie înrmate, comunitatea specialitilor, prin Documentul CEN/TC250/SC8/N469 adoptat la reuniunea de la Lausanne din 15 martie 2013, trage un important semnal de alarm: ....În plus cutremurele recente, în special cel de la l'Aquila (Italia), au artat c în multe cldiri recente, ale cror structuri s-au comportat bine, s-au produs

C10.5.2.1. (4) Prevederea are în vedere evitarea/limitarea riscului prbuirii calcanelor/frontoanelor înalte care nu au structur proprie sau nu sunt ancorate de elementele structurale. Prin cdere aceste elemente pot produce accidente în exteriorul cldirii sau pot avaria cldirile adiacente care au înlime mai mic.

avarii grave la panourile de zidrie....Acest fapt recomand ca prevederile EN 1998-1 pentru cadre cu zidrie de umplutur s fie extinse împreun cu cele privind i alte tipuri de închideri.... C10.5.3.1.1. (3) Proiectarea pentru aciunea seismic a cadrelor de beton armat cu panouri de zidrie înrmate trebuie s aib în vedere, în primul rând, controlul interaciunilor de ansamblu i/sau locale ale pereilor cu structura cldirii în toate fazele de solicitare care pot rezulta pentru diferite niveluri de severitate ale cutremurului. Aceste interaciuni pot avea dou categorii de efecte: - modificarea strii de eforturi i deformaii în structur (efecte globale) sau numai în anumite elemente ale acesteia (efecte locale) cu consecine negative asupra siguranei structurale; - avarierea zidriei pereilor înrmai prin aciunea seismic direct (perpendicular pe planul panoului), prin aciunea seismic indirect (deformaiile impuse panoului prin deformarea de ansamblu a cldirii) sau prin efectul combinat al celor dou categorii de aciuni. Prezena panourilor de zidrie înrmate modific substanial comportarea cadrelor de beton armat sau metalice la aciunea forelor laterale. Modificrile se refer atât la rezistena i la rigiditatea cadrelor cât i la capacitatea de disipare a energiei seismice i depind de un numr mare de factori geometrici, mecanici i tehnologici care pot varia în limite foarte largi. Participarea panoului de zidrie împreun cu cadrul la preluarea forei seismice este posibil numai în condiiile în care contactul între zidrie i cadru, dac acesta a fost realizat iniial (la execuie), i integritatea zidriei nu sunt afectate de deformaiile laterale impuse de deplasarea cadrului. Referitor la importana realizrii iniiale, la execuie, a contactului nemijlocit între zidrie i elementele cadrului, se reamintete faptul c s-a demonstrat de mult timp c existena unor spaii libere, chiar de dimensiuni mici, între cadru i panou, provoac scderea brusc a rigiditii iniiale a ansamblului [Smith, B.S., Behaviour of Square Infilled Frames , Proc. ASCE 92 (ST1), p.381-403, 1966]. Dar, aa cum este evident, contactul nemijlocit/direct între cadru i panou nu poate fi asigurat, în practic, pentru toate panourile unei cldiri ceea ce creaz, de la început, o important surs de incertitudine pentru cunoaterea rspunsului real al construciei. În cazul producerii unui cutremur, meninerea contactului între panou i cadru este posibil numai la niveluri relativ sczute ale forei laterale. În [Paulay, T., and Priestley, M. J. N., Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings, John Wiley & Sons, New York, 1992] se afirm c separarea cadrului de beton armat de panoul de zidrie se produce la o for de circa 50÷70% din rezistena la forfecare a panoului i c acest procent poate fi mai mic în cazul cadrelor din oel. Separarea panoului de zidrie de cadru se datoreaz particularitilor de deformare lateral ale acestora: - barele cadrelor care sunt dominate de eforturi de încovoiere se deformeaz cu curburi de semne contrarii i punct de inflexiune în zona central - panoul de zidrie care este dominat de eforturi de forfecare are deformaia unghiular caracteristic acestei solicitri

i pe circa 1/6 din lungimea grinzii alturate. Valorile pot fi diferite dac la execuie nu s-a realizat contactul nemijlocit între cadru i panou. Figura C 10.12. Împnarea zidriei în colurile cadrului În aceste condiii, mecanismul de preluare a forelor laterale din cadrele "pure" (engl. bare frames) caracterizat prin eforturi secionale de încovoiere (M) dominante, se transform într-un mecanism de grind cu zbrele în care domin eforturile axiale (± N). În consecin, momentele încovoietoare în grinzile i în stâlpii cadrului sunt mai mici decât în cadrul "pur", în timp ce forele axiale cresc sau îi modific semnul (de exemplu, pot apare fore axiale de întindere în grinzi). În cazul cldirilor multietajate, deformaia de ansamblu a cadrelor cu zidrie înrmat este similar cu cea a unei console verticale aa cum s-a observat mai de mult [Fintel, M, Multistory Structures, Handbook of Concrete Engineering, Chapter 10, CBS Publishers, (1986)]. Conlucrarea între cele dou subansambluri este activ pân la cedarea unuia dintre acestea, dup unul din mecanismele care vor fi discutate în continuare.  Efecte structurale de ansamblu ale panourilor de zidrie Efectele de ansamblu ale panourilor de zidrie înrmate asupra rspunsului seismic al cldirilor cu structura alctuit din cadre se concretizeaz, în funcie de modul în care sunt amplasate panourile, prin sporirea rigiditii locale a unui cadru, la un nivel sau la mai multe niveluri, sau prin sporirea rigiditii de ansamblu a structurii.

Separarea între panou i cadrul în care acesta este înrmat se poate produce i din cauze neseismice cum sunt: deformaiile structurii din încrcri verticale, efectele contraciei i ale curgerii lente, efectele variaiilor de temperatur (mai ales în panourile de închidere) Având în vedere importana existenei contactului între cadru i zidria de umplutur, este necesar ca la proiectare s fie prevzute msurile constructive pentru a preîntâmpina separarea prematur, în condiii de exploatare normal, a acestora. Dup separare, participarea zidriei de umplutur la sporirea rezistenei i rigiditii laterale a cadrelor de beton armat sau de oel se realizeaz prin împnarea zidriei în zona nodurilor de cadru adiacente diagonalei care se scurteaz sub efectul deplasrii laterale . Lungimile zonelor de contact între zidrie i cadru variaz în funcie de caracteristicile geometrice i mecanice ale cadrului i ale panoului. Determinarea cât mai exact a acestora a constituit obiectul a numeroase cercetri teoretice i experimentale. Orientativ, se poate considera [Pradhan, P L, Composite Actions of Brick Infill Wall in RC Frame under In-Plane Lateral Load, Ph.D. Thesis, Department of Civil Engineering, IOE, Tribhuvan University, 2009] c se realizeaz contactul pe circa 1/3 din înlimea stâlpului

Figura C 10.13. Modificarea rigiditii cadrelor (Ri) prin panouri de zidrie Modificarea rigiditii cadrelor prin dispunerea necontrolat a panourilor de înrmate afecteaz nefavorabil regularitatea structural a cldirii în plan i în elevaie prin deplasarea, de la un nivel la altul, a poziiei centrului de rigiditate (CR) în raport cu centrul de greutate al planeului (CG) ceea ce antreneaz producerea/accentuarea rsucirii de ansamblu a cldirii. Aceasta situaie este exemplificat cu cldirile prezentate în figura de mai jos care reprezint situaii concrete, des întâlnite în proiectarea curent. (a) Tronson de capt la cldire tip "bar" (b) Cldire tip "plomb" – cu trei calcane Figura C 10.14. Nesimetrie/neregularitate structural în plan produs de panourile de zidrie înrmate (PZ) la structuri alctuite din cadre. Dispunerea neregulat în elevaie a panourilor de umplutur modific rigiditatea cldirii de la un etaj la altul i poate conduce la formarea etajelor "slabe". Aceast situaie este întâlnit mai ales la cldirile cu funciuni multiple: garaje/magazine la parter i eventual la etajul 1 i locuine la etajele superioare sau la hoteluri unde primele niveluri necesit spaii largi în timp ce la etajele curente exist perei despritori la fiecare camer. Se reamintete c proiectarea cldirilor cu primul nivel pe stâlpi este unul dintre cele cinci principii arhitecturale ale lui Le Corbusier care, preluat fr discenmânt, a generat numeroase avarii în ri seismice cum sunt Taiwan, Algeria, Italia, Turcia i chiar în SUA. [Li Wang, M., Stylistic Dogma vs Seismic Resistance. The contribution of modernist tenets to an Algerian disaster. AIA Journal, november 1981][Petrovici, R. Unele consideraii privind relaia dintre concepia arhitectural i rspunsul seismic al cldirilor. Simpozion Academia Român- UTCB 1999]. Ilustrarea acestui adevr, evident i astzi necontestat de adevraii specialiti, arat manifestri practic identice la cldiri situate la mii de kilometri distan i cu un interval de zece ani între ele.

(a) Taiwan (1999) (b) L'Aquila (2009) Figura C 10.15. Avarierea identic a cldirilor cu parter "slab" La acest tip de structur cerina de ductilitate rotaional concentrat la nivelul stâlpilor parterului nu poate fi satisfcut cu dimensiunile i armrile care rezult în condiiile proiectrii specifice cldirilor cu puine niveluri astfel încât formarea mecanismului de etaj este practic inevitabil. În situaii extreme, combinarea neregularitilor nestructurale rezultate din dispunerea necontrolat a panourilor de zidrie, cu proiectarea superficial/neglijent a structurii de beton armat poate conduce la distrugerea complet a unei cldiri. Figura C 10.16. Distrugerea complet a unei cldiri etajate din cauza dispunerii necontrolate a panourilor de zidrie (cutremurul de la Bhuj) Cldirea respectiv cu structura alctuit din cadre de beton armat (înlime P+4E) avea locuine la toate nivelurile i pe jumtate din suprafaa parterului. În aceaste zone existau numeroase panouri de zidrie înrmate (perei de închidere i de compartimentare). La parter, pe jumtate din suprafaa nivelului, au fost amenajate garaje ceea ce condus la suprimarea pereilor de zidrie de închidere (pentru a permite accesele) i a pereilor de compartimentare (pentru a permite manevrarea mai simpl a autoturismelor). Ca urmare, distribuia puternic nesimetric a rigiditilor a condus la manifestarea brutal a efectului de rsucire de ansamblu care a generat o for tietoare care s-a dezvoltat pe toat înlimea cldirii. Consecinele potenial distructive al acestui efect au fost ignorate de proiectant care nu a luat msuri pentru sporirea armturilor din elementele orizontale din planul vertical asociat discontinuitii de rigiditate. i cum niciodat o avarie atât de sever nu se produce fr circumstane agravante, toate armturile longitudinale ale elementelor orizontale ale structurii, de la toate nivelurile, erau înndite în seciunea critic!

Figura C 10.17. Expulzarea faadelor înrmate în cadre de beton armat Expulzarea zidriilor de faad este o avariere deosebit de periculoas pentru sigurana vieii persoanelor din exteriorul cldirii i deosebit de costisitoare deoarece cldirile respective devin nelocuibile i necesit un volum mare de lucrri de reabilitare.  Efectele locale ale interaciunilor necontrolate asupra cadrelor de beton armat Aa cum am mai menionat, cutremurele din ultimele dou decenii au artat vulnerabilitatea foarte ridicat a cldirilor în cadre cu panouri de zidrie înrmate. Vulnerabilitatea menionat se manifest în mod brutal i frecvent în cazul în care interaciunea cadru/panou este neglijat sau subestimat în proiectul structurii de rezisten a cldirii. Câteva situaii tipice de avariere sunt prezentate i explicate în continuare.  Avarierea nodurilor de cadru În cazul zidriilor cu rezistene ridicate i/sau al cadrelor dimensionate necorespunztor, împnarea zidriei în nodurile cadrului poate produce cedarea grinzii/stâlpului prin for tietoare sau deteriorarea nodului. Fisurarea nodului, chiar în stadii incipiente, cu deschideri mici, sporete deformabilitatea cadrului i reduce aderena armturilor din grind i prin aceasta reduce i valoarea momentului capabil de la captul grinzii. Procesul de fisurare a nodului de cadru nu contribuie la disiparea energiei seismice. Avarierea nodurilor de cadru se poate produce chiar i în condiiile unor panouri de umplutur relativ "slabe", cum sunt cele din elemente cu goluri mari i cu perei subiri, în condiiile în care armarea barelor cadrului i, mai ales, armarea nodului, sunt insuficiente cantitativ sau ca mod de dispunere (de exemplu, absena etrierilor din stâlp sau dispunerea lor la distane mari). Totodat, trebuie reinut i faptul c remedierea avariilor nodurilor, cum sunt cele din figura C 10.18, este foarte complicat din punct de vedere tehnic, este costisitoare i, în unele cazuri, are implicaii nefavorabile asupra funcionalitii construciei i a aspectului acesteia (mai ales dac se face o consolidare prin cmuire/manonare cu beton armat). Un alt tip de avariere grav care, de regul, se produce sub efectul combinat al aciunii seismice perpendiculare pe planul peretelui i al celei în planul panourilor, este expulzarea complet a panourilor de zidrie. Acest fenomen a fost întâlnit la mai multe cutremure, chiar la cldiri care nu au suferit avarii structurale.

Figura C 10.18. Avarierea nodurilor de cadru provocat de panourile de zidrie (L'Aquila 2009)  Avarierea barelor cadrului Principalul efect local ale panourilor de zidrie înrmate în cadre const în modificarea schemei statice a cadrului cu consecine, uneori grave, asupra strii de eforturi din bare. Neglijarea acestei modificri, din necunoatere sau din superficialitate, conduce în cele mai multe cazuri la efecte care pot pune în pericol integritatea cldirii. În timpul micrii seismice se produce modificarea lungimii efective a barelor prin crearea unor contacte/reazeme suplimentare care, dac nu sunt luate în considerare la proiectarea rezistenei cadrului prin armare adecvat, pot produce avarierea/distrugerea elementelor respective. Fenomenul cel mai periculos este formarea stâlpilor scuri prin efectul panourilor de zidrie care se dezvolt parial pe înlimea etajului. În figura C 10.19 este reprezentat mecanismul prin care un parapet de zidrie executat incorect (împnat/fixat lateral la contactul cu stâlpii) conduce la avarierea structurii: - Reduce lungimea stâlpului - Modific schema static, zidria diagonalei comprimate constituind "reazem" suplimentar pentru stâlp (a)

(b Figura C 10.19. Efectul panourilor de zidrie cu înlime parial-formarea stâlpilor scuri Modul de rupere al stâlpului dep inde de raportul între "lungimea" stâlpului scurtat i dimensiunea seciunii transversale în planul cadrului. În cazul din figura C 10.19.(a), în care raportul menionat este aproximativ cinci, stâlpul a cedat prin articularea plastic la ambele extremiti ca urmare a capacitii insuficiente de rezisten la compresiune excentric. În cazul din figura C 10.19.(b) lungimea stâlpului scurtat a devenit practic egal cu latura sa (stâlp extrem de scurt) ceea ce a generat o rupere exploziv prin forfecare, cu expulzarea betonului. Rapoartele echipelor de investigare post-seism conin zeci de astfel de fotografii.

În mod similar se poate produce, cu aceleai efecte, scurtarea grinzilor prin panouri care se dezvolt numai pe o parte din lungimea grinzii.  Efectele interaciunilor necontrolate asupra panourilor de zidrie. Avarierea panourilor de zidrie se manifest, în cele mai multe cazuri, ca urmare a lipsei controlului mrimii deplasrilor impuse de cadru zidriei înrmate. Absena în codurile de proiectare a prevederilor referitoare la limitarea deplasrilor relative de nivel, sau ignorarea lor atunci când acestea exist, au drept consecin numeroase degradri ale pereilor nestructurali de închidere i/sau de compartimentare . În comunicarea [Li, B, Wang,Z.,Mosalam, K.M., and Xie, H Wenchuan Earthquake Field Reconnaissance on Reinforced Concrete Framed Buildings With and Without Masonry Infill Walls, 14thWCEE, Beijing,2008] este prezentat o gam larg de avarii tipice la cadrele cu panouri de zidrie constatate la cutremurul de la Wenchuan (2008). Comunicarea atrage atenia asupra faptului c panourile din elemente cu goluri (a) i (b) au prezentat mai multe avarii, protejând mai puin cadrele decât panourile din zidrie cu elemente pline (c). (a) (b) Zidrie cu elemente cu goluri (c) Zidrie cu elemente pline Figura C 10.20. Comportarea panourilor de zidrie la cutremurul de la Wenchuan (2008) La cutremurul de la L'Aquila (2009) s-au înregistrat avarii moderate sau mai severe ale zidriilor de umplutur la 29% dintre cldirile investigate. Panourile înrmate folosite la aceste cldiri au fost, în marea majoritate perei dublu strat cu gol interior, din crmizi cu goluri orizontale (sau dispuse orizontal) i fr armturi în rosturi [Liel, A.B., Lynch, K P. Vulnerability of reinforced concrete frame buildings and their occupants in the 2009 l’Aquila, Italy earthquake Report Number 213 October 2009 Department of Civil, Environmental, and Architectural Engineering University of Colorado] Cutremurul de la L'Aquila a pus în eviden comportarea nesatisfctoare a panourilor de umplutur din zidrie cu elemente cu goluri i perei subiri (similare celor din grupa 2S). Sub efectul deplasrilor laterale ale cadrului, panourile s-au dezintegrat pur i simplu, elementele prezentând spargeri explozive ceea ce reprezint o dovad în plus pentru lipsa de robustee a acestor elemente !. Figura C 10.21. Avarierea panourilor de umplutur din elemente cu goluri i perei subiri [ Fred Turner, L'Aquila]

O alt cauz sistematic a avariilor care s-au manifestat este folosirea, la exterior, a pereilor dublu strat cu gol interior, dar fr legturi între straturi sau cu legturi insuficiente sau ancorate necorespunztor. (a) (b) Figura C 10.22. Zidrie dublu strat fr legturi între straturi (Turcia 1999) În figura C 10.22. (b) este vizibil i modul specific de avariere a elementelor cu perei subiri prin cedarea exploziv cu expulzarea pereilor exteriori ai elementului pentru zidrie . Figura C 10.23. Zidrie dublu strat cu legturi necorespunztoare între straturi (L'Aquila 2009) În figura C 10.23. se vede c legturile între cele dou straturi ale peretelui nu au fost realizate cu ancorele metalice prevzute în standardul SR EN 845 sau în reglementrile similare din SUA. Legturile între straturi prin elemente ceramice (crmizi/blocuri) dispuse transversal, cu distane mari între ele i, probabil, insuficient esute, nu s-au dovedit capabile s asigure nici stabilitatea stratului exterior i nici integritatea stratului interior. Se reamintete c pereii dublu strat cu gol interior au fost folosii pe scar larg în cldirile interbelice din România, de multe ori chiar i pentru perei structurali (zidia american, dup denumirea vremii). C10.5.3.1.1. (6) Determinarea caracteristicilor geometrice i mecanice ale diagonalei comprimate - denumit i diagonala echivalent ca rezisten i rigiditate cu panoul de umplutur - definit prin limea de zidrie efectiv reprezint problema cheie pentru stabilirea modelului de calcul.

- a=0,25D [Paulay, T., and Priestley, M. J. N., Seismic design of reinforced concrete and masonry buildings, John Wiley & Sons, New York, 1992.] - a=0,20D [Penelis, G. G., & Kappos, A. J., Earthquake-resistant concrete structures, E & FN Spon, London, 1997] - a=0,10 D [*** Italia Ministero dei Lavori Pubblici, Circolare 10 Aprile 1997, Istruzioni per l'applicazione delle norme tecniche per le costruzioni in zone sismiche di cui al decreto ministeriale 16 gennaio 1996, Supplemento Ordinario alla Gazzetta Uficiale n. 97, 28 Aprile 1997] În Cod s-a adoptat valoarea a=0,10D apreciind c valorile date de celelalte propuneri conduc la fore nerealist de mari în diagonala comprimat i prin urmare la dimensionri suplimentare excesive ale grinzilor i stâlpilor. Pentru cadre metalice, cercetri mai vechi, au propus o lime i mai mare a diagonalei: a=0,33D [Holmes, M., Steel frames with brickwork and concrete infilling", Proc. of the Institution of Civil Engineers, part 2, vol. 19, pp. 473-478, London, 1961] Un calcul mai exact a fost propus în [Mainstone, R. J., Supplementary note on the stiffness and strenght of infilled frames, Current Paper CP13/74, BRE,London, 1974] pornind de la observaia c limea diagonalei echivalente nu rmâne constant ci depinde de starea de degradare a panoului. Valorile propuse în aceast lucrare au caracter empiric fiind bazate pe prelucrarea unor date experimentale. - la iniierea fisurrii  

.3 et H

sin

.0 D a



- în faza intermediar i, suficient de exact, pân la rupere  

.3

sin

.0 et H D a



Lucrarea [Ghassan Al-Chaar Evaluating Strength and Stiffness of Unreinforced Masonry Infill Structures. US Army Corp of Engineers, Engineer Research and Development Center, January 2002] analizeaz i efectul interaciunii între cele dou categorii de solicitri: în planul panoului i perpendicular pe acesta. Experiena ultimelor cutremure a artat c rezistena panourilor de umplutur la aciunea seismic în planul peretelui poate fi drastic redus în condiiile în care fora perpendicular pe plan are valori importante. Pe baza unui calcul neliniar cu elemente finite s-a stabilit o relaie de reducere a capacitii de rezisten în planul panoului în funcie de intensitatea solicitrii perpendicular pe plan. Datele existente în literatur pentru limea diagonalei echivalente variaz în limite foarte largi. Aceast variaie rezult, în special, din nivelul de simplificare adoptat de autori. Relaiile cele mai complexe [Stafford-Smith,B., and Carter, C., A method of analysis for Infilled Frames Proc. ICE , v.44- 1969] [Mainstone, R. J., On the Stiffness and Strength of Infilled Frames Proceedings of the Institution of Civil Engineers, 1971] au fost stabilite inând seama de un numr mare de parametri (dimensiunile zonei de contact, distribuia eforturilor în zona de contact, raportul rigiditilor cadrului / panoului, etc). Mai recent, s-au propus relaii mai simple, independente de proprietile cadrului i ale panoului, care definesc limea echivalent a diagonalei ca o fraciune din lungimea diagonalei panoului (D) dar, care au de asemenea, variaii importante, de la un cercettor la altul:

Relaia propus pentru evaluarea reducerii rezistenei datorit efectului suprapunerii celor dou solicitri are forma: ) ( ) ( zu F k zu F Rd redus Rd G 

k G G G      unde     G G  G R E F F Notaiile folosite mai sus sunt: FE(G) fora seismic uniform distribuit normal pe plan FR(G) fora capabil uniform distribuit normal pe plan kG coeficientul de reducere a capacitii de rezisten în plan FRd(zu) datorit aciunii seismice perpendicular pe plan C 10.5.3.4. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor de compartimentare din alte materiale. C10.5.3.4 (2) Unul dintre avantajele folosirii pereilor despritori uori (cu schelet din lemn/oel i panouri de gips carton) este sensibilitatea mai redus la deplasrile relative de nivel ale ansamblului structurii. Prezentarea mai detaliat dat în cele ce urmeaz are ca scop încurajarea introducerii pe scar larg a acestor perei în practica curent din România. Utilizarea acestui tip de perei în locul celor din zidrie aduce i avantaje în cazul reparrii/înlocuirii dup un cutremur sever. În cazul pereilor uori, valorile limit ale driftului (pentru calculul în planul peretelui) i ale sgeii maxime (pentru calculul perpendicular pe planul peretelui) depind în primul rând de modul de alctuire al scheletului metalic sau din lemn. Figura C 10.24. Alctuirea pereilor uori folosii la încercrile prezentate în [Arnold,A.E. Cyclic Behaviour and Repair of Stucco and Gypsum Sheathed Woodframe Walls, Report no. SSRP 2002/07, Univ. of California, San Diego] Pentru verificarea la SLS, în vederea protejrii finisajelor, sgeata perpendicular pe plan trebuie s fie Het/200 - limit stabilit, de exemplu, în standardul NZS 4203:1992. În ceea ce privete condiiile de verificare la SLS în raport cu aciunea seismic în planul pretelui, unele date relevante rezult din încercri recente asupra pereilor despritori cu schelet din lemn i fee din tencuial armat sau panouri de ipsos (tencuite sau acoperite cu tapet) [Arnold,A.E. Cyclic Behaviour and Repair of Stucco and Gypsum Sheathed Woodframe Walls Report no. SSRP 2002/07, Univ. of California, San Diego]. Aceste încercri au permis stabilirea a trei domenii de deformare (deplasare relativ de nivel) care sunt relevante pentru SLS a pereilor despritori:

- Domeniul 1 cu max = 2‰ (cldire complet funcional - CCF) - Domeniul 2 cu max = 4‰ (cldire funcional -CF) - Domeniul 3 cu max = 7‰ (cldire care asigur protecia vieii - CPV) Cu datele de mai sus se pot evalua, orientativ, deplasrile relative de etaj, în funcie de nivelurile de performan "int", dac se urmrete protecia pereilor despritori - Pentru o cldire de birouri cu hetaj = 3.60 m deplasrile relative de nivel admisibile dr sunt:  cldire complet funcional: ID = 0.2%………dr = 0.72 cm  cldire funcional: ID = 0.4%………dr = 1.44 cm - Pentru o cldire de locuit cu hetaj=3,00 m deplasrile relative de nivel admisibile dr sunt:  cldire complet funcional: ID = 0.2%………dr = 0.60 cm  cldire funcional: ID = 0.4%………dr = 1.20 cm Rezultatele încercrilor au artat urmtoarele informaii semnificative: Panouri cu fee tencuite (figura C 10.25a) - Domeniul 1 Starea de fisurare a tencuielii i deschiderile fisurilor arat un grad de avariere foarte redus. Multe din fisuri sunt din categoria "fir de pr" pentru care deschiderea este 0,05 mm. - Domeniul 2 Este caracterizat prin creterea continu a lungimii i deschiderii fisurilor formate în domeniul 1 i prin apariia unor noi fisuri. - Domeniul 3 Comportarea tencuielilor pentru valori mai mari ale deplasrii relative de nivel au artat atât amplificarea procesului de fisurare cât i situaii în care s-a produs desprinderea stratului de finisaj. (a) (b) Cldire complet funcional Cldire funcional Figura C 10.25. Evoluia avariilor la pereii uori cu fee tencuite (a) i la pereii uori cu fee din panouri de ipsos (b)

Panouri cu fee din plci de ipsos (figura C 10.25b) - Domeniul 1. S-au produs numai foarte puine fisuri, în majoritate de tip "fir de pr", cu lungimi scurte, începând de la colurile golurilor. - Domeniul 2. Fisurile s-au amplificat atât ca lungime cât i ca deschidere. S-a observat deformarea benzii de acoperire la rostul dintre plci i izolat ieirea cuielor din locauri. - Domeniul 3 Este caracterizat prin extinderea procesului de avariere: ruperea benzilor de acoperire de la rosturi i ieirea unui numr mare de cuie din locauri. Prevederea armturilor de legtur are ca scop îmbuntirea condiiilor de contur i implicit o reducere a momentelor încovoietoare în câmpul peretelui precum i o cretere a rezistenei acestor seciuni la lunecare vertical i la rupere din încovoiere perpendicular pe rosturile orizontale. C10.5.3.4.(3) Protecia pereilor de compartimentare fa de efectele deplasrilor laterale de nivel care induc eforturi în planul peretelui (în punctele de contact) se realizeaz eficient prin asigurarea spaiilor libere între perete i structur sau între perete i alte componente nestructurale. Figura C 10.26. Asigurarea spaiilor libere la montarea pereilor de compartimentare cu schelet Prevederile P 100-1 referitoare la posibilitatea de preluare a deplasrilor relative de nivel au implicaii care necesit unele precizri: - spaiile libere necesare pentru preluarea deplasrilor din temperatur sau din aciunea seismic trebuie s fie tratate pentru a împiedica ptrunderea aerului i a umiditii în interiorul cldirii; materialul folosit în acest scop trebuie s rmân permanent plastic (s nu blocheze deplasrile relative) i în acelai timp s rspund exigenelor legate de aspectul faadei i s poat fi înlocuit dac a fost deteriorat în timpul cutremurului; - în multe cazuri, pentru preluarea deplasrilor relative de nivel prinderile sunt alctuite astfel încât s formeze un sistem static determinat; lipsa de redundan i imposibilitatea retransmiterii eforturilor în cazul cedrii unei prinderi ar trebui compensat prin dimensionarea legturilor pentru fore de câteva ori mai mari decât cele care ar rezulta în cazul unor prinderi ductile astfel încât materialul respectiv s rmân în domeniul elastic de comportare în cazul cutremurului de proiectare; - deplasrile relative probabile ale cldirii pentru care se proiecteaz prinderile trebuie s in seama de toleranele de fabricaie i de montaj ale prefabricatelor -

- poziia peretelui pe înlimea cldirii; - masa peretelui (care trebuie s includ i masa obiectelor care ar putea fi suspendate pe acesta). Rezult deci o for perpendicular uniform distribuit pe planul peretelui care se calculeaz cu valoarea medie a acceleraiei de nivel (produsul mediu pe etaj agKz) i o for seismic orizontal concentrat în centrul de greutate al masei suspendate (figura C 10.6). Valorile acestor fore cresc de la parter ctre ultimul nivel al cldirii. În aceste condiii, dac toate nivelurile au aceiai înlime i dac distribuia i dimensiunile pereilor de compartimentare sunt identice la toate nivelurile cldirii este suficient verificarea rezistenei pereilor numai la ultimul nivel. În absena unui calcul mai exact (cu elemente finite, de exemplu) pentru pereii plini, momentele încovoietoare în perete pot fi calculate cu formulele din teoria plcilor elastice inând seama de condiiile de fixare a peretelui pe contur. În cazul pereilor cu goluri de ui sau ferestre, conform prevederilor SR EN 1996-1 preluate în CR 6, calculul momentelor încovoietoare se poate face prin descompunerea peretelui în fragmente dreptunghiulare. În funcie de legturile cu structura sau cu ceilali perei structurali/nestructurali marginile unui perete de compartimentare pot fi: - încastrate: perete nestructural legat prin esere cu un perete structural cu grosime cel puin dubl; - cu continuitate: perete nestructural intersectat de un alt perete perpendicular; - cu simpl rezemare: în aceast situaie se afl marginea inferioar a peretelui (rezemat pe planseul inferior) i marginea superioar (fixat de planeul superior); de asemenea marginile verticale ale panourilor de zidrie de umplutur alturate stâlpilor / pereilor de beton; - laturi libere: marginea superioar a pereilor parial dezvoltai pe înlime i marginile laterale lâng goluri (chiar dac golul nu se dezvolt pe toat înlimea panoului. C 10.5.3.1.2. Condiii pentru proiectarea seismic a pereilor nestructurali de închidere care nu sunt înrmai în cadre de beton armat/oel C10.5.3.1.2 (3) Rolul stâlpiorilor i al centurilor este de a fragmenta panoul de perete astfel încât solicitrile perpendiculare pe planul acestuia s nu depeasc rezistena zidriei i de asigura transmiterea forelor seismice aferente acestuia la structura principal a cldirii prin elemente capabile s preia eforturile de întindere care rezult. Amplasarea sistemului de stâlpiori i centuri nu trebuie s modifice schema static a structurii principale. Elementele structurii trebuie s fie verificate pentru efectul local al forelor transmise de stâlpiori i centuri. C 10.5.3.1.3. Conditii de proiectare seismic a pereilor de compartimentare din zidrie (A3z) care nu sunt înrmai în cadre de beton armat/oel Prevederile se refer la asigurarea rezistenei pereilor de compartimentare realizai din zidrie pentru aciunea direct a cutremurului (perpendicular pe planul peretelui). În aceste condiii valoarea forei de calcul depinde de:

Figura C 10.27. Exemple de condiii particulare de rezemare pe contur C10.5.3.1.3(5) Prevederea are ca obiect: - asigurarea stabilitii pereilor care nu sunt fixai la partea superioar în planeul superior; - evitarea unor interaciuni necontrolate între pereii de compartimentare - indiferent de materialul din care sunt realizai - i tavanul suspendat din care ar putea rezulta degradarea tavanului i a instalaiilor incluse în acesta. Dup calcularea deplasrii relative de nivel a structurii, mrimea spaiului dintre structur, pereii despritori i/sau alte elemente nestructurale care se pot afla în interaciune poate fi stabilit prin adunarea celor mai defavorabile valori ale deformaiilor locale estimate i a toleranelor de construcie. Pentru calculul eforturilor C 10.5.4. Proiectare seismic a tavanelor suspendate (A4) Analiza comportrii tavanelor suspendate la cutremurele din ultimii ani a pus în eviden mai multe categorii de avarii. Cele mai importante se concentreaz zonele de contact cu pereii de contur, la rosturile dintre tronsoane i la legturile cu sistemele de sprinklere, deoarece, în absena sau datorit insuficienei sistemelor de contravântuire / blocare a deplasrilor laterale, se produce, de regul, avarierea elementelor care ptrund prin tavan (sprinklere, guri de ventilatie, etc) i/sau a elementelor care vin în contact cu pereii încperii. În timpul micrii seismice, s-a constatat c panourile din tencuial sau cele ceramice au ieit de pe reazeme (aripile profilului) i au czut. De asemenea corpurile de iluminat înglobate în tavan s-au desprins i au czut. Micrile tavanului fa de pereii despritori au avariat sistemele de agare i pe msur ce micarea seismic a continuat tavanul a început s oscileze i s se ciocneasc de pereii înconjurtori. În acelai timp s-a produs i cderea corpurilor de iluminat care erau prinse de tavan. Avarierea masiv a tavanelor suspendate în special în coli, a fost considerat o surs important de risc astfel încât una din recomandrile specialitilor care au examinat aceste cldiri au fost introducerea obligativitii proiectrii (calcul i detaliere constructiv) pentru toate elementele nestructurale care pot cdea în încperea respectiv: tavane suspendate, corpuri de iluminat i accesoriile respective. Not. Din cercetarea literaturii de specialitate rezult c primele prevederi tehnice pentru îmbuntirea comportrii la cutremur a tavanelor suspendate au fost formulate de asociaia profesional "Ceiling and Interior System Contractors (CISCA)" în anul 1972. Dac, în mod obinuit, tavanele uoare nu reprezint un pericol pentru viaa persoanelor din interiorul cldirii, exist situaii în care se pot produce accidente mai mult sau mai puin grave. Este, mai ales, cazul tavanelor de dimensiuni mari i al celor amplasate pe cile de evacuare/acces. Consecinele acestor avarii pot fi simitor mai mari în cazul unor funciuni care adpostesc persoane vulnerabile (de exemplu, cree,

ipci pe care se fixeaz tencuial sau panouri de gips-carton. Aceste tavane au rigiditate semnificativ în plan orizontal i primesc fore seismice importante care, de cele mai multe ori, depesc capacitatea de rezisten a mortarului sau a panoului de gips carton. Din acest motiv se produce fisurarea tencuielii/panoului i de multe ori desprinderea acestora de ipci. La rândul lor, dac nu sunt bine fixate, ipcile se pot desprinde de structura planeului producând cderea unor zone mai mult sau mai puin extinse ale tavanului. Deplasrile tavanului în timpul cutremurului pot produce i avarierea corpurilor de iluminat integrate în tavan care se pot desprinde i pot cdea din sistemul de susinere. Observaiile fcute dup mai multe cutremure au artat c pentru corputrile de iluminat care au avut un sistem de fixare propriu, independent de sistemul de fixare al tavanului, amploarea avariilor a fost mai mic. În sfârit, se semnaleaz faptul c, în cazul în care tavanul este continuu în zonele de rost între tronsoanele adiacente, se pot înregistra avarii importante datorit imposibilitaii acestuia de a prelua micrile difereniate (uneori în sensuri contrare) ale tronsoanelor respective. Acest tip de avarii nu este acceptabil pe cile de evacuare deoarece conduce, de cele mai multe ori la cderea unor panouri din tavan. Pentru tavanele din alte categorii de încperi micarea difereniat produce avarii locale care au doar consecine materiale (costurile reparrii/înlocuirii pieselor avariate). Sistemele de suspendare a tavanului de structura principal a cldirii au dou funciuni: - preluarea încrcrilor verticale i orizontale aferente i transmiterea lor la structura principal a cldirii; - limitarea deplasrilor orizontale i verticale ale tavanului. Încrcrile verticale din greutatea proprie a tavanului i a instalaiilor incluse în acesta, se transmit la structura principal a cldirii, direct, prin piesele metalice de suspendare, iar la margini prin rezemare direct pe elementul de contur care are i rolul de a asigura închiderea spaiului pân la intradosul planeului superior. cmine pentru btrâni sau pentru persoane cu handicap) i pot fi accentuate în mod deosebit în cazurile în care execuia este necorespunztoare. Un alt mod de avariere constatat este deplasarea/ieirea panourilor de tavan din sistemul structurii proprii urmat de cderea acestora. Pericolul reprezentat de acest tip avarii depinde de greutatea panourilor respective, de înlimea i de funciunile încperilor pe care este montat tavanul. Cderea panourilor pe cile de acces poate întârzia/împiedica evacuarea cldirii sau accesul echipelor de intervenie. Prinderea cu cleme a panourilor de structura proprie a tavanului este o msur de precauie care, în anumite limite, poate reduce probabilitatea de cdere a panourilor. S-a constat c eficiena acestei prevederi depinde îns de mai muli factori dintre care se menioneaz: tipul tavanului i al prinderilor acestuia, caracteristicile panourilor, alctuirea i fixarea clemelor. Se subliniaz c, în mare msur, eficiena prinderilor depinde de corectitudinea execuiei. O alt situaie în care se pot produce avarii se întâlnete dac tavanul reprezint reazem, la parte superioar pentru pereii despritori. Este cazul pereilor despritori uori care nu continu pân la planeul superior (cel mai adesea din considerente de economie) care implic verificarea capacitii acestor perei de a prelua deplasrile tavanului fr ca prin aceasta s se produc ruperea/cderea pereilor. Printre cele mai vulnerabile sisteme de tavane suspendate se numr cele realizate din

- cu fire înclinate flexibile (sârme, cabluri sau lanuri), cu sau fr montani verticali rigizi, (tavane cu contravântuiri); - numai cu fire verticale flexibile i cu prinderi rigide (de regul, cu uruburi) de cornierul de contur (tavane suspendate direct- fr contravântuiri). Figura C 10.28. Sisteme de prindere a tavanelor suspendate În cazul tavanelor cu contravântuiri, firele flexibile înclinate preiau, prin întindere, forele verticale i orizontale i limiteaz deplasrile laterale iar montanii rigizi preiau eforturile de compresiune asociate întinderilor din fire i împiedic deplasarea pe vertical (în sus) a tavanului. În acest caz, firele înclinate se pot monta "întinse". La tavanele care nu au montani rigizi firele înclinate trebuie s fie montate "slbite" pentru a se evita deplanarea tavanului (ridicarea pe vertical sub efectul întinderii din fire). Amplasarea punctelor de prindere, în câmpul curent al tavanului se face în funcie de tipul tavanului i de mrimea forelor verticale i seismice. Poziia i alctuirea prinderilor se aleg astfel încât s permit montarea instalaiilor (canale de ventilaie, cabluri electrice, guri de ventilaie, etc). Ca regul general, tavanele suspendate nu trebuie s fie agate de sistemele de instalaii (canale de ventilaie, conducte); aceast rezolvare poate fi acceptat numai dac, prin proiectare, aceste instalaii au fost asigurate cu rezistena i rigiditatea necesare pentru a suporta încrcrile respective. În cazul în care sistemele de instalaii împiedic aezarea normal a pieselor de agare ale tavanului, acestea din urm trebuie s fie deplasate i/sau suplimentate (de regul se monteaz de ambele pri ale instalaiilor respective). Panourile de închidere ale tavanelor suspendate pot fi executate din diferite materiale: ipsos, aluminiu, sticl, lemn, materiale plastice. Alctuirea panourilor de închidere depinde de: - cerinele acustice; - cerina de comportare la foc; - cerinele de durabilitate; - cerine de aspect (textur, grad de finisare, etc)

Elementul de contur este în mod obinuit un cornier dar poate fi i un profil "U" sau un profil cu form mai complicat. Pentru preluarea forelor orizontale i limitarea deplasrilor laterale ale tavanului, alctuirea sistemelor de suspendare se poate face în una din urmtoarele dou variante:

- în zonele în care se modific cota de nivel a tavanului; - în încperile cu forme complexe în plan ("L","U", "T"); - pentru tavanele a cror suprafa depete circa 250m2 (cu rezemare pe contur) sau circa 100m2 (fr rezemare pe contur); - pentru tavanele al cror intrados continuu depete circa 9,0m în fiecare direcie. La rosturi, elementele principale ale structurii proprii a tavanului se dubleaz, fiecare având sistemul su propriu de suspendare. Având în vedere problemele complexe legate de comportarea la cutremur a tavanelor suspendate, în mai multe ri s-au desfurat cercetri experimentale pe modele reduse i la scar natural. Figura C 10.29. Stand pentru încercarea tavanelor suspendate [Yao,G.C. Research and application on seismic safety of operational and functional components in buildings Proc. Canada-Taiwan Natural Hazard Mitigation Workshop, 2002, Ottawa Canada ] Comportarea la cutremur a panourilor de închidere depinde de proprietile materialelor din care acestea sunt fcute i de modul de prindere a panourilor de structura proprie a tavanului. O condiie important este ca panourile uoare s poat suporta deformaiile structurii proprii a tavanului fr a fisura i/sau fr a se deplana. Panourile din aluminiu, care sunt folosite pe o scar larg, se comport satisfctor dac sunt prinse/montate corect (cu sârme i rezemri convenabile) i, mai ales, dac prinderea de profilele purttoare este suficient de rezistent. Sistemul de prindere al panourilor trebuie s permit o fixare sigur dar i posibilitatea unui acces facil atunci când se execut lucrri de întreinere sau de intervenie. Pentru aezarea cât mai sigur a panourilor se recomand ca profilele T din care este alctuit reeaua s aib tlpile suficient de late pentru a evita cderea acestora din cauza deplasrilor laterale. În mod obinuit panourile se prind cu agrafe de structura tavanului iar, mai recent, unele firme propun prinderea panourilor i prin lipire. Pentru controlarea deplasrilor i deformaiilor cldirii provenite din variaii de temperatur sau din aciunea seismic precum i a eforturilor interioare din contracie sau dilatare, structura proprie a tavanului se fragmenteaz cu rosturi. În mod obinuit rosturile se prevd în dreptul rosturilor din structura principal i pe conturul tavanului (lâng elementele de construcie de pe conturul încperii). Sunt necesare rosturi în structura proprie a tavanului i în urmtoarele situaii particulare:

1 - fixarea riglelor de elementele de margine; 2 - fire de suspendare la capetele riglelor; 3 - fire înclinate i montani rigizi. Alctuirea de tip "A" corespunde prevederilor standardului american ASTM E580-96 [ASTM American Society for Testing and Materials - ASTM E580-96, Standard Practice For Application of Ceiling Suspension Systems for Acoustical Tile and Lay-in Panels in Areas Requiring Moderate Seismic Restrain 1996 ] iar alctuirea de tip "D" corespunde practicii curente în zone neseismice. Ca excitaie, la baza modelului s-au folosit patru tipuri de micri caracteristice pentru cutremurele din Taiwan (dou micri cu band îngust i dou micri cu band lat de frecvene). Acceleraiile micrilor au fost între 0,25 g i 1,5 g. Not. Valoarea maxim a acceleraiei folosite pentru încercri (1.5g) corespunde produsului urmtorilor parametri: - acceleraia terenului at = 0,33g (valoare de calcul folosit în Taiwan) - coeficientul de importan tav = 1,5 - coeficientul de amplificare a acceleraiei pe înlimea cldirii Kz = 3,0 Valoarea acceleraiei seismice la care s-au fcut încercrile este apropiat de cea care corespunde P 100-1 pentru zonele ag = 0,30g i ag = 0,35g. Aa cum se constat din rezultatele prezentate în tabelul de mai jos aplicarea msurilor constructive date în standardul ASTM asigur preluarea unei acceleraii de nivel de cel puin 1.5g fr ca integritatea tavanului s fie afectat. Din acelai tabel rezult, în c absena legturilor înclinate, modificarea nivelului acceleraiei de avariere este puin semnificativ pentru sigurana acestora. Tabelul C 10.5 Tipul tavanului Elemente de prindere Accel.de avariere Modul de rupere

A da da da > 1,5g Practic nici o avarie B da da nu 1,5g Riglele s-au desprins de elementele de margine;câteva panouri fisurate, i puine capete de rigle deformate datorit contactului cu peretele de capt C da nu nu 0,8g Riglele au început s se rup i s cad. Cele mai multe panouri au fisurat la 0,8g. La 1,5g s-a produs prbuirea tavanului D nu nu nu 0,25g Riglele s-au desprins de elementele de margine; riglele de margine au început s se rup i s cad la 0,4g

Cercetrile prezentate în [Yao,G.C. Research and application on seismic safety of operational and functional components in buildings Proc. Canada-Taiwan Natural Hazard Mitigation Workshop, 2002, Ottawa Canada] s-au realizat prin construirea unui model de încpere cu dimensiunile în plan 8,2 x 4,95 m (circa 40 m2) i înlimea de 3,40 m în care au fost montate tavane cu lungimea firelor de suspendare de 60 cm. A fost încercate patru tipuri de alctuire a tavanului folosind combinaii ale celor trei mijloace de suspendare obinuite i recomandate de normele americane:

C 10.5.3.3. Condiii pentru proiectarea seismic a faadelor vitrate C10.5.3.3.(1) Prevederile acestui paragraf se refer la satisfacerea cerinei "rezisten i stabilitate" pentru urmtoarele componente ale faadelor vitrate: - structura proprie a peretelui cortin (elementele componente i îmbinrile acestora), a ramelor vitrinelor i ferestrelor; - panourile vitrate (din sticl) sau opace; - prinderile structurii proprii ale peretelui cortin i ale ramelor vitrinelor i ferestrelor de structura cldirii. Pentru satisfacerea acestei cerine se formuleaz cerine i criterii de performan generale i specifice dup cum urmeaz: i. Cerine generale: Faadele vitrate i, în mod special, pereii cortin, inclusiv prinderile acestora de structura principal, trebuie s fie proiectai i executai astfel încât, sub efectul aciunilor susceptibile de a se exercita asupra lor în timpul execuiei i exploatrii, s nu se produc nici unul dintre urmtoarele evenimente: - prbuirea total sau prbuirea parial/local; - producerea unor avarii de tip "prbuire progresiv"; - cderea sau spargerea panourilor de sticl; - avarierea sistemelor de etanare, ca urmare a deformaiilor excesive ale elementelor structurale (structura principal a cldirii sau structura proprie a peretelui cortin, a vitrinei sau a ferestrelor); - limitarea sau imposibilitatea manevrrii prilor mobile (ferestre, ui); - producerea unor vibraii de intensitate inacceptabil pentru exploatarea normal. ii. Cerine specifice: Cerinele specifice ale investitorilor/utilizatorilor privind comportarea faadelor vitrate i, în mod special, a pereilor cortin, sub efectul aciunii cutremurului (aceleai ca i în cazul vântului puternic) sunt urmtoarele: - Cerina de siguran a vieii: reducerea riscului de punere în pericol a siguranei persoanelor prin cderea, în spaiile publice (în strad, de exemplu) sau în spaiile în care se pot afla mai multe persoane (curile interioare ale colilor, atriumuri, etc.), a geamurilor. În vederea satisfacerii acestei cerine se impun msuri pentru:  prevenirea riscului de spargere a sticlei;  prevenirea cderii fragmentelor de sticl, dac s-a produs spargerea. - Cerina de limitare a degradrilor: reducerea costurilor pentru repararea faadelor vitrate avariate de cutremur precum i a pierderilor cauzate de întreruperea activitii în cldire ca urmare a avarierii faadei.

Nota 1: Cerina de siguran a vieii este impus i de autoritile publice, în timp ce cerina de limitare a degradrilor aparine, de regul, numai investitorilor.

Nota 2: Cerina de limitare a degradrilor corespunde cerinelor de "funcionalitate" i "reparabilitate" formulate în reglementrile din unele ri (Japonia, de exemplu).

Satisfacerea cerinelor generale enunate la (i) este condiionat i de : - concepia general i de detaliu a faadei vitrate i în special a peretelui cortin, a componentelor acestora, a legturilor între componente i a legturilor faadei cu structura principal a cldirii; - proprietile, performanele, utilizarea i modul de punere în oper ale materialelor i produselor de construcie; - calitatea execuiei i realizarea lucrrilor de întreinere necesare. În cazul pereilor cortin, producerea unor avarii de tip "prbuire progresiv" poate fi limitat sau evitat prin msuri adecvate privind: - determinarea riscului de apariie a unor astfel de evenimente; - adoptarea unei configuraii structurale care nu prezint sensibiliti la astfel de evenimente (configuraie structural redundant); - asigurarea elementelor structurii proprii  a prinderilor de structura principal cu ductilitate suficient. Criteriile de performan specifice pe care trebuie s le îndeplineasc sticla sub efectul aciunii seismice, pentru satisfacerea cerinelor de la (ii), sunt urmtoarele: - Cerina de siguran a vieii, pentru cutremurul de proiectare, cu perioda medie de revenire de 225 de ani, este satisfcut atunci când:  sticla se sparge în buci dar rmâne în rame sau în ancoraje în condiii limit de stabilitate, putând îns cdea în orice moment;  sticla cade din rame sau din ancoraje în fragmente mici care nu pot pune în pericol viaa oamenilor (modul de spargere depinde de tipul sticlei); Cerina de siguran a vieii nu poate fi totui asigurat dac:  fragmentele de sticl, chiar de mici dimensiuni (din geam securizat), cad de la înlime mare sau foarte mare;  sticla se sparge în cioburi mari i/sau panourile cad în întregime din rame sau împreun cu ramele. - Cerina de limitare a degradrilor sub efectul cutremurului "de serviciu", (cu perioada medie de revenire de circa 40 de ani) este satisfcut atunci când:  sticla rmâne neafectat în rame sau în ancoraje;  sticla fisureaz îns rmâne prins în rame sau în ancoraje i continu s asigure funciunile de închidere fa de exterior (protecia împotriva agenilor atmosferici) i protecia împotriva intruziunii. În aceste condiii se asigur, în acelai timp, atât cerina de siguran a vieii cât i condiiile de utilizare imediat a cldirii (înlocuirea sticlei fisurate se poate face oricând dorete beneficiarul). În majoritatea Codurilor existente nu se dau precizri privind comportarea seismic a diferitelor tipuri de sticl i nici a diferitelor tipuri de rame.

(a) Panouri de sticl în schelet metalic (b) Panouri de sticl fixate în puncte izolate Figura C 10.30. Deplasarea panourilor de sticl ale faadelor cortin Figura C 10.31. Detalii de prindere a sticlei în puncte izolate Încercri recente, au artat îns c diferitele tipuri de sticl prezint mari diferene între valorile driftului care provoac fisurarea sau cderea sticlei din rame. Astfel de încercri s-au efectuat pe mai multe tipuri de sticl cu grosimea de 6 mm cu asamblri specifice vitrinelor obinuite i unor perei cortin pentru cldiri cu dimensiuni medii. În cazul vitrinelor proiectate conform Codurilor în vigoare, s-a constatat c SLS (asociat cu avarierea colurilor sticlei i degradarea garniturilor) a fost depit pentru un cutremur moderat iar ULS (asociat cu fisurarea extins/generalizat i cderea bucilor de sticl) a fost atins în cazul cutremurului sever. Protecia panourilor de ferestre fa de deplasrile laterale ale structurii a fost uneori realizat prin montarea cadrelor de fereastr pe resoarte care le in separate de elementele structurii. Cu o frecven mai mare se întâlnete soluia de umplere a spaiului dintre ram i elementele structurale adiacente cu masticuri sau chituri permanent plastice pentru a permite astfel deplasarea panourilor de fereastr. În ambele cazuri este necesar s se asigure stabilitatea i rezistena ferestrelor pentru forele perpendiculare pe planul acestora datorate aciunii vântului sau a cutremurului. Cadrele metalice ale ferestrelor legate de structur sau de alte elemente nestructurale se deformeaz i unele elemente îi pot pierde stabilitatea atunci când sunt supuse unor deformaii mari provocând cderea sticlei sau spargerea acesteia. Aceste avarii se pot produce din mai multe cauze: - sticla a fost tiat prea mic pentru deschidere;

- sticla a fost tiat prea mare pentru deschidere având o margine prea mic/fr margine care s preia deformaiile cadrului; - sticla nu este deloc adaptat cadrului i astfel se mic independent în cadru i se poate sparge/cdea jos. Datorit cauzelor de mai sus i faptului c în multe cazuri structura nu are rigiditate suficient pentru a limita deformaiile laterale i distorsiunile unghiulare ale golurilorde fereastr, este de ateptat ca în cazul unui cutremur moderat sau intens un numr important de panouri de sticl s fie avariate. C10.5.3.3.(2) Condiia ca deplasarea relativ de nivel care produce spargerea i/sau cderea sticlei din peretele cortin sau din vitrin - dra(sticl)- s fie limitat inferior a fost introdus pentru prima dat Japonia în 1982 [SGAJ Sheet Glass Association of Japan Earthquake Safety Design of Windows ] i este bazat pe o formul pentru calculul deplasrii relative de nivel care produce contactul între sticl i rama panoului [Bouwkamp, J.G., Meehan, J.F. Drift Limitations Imposed by Glass Proc. Second World Conf. Earthq.Engrg. Tokyo and Kyoto, 1960]. Aceast formul presupune c rama dreptunghiular se deformeaz iar spargerea devine posibil dac diagonala scurt a ramei este egal cu diagonala panoului de sticl. Factorul 1,25 din relaia (10.5) are ca scop acoperirea unor incertitudinilor care pot interveni la determinarea deplasrilor inelastice ale structurilor. Valoarea este adoptat i de IBC 2003 la recomandarea FEMA 450 pe baza unor cercetri mai vechi [Wright, P.D. The Development of a Procedure and Rig for Testing the Racking Resistance of Curtain Wall Glazing Building Research of New Zealand (BRANZ), Study Report no.17, 1989] care au artat c deplasrile inelastice ale structurilor pot fi subestimate în unele cazuri cu pân la 30% Formula (10.6) care stabilete spaiul necesar dintre panoul de fereastr i cadrul su deriv din relaia propus de [Bouwkamp, J.G., Meehan, J.F. Drift Limitations Imposed by Glass Proc. Second World Conf. Earthq.Engrg. Tokyo and Kyoto, 1960]. # $ % & ' (  

  B H c H y

pentru cazul în care spaiile libere, orizontal i vertical, nu sunt egale. Figura C 10.32. Geometria deplasrii ferestrelor datorit cutremurului

Expresia care stabilete spaiul liber necesar este obinut din considerente geometrice i nu ine seama de rigiditatea masticului/chitului i nici de imperfeciunile de fabricare a cadrului ferestrei i/sau de tierea sticlei. În cazul în care masticul nu este permanent plastic autorii au propus corectarea relaiei sub forma # $ % & ' (  # $ % & ' (  

  H B B H c H y

.0

.0

C10.5.3.3.(6) Cunoaterea valorii dra(sticl) pentru fiecare tip de geam permite stabilirea driftului maxim pe care îl poate suporta panoul vitrat din acea sticl în starea limit ultim (asociat fisurrii generale i cderii sticlei din rame). C10.5.3.3.(7) Prevederea are ca scop evitarea cderii în strad a unor fragmente de sticl de dimensiuni mari care ar putea rni persoanele aflate în faa unor vitrine de mari dimensiuni (astfel de accidente au fost raportate dup mai multe cutremure). (a) (b) Figura C 10.33. (a) Spargerea sticlei vitrinelor (b) Protecia sticlei prin aplicarea unei pelicule transparente O soluie indicat i relativ simpl pentru evitarea cderii fragmentelor de sticl, mai ales în cazul construciilor existente, este aplicarea pe geamuri a unei pelicule complet transparente care menine sticla în rame chiar la valori mari ale driftului,aa cum se vede în figura C 10.33b. Figura C 10.34. Încercarea unei ferestre cu sticla protejat cu pelicula transparent [Chan, M. i colab. Effects of Applied Plastic Film on Dispersion Characteristics of Glass Shards during In-Plane Racking Final Report, San José State University, 2003] C 10.5.5. Proiectarea seismic a pardoselilor înlate (A5) Pardoselile ridicate (raised floors/ acces floors) constituie un ansamblu nestructural de construcie (o component arhitectural) alctuit din panouri interschimbabile montate, de regul, pe rigle orizontale rezemate pe supori verticali (picioare) cu înlime reglabil. Unele rezolvri folosesc panouri montate direct pe suporii verticali (fr rigle pe marginea panourilor).

Figura C 10.35. Alctuirea general a pardoselilor ridicate C 10.5.5.1. Condiii generale C10.5.5.1. (1) Criteriile de proiectare a componentelor unei pardoseli ridicate pentru încrcrile verticale se refer la capacitatea portant pentru încrcrile permanente i de exploatare precum i la deformaiile elastice i remanente sub efectul acestora. Verificarea satisfacerii acestor condiii se face prin calcul sau, în SUA, prin încercri desfurate conform prevederilor din Standardul CISCA Încrcrile verticale pentru care se verific rezistena i deformaiile panourilor sunt: - încrcri concentrate (figura C 10.36a), statice, mobile i de impact; - încrcri uniform distribuite (figura C 10.36b) (a) Încrcri concentrate (b) Încrcri distribuite Figura C 10.36. Încrcri pe pardoseli înlate În funcie de tipul produsului, fora concentrat de calcul este, de regul, între 2,503,00 kN iar fora mobil între 1,502,00 kN. Valorile de calcul ale încrcrilor uniform distribuite depind de condiiile concrete în care va fi exploatat pardoseala respectiv. Condiiile de limitare a deformaiilor verticale în exploatare sunt deosebit de severe, în ambele situaii de încrcare, deoarece, în cele mai multe cazuri, exist exigene deosebite de orizontalitate pentru montarea i exploatarea echipamentelor i instalaiilor (computere, instalaii de laborator, etc.). Astfel, conform cerinelor din specificaiile tehnice ale unor produse din SUA, deformaia instantanee a panoului cu dimensiunile de 600x600 mm, sub efectul unei

Suporii sunt fixai (ancorai) de planeul pe care reazem i, în unele cazuri, sunt contravântuii pentru a li se asigura stabilitatea sub efectul forelor orizontale. Pardoselile ridicate sunt folosite de regul în birouri i, în special, în încperile pentru calculatoare, pentru realizarea unui spaiu închis, peste nivelul planeului curent al cldirii. Pot fi folosite i în aule (auditorii), sli de conferine, centrale telefonice, coridoare, etc. Spaiul astfel obinut este utilizat pentru montarea instalaiilor electrice, de comunicaii sau a unor echipamente mecanice. În mod obinuit pardoselile ridicate sunt produse de firme specializate în conformitate cu standarde de produs recunoscute. Din acest motiv între diferitele produse pot exista unele diferene de alctuire , dimensionare i detaliere constructiv.

- pardoseli ridicate speciale (special acces floor) – care se supun unor prevederi speciale de proiectare (de calcul i de detaliere constructiv); - pardoseli ridicate curente (care nu satisfac integral cerinele pentru pardoselile ridicate speciale). Diferenele între cele dou categorii de pardoseli rezult din condiiile de alctuire. Astfel, pardoselile speciale trebuie s satisfac urmtoarele cerine:

1. Prinderile care transmit forele seismice la planeul cldirii trebuie s fie realizate prin legturi mecanice, ancore montate în beton, suduri pe piese înglobate. Sistemul de prindere trebuie s fie calculat conform prevederilor din Codul de proiectare în vigoare sau s fie verificat prin încercri recunoscute de autoritile competente.

2. Pentru transmiterea forei seismice la planeul cldirii nu se accept folosirea frecrii pe suprafaa de contact i nici a prinderilor cu boluri împucate sau adezivi.

3. Sistemul de contravântuire a suporilor este dimensionat luând în considerare numai elementele întinse (se ine seama de faptul c elementele comprimate ale panourilor de contravântuire pot flamba sub efectul forei orizontale)

4. Suporii i elementele de contravântuire trebuie s fie realizai din materiale conforme cu prevederile standardelor care specific rezistenele minime ale materialului.

5. Riglele orizontale trebuie s aib capacitatea de a transmite fora seismic orizontal la supori i trebuie s fie legate rigid de acetia. C10.5.6. Proiectarea seismic a gardurilor de incint (A6) C 10.5.6(1). Experiena cutremurelor trecute (Miyagi-Ken-Oki, 1978 i Nothridge, 1994) a artat c prbuirea gardurilor de incint poate reprezenta un risc important pentru sigurana vieii. Cauzele principale care au produs prbuirea gardurilor de incint la cutremurele menionate au fost: - lipsa fundaiilor sau adâncimea insuficient de încastrare în teren a fundaiilor; - executarea gardurilor din zidrie nearmat, cu blocuri de beton sau de piatr; - armarea insuficient a elementelor de confinare (dac acestea au fost prevzute). fore concentrate, nu trebuie s depeasc 2 mm (1/300 din deschidere) iar deformaia permanent, dup înlturarea încrcrii, trebuie s fie mai mic de 0.25 mm. C 10.5.5.2. Conditii specifice pentru pardoseli înlate speciale Ediiile recente ale recomandrilor NEHRP definesc dou tipuri de pardoseli ridicate:

Figura C 10.37. Prbuirea gardurilor de incint Obligativitate proiectrii seismice a gardurilor cu înlime mai mare de 1,80 m este prevzut în California unde înlimea maxim admis este de 2,40 m. În cazul proiectrii la stri limit, reglementrile americane nu impun restricii dezveltee (raport înlime/grosime) dac efortul axial de proiectare este limitat (circa 0,2fk) în condiiile în care raportul de zveltee nu depete 30. Peste aceste limite grosimea minim a gardului trebuie s fie 15 cm. C 10.5.7 Condiii de proiectare specifice pentru asigurarea cilor de evacuare din cldire C10.5.7(1) Prevederile acestui paragraf au ca scop: - asigurarea posibilitilor de utilizare a circulaiilor din cldiri pentru: evacuarea persoanelor din cldire; accesul echipelor de intervenie (salvare, pompieri); - evitarea accidentelor datorate panicii în cldirile care adpostesc aglomerri de persoane. Cile de evacuare din cldirepentru care se aplic prevederile acestui articol sunt definite dup cum urmeaz: - toate scrile principale i secundare (ascensoarele nu constituie cale de acces sigur/recomandabil dup cutremur); - toate coridoarele care conduc spre ieirile curente sau de siguran din cldire inclusiv holurile, vestibulurile i spaiile adiacente. Accesibilitatea cilor de acces impune: - reducerea riscului de cderea a copertinelor, a elementelor de faad i de blocare a uilor de acces în cldire i a celor de pe traseul de evacuare; - asigurarea integritii pereilor nestructurali i a finisajelor grele i fragile (placaje, tavane suspendate, corpuri de iluminat, aparate de condiionare i, în general orice element care prin cdere poate periclita integritatea fizic a persoanelor sau poate bloca evacuarea cldirii); - asigurarea stabilitii mobilierului de pe coridoare; - prevederea i asigurarea funcionrii iluminatului de siguran.

Figura C 10.38. Ruperea scrii i/sau prbuirea pereilor de la casa scrii împiedic folosirea cilor de evacuare/acces Realizarea acestor obiective necesit msuri speciale atât la nivelul concepiei de ansamblu a cldirii cât i pentru rezolvarea detaliilor de construcie. Deoarece experiena cutremurelor trecute a artat mai multe cazuri de blocare a acceselor în cldiri cu funciuni vitale, msurile privind valoarea majorat a driftului admisibil au în vedere o protecie suplimentar menit s acopere unele condiii defavorabile de solicitare i/sau de montaj pentru aceste construcii. Câteva msuri constructive pentru meninerea funcionrii cilor de acces sunt date în continuare: - pe cile de acces nu se folosesc placaje fragile (ceramice, din sticl sau din piatr) aplicate direct pe pereii structurali sau pe panourile de umplutur; astfel de finisaje pot fi prevzute numai dac sunt aplicate pe un suport special, separat de structura cldirii; - finisajele grele de tipul placajelor de marmur nu vor fi prevzute în holurile principale de acces/evacuare din cldire; aplicarea acestora nu se va face decât cu msuri adecvate de asigurare împotriva desprinderii de stratul suport; - uile principale vor fi prevzute cu spaii libere suficient de mari în raport cu structura principal astfel încât deplasarea structurii s nu deformeze cadrul uii împiedicând deschiderea; uile rezemate pe role vor fi detaliate astfel încât s se evite deplasarea lor de pe calea de rulare; - pardoselile vor fi proiectate pentru a prelua micrile construciei; msuri speciale vor fi prevzute la rosturi (se recomand folosirea pieselor speciale pentru rosturile în pardoseal); - corpurile de iluminat de pe cile de acces vor fi fixate pe perete sau vor fi montate în spaii special create în perete; folosirea corpurilor de iluminat atârnate (care pot oscila) nu este permis; - obiectele de mobilier sau vitrinele amplasate pe cile de acces vor avea sticl securizat. C 10.6. Proiectarea seismic a instalaiilor (B) C10.6.1. Gruparea instalaiilor în categorii seismice Ierarhizarea instalaiilor din punct de vederea al importanei (determinat prin rolul funcional i prin consecinele avarierii) are ca scop stabilirea unei ordini de prioritate în ceea ce privete nivelul de protecie seismic. Clasificarea are în vedere obiectivele generale ale P 100-1 date la cap.2, difereniate în raport cu clasa de importan a construciei definit la cap.4.4.5.

- mai multe sisteme de instalaii (de exemplu, avarierea transformatorului electric sau a generatorului de rezerv prin care sunt blocate toate sistemele acionate electric); - numai sistemul cruia aparine componenta (de exemplu, avarierea hidroforului din sistemul de alimentare cu ap); - numai o parte a unui sistem (ruperea unui racord de ap). Un caz particular îl reprezint cerina de protecie sporit pentru instalaiile i utilajele a cror avariere poate periclita sigurana vieii prin degajri de substane toxice sau prin pierderi de ap sau de abur la temperaturi ridicate. În ceea ce privete instalaiile curente, a cror avariere este considerat a avea numai consecine economice, la evaluarea pierderilor probabile trebuie s se in seama de întreg lanul de urmri posibile. Astfel ruperea, în timpul cutremurului, a unui capt de conduct din sistemul de protecie împotriva incendiului (sprinklere), poate provoca scurgeri de ap care s afecteze finisajele pe unul sau mai multe etaje. C 10.6.2. Condiii generale de proiectare pentru sistemele de instalaii C10.6.2(1) Prevederea are ca scop reducerea riscului pentru sigurana vieii care se poate produce în cazul pierderii stabilitii sau integritii unui sistem instalaii. Satisfacerea condiiilor prevzute în Cod poate spori nivelul siguranei sistemului dar nu poate constitui, în toate cazurile, o garanie a continuitii funcionrii acestuia. Figura C 10.39. Scheme posibile de avariere a utilajelor C10.6.2(2) Valorile încrcrilor de proiectare stabilite conform 10.5.2. i ale deplasrilor relative determinate conform 10.5.3. vor fi majorate, dup caz, în conformitate cu prevederile specifice fiecrui tip de instalaii date în cele ce urmeaz. C10.6.2(3) În cazul cldirilor din clasa I de importan se recomand ca datele din cataloagele furnizorului privind capacitatea de rezisten la cutremur a utilajelor i

O prim ierarhizare a nivelului de protecie se refer la clasa de importan a cldirii definit prin rolul su dup producerea unui cutremur sever. Nivelul de protecie pentru sistemele de instalaii din cldirile din clasa de importan I este evident cel mai ridicat. În ceea ce privete rolul funcional într-o cldire, analog noiunii de ierarhizare a capacitii de rezisten, folosit în cazul structurilor, pentru cazul sistemelor de instalaii se poate vorbi de o ierarhizare a aptitudinii de funcionare în cadrul lanului de condiionri specific fiecrui sistem. În mod logic, nivelul de protecie (probabilitatea de ieire din lucru) într-un sistem de instalaii trebuie asigurat, în mod difereniat, componentelor a cror ieire din lucru afecteaz în ordine:

(a) (b) (c) (d) Figura C 10.40. Boilere avariate/arse (a) i (b). Dispozitive de fixare pentru boilere livrate de furnizor (c) i (d). Figura C 10.41. Fixarea boilerelor suspendate [Travaux publics et services gouvernementaux Canada Lignes directrices pour l'évaluation sismique et la protection parasismique des éléments non structuraux des bâtiments.1995] C10.6.2(4&5) Prevederile au ca scop evitarea ieirii complete din funciune a instalaiilor prin avarierea/ruperea legturilor cu reelele exterioare de alimentare sau ieirea parial din funciune a unor instalaii ale cror componente (în special, conducte) traverseaz rostul între dou tronsoane adiacente. Figura C 10.42. Solicitarea conductelor la rostul între tronsoanele adiacente În cazul conductelor de gaz natural ruperea acestora conduce, aproape în toate cazurile, la declanarea unor incendii. Din acest motiv se recomand ca reeaua de alimentare cu gaz s fie prevzut cu valv pentru întreruperea automat a furnizrii gazului în cldire (observatiile fcute dup cutremurele de la Northridge i Loma Prieta au artat îns c aceste valve nu au funcionat în toate cazurile). echipamentelor s fie confirmate printr-un procedeu de calificare seismic (analize prin calcul cu niveluri diferite de complexitate, date experimentale sau date certe/confirmate privind comportarea la cutremure similare cutremurului de proiectare). În SUA procedeele de calificare seismic sunt standardizate pentru realizarea unei sigurane uniforme pe întreg teritoriul [AC 156 Acceptance Criteria for Seismic Qualification Testing of Nonstructural Components]. Cunoaterea caracteristicilor mecanice de rezisten i deformabilitate ale prinderilor furnizate de fabricantul utilajului este necesar pentru stabilirea factorului de comportare qCNS pentru utilajul respectiv.

Figura C 10.43. Dispozitiv automat (valv) pentru oprirea alimentrii cu gaz natural [Eguchi, R. FEMA 139 "Seismic Risk To Natural Gas and Oil Sytem", Abatement of SeismicHazard to Lifelines, Washington D.C. July 1987] Pentru evitarea acestor situaii golurile de trecere prin pereii structurali/nestructurali trebuie s aib dimensiuni suficient de mari pentru a prelua micarile relative probabile iar spaiile din jurul conductelor vor fi umplute cu materiale uor deformabile. C10.6.2(6) Msurile suplimentare indicate în acest paragraf pentru sistemele cu nivel ridicat de importan in seama de posibilitatea producerii unor interaciuni necontrolate între componente care, în anumite condiii defavorabile (mai ales pentru componentele realizate din materiale fragile, sensibile la fore de impact importante), pot provoca avarierea altor componente sau chiar ieirea din lucru a sistemului. C10.6.2(7) Utilajele/echipamentele din categoriile menionate sunt fabricate, de regul, conform unor reglementri specifice. Prevederile din Cod au ca scop fixarea unor condiii minime care trebuie specificate atunci când se comand un astfel de utilaj/echipament sau când se elibereaz un agrement de folosire. C10.6.2(8) Msurile preconizate în acest aliniat au ca scop favorizarea prelurii deplasrilor impuse conductelor de micarea seismic. Prinderile improvizate de structur i/sau îmbinrile necorespunztoare între tronsoane favorizeaz ruperea conductelor chiar în cazul cutremurelor moderate. Figura C 10.44. Ruperea îmbinrii între tronsoanele unei conducte [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 74: Reducing the Risk of Nonstructural Earthquake damage- A Practical Guide - september 1994] Componentele de tip conduct ale sistemelor de instalaii vor fi prinse de structura cldirii (direct sau prin intermediul unor dispozitive / construcii speciale) astfel încât eforturile secionale i deformaiile/deplasrile datorate aciunii seismice s rmân în limitele admisibile. Distanele între prinderi, în lungul conductei, se stabilesc prin calcul (a se vedea i exemplul nr. E 10.8). Figura C 10.45. Fixarea conductelor suspendate [Travaux publics et services gouvernementaux Canada Lignes directrices pour l'évaluation sismique et la protection parasismique des éléments non structuraux des bâtiments.1995]

Figura C 10.46. Fixarea lateral a echipamentelor montate pe izolatori de vibraii [BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 74: Reducing the Risk of Nonstructural Earthquake damage- A Practical Guide - september 1994] C 10.6.3. Condiii de proiectare specifice pentru diferite categorii de elemente i/sau subansambluri de instalaii C 10.6.3.1. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor sanitare (B1) C10.6.3.1(2). Preluarea deplasrilor relative ale conductelor între punctele de prindere pe structur sau între echipamentele la care sunt conectate se realizeaz prin legturi flexibile. Figura C 10.47. Legtura flexibil între conducte.[BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 74: Reducing the Risk of Nonstructural Earthquake damage A Practical Guide - september 1994] C10.6.3.1(3) Excepiile permise la acest aliniat de la obligativitatea prevederii unor legturi laterale, in seama de riscul redus care decurge din avariile care s-ar putea produce la aceste conducte. Ele se bazeaz pe urmtoarele caracteristici ale acestor conducte: - deformabilitate mare; - dimensiuni mici, corelate cu gradul de importan i cu acceleraia seismic de proiectare; - rigiditatea satisfctoare a prinderilor scurte; - lichidele transportate nu sunt, în mod obinuit, periculoase. Evident, proiectantul poate aprecia dac va prevedea totui prinderile laterale inând seama de consecinele posibile ale avarierii (deterioarea unor finisaje scumpe, de exemplu). C 10.6.3.2. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor electrice i de iluminat (B2) Experiena cutremurelor trecute a artat c, de regul, cele mai multe echipamente electrice sunt suficient de rigide i de rezistente pentru a suporta solicitrile seismice C10.6.2(9) Prevederea are ca scop evitarea/eliminarea situaiilor constate de numeroase ori la cutemurele trecute când utilajele/echipamentele montate pe izolatori de vibraii au suferit deplasri mari care au dus la ruperea izolatorilor dar, mai ales la deteriorarea legturilor cu celelalte componente ale sistemului (conducte/canale de legtur).

- componentele sistemelor sunt prinse de structur, sau de o alt CNS, astfel încât subansamblurile i legturile între acestea (care realizeaz contactele electrice) s poat prelua deplasrile relative i/sau ciocnirile reciproce între componentele sistemului; - sunt identificate i evaluate din punct de vedere al rezistenei toate componentele neductile care se afl pe traseul forelor seismice ctre punctele de prindere; - toate echipamentele, panourile/dulapurile de conexiuni sunt ancorate astfel încât nu îi pot pierde stabilitatea i nu se pot deplasa din poziia iniial. Realizarea prinderilor sistemelor de instalaii electrice i de iluminat cu legturi din materiale ductile contribuie la satisfacerea acestor cerine. Se va ine seama de riscul pentru sigurana vieii care poate fi consitituit de cderea unor componente grele (tablouri/dulapuri electrice) în încperi i mai ales pe cile de acces. C 10.6.3.3. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor de condiionare, de înclzire i de ventilaie (B3) C10.6.3.3(1) Prevederile P 100-1 au la baz datele existente privind comportarea sistemelor de instalaii de condiionare, de înclzire i de ventilaie la cutremurele trecute. Informaiile din SUA au artat c aceste instalaii s-au comportat în general bine în special în cazurile în care rigidizarea lor s-a fcut conform prevederilor din reglementrile specifice [SMACNA Sheet Metal and Air Conditioning Contractors National Association Guidelines for the Seismic Restraint of Mechanical Systems]. Avariile au avut ca efect numai ieirea din funciune a sistemelor dar nu s-au semnalat cazuri de afectare a siguranei vieii persoanelor din cldiri. Din examinarea modului de comportare la cutremur s-a constatat c avariile dominante s-au concentrat la rosturile între tronsoanele de canale (desfacerea îmbinrilor) i la legturile de suspendare care au avut ruperi fragile datorit incursiunilor avansate în domeniul postelastic (ca urmare a oscilaiilor cu amplitudini mari). S-au identificat, de asemenea, avarii în zonele de traversare a rosturilor între tronsoanele de cldire adiacente (ca urmare a cumulrii deplasrilor de sens contrar) i, în multe cazuri, la legturile cu echipamente montate pe izolatori de vibraii (aparate de condiionat de putere mare, umidificatoare, schimbtoare de cldur). Din aceste motive în Cod s-au prevzut msuri asiguratorii privind majorarea deplasrilor de calcul i recomandarea ca echipamentele izolate împotriva vibraiilor s fie fixate separat pentru limitarea deplasrilor (deplasrile importante ale acestor utilaje pot avaria i sistemele de canale de aer de care sunt legate). De asemenea, se recomand ca toate dispozitivele care sunt amplasate pe conducte s fie fixate cu ancore mecanice pentru a se preveni cderea/rsturnarea lor în timpul cutremurului.

cu condiia de a fi prinse corespunztor de structura principal sau de alte CNS suficient de rezistene pentru a prelua forele de legtur care se pot dezvolta în acest caz. Sigurana în funcionare a sistemelor electrice poate fi sporit dac:

Figura C 10.48. Avarii ale aparatelor de condiionare C10.6.3.3(2) Criteriile pentru acceptarea excepiilor de la obligativitatea prevederii legturilor pentru blocarea deplasrilor laterale sunt similare cu cele date la C10.6.3.1(3) C10.6.3.3(3) Prin aceast prevedere se urmrete ca forele seismice corespunztoarea maselor acestor utilaje s nu fie transferate direct la conducte i/sau canale care nu au, întotdeauna, capacitatea de a le prelua fr s se deterioreze. Rezemrile i legturile laterale vor fi dimensionate pentru a prelua în siguran aceste fore. C 10.6.3.4. Condiii pentru proiectarea seismic a instalaiilor speciale cu utilaje care opereaz cu abur sau ap la temperaturi ridicate (buctrii, spltorii) (B4) C10.6.3.4(1) În unele ri, construcia utilajelor care opereaz cu abur sau ap la temperaturi ridicate se face pe baza unor reglementri specializate, de exemplu [ASME Boiler and Presusure Vessel Code - ASME BPV ] care au în vedere o rezerv de siguran suficient fa de nivelurile avansate de avariere susceptibile de a conduce la pierderea etaneitii i la scurgeri ale coninutului care ar putea pune în pericol vieile operatorilor. P 100-1 are în vedere ca, în absena unor reglementri speciale, msurile luate la proiectarea acestor echipamente pentru limitarea eforturilor i deplasrilor s fie mai severe decât cele pentru alte categorii de instalaii i echipamente, impunând niveluri de siguran mai ridicate. De asemenea aceste condiii trebuie s stea la baza agrementelor tehnice pentru importurile provenite din ri neseismice. C10.6.3.4(3) Prevederile acestui paragraf au în vedere crearea unor rezerve de rezisten pentru utilajele respective i pentru întreg sistemul care le include inând seama de consecinele grave care decurg din avarierea lor i pierderea coninutului. C 10.7. Proiectarea seismic a echipamentelor electromecanice (C) C 10.7.1. Condiii generale de proiectare seismic C10.7.1(1) Principalele echipamente electromecanice care se gsesc în cldirile care fac obiectul prezentului Cod sunt ascensoarele i scrile rulante. Utilizarea intensiv i creterea numrului ascensoarelor este legat de creterea înlimii cldirilor curente iar extinderea folosirii scrilor rulante i a trotuarelor rulante este urmarea multiplicrii cldirilor în care au acces un numr mare de persoane care trebuie s se deplaseze repede, pe distane relativ lungi, pe vertical i pe orizontal.

- protecia pasiv care a avut în vedere numai consolidarea lifturilor; - protecia activ, care, în afara msurilor de consolidare, prevede:  intervenii periodice de tip întreinere/ reparaie;  introducerea unui dispozitiv special cu declanare la cutremur. Acest dispozitiv intr în lucru pentru o acceleraie minim stabilit de proiectant (la prototip aceasta a fost de 0.05g i pentru frecvene cuprinse între 1-10 Hz). Sistemul de protecie al ascensorului este constituit dintr-o serie de relee, puse în lucru de dispozitivul cu declanare la cutremur, care urmresc: - împiedicarea mersului în gol al liftului; - deschiderea uilor în timpul mersului; - micorarea vitezei liftului; - oprirea la etajul urmtor în sensul de mers i deschiderea automat a uilor pentru a da posibilitatea pasagerilor s ias din cabin. În alte variante, dispozitivul poate realiza mai multe operaii cum ar fi identificarea posibilitilor unui lift avariat de a-i continua funcionarea cu vitez mai mic (utilizarea liftului poate fi necesar pentru accesul la etajele superioare pentru diferite echipe de intervenie, stingerea incendiilor, de exemplu) sau poate folosi pentru evacuarea ocupanilor. În SUA s-au fcut eforturi pentru a se implementa astfel de dispozitive, în principal, în coli i în spitale. Dei la cutremurele urmtoare s-au mai înregiastrat avarii ale instalaiilor de ascensor nu au existat cazuri de accidente umane. În conformitate cu legislaia din California pentru spitale [California Code of Regulations, Title 8, Section 3137 Seismic Requirements For Elevators, Escalators and Moving Walks], senzorii seismici trebuie s fie activai pentru acceleraii (verticale/orizontale)  0.5g iar senzorii i dispozitivele de protecie trebuie s fie verificai, din punct de vedere al funcionalitii, cel puin odat pe an. C10.7.1.1(3) Printre alte considerente, aceast prevedere are în vedere faptul c în spaiile aglomerate (staii de metrou, mari centre comerciale, etc) sunt necesare prevederi mai stricte deoarece: - exist o probabilitate foarte ridicat c încrcarea maxim cu persoane s fie realizat pe perioade lungi de timp; - sunt necesare msuri de precauie pentru evitarea panicii.

C 10.7.1.1 Condiii pentru proiectarea seismic a ascensoarelor (C1) Preocuprile privind protecia seismic a ascensoarelor din cldiri s-au declanat practic dup cutremurul de la San Fernando (1971) când au fost observate numeroase cazuri de avariere a instalaiilor de ascensoare manifestate în principal prin deraierea contragreutii i ciocnirea acesteia cu cabina [Benuska, K.L. i colab. Elevator Earthquake Safety Control Proc 6th WCEE, New Delhi, 1977]. Metodele de protecie au fost orientate în dou direcii:

- prinderile care leag scara rulant / trotuarul rulant de cldire sunt proiectate pentru fora seismic corespunztoare acceleraiei de 0.5g, în ambele direcii principale orizontale; - prinderile sunt proiectate pentru a asigura valoarea driftului maxim de etaj corespunztor forei de proiectare; - în cazurile în care legturile/prinderile sunt prevzute numai la una din extremiti se va ine seama, la proiectare, de torsiunea care se produce; toate celelalt reazeme trebuie s fie libere s se deplaseze în direcie longitudinal; - dac legturile cu structura sunt prevzute la ambele extremiti i acestea permit un anumit grad de micare longitudinal/transversal se vor lua msuri suplimentare pentru a preveni cderea de pe reazem a extremitilor superioare ale grinzii suport; toate celelalte reazeme trebuie s fie libere s se deplaseze suficient de mult în direcie longitudinal pentru a putea prelua restul deplasrii de nivel corespunztoare forei seismice de proiectare; - la capetele unde este permis deplasarea, limea rezemrilor pe structur trebuie s fie suficient de mare pentru a prelua în ambele sensuri, fr avariere, cel puin dublul valorii deplasrii relative de nivel admisibile. Tot reglementrile californiene prevd c în fiecare cldire în care este instalat o scar rulant sau un trotuar rulant trebuie s existe cel puin un întreruptor cu senzor seismic (seismic switch) care s fie activat, la un anumit nivel al acceleraiei seismice, conform specificaiilor productorului i ale unui inginer de specialitate. Activarea senzorului seismic trebuie s opreasc alimentarea electric a scrii/trotuarului i s acioneze frâna. C10.7.1.2(4&5) Ultimele cutremure au artt c, dei s-au fcut unele progrese, problema siguranei ascensoarelor rmâne insuficient rezolvat. Astfel la cutremurul Chi-Chi din Taiwan (1999), numai în zona epicentral, au fost constatate 579 cazuri de deraiere a contragreutii i 341 cazuri de deraiere a cabinei. Aceste accidente, fr a fi provocat pierderi de viei omeneti, au condus la întârzierea important a evacurii locatarilor i la deplasarea echipelor de intervenie la etajele superioare i la costuri importante pentru remediere. Analizele inginereti au artat c aceste avarii s-au produs din cauza utilizrii unor ine din profile formate la rece, cu dimensiuni insuficiente, în locul profilelor clasice laminate la cald. Acest lucru a fost posibil datorit insuficienei cunotinelor de specialitate ale constructorilor dar i ale investitorilor.[Yao,G.C. Seismic Performance of Passengers Elevator in Taiwan Earthquake Engineering and Engineering Seismology vol.3 no.2, 2003 ] Pentru corectarea situaiei s-au efectuat teste pe platforme seismice pentru ascensoare de mare capacitate (8 i 15 persoane) care au confirmat cauzele principale ale accidentelor constatate i, în special, rezistena i rigiditatea insuficiente ale inelor din profile formate la rece; pe baza acestor încercri s-a hotrât modificarea P 100-1 de proiectare pentru instalaiile noi i adoptarea unor msuri de consolidare pentru ascensoarele existente. C 10.7.1.2. Conditii pentru proiectarea seismic a scrilor rulante (C2) Pentru scrile/trotuarele rulante, în unele reglementri [California Code of Regulations, Title 8, Section 3137 Seismic Requirements For Elevators, Escalators and Moving Walks] se prevd i alte msuri:

(a) Profile laminate (b) Profile din tabl îndoit Figura C 10.49. Glisiere pentru ascensoare (Taiwan) C 10.8. Msuri specifice pentru protecia seismic a mobilierului din cldiri (D) C 10.8.1. Categorii de cldiri i de mobilier/aparatur care necesit protecia la efectele aciunii seismice C10.8.1(1) Protecia mobilerului profesional din cldirile din clasa de importan I reprezint o condiie a asigurrii funcionrii neîntrerupte a acestora. În cldirile administraiei centrale sau locale, protejarea bazelor de date este absolut necesar pentru asigurarea continuitii exercitrii actului de conducere, cu precdere în situaiile create dup producerea unui cutremur sever. Figura C 10.50. Testarea stabilitii i prinderilor pentru calculatoarele personale Rafturile din biblioteci reprezint un mobilier care, de regul, suport încrcri gravitaionale (greuti) mari. Din acest motiv ele pot constitui un risc important pentru integritatea corporal a persoanelor aflate în imediata lor apropiere, aa cum acest lucru a fost observat în numeroase cazuri la cutremurele recente i a fost consemnat în rapoartele de cercetare post-seism. Avarierea rafturilor din biblioteci i deterioarea crilor (uneori cu valoare bibliofil) i închiderea temporar a bibliotecilor din acest motiv, s-a petrecut chiar i în cazul unor cutremure moderate care nu au produs practic nici un fel de avarii structurale. În mobilierul laboratoarelor din unele institute de cercetare i din instituii productive se pot afla surse de risc (bacterii, virui, substane toxice i/sau radioactive, etc,) deosebit de periculoase pentru cazul în care s-ar produce eliberarea lor necontrolat ca urmare a rsturnrii / spargerii recipienilor în care se afl. Protecia mobilierului i obiectelor din muzee are în vedere protejarea patrimoniului cultural, artistic i istoric. Pierderile care ar putea fi înregistrate în acest domeniu sunt practic irecuperabile i nu pot fi cuantificate ca valori materiale. Pentru obiectele cu valoare artistic deosebit se adopt msuri de protecie speciale : suporturi împotriva rsturnrii acionate de senzori seismici.

A. Poziia suportului în condiii normale B. Poziia suportului în timpul cutremurului Figura C 10.51. Dispozitiv automat pentru protecia exponatelor din muzee C 10.8.2. Condiii generale de proiectare seismic C10.8.2(1) În marea majoritate a cazurilor, dimensionarea ancorelor care asigur stabilitatea mobilierului la cutremur are ca scop numai blocarea tendinei de rsturnare (momentul de rsturnare) i nu depinde de efectele încrcrilor permanente (gravitaionale) care se transmit prin rezemare direct. În cazul mobilierului suspendat majorarea menionat ine seama i de unele efecte secundare (uneori greu de estimat) cum ar fi, de exemplu, fisurarea prematur a peretelui în care acesta este fixat. În aceste condiii prevederea din Cod are caracter asigurator. C10.8.2(2) Prevederea se încadreaz în condiiile generale de verificare a capacitii de rezisten pe întreg traseul forelor de legtur induse de aciunea seismic în elementele structurale sau în CNS care asigur stabilitatea mobilierului. În plus se va ine seama de toate considerentele enunate la C10.4.1. C 10.8.3. Condiii pentru proiectarea seismica rafturilor de depozitare din spaii accesibile publicului C10.8.3. (1) Protecia rafturilor din marile depozite accesibile publicului are în vedere riscul ridicat de afectare a integritii fizice a unui numr mare de persoane i crearea panicii. Figura C 10.52. Avarii ale rafturilor etajate în depozite [ BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 460: Seismic Considerations for Steel Storage Racks Located in Areas Accesible to the Public september, 2005] Reglementrile specifice referitoare la rafturile de depozitare din spaiile accesibile publicului, montate la cota ! 0,00 sau sub aceasta, recomand folosirea forelor static echivalente cu unele modificri fa de prevederile referitoare la cldiri. Aceste modificri sunt necesare pentru a se ine seama de diferenele între cele dou tipuri de structuri în ceea ce privete comportarea post elastic i caracterul spaial al rspunsului seismic (efectul de diafragm rigid în plan orizontal nu exist în cazul rafturilor). În aceste condiii se recomand ca evaluarea siguranei rafturilor s se

i a componentei. Aceast verificare are o importan deoasebit pentru sigurana CNS alctuite din materiale fragile (parapei din sticl fixai în puncte - fr ram, de exemplu). C10.9.2.(5) Msura are un caracter asigurator i are în vedere variabilitatea posibil a încrcrilor verticale. O astfel de prevedere este utilizat în toate situaiile în care nerealizarea integral a încrcrilor gravitaionale poate conduce la reducerea nivelului de siguran (în special sigurana în raport cu stabilitatea echilibrului) C10.9.2.(6) Prevederea are în vedere asigurarea elementelor de pe faade, pentru solicitrile cele mai defavorabile, în cazul amplasamentelor pentru care forele seismice de proiectare sunt de acelai ordin de mrime cu cele date de aciunea de vârf a vântului. Evident, în cazul forelor din vânt, nu se ine seama de reducerea efectelor acestora având în vedere comportarea inelastic a elementelor de faad i a prinderilor acestora (factorul de comportare qCNS). Dimensionarea elementelor de faad i a prinderilor acestora pentru forele din vânt se face în domeniul elastic de comportare.

bazeze pe analiza comportrii post-elastice specifice care este determinat, în primul rând de capacitatea de rotire a îmbinrilor grind/montant care este de câteva ori mai mare decât cea a nodurilor tipice dintr-o cldire cu structura metalic. Cele dou ipoteze privind valoarea masei supus la aciunea seismic au în vedere diversitatea situaiilor de încrcare posibile în condiiile în care mrfurile depozitate sunt manevrate de multe ori pe parcursului unei zile. FEMA 450 preia din standardul de specialitate [ANSI MH-16.1-04 Specification for the Design, Testing and Utilization of Industrial Steel StorageRacks RMI] valoarea qCNS=4,0 pentru rafturile contravântuite cu diagonale concurente în noduri. În cazul rafturilor alctuite din cadre cu noduri rigide FEMA 450 recomand qCNS=6,0. Aceste valori se adopt pentru direcia respectiv dac sistemele structurale sunt diferite în lungul raftului i perpendicular pe acesta. Calculele de dimensionare trebuie s in seama de tipul elementelor folosite la scheletul raftului, cu precauii speciale în cazul profilelor formate la rece (stabilitate). Factorul de importan prevzut (CNS=1,5) are în vedere riscul ridicat pentru integritatea corporal a publicului care poate fi periclitat atât prin rsturnarea / avariere raftului cât i prin cdererea mrfurilor depozitate. Un element agravant trebuie considerat i spaiul deosebit de îngust între dou iruri de rafturi i lungimea traseului pân la captul irului de rafturi, condiii care pot favoriza / amplifica panica publicului.[ BSSC. Federal Emergency Management Agency FEMA 460: Seismic Considerations for Steel Storage Racks Located in Areas Accesible to the Public september, 2005] C 10.9. Verificarea siguranei CNS la efectele aciunii seismice C 10.9.2. Încrcri de proiectare C10.9.2.(1) Combinarea efectelor verticale i orizontale ale acceleraiei seismice este necesar în cazurile în care sunt posibile oscilaii cu amplitudini de valori apropiate pe cele dou direcii (scri rulante cu lungime mare, luminatoare de mare deschidere, sisteme de conducte, unele echipamente montate pe izolatori de vibraii,etc). Rezistena local a CNS trebuie verificat în zonele de prindere de structura principal inând seama de modul concret în care este realizat prinderea i de rezistena prinderii

E Afectarea/avarierea zidriei de umplutur: - fisurarea/ruperea prin eforturi de întindere, perpendicular pe diagonala comprimat - zdrobirea prin eforturi de compresiune, la colul cadrului sau în centru (pe diagonal) - lunecarea prin eforturi de forfecare în rost orizontal. În detaliu, ruperea zidriei înrmate se poate manifesta în diferite moduri: - zdrobirea elementelor din compresiune; - ruperea elementelor din întindere; - ruperea rosturilor de mortar; - ruperea prin întindere sau forfecarea la interfaa elemente/mortar. E Afectarea/avarierea cadrului: - formarea articulaiilor plastice în elementele cadrului; - avarierea nodurilor cadrului; - avarierea la for tietoare a grinzilor sau stâlpilor; C 10.9.3. Deplasri de calcul Prevederile din acest paragraf se refer la identificarea diferitelor surse de solicitare pentru CNS sensibile la aciunea indirect a cutremurului (deformaii / deplasri impuse). Mrimea deplasrilor relative ale punctelor de prindere ale CNS de structura principal, în cazul în care acestea sunt situate la cote diferite, depinde de rigiditatea structurii i de amploarea deformaiilor inelastice ale acesteia (care rezult din coeficientul de comportare folosit la proiectare). Deplasrile relative ale CNS în timpul cutremurului, mai ales dac sunt de sensuri contrare, pot avaria legturile între acestea (situaie care intervine adesea în cazul sistemelor de instalaii - ruperea conductelor între dou utilaje care se mic în sensuri opuse, de exemplu) sau pot produce ciocnirea CNS alturate. La proiectare trebuie s se in seama i de faptul c deformaiile/deplasrile produse de micarea seismic se suprapun, în multe cazuri, unor deformaii/deplasri produse din cauze neseismice (variaii de temperatur, tasri difereniate ale terenului,etc). Din acest motiv, la proiectare trebuie s in seama de faptul c posibilitile de deplasare prevzute pentru preluarea deformaiilor seismice pot fi deja parial consumate înainte de producerea cutremurului. C 10.9.4. Rezistena de proiectare a panourilor din zidrie înrmate în cadre C10.9.4.(1) Interaciunea dintre cadru i panoul de zidrie înrmat în timpul cutremurului are ca efect o stare de eforturi complex, neuniform, cu concentrri locale, atât în cadru, în grinzi, în stâlpi i în noduri, cât i în panou, unde neuniformitatea este amplificat prin prezena golurilor. Comportarea în diferite stadii de solicitare a ansamblului "cadru+panou de zidrie " depinde de proprietile intrinseci ale celor dou componente i se poate caracteriza printr-una sau mai multe dintre categoriile urmtoare de afectare/avariere:

- avarierea/ruperea legturilor între panoul de zidrie i cadru (dac acestea exist). În literatur exist numeroase lucrri de cercetare, teoretice i experimentale, care au ca obiect stabilirea rezistenei cadrelor cu panouri de zidrie înrmate în raport cu mecanismele de cedare posibile. Pentru evaluarea rezistenei cadrelor i a panourilor de zidrie este necesar, în primul rând, determinarea cât mai exact a strii de eforturi induse de aciunea seismic. Teoretic, realizarea acestui obiectiv implic folosirea unor metode avansate de tip element finit i considerarea comportrii neliniare a materialelor (zidrie, beton i oel). Totodat aceste metode trebuie s in seama de un numr important de parametri: - proprietile geometrice i mecanice ale cadrului; - proprietile geometrice i mecanice ale panoului de umplutur (inclusiv efectul golurilor în panou); - efectele deteriorrii rezistenei i rigiditii iniiale a cadrului/panoului ca urmare a incursiunilor repetate în domeniul postelastic. Având în vedere complexitatea procedeelor de calcul "exacte" care ar implica includerea tuturor acestor variabile i imposibilitatea practic a utilizrii acestora în proiectarea curent, în majoritatea reglementrilor se folosesc relaii simplificate, semi-empirice, cu coeficieni calibrai experimental. Relaiile de calcul trebuie s permit identificarea modului de cedare a ansamblului "cadru+panou" astfel încât s fie posibil gsirea unei rezolvri constructive care s evite depirea strii limit ultime în elementele cadrului i/sau în panoul de zidrie. În ceea ce privete panoul înrmat, relaiile de calcul urmresc s cuantifice forele laterale care declaneaz unul dintre urmtoarele mecanisme de cedare:

1. Rupere prin lunecare în rostul orizontal

2. Rupere prin compresiune a diagonalei comprimate

3. Fisurarea diagonal.

4. Rupere prin întindere din încovoiere C10.9.4.(2) Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin lunecare din for tietoare în rosturile orizontale se determin cu relaia:     Rezistena panoului la lunecare în rost orizontal s-a calculat din ecuaia:            în care notaiile sunt    ! "  #   $   Ld=fvd0×lp×tp=fvd0×Apan

Valorile cos  se exprim, ca i factorul  tot în funcie de factorul de form al panoului () prin relaia %&'   ( ) $ Rezult   * %&'   +  unde k1,pan are expresia    )( ) %&' sau în funcie de  i    ,- ) . ) -/ + . ) $ C10.9.4.(3) Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat în lungul diagonalei comprimate se determin cu relaia:     Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin fisurare înclinat în lungul diagonalei comprimate se determin din condiia     i rezult    %&'   +  în care    %&'  ( ) $  C10.9.4(4) Având în vedere constatrile la cutremurele recente privind zdrobirea zidriilor la colurile panoului înrmat, mai ales în cazul utilizrii elementelor cu goluri i perei subiri (similare celor din grupa 2S) precum i cercetrile care propun modele de calcul în care diagonala comprimat este excentric fa de nodul cadrului i se afl în contact direct cu stâlpul - a se vedea figura C 10.53. - s-a introdus o condiie suplimentar de verificare a rezistenei panoului (FRd,32). Condiia se refer la limitarea efortului unitar de compresiune dat de componenta orizontal (H) a forei de compresiune în diagonal (D). Dac se noteaz cu dc lungimea de contact între diagonala rotit (excentric) i stâlp, rezistena de proiectare Hd se obine din condiia   01! +  + 2

Figura C 10.53. Model de calcul cu diagonala excentric iar rezistena de proiectare a panoului (care se compar cu efortul de proiectare în diagonala comprimat) este 3   %&'  ! +  +   în care 0 este unghiul diagonalei rotite (excentrice). Admiând poziia excentric a diagonalei (0 comprimat crete fa de cazul în care diagonala este centrat în nod. Unghiul diagonalei rotite în raport cu orizontala (0) se determin cu relaia geometric simpl: %&'   ) $ ( ) $ Verificarea rezistenei zidriei la contactul cu grinda, nu este necesar deoarece folosirea elementelor pentru zidrie cu goluri orizontale/sau dispuse orizontal nu este permis de CR 6. Rezistena de proiectare corespunztoare mecanismului de rupere prin strivirea diagonalei comprimate este cea mai mic dintre valorile: 3  4&25!23 1 3  !   unde E bst,echiv este latura stâlpului cadrului echivalent calculat cu relaia 4&25!  . 6 ) 6

E I1 i I2 sunt momentele de inerie în planul cadrului ale stâlpilor Factorii k3,pan ÷ k5,pan s-au calculat cu relaiile 3  0 %&'  0 ( ) $    01  ) $  ) $ 

1  7   + 84

+ ! 2 C 10.9.5. Reguli generale pentru verificarea siguranei CNS la aciunea seismic C10.9.5.(1) Starea limit ultim de stabilitate (la rsturnare sau deplasare) poate fi atins de componentele care nu sunt fixate de structur, dac prinderile CNS de structura principal (sau de o alt CNS) nu au capacitatea necesar pentru a împiedica deplasarea CNS din poziia iniial sau dac elementele de care sunt fixate CNS nu au capacitatea de a prelua forele de legtur. Pierderea stabilitii se produce atunci când legturile capt deformaii excesive (care pot antrena i efecte de ordinul II) sau, când acestea cedeaz brusc ca urmare a depirii capacitii de rezisten (în cazul prinderilor fragile). Starea limit ultim de rezisten este atins când eforturile interioare din CNS depesc rezistenele materialului respectiv. Eforturile interioare care cauzeaz ruperea materialului se pot datora fie forelor de inerie fie deformaiilor impuse elementului. Aceast tip de cedare se produce numai atunci când prinderile CNS de structur au capacitate suficient pentru a împiedica pierderea stabilitii prin rsturnare sau deplasare. C10.9.5.(3) Verificarea siguranei în raport cu SLS trebuie fcut pentru CNS din cldirile care au ca obiectiv de performan funcionarea complet în timpul cutremurului i imediat dup acesta precum i pentru acele CNS care condiioneaz realizarea obiectivului de performan ocupare imediat (chiar dac funcionarea complet nu este asigurat) . Urmtoarele categorii de deformaii trebuie s fie controlate (verificate): - deformaii provenite din aciunea direct a cutremurului:  deformaiile proprii ale CNS sau ale ansamblului din care aceasta face parte;  deformaiile îmbinrilor / prinderilor componentei sau ale ansamblului din care aceasta face parte; - deformaii provenite din aciunea indirect a cutremurului: - deformaiile proprii ale CNS sau ale ansamblului din care face parte sub efectul micrii/deplasrii structurii - deformaiile îmbinrilor / prinderilor componentei sau ale ansamblului din care face parte sub efectul micrii/deplasrii structurii. C10.9.5.(4) Criteriile de verificare a siguranei în raport cu SLS sunt, de regul, legate de controlul strii de fisurare (pentru elementele de construcie) i de controlul integritii legturilor reciproce sau cu sursele de alimentare (pentru instalaii i echipamente). Nivelurile de performan referitoare la controlul strii de fisurare se exprim prin mrimea deformaiei elastice a elementului. Valorile limit depind de natura materialului din care este realizat componenta i de finisajul acesteia. În cazul verificrii la SLS, criteriul de acceptare pentru evitarea fisurrii extinse este limitarea valorii sgeii peretelui sub efectul încrcrilor de proiectare.

În SR EN 1998-1 i în P 100-1 nu sunt stabilite astfel de valori limit. Orientativ se poate ine seama de urmtoarele valori: - BIA (Brick Institute of America) : fadm =Lcalc/600 pentru placaje fragile la sarcini de exploatare - IBC (International Building Code) 2003: fadm=Lcalc/350 pentru finisaje fragile la perei exteriori (pentru încrcarea de calcul din vânt) - NZS 4203:1992 (Standard Noua Zeeland) : fadm = Hetaj/400 C 10.9.6.Modele de calcul Prevederea precizeaz principalii parametri care afecteaz rspunsul seismic al unei CNS i care trebuie avui în vedere atunci când se determin condiiile de siguran pentru componenta respectiv. Zvelteea unui panou de compartimentare din zidrie coroborat cu condiiile de pe contur determin valorile momentelor încovoietoare pentru aciunea seismic perpendicular pe plan i, implicit modul de rupere probabil al peretelui. Aprecierea corect a condiiilor reale de rezemare pe contur a peretelui este de asemenea o condiie pentru evaluarea corect a solicitrilor. În cazul sistemelor de conducte este necesar s se examineze condiiile efective de prindere deoarece, de multe ori, prinderile sunt concepute pentru a permite deplasrile produse de variaiile de temperatur. De aceast situaie trebuie inut seama atunci când se verific perioada proprie a conductei pentru a se stabili mai exact coeficientul de amplificare CNS . C 10.9.7. Verificarea condiiilor de stabilitate, de rezisten i de rigiditate C10.9.7(3) Condiia mai sever impus capacitii de rezisten a prinderilor componentelor menionate ine seama de consecinele posibile ale cedrii unei astfel de prinderi. Eforturile majorate trebuie luate în calcul i pentru verificarea local/ de ansamblu a elementului structural pe care este prins componenta. C 10.10. Asigurarea calitii la proiectare i în execuie C10.10.(1) Realizarea condiiilor de funcionalitate i/sau de siguran pentru CNS în conformitate cu prevederile din acest capitol depinde, în primul rând de respectarea condiiilor de dimensionare i de detaliere. Evaluarea corect a forelor/deplasrilor impuse de aciunea seismic este condiia principal pentru: - dimensionarea componentei astfel încât s fie satisfcute cerinele de rezisten i de rigiditate corespunztoare obiectivelor de performan ale cldirii; - dimensionarea prinderilor i verificarea capacitii de rezisten a elementelor structurii. Detalierea constructiv în planurile de ansamblu i de detaliu a componentei (mai ales în cazul componentelor cu mas i rigiditate mari sau a componentelor din materiale fragile) i a legturilor acesteia cu structura sunt condiii pentru: - evitarea interaciunilor necontrolate cu structura i a eventualelor consecine defavorabile ale acestora;

- compatibilitatea eventualelor interaciuni între CNS adiacente; - aprecierea posibilitilor de realizare practic a îmbinrilor în condiiile toleranelor impuse. Lipsa detaliilor de montaj / prindere a CNS sau prezentarea lor incomplet conduce, de regul, la improvizaii care pot avea consecine grave. C10.10(2) Prevederea se încadreaz în spiritul Legii privind calitatea în construcii (Legea nr.10/1995, cu modificrile ulterioare) inând seama de gravitatea consecinelor care pot rezulta din avarierea CNS, în primul rând în ceea ce privete sigurana vieii i funcionalitatea unor cldiri eseniale pentru interveniile post seism. C10.10.(3) Prevederea are ca scop eliminarea riscurilor care s-ar putea produce în cazurile în care anumite utilaje/echipamente nu sunt proiectate pentru a prelua i încrcrile seismice. Prevederea se refer în special la utilajele / echipamentele din cldirile pentru care obiectivele de performan sunt cldire complet funcional sau cu ocupare imediat. Aceiai condiie se va impune i pentru sistemele de prindere/fixare dac acestea sunt livrate de productor împreun cu utilajul/echipamentul respectiv C10.10.(4) În programul de verificare a ancorajelor se recomand a fi incluse pentru verificare cu prioritate urmtoarele categorii de CNS: - elementele anvelopei i cele ataate acesteia; - pereii despritori din zidrie; - suprafeele vitrate de mari dimensiuni de la faade dar i cele interioare (luminatoare la atriumuri, de exemplu); - scrile rulante de mari dimensiuni; - mobilierul profesional i aparatura din cldirile din clasele de importan I i II; - echipamentele electrice inclusiv cele de urgen i de rezerv; - prinderile conductelor / recipienilor care lucreaz cu ap/abur la temperaturi ridicate i ale recipienilor care conin substane toxice sau inflamabile.

C D. PROCEDEU DE CALCUL STATIC NELINIAR (BIOGRAFIC) AL STRUCTURILOR C D.1. Conceptul procedeului Procedeul prezentat în anexa D reprezint o metod simplificat pentru determinarea direct a rspunsului neliniar al unei structuri la încrcarea cu deplasri aplicate monoton cresctor pân la rupere (Figura C D.1.). Figura C D.1. Relaie for lateral – deplasare tipic pentru un cadru de beton armat (FEMA 2003) Metoda prezentat urmrete în general metoda N2, propus de Fajfar (Fajfar & Fischinger 1989, Fajfar 2000) i inclus în Anexa B a EN 1998-1. C D.2. Evaluarea proprietilor de rezisten i de deformaie a elementelor structurale Deoarece nu exist modele teoretice generale, capabile s reproduc cu suficient precizie relaia for – deplasare în regim de solicitare ciclic pentru elemente de beton armat, în literatur sunt propuse diverse modele empirice (bazate pe prelucrarea statistic a datelor experimentale) sau semi – empirice (deduse pe considerente teoretice, dar calibrat cu coeficieni empirici). O sintez recent a acestor modele este dat de Fardis în cap. 6 din raportul FIB nr. 25 (FIB 2003). Valori orientative pentru parametrii relaiilor M- ce pot fi utilizate în calculul static neliniar sunt date i în documentele FEMA (FEMA 1997a). Codul face trimitere la P 100-3 pentru procedeele de evaluare a caracteristicilor de deforma ie ale elementelor structurale. C D.3. Construirea curbei for lateral – deplasarea la vârful construciei Încrcrile se aplic în 2 etape: - În prima etap se aplic încrcrile gravitaionale, corespunztoare combinaiei seismice. De obicei sub aceste încrcri nu trebuie s apar plastificri în structur i se poate face un calcul liniar. - În a doua etap, pe structura preîncrcat (se pstreaz starea de deformaii i eforturi din prima etap), se aplic incremental forele laterale Domeniu elastic Zona de plastificare progresiv Zona de mecanism plastic Prbuire parial Prbuire complet DEFORMAIE FOR LATERAL Deplasarea de curgere efectiv Punct de curgere efectiv

corespunztoare aciunii seismice. Acestea au o distribuie fixat, dar mrimea lor variaz la fiecare pas de încrcare în funcie de un parametru. Pentru a modela comportarea dinamic structurii, configuraia (distribuia) încrcrilor laterale ar trebui s fie proporional cu configuraia instantanee a forelor de inerie. Aceasta depinde de caracteristicile modale instantanee ale structurii, care se schimb datorit deformaiilor inelastice din anumite elemente. O asemena analiz ar necesita un efort comparabil cu o analiz dinamic neliniar (time-history). De aceea se prefer pstrarea unei configuraii fixe pe toat durata calculului static neliniar. În mod obinuit se consider: (a) o distribuie “modal”, în care forele de inerie sunt proporionale cu deplasrile modale din modul 1 de vibraie, i (b) o distribuie “uniform”, în care forele de inerie sunt proporionale cu masele de etaj (de exemplu, dac masele de etaj sunt egale la toate nivelurile, rezult fore egale la toate nivelurile). ( ) Prima ipotez furnizeaz valoarea maxim a momentului de rsturnare, cea de-a doua, valoarea maxim a forei tietoare pentru o capacitate de încovoiere dat a structurii. C D.4. Echivalarea structurii MDOF cu un sistem SDOF Pentru a putea compara deplasarea capabil a structurii cu cerina de deplasare, care este dat de spectrele inelastice de deplasare construite pentru sisteme cu 1 GLD, structura real trebuie transformat într-o structur cu 1 GLD echivalent. Transformarea urmeaz relaiile cunoscute din dinamica structurilor, echivalând deplasarea maxim a structurii la vârful construciei cu deplasarea în modul 1. C D.5. Evaluarea cerin elor de deplasare În condiiile strii limit de serviciu structura prezint un rspuns seismic elastic sau cu incursiuni mici în domeniul plastic, astfel încât se pot folosi direct deplasrile determinate din calculul liniar al structurii pe baza regulii “deplasri egale”. În cazul strii limit ultime trebuie folosite spectre inelastice de deplasare, care se pot construi fie direct, pe baza accelerogramelor specifice amplasamentului, fie indirect, pe baza spectrelor elastice i a unor ipoteze privind relaia între rspunsul elastic i cel inelastic (de exemplu, ipoteza “egalitii deplasrilor” pentru T > Tc i ipoteza “egalitii energiilor” pentru T relaia din Anexa E a prezentului Cod P 100-1. C D.6. Controlul deplasrilor structurale Cerina de deplasare a fost determinat la paragraful D5, pentru perioada T* a sistemului cu 1 GLD echivalent, din spectrul inelastic de deplasri. O reprezentare sugestiv este cea din Figura C D.2, dat în formatul “ADRS” (spectru de rspuns acceleraii - deplasri, obinut din spectrele de rspuns de acceleraii i deplasri prin eliminarea parametrului T). Punctul de intersecie între curba de capacitate i spectrul de deplasare inelastic, corespunzând ductilitii  a sistemului, reprezint cerina de deplasare pentru sistemul cu 1 GLD. Aceast cerin de deplasare a sistemului cu 1 GLD se transform în cerina de deplasare a sistemului real cu relaia (D10), care este inversa transformrii iniiale (D4).

Valoarea calculat reprezint o valoare medie i exist o dispersie mare a valorilor, motiv pentru care se recomand “împingerea” structurii pân la 150% din valoarea cerinei de deplasare calculate (FEMA 1997a). Figura C D.2. Determinarea deplasrii int în cazul a) T* Tc Referine ACI (2005). Building code requirements for structural concrete (ACI 318-05) and comentary (ACI 318R-05), Farmington Hills, 432 pp. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance/ Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). N2 – A method for non-linear seismic analysis of RC buildings, Proc. of the 9th WCEE, Tokyo, vol. V, p. 111-116. FEMA (1997a). NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 273. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FEMA (1997b). NEHRP commentary on the guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 274. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. FIB (2003). Displacement-based seismic design of reinforced concrete buildings, Bulletin 25, Lausanne, Elveia, 192 pp. Ministerul Dezvoltrii Regionale i Locuin ei (2008), „Cod de proiectare seismic — Partea a III-a — Prevederipentru evaluarea seismic a cldirilor existente, indicativ P 100-3/2008” Newmark, N. M. and Hall, W.J. (1982). Earthquake spectra and design, Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, USA. Postelnicu, T. and Zamfirescu, D. (1999). Comparison between displacement methods used for assessment of RC structures. Performance of RC frame structures designed according present Romanian codes. Proc. 1st Romanian-American Workshop, Iasi, Romania. Vidic, T., Fajfar, P. and Fischinger, M. (1989). Consistent inelastic design spectra: strength and displacement. Earthq. Eng. and Struct. Dynamics, vol. 16, p. 502-521. Sa Sae Sde Sd

a) T* T* Say Sdi 3 =1 (elastic)

b) Sa Sae Sd T* T* > Tc Say Sde = Sdi 3 =1 (elastic)

C E. PROCEDEU DE VERIFICARE A DEPLASRII LATERALE A STRUCTURILOR C E.1. Consideraii generale În actuala ediie a P100-1 se aplic într-o msur mai mare decât precedentele ediii ale Codului principiile i metodele proiectrii bazate pe performana seismic la cutremure cu diferite perioade de revenire. Parametrul considerat în prezent ca fiind cel mai semnificativ pentru calitatea rspunsului seismic al construciilor este deplasarea lateral, pentru c de aceasta depind direct degradrile structurale i nestructurale ale cldirilor. Din acest motiv, limitarea deplasrilor laterale prin proiectare are o importan deosebit. Problema este cu deosebire important pentru zona Câmpiei Române unde cutremurele vrâncene se manifest cu deosebit agresivitate din punctul de vedere al deformaiilor impuse. Pagubele înregistrate la multe cldiri în intervalul 1977-1990, când s-au produs 4 cutremure de intensitate medie i mare, au fcut ca msurile legate de limitarea deplasrilor laterale luate în P 100/92 s fie foarte severe. Un studiu comparativ în care s-au analizat prevederile a 6 coduri de proiectare (UBC, B52, NZS, CEB 1987, SR EN 1998-1 i P 100/92) a evideniat faptul c prevederile de dimensionare a rigiditii laterale a construciilor din P 100/92 erau de departe cele mai severe. Aceste prevederi au exclus practic folosirea sistemului structural în cadre de beton armat la realizarea construciilor cu multe niveluri în perioada dinainte de 1990. Dup aceast dat, dezvoltarea domeniului construciilor de birouri i a cldirilor de locuit cu confort superior a fcut necesar, din nou, s se reconsidere acest tip de structuri. Cunotinele noi înregistrate de ingineria seismic au permis sa se abordeze mai nuanat, i pe o baz mai adecvat comportrii reale a construciei, problema limitrii deplasrilor laterale la aciuni seismice. Fa de versiunea din 1992, Codul P100-1 aduce o serie de elemente de noutate importante: (a) O procedur mult mai riguroas de calcul al valorilor de proiectare ale deplasrilor laterale. Pentru domeniul de frecvene T>Tc, Tc fiind perioada de calcul a spectrului rspunsului seismic elastic, calculul se face în conformitate cu regula „deplasrii egale” stabilite pe baza constatrii statistice [Newmark i Hall, 1982], potrivit creia, în acest interval, deplasrile sistemelor inelastice port fi aproximate acoperitor prin deplasrile sistemelor elastice. Pentru majoritatea zonelor seismice pe plan mondial, majoritatea construciilor se încadreaz în intervalul de perioade T>Tc. Aproximaia nu este îns acceptabil pentru construcii cu T deplasri seismice (în domeniul neliniar) considerabil mai mari decât cele date de regula „deplasrii egale”. În cazul unor amplasamente caracterizate de valori Tc înalte, cum este Câmpia Român unde Tc1,6 sec., majoritatea structurilor curente aparin acestui domeniu. P 100-1:2006 a introdus un coeficient de corecie (amplificare) a deplasrilor elastice în acest domeniu, calibrat în cadul unor studii efectuate la Departamentul Construcii de Beton Armat din Universitatea Tehnic de Construcii Bucureti.

i de natura legturilor între structura i componentele structurale. C E.2. Verificarea la starea limita de serviciu (SLS) P100-1 menine forma general din versiunea precedent a Codului a relaiei de verificare a rigiditii laterale pentru SLS. Evaluarea deplasrilor de proiectare are un caracter convenional i aproximativ pentru c se bazeaz pe un raport prestabilit între deplasrile la ULS i SLS, i nu printr-un calcul la aciunea seismic de proiectare asociat acestei stri limit. Soluia este, fr îndoial, simpl, dar nu întodeauna i acoperitoare. S-a renunat la difereniere factorilor de reducere , funcie de clasa de importan a construciilor, preluate din SR EN 1998-1 în versiunea anterioar a Codului. Aceast intervenie urmrete obinerea unor performane superioare pentru construciile importante i în ceea ce privete comportarea la aciuni seismice moderate. O chestiune cu implicaii importante se refer la modul de calcul al deplasrii relative dr ’. Pentru scopul urmrit de relaia de verificare (E.1), nu diferena deplasrilor orizontale de la dou niveluri ale cldirii prezint interes, ci acea component care modific forma iniial de dreptunghi a panourilor (nestructurale) de compartimentare i de închidere, pentru c de aceasta depinde degradarea acestora (componenta care modific diagonala panoului). Pentru exemplificare, în Figura C E.1 se prezint cazul structurii unei faade alctuite din perei conectai cu grinzi. Se constat diferene foarte mari între valorile deplasrilor relative de nivel (de calcul) inregistrate în dreptul pereilor i, respectiv, în deschiderea între cei doi perei. În timp ce zidria de placare a pereilor nu este afectat de deformaia lateral a structurii, elementele situate între perei sunt supuse unor distorsiuni foarte importante. Programele de calcul structural pot fi completate pentru ca acestea s furnizeze direct valorile ce trebuie introduse în relaia (E.1). O meniune special privete faadele cortin. Având în vedere dificultatea extrem a reparaiilor postseism la asemenea faade, valoarea drc stabilit prin calcul la aciunea seismic de proiectare se sporete cu 30%. Cerinele de deplasare tebuie s fie cuprinse în tema adresat productorului faadei, care trebuie s garanteze deformabilitatea necesar a acesteia. Prevederile anexei referitoare la modul de calcul al deplasrilor laterale i cele referitoare la valorile admisibile ale deplasrilor laterale sunt valabile pentru toate tipurile de structuri. În cazul construciilor de beton armat este necesar s fie precizat modul de evaluare a rigiditii, având în vedere c elementele de beton armat lucreaz cu fisuri în zonele întinse. În cazul structurilor în cadre se disting dou situaii. Într-una din acestea structura de beton armat este complet liber (de exemplu, în cazul garajelor etajate deschise sau tribunelor) sau este prevzut cu elemente de umplutur, care, fiind conectate flexibil

(b) Procedee mai riguroase pentru evaluarea rigiditilor pentru evaluarea deplasrilor laterale de proiectare. Aceste reguli privesc elementele de beton armat pentru care se prevd valori care variaz cu gradul de fisurare a betonului, funcie de nivelul de solicitare (starea limit)

Figura C E.1. În a doua situaie, cadrele sunt umplute cu panouri de zidrie, care, la atacul cutremurului de serviciu, nu-i pierd integritatea întrucât sunt protejate prin limitarea adecvat a deplasrilor laterale. În acest fel, panourile de umplutur contribuie semnificativ la rigiditatea de ansamblu a structurii. Gradul de fisurare a elementelor fiind în acest caz mult limitat, se pot adopta valori ale modulului de rigiditate egale cu EcIg (produsul între modulul de elasticitate al betonului i momentul de inerie al seciunii brute de beton), inând cont astfel i de contribuia armturilor la rigiditatea elementelor. Într-o construcie cu perei de beton armat, rigiditatea pereilor nestructurali este, de regul, nesemnificativ în raport cu cea a pereilor, ceea ce face ca s se neglijeze aportul lor la rigiditatea de ansamblu a cldirilor. În consecin, în calcule se va opera cu rigiditatea redus, 0,5EcIg, a pereilor de beton. Valorile admisibile ale deplasrilor relative de nivel din SLS trebuie s depind de natura pereilor de compartimentare i a închiderilor, i de modul cu care se realizeaz

(1)

(3)

(4)

(2) X1 Y1

 =2- 1 la aceasta, nu stânjenesc practic deformaia lateral a cadrului. În acest fel elementele de beton armat lucreaz în stadiul fisurat i trebuie utilizate rigiditi reduse. În literatur se recomand, în acest scop, ca procedeu aproximativ suficient de exact pentru necesitile proiectrii, reducerea uniform a modulelor de rigiditate a seciunilor nefisurate cu coeficientul 0,5.

- pentru raportul

. H L (L 9: H, lungimea i înlimea panoului),  = 2,5‰ Valorile admisibile ale deplasrilor laterale date la 4.6.3.2, relaiile (4.28), (4.29) i (4.30), coincid cu cele date în SR EN1998-1 i nu pot fi considerate potrivite în toate cazurile. - pentru raportul

. . H L ,  = 4‰ - pentru raportul

+ H L ,  = 6‰ Valoarea 5‰ prescris în P 100-1 reprezint o valoare situat peste medie. Aceast valoare poate fi acceptabil i pentru alte tipuri de elemente nestructurale, de exemplu, pentru perei cortin i alte faade agate de structur. În principiu, deformaia relativ admis i, implicit, rigiditatea lateral necesar, trebuie s fie corelate cu deformabilitatea sistemului de prindere a faadei garantat de fabricant, cruia i se pot pune condiii din acest punct de vedere. C E.3. Verificare la starea limita ultima (ULS) Relaia (E.2) introduce prin coeficientul c corecia necesar pentru a ine seama de faptul c deplasrile în rspunsul seismic neliniar sunt superioare deforma iilor din rspunsul liniar în domeniul de perioade în care nu este valabil regula „deplasrii egale”. Coeficien ii c amplific deplasarea elastic sub încrcrile seismice de proiectare. Aa cum s-a artat mai sus, corecia este necesar pentru construcii cu perioada fundamental de vibraie situat în domeniul 0 – Tc. Valorile coeficien ilor au fost calibrate printr-un studiu amplu efectuat cu instrumentul calcului dinamic neliniar. S-au utilizat câte 30 de accelerograme compatibile cu spectrul de proiectare din P 100-1, pentru fiecare din cele patru tipuri de spectre prevzute în capitolul 3 al codului, trei pentru cutremurele vrâncene, caracterizate de cele trei valori distincte ale perioadei de control Tc i unul corespunzator cutremurului subcrustal bn ean. Spre deosebire de versiunea din 2006 a codulu, în actuala edi ie se prevede o diferen iere mai nuan at a valorilor c. În rspunsul liniar cerin ele de deplasare depind nu numai de perioad, ci i de rezisten a sistemului, definit de valoarea factorului de comportare q. Formula de determinare a coeficientului (E.2) pune în eviden  aceasta dubla dependen . În conformitate cu rezultatele studiului, grani a dintre domeniul de perioade în care este valabil regula deplasrii egale i cea în care rspunsul neliniar în deplasri este semnificativ mai mare decât cel elastic este în jurul valorii T=0.7Tc. La calibrarea expresiei (E.2) s-a inut seama i de faptul ca în domeniul perioadelor de vibra ie scurte, structurile sunt înzestrate cu o suprarezisten  foarte consistent.

prinderea lor de structur. Pentru zidrii de crmid sau blocuri din diferite materiale deformabilitatea scade cu creterea rezistenei mortarului. De asemenea, valoarea deformaiei relative capabile este influenat de proporiile panoului de zidrie înrmat, fiind cu atât mai mic cu cât panoul este mai lung în raport cu înlimea. De exemplu, pentru panouri de zidrie de crmid curent se pot accepta urmtoarele valori ale rotirii limit (unghiul deformaiei de forfecare ):

În cazul cutremurului de proiectare (considerat la starea limit ultim) nu se poate evita degradarea sever a componentelor nestucturale arhitecturale (perei, faade, etc.). i trebuie luate msuri ca aceste componente s nu se prbueasc, ameninând vieile oamenilor, printr-o conectare adecvat la structur. Valoarea admisibil 2,5% a deplasrii relative de nivel este în concordan cu rezultatele a numeroase studii experimentale care au evideniat faptul c stâlpii de beton armat, proiectai potrivit prevederilor codurilor moderne de proiectare, pot dezvolta deformaii de rotire de bar de peste 4% fr o reducere semnificativ a capacitii de rezisten. Valoarea acoperitoare 2,5% adoptat în anexa E a Codului pentru stâlpii de beton armat poate fi considerat satisfctoare i pentru condiia de prbuire a pereilor de umplutur [FEMA 273]. Bibliografie FEMA (1997a). NEHRP guidelines for the seismic rehabilitation of buildings, FEMA 273. Washington, D.C.: Federal Emergency Management Agency. CEN (2004). EN 1998-1-1: Design of structures for earthquake resistance/ Part 1: General rules, seismic actions and rules for buildings, Bruxelles, 250 pp. Ministerul Lucrrilor Publice (1992), P100/92: Normativ pentru proiectarea antiseismic a construciilor de locuine, agrozootehnice i industriale, INCERC Bucureti, Buletinul Construciilor, no. 1-2, 1992, 151 p. Ministerul Dezvoltrii Regionale i Locuin ei (2008), „Cod de proiectare seismic — Partea a III-a — Prevederi pentru evaluarea seismic a cldirilor existente, indicativ P 100-3/2008” Newmark, N. M. i Hall, W.J. (1982). Earthquake spectra and design, Earthquake Engineering Research Institute, Berkeley, CA, SUA.

ANEXA I (informativ). EXEMPLE DE CALCUL I PROIECTARE Cuprins : E 4 PROIECTAREA CLDIRILOR E 4.1 Structur metalic etajat cu dou planuri de simetrie E 4.2 Structur dual din beton armat neregulat în plan i în elevaie E 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUC IILOR DE BETON E 5.1. Structur în cadre de beton armat E 5.2 . Structur cu pere i de beton armat E 6. PREVEDERI SPECIFICE CONTRUC IILOR DE O EL E 6.1. Structur în cadre necontravântuite E 6.2. Structur în cadre contravântuite centric în V inversat E 6.3. Structur în cadre contravântuite excentric E 7. PREVEDERI SPECIFICE CONTRUCIILOR COMPOZITE E 7.1. Calculul elementelor unei structuri compozite E 8. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU CONSTRUCII DE ZIDRIE E 8.1. Cldire de locuit cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) cu elemente ceramice E 8.2 Cldire tip « vil » P+2E cu perei structurali din zidrie nearmat (ZNA) cu elemente de BCA E 8.3 Cldire de locuit P+3E cu perei structurali din zidrie cu elemente ceramice E 8.4. Cldire tip « vil » P+2E cu perei structurali din zidrie confinat (ZC) cu elemente BCA E 9. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE LEMN E 9.1. Proiectarea unei structuri de tip hal de lemn E 10. PREVEDERI SPECIFICE PENTRU COMPONENTELE NESTRUCTURALE ALE CONSTRUCIILOR E 10.1 Verificarea unui perete despritor din zidrie cu elemente ceramice E 10.2 Verificarea unui panou de zidrie înrmat într-un cadru de beton armat pentru ac iunea seismic în planul peretelui E 10.3 Verificarea unui perete de fa ad din zidrie de BCA înrmat în cadru de beton pentru ac iunea seismic perpendicular pe planul peretelui E 10.4 Verificarea unui perete de fa ad cu goluri de ferestre realizat din zidrie cu elemente ceramice E 10.5 Determinarea cerin elor de deplasare pentru un panou publicitar E 10.6 Calculul prinderilor cu buloane pentru un echipament (prinderi fixe) E 10.7 Calculul prinderilor pentru un echipament montat pe izolatori de vibraii E 10.8 Calculul unei conducte de ap fierbinte

E 4 PROIECTAREA CLDIRILOR E 4.1 Structur metalic etajat cu dou planuri de simetrie E 4.1.1 Descrierea structurii Se analizeaz rspunsul la aciunea seismic al unei cldiri pentru birouri cu 8 (P+7E) niveluri, cu structur metalic, amplasat în Bucureti (figura E 4.1.1). Structura este alctuit dintr-un nucleu central care preia forele orizontale corespunztoare aciunii seismice i un subsistem format din stâlpi perimetrali care preiau numai încrcrile gravitaionale ce le revin. Nucleul central este alctuit din patru cadre metalice cu contravântuiri prinse excentric la noduri, în care toate prinderile barelor la noduri sunt rigide (figura E 4.1.2). Prinderile grinzilor care leag stâlpii perimetrali între ei i ale grinzilor care leag stâlpii perimetrali de nucleul central sunt articulate. Planeele sunt elemente compozite cu grinzi metalice i plac de beton armat turnat pe tabl cutat. Pereii interiori i exteriori sunt uori. Oelurile folosite sunt S235 i S355. Seciunile barelor sunt prezentate în figura E 4.1.1 i în tabelul E 4.1.1. E 4.1.2 Schema de calcul la aciunea seismic Subsolul este realizat sub forma unei cutii rigide aezat pe un radier general. Acceptând cutia rigid ca reazem încastrat, fora tietoare de baz produs de aciunea seismic se va considera deasupra subsolului, la nivelul zero al cldirii. Deoarece structura are forma regulat în plan i elevaie, efectele aciunii seismice se stabilesc pe modele plane corespunzând celor dou direcii principale x i y paralele cu planele de simetrie ale cldirii. Nu este necesar luarea în considerare a componentei verticale din aciunea seismic. Pentru cadrul plan din figura E 4.1.1 s-au efectuat calcule pentru obinerea distribuiei forelor seismice convenionale de nivel folosind metoda simplificat i metoda analizei modale spectrale. Sub aciunea cutremurelor severe, disiparea energiei are loc numai în articulaiile plastice, care în ansamblul lor formeaz mecanismul plastic global. Toate elementele structurale situate în afara zonelor plastice trebuie s lucreze esenial în domeniul elastic la forele orizontale asociate mecanismului plastic global. Mecanismul plastic global acceptat conine articulaii plastice la capetele link- urilor i la bazele stâlpilor nucleului central i perimetrali.

Seciunea 1-1 

7 * 3400 = 23800

0.00 + + 28,2 m

Figura E 4.1.1 Seciune transversal i tipuri de seciuni conform tabelului E 4.1.1 x y Plan

D G3 G1 G2 G3 G4 G5 G2 G1

A B C Figura E 4.1.2 Planeu curent

Tabelul E 4.1.1 Stâlpi perimetrali Sec . nr. Seciune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec. nr. P Sec. nr. E Oel

HTM 650x576 73400 24300 288 76,1 1653E+04 1982E+04 6100E+06

S235

HTM 650x359 45800 15500 277 71,7 1023E+04 1188E+04 3500E+06

S235 P = Plast; E = Calcul structural Stâlpi centrali Sec . nr. Seciune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 S. n. P S. n. E Oel

2-HTM 650x576 146800 97700 210,83 224,17 1768E+04 2400E+04 65252E+05

S355

2-HTM 650x472 120200 80400 206,44 217,56 1438E+04 1920E+04 51227E+05

S355 Contravântuiri Sec. nr. Seciune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec. nr. P Sec. nr. E Oel

HTM 650x359 45800 15500

71,7 1023E+04 1180E+04 3500E+06

S355

HTM 650x258 33000 10600

70,9 750E+04 852E+04 2476E+06

S355 Grinzi centrale Sec. nr. Seciune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec. nr. PT Sec. nr. E Oel

HE 550 A

71,5 415E+04 462E+04 1119E+06

S355

HE 500 A

72,4 355E+04 394E+04 8697E+05

S355

HE 450 A

72,9 290E+04 322E+04 6372E+05

S355 Grinzi perimetrale Sec. nr. Seciune tip A mm2 Ai mm2 iy mm iz mm Wy mm3 Wpy mm3 Iy mm4 Sec. nr. P Sec. nr. E Oel

IPE 550

44,5 244E+04 278E+04 6712E+05 1-6 1-6 S355 Dimensiunile seciunilor Sec. nr. h mm b mm ti mm tf mm r mm d mm h/b Y-Y Z-Z b/2tf d/ti

S235/S355 Clasa

41,4

2,285 b c 2.15 12,90

26,4 48,1

533.8 2,221 b c 3.20 20,22 1/0,81

11,5

1,467 a b 7.14 29,91 1/0,81

41,4

2,285 b b 2.15 12,90

34,5

2,253 b b 2.55 15,48

2,185 a b 4.19 29,67

12,5

1,800 a b 6.25 35,04 0,81

1,633 a b 6.52 32,50 0,81

11,1 17,2

2,619 a b 6.10 42,07

E 4.1.2.1 Încrcri gravitaionale caracteristice Încrcri pe planeul de acoperi Încrcri permanente: p G = 6,0 kN/m2 (tabla cutata - 0,1 kN/m2; plac beton –

,2

,0  I kN/m2; ap - 2,50 kN/m2; spaiu tehnic - 0,50 kN/m2; tavan fals - 0,15 kN/m2) Încrcri variabile - zpad:

s C C s k

t e i k . , , , , ,  I I I      3 kN/m2 (conform CR 1-1-3/2012) Încrcri pe planeele curente Încrcri permanente: p G = 5,5 kN/m2 (tabl cutat - 0,1 kN/m2; plac beton -

,2

,0  I kN/m2; greutate proprie structur - 0,60 kN/m2; pardoseal - 0,40 kN/m2; perei interiori - 1,00 kN/m2; spaiu tehnic - 0,50 kN/m2; tavan fals - 0,15 kN/m2) Perei exteriori: e q = 3 kN/m Încrcri variabile ki Q : kq = 2,0 kN/m2 corespunztoare categoriei A de construcii (locuine), conform [SR-EN 1991-1-1:2004/NA:2006]. E 4.1.2.2 Combinaii de încrcri de calcul Combinaiile aciunii seismice cu alte încrcri pentru verificri la starea limita ultima se fac conform [CR 0 – 2012] cu relaia " "   i k i Ek Ie j k Q A G , ,

, J  în care se noteaz: p j k G G  ,  încrcrile permanente caracteristice i i k Q Q  ,  încrcrile variabile caracteristice 3,0 ,2  i J  corespunde CR 0 – 2012, tabel A1 Ek A  încrcarea caracteristic a aciunii seismice Ie  = 1,0  factor de importan a cldirii, conform [P 100-1], pentru clasa III de importan. Încrcri pe planeul de acoperi " "  i i p Q G ,2 J Cu 4,0 ,2  i J , k i s Q  ,

 " p G kN/m2 si

,0

,1 4,0 , ,2  I  " i k iQ J

kN/m2 rezult

.6 ,2   " " i i p Q G J kN/m2

Încrcri pe planeele curente 1,6 0.2 3,0 5,5 ,2  I     Q i p G q J kN/m2 Planee peste etajele 1 – 7 i parter: cu 3,0 ,2  i J

1,6 0,2 3,0 5,5  I   q kN/m2 ; 0,2  k q kN/m  A1 B1 C1 D1 A2 B2 C2 D2 CV1 CV1 CV2 CV2 R = 78,8 kN

A B C D

1,1q q = 6,512 kN/m2

R 1,1q a 

A B C D A1 B1 C1 D1 A2 B2 C2 D2 CV1 CV1 CV2 CV2 R = 73,81 kN

qe q = 6,1 kN/m2 qe = 3,0 kN/m 1,1q 1,1q R b Figura E 4.1.3 Încrcri pe planee: a – de acoperi; b – peste etajele 1 – 7 i parter

E 4.1.2.3 Încrcri de calcul aferente stâlpilor Planeul de acoperi (fig. 3, a) kN/m

14,33 = 2,2 6,512 = 2,2 q = p I  ; kN

78,80 =

4,33

= R  Planee peste etajele 1 – 7 i parter (fig. 3, b) kN/m

13,42 = 2,2 6,1 = 2,2 q = p I  ; kN

73,81 =

13,42 = R  ; qe = 3 kN/m Încrcrile gravitaionale sunt prezentate în figura E 4.1.4, iar greutile de nivel aferente cadrului sunt prezentate în figura E 4.1.5. E 4.1.3 Calculul structurii la aciunea seismic în domeniul elastic. Metoda curent de proiectare E 4.1.3.1 Calculul forei tietoare de baz a. Calculul forelor seismice static echivalente Conform [1], fora tietoare de baz se obine cu relaia    m T S F d I b



în care:  

T Sd este ordonata din spectrul de rspuns de proiectare pentru perioada fundamentala 1T ;

T este perioada fundamental de vibraie a cldirii (de translaie); W este rezultanta tuturor forelor gravitaionale (permanente i utile) aferent cadrului,   " 

i i W W 28186 kN )

.9 /

/ ( tone g W m   

. Pentru cldiri cu înlimea pân la 40 m, perioada fundamental se poate determina cu relaia aproximativ din [1], Anexa B. a.1. Metoda simplificat

H C T t   Pentru structuri cu contravântuiri prinse excentric la noduri,

,0  t C . Înlimea cldirii este H = 28,2 m.

 P3 P3 P3 P3 P3 P4 P5 P5 P5 P5 P5 P5 P5 P6 P1=5x73,81+3x11=402,5kN P2=5x78,8=394kN P3=5,2x73,81=303,81kN P4=409,76kN P5=3x73,81=221,43kN P6=78,8x3=236,4kN A2 B2 CV1 CV1 C2 D2 P2 P4 P6 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P2 P3 P3 Figura E 4.1.4 Încrcri gravitaionale – cadru central  3520kN 33x33

6,1+ 4x33x3

= W2= 3546kN 33x33

x6,512= : 28186kN W= i i=1

W2 W1 W1 W1 W1 W1 W1 W1 W1= Figura E 4.1.5 Fore gravitaionale de nivel Cu aceste valori rezult sec

0,32 T sec

,0 ) 2,

(

,0 B

 .  I  T     q T a T S g d   pentru B T T . g ag

,0  din [1], fig. 3.1, corespunde oraului Bucureti pentru care sec 6,1  C T . Spectrul de rspuns elastic elastic are expresia:  

   T pentru C B T T T + + Pentru cadre cu contravântuiri prinse excentric la noduri, conform [1], tabelul 6.3, factorul de comportare q care considerar capacitatea structurii de a disipa energia indus de micarea seismic pentru o clas de ductilitate DCH este:

5 ) )u q  Se poate considera 2,1 1  ) ) u urmând a se verifica rezerva de rezisten printr-un calcul static incremental neliniar biografic. Rezult 0.6 2,1

 I  q i     5,2

,0

    T

 

,1 0.6

5,2

,9 3,0

 I I I  T Sd i fora tietoare de baz kN

,0

,1 0,1  I I I  b F Prin raportare la rezultanta forelor gravitaionale rezult un coeficient seismic global de % 6,

  . a.2. Metoda aproximativ Rayleigh Pentru determinarea perioadei fundamentale proprii de vibraie se poate utiliza relaia (B.1) din anexa B [1]: " "    n i i i n i i i d W g d W T

Încrcrile gravitaionale i W sunt reprezentate în figura E 4.1.5. Deplasrile pe direcia gradelor de libertate dinamice (translaiile orizontale ale planeelor considerate diafragme orizontale infinit rigide în planul lor) s-au determinat cu un program de calcul. Pentru calculul acestora se încarc structura cu fore laterale i W , ca în figura E 4.1.6.  W W W W W W W W di (m) SiI Si2 0,21575 0,02796 -0,0265 0,20165 0,0258 -0,01419 0,18289 0,02293 0,00079 0,15983 0,01951 0,01435 0,13201 0,01557 0,02302 0,09963 0,01126 0,02483 0,06499 0,00698 0,020094 0,03208 0,00328 0,011086 Si3 -0.002346 0.001385 0.021467 0.023021 0.0006006 -0.015409 -0.025443 -0.01789

Figura E 4.1.6 Fore gravitaionale de nivel

 "  i i id W kNm " "    

,

i i i i i i i S g W S m

6,

2  "  i i id W kNm2

" "    

,9 i i i i i i i S g W S m

 "  i i ix W kNm2

2  "  i i ix W kNm2 - conform formulei (B.1) din [1] rezult: sec

,0

,9 6,

 I   T

i conform formulei (B.3) din [1]: sec

,0

,0

   d T În urmtorul tabel sunt sintetizate valorile perioadelor calculate cu relaiile aproximative din anexa B i prin rezolvarea problemei de valori proprii: Relaia din [1] Analiz modal (B.4) (B.1) (B.3) T1 (s) 0,9178 0,8129 0,92898 0,8202 a.3. Metoda analizei modale. Perioadele obinute pentru modul propriu fundamental cu relaia Rayleigh i respectiv prin rezolvarea problemei de valori proprii din dinamica corpurilor deformabile

  M K

, unde i i T

 , sunt foarte apropiate. Deoarece perioada fundamental se gsete în domeniul C B T T T + +

, indiferent de metoda folosit,   5,2 1  T  , fr s afecteze valoarea din spectrul de rspuns elastic. Pentru primele trei moduri de vibraie au rezultat urmtoarele valori ale perioadelor i coeficienilor de echivalen modali (factorilor de participare a maselor modale efective): Modul propriu de vibraie " i x,

T (s) 0,8202 0,2735 0,1559 i x,

0,798 0,127 0,042 0,967 Distribuia forelor seismice pe înlimea cldirii se poate obine pentru fiecare din metodele utilizate astfel:

a1) Distribuia liniar - conform relaiei (4.5) din [1] "  

j j j i i b i z m z m F F , pentru i=1,8

sau deoarece g m W i i  , se poate scrie: "  

j j j i i b i z W z W F F

în care:  

2,

8,

4,

0,

6,

2,

8,7 4,4

 I        I  "  j j j z W

de unde: i i i i i z W z W F

,0

 I  

a2) Distribuia forelor seismice conform formei proprii fundamentale, relaia (4.4) din [1] " "    

j j j i i b j j j i i b i s W s W F s m s m F F Pentru fiecare din primele trei forme proprii se prezint în tabelul E 4.1.2 forele seismice pentru masele rezultate ( xk k m m

 ) modul 1 t

1  m

,0

  x

modul 2 t 2,

2  m

,0

2,

  x

modul 3 t 7,

3  m

,0

7,

  x

t

 m Tabelul E 4.1.2 Metoda Nivelul

a1 100,9 178,9 256,8 334,8 412,7 490,7 568,6 651,4 a2 73,58 156,6 252,6 349,3 437,7 514,4 578,8 631,9 a3

69,09 147,1 237,2 328,0 411,0 483,0 543,6 593,3

93,21 169,0 208,8 193,5 120,6 6,643 -119,3 -224,5

-84.70 120,4 72,95 -28,44 -109,0 -101,6 -6,552 111,9 kN

1  b F kN

2   "  k bk b F F kN

2  b F kN

3  b F Fa de metoda simplificat utilizarea rezultatelor analizei modale produce:

- o for tietoare de baz, în modul fundamental, mai mic kN

kN

+   b b F F ,

,0

,0

 + 

x ; - utilizarea compunerii primelor trei moduri de vibraie dup regula SRSS nu produce o majorare semnificativ kN

F kN

b1 

 b F . Prin urmare, metoda simplificat produce cea mai mare for de baz i respectiv fore seismice de nivel echivalente sporite cu circa 6%. b. Efectul torsiunii La fiecare nivel se va considera un moment de torsiune suplimentar: i i1 ei F e M   Efectul torsiunii provine dintr-o posibil repartiie neuniform a maselor i datorit nesincronismului undelor seismice. Acest efect se reprezint printr-o excentricitate accidental. m

,1 0,

,0

,0

 I !  !  i i L e

m

,

 iL (cldirea are form ptrat în plan) Momentul de torsiune va fi preluat de cele 4 cadre contravântuite excentric care alctuiesc nucleul central m

,0

S

M i i1 I 

i i i F F S

,0 0,

,1  

Aadar fiecare cadru este încrcat egal cu o for suplimentar i i F S

,0 

deoarece cadrele au aceeai rigiditate. Prin urmare, forele orizontale de nivel i fora tietoare de baz vor trebui amplificate cu coeficientul

,1

,0

  

Forele iF obinute prin metoda simplificat (a1) amplificate cu coeficientul 4 sunt prezentate în figura E.4.1.7. 108.5 +4.40 +7,80 +11,20 +14,60 +18,00 +21,40 +24,80 +28,20 192.3 276.1 359.9 443.7 527.5 611.3 700.3 4FbI =: i=1

4FbI=3219.6kN Figura E 4.1.7

c. Calculul eforturilor i deplasrilor laterale Pentru încrcrile laterale din figura E 4.1.7 se stabilesc eforturile N, M, V, i deplasrile laterale s d pentru cadrul curent. Deoarece structura are aceeai configuraie în cele dou plane principale, eforturile i deplasrile din aciunea seismic vor fi identice pentru direciile de aciune x 0 i y

. Acest aspect particular elimin necesitatea efecturii unor calcule distincte pentru cadrul transversal. Eforturile rezultate din aciunea seismic se vor combina cu eforturile rezultate din încrcrile gravitaionale permanente conform relaiei: " "   i k i k E Ie j k Q A G , ,

, , J  Schemele de încrcri gravitaionale pentru cadrele principale sunt prezentate în figura E 4.1.8: C 2 cadrulB 1234 P9=1,8x73,81=132,86kN P10=1,8x78,8=141,84kN P2 P4 P6 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P3 P5 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P2 P3 P3 P3 P3 P3 P3 P3 P4 P5 P5 P5 P5 P5 P5 P5 P6 P1=5x73,81+3x11=402,5kN P2=5x78,8=394kN P3=3,5x73,81=258,34kN P4=3,5x78,8=275,8kN P7=1,7x73,81=125,48kN P8=1,7x78,8=133,96kN P5=3x73,81=221,43kN P6=3x78,8=236,4kN C 1 cadrul2 ABCD P2 P8 P10 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P7 P9 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P1 P2 P7 P7 P7 P7 P7 P7 P7 P8 P9 P9 P9 P9 P9 P9 P9 P10 Figura E 4.1.8 Forele axiale din încrcri gravitaionale, pentru stâlpii plasai la intersecia celor dou cadre curente, vor rezulta prin adunarea forelor axiale corespunztoare celor dou scheme de încrcare. Valorile maxime corespunztoare aciunii seismice se vor combina dup una din regulile din paragraful 4.5.3.6.1. În cazul analizat, deoarece sunt satisfcute criteriile de regularitate în plan i pe vertical, în baza prevederilor aliniatului (6) din paragraful 4.5.3.6.1 se poate considera aciunea separat a cutremurului pe cele dou direcii orizontale principale fr a se face combinaiile din aliniatele (2) sau (3) din acelai paragraf [1]. Din motive de simetrie geometric i de încrcare nu este necesar realizarea combinaiilor de semn ± pentru aciunea seismic.

participare la torsiune

, 8 k 

) E 4.2 Structur dual din beton armat neregulat în plan i în elevaie E 4.2.1. Descrierea structurii Se determin rspunsul la aciunea seismic a unei cldiri pentru birouri cu subsol, parter i cinci niveluri amplasat în Bucureti. Cldirea are o form neregulat în plan, dar i pe vertical, impus de configuraia terenului i din motive arhitectonice. Structura de rezisten este de tip dual fiind alctuit dintr-un cadru longitudinal plasat în axul 1 cu stâlpi circulari având diametrul de 80 cm i grinzi dreptunghiulare cu dimensiunea seciunii transversale 30x60 cm, un cadru transversal în axul F i cadre transversale în axele B÷E cu stâlpi circulari i perei cu grosimea de 40 de cm. În axul A se afl un perete structural din beton armat dispus transversal cu grosimea de 40 cm. S-a inut seama, la evaluarea forelor seismice convenionale, de tubul casei liftului care are perei de 30 de cm. Grosimea i limea pereilor din beton armat a fost stabilit prin încercri astfel încât s se evite prezena torsiunii în primele dou moduri de vibraie. Înlimea grinzilor transversale i longitudinale se încadreaz în raportul l /10 , l fiind lungimea acestora interax. Planeul are o grosime de 14 cm. Înlimile de nivel sunt de 2.78 m la subsol, 4.20 m la parter, 3.65 m la etajele 1-4 i 3.35 la ultimul nivel retras. S-a folosit beton C 20/25 i oel S355 în toate elementele structurii de rezisten. În figurile E 4.2.1 i E 4.2.2 se prezint seciunile verticale A-A i B-B prin cldire. Poziia i dimensiunile elementelor de rezisten sunt prezentate în planurile de cofraj ale planeelor curente din figura E 4.2.4. Planul de cofraj pentru planeul de la ultimul nivel este artat în figura E 4.2.5. E 4.2.2. Schema de calcul pentru verificarea la aciunea seismic Subsolul este realizat sub forma unei cutii rigide cu perei perimetrali având grosimea de 30 i 40 cm i este rezemat pe un radier general cu grinzi întoarse cu înlimea de 1.00 m, limea de 50 cm i placa radierului de 30 cm grosime. Acceptând cutia rigid a subsolului ca un reazem încastrat, fora tietoare de baz produs de aciunea seismic se va considera deasupra subsolului, la nivelul -0.08 m al cldirii. Deoarece structura nu are o form regulat în plan i în elevaie, efectele aciunii seismice se vor stabili pe un model spaial conform anexei C din P 100-1. Nu se va considera în calcul componenta vertical a aciunii seismice. Forele seismice orizontale convenionale se vor stabili pentru fiecare direcie principala a cldirii în ansamblu. Aceste direcii se obin din prima form proprie de vibraie de translaie rezultat dintr-un clacul modal (cu cel mai mic factor modal de

E 4.2.2.1. Încrcri gravitaionale normate E Încrcri pe planeul de acoperi (teras necirculabil) - încrcri permanente p G  planeu:

kN/m

,3

,0  I

 termo+hidroizolaie:

kN/m

,50

 spaiu tehnic:

kN/m

,50

 plafon fals:

kN/m

,15

kN/m

,5  p G - încrcri variabile ki Q – zpad:

,0 kN/m

,1 0,2 0,1 8,0 8,0  I I I   k t e c k s c c s

(conf. CR 1-1-3/2012) – sau util:

kN/m

,0  kq (conf. SR EN 1991-1-1, tab. NA.6.10) E Încrcri la nivelul planeelor curente (peste parter, etaj 1, 2 i 3) - încrcri permanente p G  planeu:

kN/m

,3

,0  I

 pardoseal:

kN/m

,1

,0  I  spaiu tehnic:

kN/m

,50

 plafon fals:

kN/m

,15

 perei interiori (rigips):

kN/m

,50

kN/m

,6  p G - încrcri variabile ki Q

kN/m

2, qk  ; corespunztor categoriei B - cldiri pentru birouri (conf. SR EN 1991-1-1, tab. NA.6.1 i NA. 6.2)

E Încrcri la nivelul planeului peste etajul 4 - încrcri permanente p G  planeu:

kN/m

,3

,0  I

 spaiu tehnic:

kN/m

,50

 termo+hidroizolaie:

kN/m

,70

 plafon fals:

kN/m

,15

 perei despritori:

kN/m

,00

kN/m

,6  p G - încrcri utile ki Q

kN/m

2, qk 

E Încrcri permanente perimetrale din închideri

a) Perei cortin

kN/m

5,0 în faada principal i lateral dreapt la nivelul planeelor peste: - parter kN/m

,1

,0

,3

,4  I 

- etajele 1, 2 i 3 kN/m

,1

,0

,3  I

- etajul 4 kN/m

,1

,0

,3

,3  I 

b) Perei de crmid cu goluri având grosimea de 30 cm, în axele 4,5 i 6 (

kN/m

,3

de perete) la nivelul planeelor peste: - parter   kN/m

,

3,5 5,0

,4  I  - etajele 1, 2 i 3   kN/m

,

3,5 5,0

,3  I  - etajul 4   kN/m

,

3,5 5,0

,3  I 

" "   i k i Ek e I j k Q A G , ,2 , , J  în care se noteaz: p j k G G  ,  încrcrile permanente normate i i k Q Q  ,  încrcrile variabile normate 3,0 ,2  i J  corespunde tabelului A1 din [CR 0 – 2012] pentru aciuni variabile 4,0 ,2  i J  corespunde tabelului A1 din [CR 0 – 2012] pentru aciuni din zpad Ek A  încrcarea de calcul a aciunii seismice e I ,  = 1,0  factor de importan a cldirii, conform [P 100-1], pentru clasa III de importan. Încrcri pe planeul de acoperi (figura E 4.2.6) " "  i i p Q G ,2 J în care: 4,0 ,2  i J ;

kN/m

,1   k i s Q ; " 

kN/m

,5 p G

,2 kN/m

,0

,1 4,0  I  " i iQ J rezult:

,2 kN/m

,6   " " i i p Q G J Încrcri pe planeul peste etajul 4 (fig. 7) " 

kN/m

,6 p G 3,0 ,2  i J ;

kN/m 0,2   k i q Q ;

,2 kN/m

,7 0,2 3,0

,6  I    " " i i p Q G J - perei cortin: "  kN/m

,1 p G - zidrie de umplutur: "  kN/m

,

p G Încrcri la nivelul planeelor peste parter i etajele 1, 2 i 3 (figura E 4.2.8) " 

kN/m

,6 p G 3,0 ,2  i J ;

kN/m 0,2   k i q Q ;

,2 kN/m

,7 0,2 3,0

,6  I    " " i i p Q G J

E 4.2.2.2. Combinaii de încrcri de calcul în cazul aciunii seismice Combinaiile aciunii seismice cu alte încrcri pentru verificri la starea limit ultim (conform CR 0 – 2012) se realizeaz folosind relaia:

- perei cortin: "  kN/m

,1 p G ( kN/m

,1 la planeul peste parter) - zidrie de umplutur: "  kN/m

,

p G ( kN/m

9,61

la planeul peste parter) Încrcrile la nivelul planeelor servesc pentru definirea maselor de nivel

( g Q G m i i p k " "   ,2 J ;

m/s

,9  g = acceleraia gravitaional) i a încrcrilor gravitaionale considerate în cazul combinaiei care conine aciunea seismic. E 4.2.3. Calculul structurii la aciunea seismic în domeniul elastic. Metoda calcului modal cu spectre de rspuns Cldirea analizat nu satisface condiiile de regularitate în plan i pe vertical datorit formei acesteia, a variaiei pe înlime, a limii consolelor din axul 1, cât i datorit poziiei retrase a etajului 5 fa de etajele curente. Ca urmare calculul la aciunea seismic se va efectua pe un model spaial. Modelul consider planeele rigide în planul lor i neglijeaz aportul plcii, prin zona activ aferent, la definirea rigiditii grinzilor. Masele calculate din încrcrile gravitaionale stabilite anterior din combinaia de încrcri specific aciunii seismice, se consider distribuite uniform la nivelul planeelor cldirii. Aportul stâlpilor i grinzilor de la fiecare nivel se va aduga la masele i momentele de inerie ale acestora reduse în raport cu centrul maselor de la fiecare nivel. Masele concentrate i coordonatele centrului maselor se pot calcula automat cu programe specializate de calcul sau manual. În modelul spaial se vor considera în centrul maselor de nivel câte trei grade de libertate dinamic, dou translaii orizontale i o rotire în jurul axei verticale Oz . Analiza modal pe un model spaial va urmrii determinarea urmtoarelor elemente: - poziia centrelor maselor i a centrelor de rigiditate la fiecare nivel; - vectorii i valorile proprii; - caracterul oscilaiilor corespunztor fiecrui mod propriu de vibraie; - conformarea de ansamblu pentru eliminarea oscilaiilor de torsiune din primele dou moduri proprii de vibraie; - coeficienii de echivalen modal; - determinarea direciilor principale de oscilaie; - calculul forelor seismice modale; - compunerea rspunsurilor modale obinute prin considerarea micrii seismice acionând independent dup fiecare direcie principal de oscilaie; - compunerea rspunsurilor asociate celor dou direcii principale de oscilaie; - evidenierea efectului torsiunii generale provenite din distribuia neuniform a maselor de nivel i de variaia spaial a micrii seismice a terenului i i L e

,0

! 

 Figura E 4.2.1 Seciunea vertical A-A

Figura E 4.2.2 Seciunea vertical B-B

Figura E 4.2.3 Plan cofraj planeu la cota -0,08 m

Figura E 4.2.4 Plan cofraj planeu la cota +4,12m / +7,77m / +11,42m / +15,07m / +18,72m

Figura E 4.2.5 Plan cofraj planeu la cota +22,07 m

 Figura E 4.2.6 Încrcri caracteristice la nivelul planeului de acoperi (peste et. 5) Figura E 4.2.7 Încrcri caracteristice la nivelul planeului peste etajul 4 Figura E 4.2.8 Încrcri caracteristice la nivelul planeelor peste etajele 1, 2 i 3 i parter (valori în parantez)

În figura E 4.2.9 se prezint modelul spaial în ansamblu iar în figurile E 4.2.10 i E 4.2.11 se prezint elementele de rezisten ale unui etaj curent, respectiv al ultimului nivel. Nu s-au considerat golurile din planee pentru casa scrii i cele prevzute pentru lift. În tabelele E 4.2.1 i E 4.2.2 sunt prezentate dimensiunile i caracteristicile geometrice principale pentru grinzi i stâlpi: Tabelul E 4.2.1 Grinzi Sec. b (m) h (m) A (m2) AT (m2) It (m4) Iy (m4) Iz (m4)

0,30 0,30 0,180 0,150 0,003708 0,005400 0,001350

0,30 0,50 0,150 0,125 0,002817 0,003125 0,001125

0,01 0,01 - grind fictiv

0,20 0,40 0,080 0,067 0,000732 0,001067 0,000267

0,20 0,40 0,080 0,067 0,000732 0,001067 0,000267

0,30 2,10 0,525 0,017200 0,231500 0,004725

0,30 1,55 0,388 0,012250 0,093100 0,003488

0,30 1,25 0,313 0,009550 0,048830 0,002813 Tabelul E 4.2.2 Stâlpi Sec. tip b (;) (m) h (m) tp (m) ti (m) A (m2) It (m4) Iy (m4) Iz (m4)

circular 0,800 - - - 0,503 0,040210 0,020110 0,02011

dreptunghiular 0,400 0,6 - - 0,240 0,007512 0,007200 0,00320

definit 0,640 1,2 - - 0,552 0,022430 0,057460 0,01682

definit 0,812 1,0 - - 0,478 0,016700 0,030680 0,02206

dreptunghiular 0,300 0,6 - - 0,180 0,003708 0,005400 0,00135

T 1,200 1,2 0,3 0,3 0,720 0,022920 0,091800 0,04800

dreptunghiular 0,600 0,4

0,240 0,007512 0,003200 0,00720

dreptunghiular 0,600 0,6 0,360 0,018250 0,010800 0,01080 Grinda 3 este o bar fictiv dublu articulat utilizat pe linia pereilor structurali pentru definirea încrcrilor gravitaionale provenit din zona aferent a planeelor. Pereii structurali sunt grupai în cinci ansambluri notate cu W1÷W5 având dimensiunile din proiect. Modulul de elasticitate al betonului în grinzi stâlpi i perei este 300000 daN/cm2 cu o greutate specific de 25 kN/m3. E4.2.3.1.2. Mase Distribuia maselor din încrcrile gravitaionale i coordonatele centrelor maselor pe nivele se prezint în tabelul E 4.2.3. Poziia centrelor de mas raportat la sistemul de axe în care este descris structura se calculeaz cu relaiile:

E 4.2.3.1. Modelarea spaial a cldirii E 4.2.3.1.1. Elementele de rezisten Structura de rezisten este compus din perei structurali, stâlpi circulari i în form de T i grinzi.

 Figura E 4.2.9 Modelul spaial cu elemente finite al cldirii P+5E (a) Modelarea cu elemente finite ale elementelor de rezisten, stâlpi, perei, grinzi aferente unui etaj curent (b) Dispunerea pereilor structurali Figura E 4.2.10

 (a) Elemente finite asociate stâlpilor i grinzilor de la ultimul nivel (b) Dispunerea pereilor structurali la etajul 5 Figura E 4.2.11  Figura E 4.2.12 Geometria stâlpilor

" "    n j j i n j j i j i M m x m x

,

, , " "    n j j i n j j i j i M m y m y

,

, ,

6,1  i Tabelul E 4.2.3 Planeu peste nivelul Masa de translaie mx=my (t) Moment de inerie al masei (tm) Centrele maselor x (m) y (m)

(acoperi) 153,343

18,712 4,566

306,040

18,925 4,044

291,374

18,882 4,213

288,313

18,897 4,285

285,258

18,912 4,355 Parter 290,449

18,852 4,512 Tabelul E 4.2.4 conine masele pe nivele provenite de la stâlpi, grinzi i perei. Tabelul E 4.2.4 Planeu peste nivelul Stâlpi (t) Grinzi (t) Perei (t)

18,382 47,994 25,056

45,703 67,914 60,159

54,643 69,047 70,205

54,643 68,710 70,205

54,643 68,374 70,205 Parter 58,760 69,309 75,495 Cota ±0,00 31,438 - 40,392 TOTAL 318,0 391,0 412,0 Pentru fiecare nivel rezult urmtoarele mase i poziii ale centrelor maselor: Tabelul E 4.2.5 Planeu peste nivelul Masa de translaie mx=mz (t) Moment de inerie al masei (tm) Centrele maselor x (m) y (m)

244,777

19,37 5,11

479,821

19,04 4,51

485,273

18,79 4,57

481,874

18,80 4,62

478,484

18,80 4,67 Parter 494,016

18,77 4,80 TOTAL 2664,245

Rezultantele forelor gravitaionale provenite din greutatea proprie a elementelor, alte încrcri permanente i variabile se prezint în tabelul E 4.2.6.

Tabelul E 4.2.6 Planeu peste nivelul Stâlpi (kN) Grinzi (kN) Perei (kN) Permanente + util (kN) Total pe nivel (kN)

183,817 479,935 250,565 1505,06 2419,34

457,03 679,143 601,591 3003,78 4741,55

546,426 690,473 702,054 2859,84 4798,79

546,426 687,105 702,054 2829,79 4765,38

546,426 683,738 702,054 2799,81 4732,03 Parter 587,595 693,087 754,948 2850,76 4886,39 TOTAL (kN) 2867,72 3913,48 3713,27 15849,04 26343,50 E4.2.3.2 Vectori i valori proprii Ipoteza planeului infinit rigid în planul su implic trei grade de libertate dinamic (GLD) pe nivel – dou translaii în planului planeului i o rotire în jurul axei normale pe planeu. Gradele de libertate dinamic de nivel sunt raportate în centrul maselor (CM). Valorile i vectorii proprii asociai cldirii analizate se obin prin rezolvarea sistemului de ecuaii algebrice liniare i omogene:  

  k k M K ?

; GLD n n

, k

 I    Condiia de compatibilitate pentru sistemul de ecuaii conduce la ecuaia algebric:

  M K k

Care are ca soluii valorile proprii

n k

+ + + + +  

Perioadele proprii de vibraie se obin din pulsaiile proprii cu relaia k k T

 ; n

1,   k ; n k T T T T . . . . .  

În tabelul E 4.2.7 se prezint primele 10 perioade proprii calculate pentru cazul elementelor din beton armat nefisurate b b b b I E I E  , considerând c elementele nestructurale, pereii de compartimentare, contribuie la rigiditatea de ansamblu a structurii.

Tabelul E 4.2.7 Modul de vibraie Perioad a proprie (sec) Coeficieni de echivalen modali (factori de participare a maselor modale efective) k x,

" k x,

k y,

" k y,

k,  " k, 

0,598 0,5638 0,1343 0,0982

0,554 0,1408 0,6213 0,0020

0,463 0,0935 0,0079 0,6619

0,173 0,1054 0,903 0,0124 0,0160

0,148 0,0192 0,1489 0,925 0,0024

0,126 0,0099 0,0084 0,1586 0,939

0,088 0,0362 0,0024 0,0060

0,073 0,0024 0,0416 0,0001

0,066 0,0069 0,0006 0,0310

0,057 0,0102 0,0002 0,0051 Conform paragrafului 4.5.3.3.1 aliniatul (7) i (8) pentru evaluarea rspunsului seismic total sunt suficiente primele 6 moduri proprii de vibraie pentru care masele modale efective sunt cel puin 5% din masa total (

,0 .

) i suma lor reprezint cel puin 90% din masa total a structurii ("

9,0 k

). Se observ c primele dou moduri de vibraie reprezint preponderent oscilaii de translaie dup direciile înclinate fa de axa general 0x i 0y (fig. E 4.2.13, E 4.2.14). Forma a treia de vibraie este o oscilaie general de rsucire (fig. E 4.2.15). Componentele vectorilor proprii corespunztori primelor cinci moduri de oscilaie sunt indicai în tabelul E 4.2.8 Tabelul E 4.2.8 Nivel Direcie Modul 1 Modul 2 Modul 3 Modul 4 Modul 5

x 2.4431E-02 -1.3039E-02 1.1453E-02 2.7964E-02 1.1061E-02 y 1.3066E-02 2.9073E-02 2.7100E-03 9.4978E-03 -2.8654E-02 rot z 1.1193E-03 -2.4115E-04 -3.1277E-03 1.0585E-03 -1.5950E-04

x 2.2649E-02 -1.1519E-02 8.7048E-03 1.2978E-02 4.3364E-03 y 1.1230E-02 2.4855E-02 2.9437E-03 4.2055E-03 -1.1037E-02 rot z 9.8885E-04 -1.7295E-04 -2.6581E-03 4.6902E-04 -2.1670E-04

x 1.8847E-02 -9.3222E-03 7.4325E-03 -6.2201E-03 -2.8051E-03 y 9.0038E-03 1.9541E-02 2.5466E-03 -2.1741E-03 8.2500E-03 rot z 8.0349E-04 -1.1176E-04 -2.0795E-03 -1.9984E-04 2.5532E-05

x 1.4066E-02 -6.7971E-03 5.6565E-03 -2.0138E-02 -7.8638E-03 y 6.6201E-03 1.3780E-02 1.5819E-03 -6.8239E-03 2.1462E-02 rot z 5.8770E-04 -6.3075E-05 -1.4655E-03 -6.9613E-04 2.5542E-04

x 8.7432E-03 -4.1591E-03 3.5700E-03 -2.2349E-02 -8.7065E-03 y 4.0599E-03 8.1446E-03 7.8645E-04 -7.5455E-03 2.3202E-02 rot z 3.6234E-04 -2.7509E-05 -8.7260E-04 -7.9708E-04 3.1261E-04 Parter x 3.6507E-03 -1.7409E-03 1.5366E-03 -1.2980E-02 -5.3066E-03 y 1.6734E-03 3.2836E-03 2.6174E-04 -4.3353E-03 1.3720E-02 rot z 1.5555E-04 -7.2163E-06 -3.6474E-04 -4.9313E-04 1.8538E-04

 Figura E 4.2.13 Modul 1 de vibraie

.0 1,  x

,

.0 1,  y

,

.0 1,  

, sec

.0 1  T

 Figura E 4.2.14 Modul 2 de vibraie

.0

,  x

,

.0

,  y

,

.0

,  

, sec

.0 2  T

 Figura E 4.2.15 Modul 3 de vibraie

.0 3,  x

,

.0 3,  y

,

.0 3,  

, sec

.0 3  T

masele modale efective ,k x m , ,k y m i ,k J cu relaiile (C5). De exemplu, în modul 1 de vibraie se obine: - Masa generalizat modal  

0,1

,

,

1,

    " k i i k y i x i s J s s mi M 

(în cazul vectorilor proprii ortonormai)

 k M ; n k ,1  - Factorii de participare modali exprim “participarea cantitativ a acceleraiei care se manifest la baza structurii  t u0 în fiecare ecuaie modal” i ca urmare  t u p k x

,  are semnificaia de for de inerie modal.

,

1,

1,   "   x i N i i x s m p

,

1,

1,   "   y i N i i y s m p

,

1,

1,   "     i N i is J p

- Masele modale efective 1,x m , 1,y m i 1,  J servesc la calcularea forei tietoare de baz modale maxime. Pentru primul mod de vibraie rezult:    

,

0,1

,

1, 1,    M p m x x    

,

0,1

,

1, 1,    M p m y y    

0,1

.

1, 1,    M p J   i ca urmare cu masa total tone m

,

 i momentul de inerie al masei tm J

 se obin coeficienii de echivalen modali:

,0

,

,

1, 1,    m mx x

,0

,

,

1, 1,    m my y

,0

1, 1,    J m  Masele echivalente modale m sunt asociate unor sisteme cu un GLD echivalente sistemului real cu 18 GLD (12 translaii în direciile x i y i 6 rotaii în jurul axei 0z care trec prin CM) Cunoscând masele de nivel (tabelul E 4.2.6) i vectorii proprii de vibraie (tabelul E 4.2.8) se pot calcula factorii modali de participare px,k , py,k i p ,k conform relaiilor (C4), masa modal generalizat M k cu relaia (C3), respectiv

Factorii de participare a maselor modale efective (coeficieni de echivalen modali) k x,

, k y,

i k, 

, s-au calculat conform relaiilor (C.6). Coeficienii de echivalen modali exprim sintetic contribuia modurilor de vibraie în evaluarea rspunsului seismic total. Cu alte cuvinte aceti coeficieni exprim procentual distribuia forei de inerie rezultant pe direciile generale de oscilaie într-un mod propriu de vibraie k. De asemenea pe baza acestor coeficieni se poate aprecia conformarea general a unei cldiri, în vederea estimrii rspunsului acesteia la aciunea seismic. Valorile reduse ale coeficientului de echivalen asociat oscilaiilor de torsiune k, 

în primele dou moduri proprii de vibraie dar i mrimea coeficienilor de echivalen asociai oscilaiilor de translaie din primele dou moduri proprii 7,0

,0

,0

,0 1, 1,

     y x

7,0

,0

,0

,0

,

,

.      y x

se încadreaz în recomandarea coninut în paragraful C.1 aliniat (4). Prin urmare metoda de calcul spaial cu utilizarea spectrului de rspuns de proiectare în evaluarea rspunsului modal maxim este potrivit pentru determinarea deplasrilor i eforturilor în cazul cldirii prezentate. E 4.2.3.3. Calculul forelor tietoare de baz maxime modale Forele tietoare de baz modale maxime se calculeaz cu relaiile (C.8). Spectrul de proiectare se obine din relaia (3.18) cap 3.2 în care: sec

,0 2,0

  . C B T T T , pentru zona oraului Bucureti;     g g d a q T a T S 2.0

  ; unde

m/s

,2 3,0   g ag este valoarea de vârf a acceleraiei orizontale a terenului determinat pentru un interval mediu de recuren de referin de 225 ani i corespunde pentru verificri la starea limit ultim de rezisten. Pentru C B T T T + + ,   5,2 0     T este factorul de amplificare dinamic maxim a acceleraiei terenului ca urmare a micrii de oscilaie a structurii. Dac elementele nestructurale nu conlucreaz cu structura, modulul de rigiditate al elementelor din beton armat trebuie redus cu 50%, b b b b I E I E 5,0  , pentru a ine seama de efectele fisurrii betonului. În cazul structurii analizate perioadele proprii ale structurii nefisurate se vor multiplica cu 2 . Perioada modului fundamental devine: s T s T c 6,1

.0

,0

 +  @  Se observ c factorul de amplificare dinamic

 nu se modific.

/

) )u q  pentru o structur dual având clasa DCH de ductilitate (conform tabelului 5.1). Aceast valoare este valabil numai dac se va asigura prin proiectarea structurii de beton armat o capacitate corespunztoare clasei DCH de disipare a energiei induse de micarea seismic prin deformaii plastice.

Factorul de suprarezisten

/) )u se consider 1,35 ca pentru o cldire cu cadre preponderente, cu mai multe niveluri i deschideri.

Factorul de comportare q se va reduce cu 20% conform paragrafului 4.4.3.1 aliniatul (5) ca urmare a neregularitilor pe vertical ale cldirii 4,5 8,0

,1

 I I  q

Pentru primele 4 forme proprii de vibraie spectrul de proiectare inelastic va avea aceeai valoare  

,1 4,5 5,2

,2

   q a T S g k d  sec

,0 sec

,0

    T T T k ; 4,1  k Componentele forelor tietoare de baz modale maxime se regsesc în tabelul E 4.2.9 Tabelul E 4.2. 9 Modul Seism în direcia 0x d dx S S  Seism în direcia 0y d dy S S  k x F , (kN) k y F , (kN) k x F , (kN) k y F , (kN)

-1074 -1074

-185 -185

SRSS

CQC

De exemplu în cazul unei micri de translaie a bazei într-o direcie paralel cu axa 0x din figura E 4.2.16 suma forelor statice echivalente de nivel corespunztoare modului 1 de oscilaie se calculeaz cu relaia (C8), în care:    

,1 ,   T S T S d e I k dx 

În care 0,1 ,  e I este factorul de importan pentru o cldire având clasa de importan III (conform tabelului 4.2).

Se obine   kN

,

,1 1, 1,  I   x k dx x m T S F kN

,

,

1, 1, 1, 1,    x x y y F p p F kNm

,

,

1, 1, 1, 1,    x x F p p M  

sau în modul doi de vibraie:   kN

,

,0

,1

,  I I  x F kN

,

,

,     y F kNm

,

,

,      M

În cazul unei micri de translaie a terenului în direcia 0y folosind relaiile (C10) se obin componente ale forei tietoare maxime modale. Astfel în modul 1 de vibraie rezult:   kN

,

,1 1,

1,  I   y dy y m T S F

kN

,

,

1, 1, 1, 1,    y y x x F p p F kNm

,

,

1, 1, 1, 1,    y y F p p M  

i în modul doi de vibraie   kN

,

,1

,  I  y F kN

,

,

,     x F

kNm

,

,

,      M Tabelul E 4.2.10 Regula de combinare CQC Nivel Seism în direcia 0x d dx S S  Seism în direcia 0y d dy S S  i x F , (kN) i y F , (kN) i M ,  (kNm) i x F , (kN) i y F , (kN) i M ,  (kNm) ET5

ET4

ET3

ET2

ET1

PARTER

Regula de combinare SRSS ET5

ET4

ET3

ET2

ET1

PARTER

Distribuia forelor tietoare de baz modale maxime pe direciile gradelor de libertate dinamic la fiecare nivel în centrul maselor se realizeaz pe baza relaiilor (C.9). În tabelul E 4.2.10 se prezint forele seismice convenionale de nivel folosind regula SRSS, respectiv CQC de suprapunere modal. E4.2.3.4. Determinarea direciilor principale pentru aciunea seismic Factorii de participare ai maselor modale efective în modurile 1 i 2, în care oscilaiile predominante sunt de translaie, au valori nenule dup direciile axelor de coordonate 0x i 0y (

1, > x

i

1, > y

). Prin urmare direciile 0x i 0y nu sunt direcii principale asociate unor oscilaii pure de translaie în plane paralele cu planul orizontal al terenului. Orientarea direciilor principale pentru definirea aciunii seismice în vederea obinerii rspunsului maxim se stabilete astfel încât factorii modali de participare s fie nenuli numai pentru o singur direcie. Aceast situaie se întâlnete numai în cazul în care direciile principale coincid cu axele globale în care se descrie structura. Ca urmare o simpl examinare vizual a acestor factori nu va

furniza un rspuns direct al poziiei direciilor principale. O condiie de identificare a direciilor principale folosind rspunsurile modale este ca valorile coeficientului de echivalen modal  sau factorii de participare modali p s fie nuli. În cazul studiat numai modul doi de vibraie îndeplinete aceste condiii

,0

 

. În consecin orientarea uneia din direciile principale va fi furnizat de unghiul dintre o component k x F , sau k y F , a forei tietoare de baz asociat modului 2 de oscilaie i rezultanta acestora    

,

, , k y k x k b F F F   .    ## $ % && ' (      

,

arcsin arcsin

, , , , k x k y k b k y p p arctg F F ) 

,

,

,

  # $ % & ' (   arctg în care k=2. Pentru primul mod propriu de vibraie se poate considera

1, 8 

(

,0 1,  

) rezult 

,

,

  arctg ) reprezentând orientarea celei de a doua direcie principal ortogonal pe prima direcie cum se arat în figura E 4.2.16. Coeficienii de echivalen asociai direciilor principale 0x1 si 0y1 se pot obine din coeficienii de echivalen modali calculai în sistemul iniial de axe x0y, dup cum urmeaz: modul 1

,0

,0

,0 1, 1, 1,

     y x x

;

1,

y

;

,0 1,  

modul 2

,0

,0

,0

,

,

,

     y x x

,

y

;

,0

,  

 64° 26°

y y x

x1 Figura E 4.2.16 Orientarea direciilor principale.

Figura E 4.2.17 Modul 1 de vibraie

.0 1, 1  x

, 0.0 1, 1  y

,

.0 1,  

, sec

.0 1  T

Figura E 4.2.18 Modul 2 de vibraie 0.0

,

 x

,

.0

,

 y

,

.0 2,   , sec

.0 2  T

 Figura E 4.2.19 Modul 3 de vibraie

.0 3,

 x

,

.0 3,

 y

,

.0 3,  

, sec

.0 3  T

dinamice de sistemul de axe ales. Necoincidena centrelor maselor i a centrelor de rigiditate nu va putea elimina oscilaiile de torsiune prezente în modul 1 de vibraie. E4.2.3.5. Calculul eforturilor i deplasrilor Pentru cazul unei aciuni seismice definite printr-un spectru de proiectare corespunztor unor micri de translaie independente în una dintre direciile principale 0x1 si 0y1 se obin urmtoarele fore tietoare de baz modale maxime: Tabelul 4.2.11 Modul de vibraie Seism în direcia 0x1 Seism în direcia 0y1 k x F ,

(kN) k y F ,

(kN) k M ,

 (kNm) k x F ,

(kN) k y F ,

(kN) k M ,

 (kNm)

-9

-1352

-59 -9077 -59

  "

k E

Forele seismice statice convenionale de nivel asociat primelor dou moduri proprii de vibraie sunt urmtoarele: Tabelul 4.2.12 Modul Seism în direcia 0x1 (modul 1) Seism în direcia 0y1 (modul 2) 1, 1x F (kN) 1, 1y F (kN) 1,  M (kNm) 2, 1x F (kN)

, 1y F (kN)

,  M (kNm) ET5

-276 ET4

-476 ET3

-4

-325 ET2

-5

-3

-181 ET1

-5

-6

-77 PARTER

-2

-5

-20 Prin raportare la rezultanta forelor gravitaionale care acioneaz pe întreaga cldire G=26343 kN se obin urmtorii coeficieni seismici globali:

,0

  xc i respectiv

,0

  yc

În lipsa unui program de calcul capabil de a determina rspunsurile modale i care apoi s fac automat combinaii dup una din regulile prezentate în anexa C a codului P 100-1, etapa II-a de calcul, se poate utiliza un procedeu de calcul simplificat care este valabil numai în situaia în care x sau y în primele dou moduri de vibraie au o valoare mai mare de 0,7. Algoritmul de calcul este urmtorul: Efectuând o rotaie de axe de 26# i recalculând vectorii i valorile proprii se poate verifica forma oscilaiilor proprii, valorile i direciile obinute mai sus. În figurile E 4.2.17, E 4.2.18 i E 4.2.19 sunt reprezentate primele trei forme proprii de vibraie în sistemul de axe rotit x 0y . Se poate constata independena caracteristicilor

a. - Se stabilesc forele seismice statice convenionale de nivel corespunztor primelor dou moduri proprii de oscilaie de translaie predominante, folosind relaiile (C.3)÷(C.10) în care intervin numai vectorii proprii asociai celor dou direcii principale. Pentru aceasta fie se proiecteaz componentele vectorilor proprii dup direciile principale, fie se reface modelul de calcul astfel încât axele globale s coincid cu cele principale. În aceast ultim variant coordonatele care definesc topologia structurii i încrcrile trebuie modificate prin relaii elementare specifice transformrilor la rotirea sistemelor de axe. b. - Se determin deplasrile i eforturile corespunztoare forelor seismice statice convenionale aplicate în centrul maselor. c. - Se introduc în centrul maselor, pentru fiecare direcie de aciune seismic, momente suplimentare )

(

)

( ) (

i iy i ix it e F e F M   pentru direcia 0x1 i respectiv )

(

)

( ) (

i iy i ix it e F e F M   pentru direcia 0y1 i se calculeaz eforturile i deplasrile (etapa III-a din Anexa C) d. - Se suprapun rezultatele obinute pentru fiecare direcie de aciune în etapele (b) i (c) folosind toate combinaiile posibile (etapa III-a) III , II , E E E E E E ! !  e. - Se combin rspunsurile în deplasri i eforturi obinute pentru cele dou direcii principale de aciune seismic conform regulilor din paragraful 4.5.3.6. conform relaiilor 4.14 i 4.15     Edy Edx E E

,0 " "

K K      Edy Edx E E

" "

,0 K K  În aceast manier de calcul eforturile i deplasrile îi conserv semnul aferent forelor din modurile proprii de translaie. Utilizarea regulii de combinare

Edy Edx E E E K K   conduce la pierderea semnului eforturilor i deplasrilor.

Coeficienii

K i

K sunt supraunitari i reflect faptul c în evaluarea rspunsului s-a folosit numai efectul unui singur mod de vibraie propriu pentru fiecare direcie principal de aciune seismic considerat 1,

,

, 1, ,

) ( x N k x k y k x x x b F F F F F "     K

,

,

,

, ,

) ( y N k y k y k x y y b F F F F F "     K

,x b F i

, y b F reprezint forele tietoare de baz pentru fiecare din direciile principale de aciune considerând efectele celor N moduri proprii de vibraie luate în calcul i combinate dup una din regulile recomandate (CQC, SRSS, ABSSUM). 1, 1x F i

,

y F sunt forele tietoare de baz corespunztoare fiecrei direcii principale 0x1 i 0y1 i conin numai contribuia independent a fiecruia din primele dou moduri proprii de translaie.

Cazul 1 (A) – fore seismice de nivel asociate modului 1 de vibraie – aciune seismic în direcia 0x1 Cazul 2 (B) – fore seismice de nivel asociate modului 2 de vibraie – aciune seismic în direcia 0y1 Cazul 3 (C) – momente de torsiune de nivel produse de forele seismice din cazul A ca efect al unor excentriciti accidentale m

,0

,0

 !  i i L e ( iL este dimensiune construciei proiectate pe normala la direcia de aciune m 0,

 iy L din figura E 4.2.20) Cazul 4 (D) – momente de torsiune de nivel produse de forele seismice din cazul B, m 0,

 ix L ( m

,1 1  i e ) ix L i iy L sunt dimensiunile dreptunghiului circumscris cldirii la ultimul etaj. Pentru simplificare s-au considerat planeele cu aceleai dimensiuni la toate nivelurile În figura E 4.2.21 se prezint cazurile de încrcare considerate. 

y1 x1

CR x = 19,425 m CR y = 2,289 m CM x = 19,285 m CM y = 4,183 m 34,00 m 16,00 m Figura E.4.2.20 Poziia centrului de rigiditate (CR) i a centrului maselor (CM) la planeul peste etajul 4 i dreptunghiul circumscris având laturile paralele cu direciile considerate pentru aciunea seismic În cele ce urmeaz rspunsul structurii se calculeaz pentru cazul în care structura a fost rotit in sistemul de axe paralele cu direciile principale obinute în paragraful 2.3.4. Se consider patru cazuri de încrcare distincte care corespund urmtoarelor situaii de aciune:

 d S x x,1 F 1 y,1 F 1 t,1 M d S y x,2 F1 y,2 F1 t,2 M t,1 M t,2 M 1i e=0,80m e=1,70m 1i 1y 1x 0         /

/

    / L / M N     i y x t i y x t i y x t i y x t e F F M sau e F F M e F F M sau e F F M

2,

,

,

,

1, 1,

1, 1,

absoluta maxima valoarea Figura E 4.2.21 Cazurile de încrcare cu fore convenionale static echivalente aciunii seismice Cu aceste cazuri de încrcare se efectueaz toate cele 16 combinaii de încrcri posibile în ipoteza aciunii seismice dominante în direcia 0x1 conform tabelului E 4.2.13. Pentru o aciune seismic independent în direcia 0y1 se repet combinaiile de mai sus cu

3,0 K i respectiv

K  , rezultând 32 de combinaii posibile. Rezultatele obinute vor trebui adunate cu eforturile provenite din încrcrile gravitaionale, conform regulii de combinare care conine aciunea seismic. Procedeul de calcul prezentat furnizeaz direct semnele eforturilor i deplasrilor. Utilizarea direciilor principale pentru modelarea aciunii seismice nu exclude i utilizarea altor direcii de aciune care pot fi relevante. În cazul analizat structura conine un cadru longitudinal în axul 4 paralel cu axa 0x1 principal, precum i perei structurali i cadre transversale în axele A, B, C, D, E i F, dar i cadre longitudinale în axele 1, 2 i 3, înclinate fa de direciile principale 0x1 i 0y1. Pentru aceste ultime dou iruri de cadre transversale i longitudinale este necesar s se repete raionamentul de mai sus considerând axele iniiale 0x i 0y ca direcii relevante de aciune. Desigur calculul este laborios i necesit folosirea unor programe automate de calcul capabile de a efectua toate combinaiile necesare de calcul, inclusiv verificarea deplasrilor relative de nivel.

Tabelul E 4.2.13 Cazul Combinaia A B C D

K

3,0

K

K

3,0

K

K

3,0

K

K

3,0 K 

K

3,0

K

K 

3,0

K

K

3,0

K

K 

3,0 K 

K

3,0 K 

K

3,0

K

K

3,0 K 

K

3,0 K 

K

3,0 K 

K 

3,0

K

K

3,0 K 

K 

3,0 K 

K 

3,0

K

K

3,0

K

K 

3,0

K

K

3,0 K 

K 

3,0

K

K 

3,0

K

K 

3,0

K

K 

3,0 K 

K 

3,0 K 

K

3,0

K

K 

3,0 K 

K

3,0 K 

K 

3,0 K 

K 

3,0

K

K 

3,0 K 

K 

3,0 K 

E 4.2.3.6. Verificarea deplasrilor în stadiul limit ultim (ULS) Pentru seciunile de beton nedegradate (nefisurate) deplasrile de nivel se obin direct din fiecare combinaie de încrcare din tabelul E 4.2.13. De exemplu pentru stâlpul din axul E/4 în combinaia 1 de încrcare se prezint în tabelul E4.2.14 deplasrile elastice la fiecare nivel al cldirii: Verificarea deplasrilor laterale la starea limit ultim se efectueaz conform anexei E cu relaia: ULS a r re ULS r d cqd d ,   în care factorul de comportare 4,5  q . Deplasrile se recalculeaz considerând elementele din beton pentru stâlpi, grinzi i perei fisurate. În acest caz codul recomand reducerea modulului de rigiditate b bI E cu 50%. Aceasta este echivalent cu o majorare de dou ori a deplasrilor din tabelul E 4.2.14 obinute în cazul elementelor de beton nefisurat.

 I  I   cm

,0

,0 cm

,0

,0 5,0 / nefisurat re re d d Coeficientul c se obine prin interpolare liniar în domeniul:

,1 7,1 4,5 6,1 7.1

,1 6,1

,0 3,2

3,2

    .     + q T T T c C C

Rezult

,1  c

Se obine cm

,9

,0 cm

,6

,0 cm

,6

,0 4,5

,1 ,  I  +

  I I  ULS a r ULS r d d Tabelul E 4.2.14 Nivel 1x u (cm) 1y u (cm) e x u ,

 (cm) e y u ,

 (cm) eu  (cm) hnivel (m)

1,301 1,053 0,132 0,143 0,1946 3,35

1,169 0,910 0,198 0,186 0,2715 3,65

0,971 0,724 0,247 0,207 0,3226 3,65

0,724 0,517 0,275 0,206 0,3433 3,65

0,449 0,311 0,263 0,181 0,3192 3,65

0,186 0,130 0,186 0,130 0,2269 4,20 Parter 0,000 0,000

Figura E 5.1.1. Schi nivel curent Funciunile cldirii: E Etaje curente: birouri, grupuri sanitare; E Parter: birouri, sal de conferin, grupuri sanitare E Subsol: tehnic; E Teras: necirculabil. Date generale de alctuire a cldirii: E Structura de rezisten: - Suprastructura: de tip cadru din beton armat monolit; - Infrastructura: radier general i perei perimetrali din beton armat monolit; E 5. PREVEDERI SPECIFICE CONSTRUCIILOR DE BETON E 5.1 Proiectarea unei structuri în cadre de beton armat E 5.1.1. Precizarea datelor de proiectare În prezentul exemplu se efectueaz calculul i dimensionarea unei cldiri etajate P+7E cu structura de rezisten format din cadre de beton armat. Cldirea are funciunea de birouri i este amplasat în municipiul Olteni a. O vedere în plan a etajului curent este schiat în Figura E 5.1.1. În cele ce urmeaz se face o scurt prezentare a principalelor caracteristici ale cldirii.

E Închideri i compartimentri: - perei exteriori din blocuri bca i termoizolaie din polistiren extrudat, aplicat la exterior; - perei interiori: pere i interiori din BCA între spa iile cu func iuni diferite, perei uori în rest; E Tehnologia de execuie: beton armat monolit (inclusiv planee), turnat în cofraje. Condiii de proiectare a cldirii: E Localitatea: Olteni a; E Clasa de importan i de expunere III, ?I,e=1,0 E Condiii seismice: o acceleraia maxim a terenului (IMR = 225 ani), ag = 0,25g o TB = 0,2 s o TC = 1,0 s E Clasa de ductilitate DCH (determinat de condiiile seismice) E Zona de zpad: sk= 2,0 kN/m2 Caracteristici geometrice ale structurii (Fig. 1): E 3 deschideri (5,0m;6,0m,5,0m); E 3 travee (5,0m;6,0m,5,0m); E Înlimea de nivel: 3,0m. Valori de proiectare ale rezistenelor: E pentru beton clasa C25/30 fck = 25 N/mm2 fcd = 16,67 N/mm2 fctm = 2,6 N/mm2 fctd = 1,2 N/mm2 E pentru oel fyk = 345 N/mm2 fyd = 300 N/mm2

E 5.1.2. Evaluarea încrcrilor gravitaionale în situaia de proiectare la cutremur E greutate proprie plac: hsl · rc = 0,15 @ 25 = 3,75kN/m2; E încrcare din pardoseal: hp · rc = 0,05 @ 22 = 1,10kN/m2; E încrcare din atic: ha · ba · rc=1,00 @ 0,20 @ 25= 5,0kN/m; E încrcare din închideri: 0,25 @ (3,00-0,60) @ 8 @ 0,7 + + 0,04 @ 3,00 @ 18 @ 0,7 = 4,87kN/m. unde, hsl este înlimea plcii; rc este greutatea specific a betonului armat; hp este grosimea pardoselii ha este înlimea aticului ba este limea aticului. Evaluarea încrcrilor de proiectare conform CR 0-2012 pe planeul curent i pe cel de teras este sistematizat în tabelele 1 i 2 în care: - gruparea fundamental (GF) reprezint combina ia factorizat a ac iunilor care cuprinde exclusiv sarcini gravita ionale - gruparea seismic (GS) reprezint combina ia factorizat a ac iunilor care cuprinde i ac iunea seismic cu valoarea de proiectare

Tabelul E 5.1.1. Incrcri gravita ionale la nivel curent

a) Încrcari uniform distribuite pe plac coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m2] \ qGF [kN/m2] \ qGS [kN/m2] Greutate proprie plac 3.75 1.35 5.06 1.00 3.75 Greutate proprie pardoseal 1.10 1.35 1.49 1.00 1.10 Încrcare echivalent din perei interiori 1.00 1.35 1.35 1.00 1.00 Tavan fals i instalaii 0.50 1.35 0.68 1.00 0.50 Variabile Încrcare util 3.00 1.50 4.50 0.30 0.90  13.07  7.25

b) Încrcari uniform distribuite pe grinzile perimetrale coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m] \ qGF [kN/m] \ qGS [kN/m] Grupare Fundamental (GF) Grupare Seismic (GS) Permanente Încrcare din perei de închidere 6.57 1.00 Permanente Nume încarcare Nume încarcare Valoare caracteristic Valoare caracteristic 4.87 4.87 1.35 Grupare Fundamental (GF) Grupare Seismic (GS)

Tabelul E 5.1.2. Incrcri gravita ionale la teras

a) Încrcari uniform distribuite pe plac coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m2] \ qGF [kN/m2] \ qGS [kN/m2] Greutate proprie plac 3.75 1.35 5.06 1.00 3.75 Greutate proprie beton de pant 1.50 1.35 2.03 1.00 1.50 Termo-hidroizolaie 0.50 1.35 0.68 1.00 0.50 Tavan fals i instalatii 0.50 1.35 0.68 1.00 0.50 Variabile Încrcare din zapad 1.60 1.50 2.40 0.40 0.64  10.84  6.89

b) Încrcari uniform distribuite pe grinzile perimetrale coef. de grupare valoare de proiectare coef. de grupare valoare de proiectare qk [kN/m] \ qGF [kN/m] \ qGS [kN/m] 5.00 Nume încarcare Valoare caracteristic Grupare Fundamental (GF) Grupare Seismic (GS) Permanente Permanente 1.00 1.35 6.75 Încrcare din atic 5.00 Nume încarcare Grupare Fundamental (GF) Grupare Seismic (GS) Valoare caracteristic

cm cm cm P hsl

   

Din considerente arhitecturale: hsl = 15cm Se alege: hsl = 15cm Predimensionarea grinzilor: În cazul grinzilor, dimensiunile acestora au fost stabilite preliminar considerând criterii de rigiditate i arhitecturale. Seciunea grinzilor longitudinale este identic cu seciunea grinzilor transversale i are urmtoarele dimensiuni: m m l h cl w 5,0

,0

,6

 #$ % &' (   #$ % &' (    se alege hw = 60cm m m h b w w

,0

,0

,0

 #$ % &' (   #$ % &' (    se alege bw = 30cm Predimensionarea stâlpilor: În cazul stâlpilor, criteriul de predimensionare aplicat este cel legat de asigurarea ductilitii locale a stâlpilor prin limitarea efortului mediu de compresiune. Codul P 100-1 (paragraful 5.3.4.2.2) recomand limitarea valorii efortului axial normalizat la 0,45 (caz în care nu este necesar verificarea explicit a capacitii necesare de deformare) sau 0,55 (caz în care este necesar verificarea explicit a capacitii necesare de deformare). Pentru exemplul de fa s-a preferat alegerea unei valori relativ mari a efortului unitar mediu de compresiune, pentru a reduce dimensiunile sec iunilor transversale ale stâlpilor. Verificarea condiiei de ductilitate necesit evaluarea forei axiale de compresiune i determinarea unei arii de beton necesare a stâlpului. Nu se propune schimbarea seciunii stâlpilor pe înlimea cldirii, pentru a evita variaia rigiditii etajelor, al cror efect defavorabil a fost pus în eviden prin calcule dinamice i prin degradrile suferite de acest tip de cldiri la cutremure. Forele axiale din stâlpi se determin în funcie de poziia în structur i de ariile aferente.

E 5.1.3. Predimensionarea elementelor structurale În cazul structurilor de beton armat, etapa de predimensionare a elementelor structurale are o importan crescut datorit aportului acestora la încrcrile gravitaionale i la masa cldirii. Criteriile de predimensionare pot fi cele referitoare la condiii de rigiditate (sgei admisibile), de ductilitate, sau pot fi cerine arhitecturale sau tehnologice. Predimensionarea plcii: Predimensionarea plcii s-a fcut pe baza criteriilor de rigiditate i din considerente arhitecturale.

Pentru estimarea greutilor proprii ale stâlpilor se vor considera seciuni egale de stâlpi (60 x 60 cm) atât pentru stâlpii marginali cât i pentru cei interiori. E Stâlp marginal (Sm) La baza stâlpului marginal cel mai solicitat, fora axial produs de încrcrile gravitaionale asociate gruprii speciale de încrcri are valoarea :      

            " " " " GS Sm af GS terasa j af GS nc i af GS terasa j af GS terasa i GS Sm G l q A q n l q A q N , , , ,

= 6,89 · 20,25 + (5,00 · 9 + 1,875 · 14 + 3,375 · 5) + 7 · [7,25 · 20,25 + (4,87 · 5 + + 1,875 · 14 + 3,375 · 5)] + 0,602 · 24 · 25 = 1943,7kN unde, " GS iq suma încrcrilor uniform distribuite pe plac af A aria aferent stâlpului GS jq încrcarea „j” uniform distribuit pe grind afl lungimea pe care acioneaz încrcarea GS jq , aferent stâlpului n numrul de niveluri GS S G greutatea proprie a stâlpului Pentru a ine seama de efectul indirect produs de ctre aciunea seismic, valoarea admisibil a efortului axial mediu normalizat, d, se alege 0,4. 4,0     cd c c GS Sm d f h b N  mm f N h b cd d GS Sm c c 9,

,

4,0

7,

         se alege hc = bc = 55cm E Stâlp central (Sc) La baza stâlpului central cel mai solicitat fora axial produs de încrcrile gravitaionale asociate gruprii speciale de încrcri are valoarea :      

            " " " " GS Sm af GS terasa j af GS nc i af GS terasa j af GS terasa i GS Sc G l q A q n l q A q N , , , ,

= 6,89 · 30,25 + 3,375 · 11 + 7 · (7,25 · 30,25 + 3,375 · 11) + 0,602 · 24 · 25 = = 2256,6kN 5,0     cd c c GS Sm d f h b N  mm f N h b cd d GS Sm c c 3,

,

5,0

6,

         se alege hc = bc = 55cm

  G c m T S F d I b      



(1) unde, I factor de importan-expunere al constructiei; pentru construcii obinuite I = 1 Sd (T1) ordonata spectrului de rspuns de proiectare corespunzatoare perioadei fundamentale T1     q T a T S g d

   T1 perioada proprie fundamental de vibraie a cldirii în planul ce conine direcia orizontal considerat   1T 

spectrul normalizat de rspuns elastic (pentru TC   1T  =

 · TC / T1 = 2,5 · 1,0 / 1,11 = 2,25, vezi i 5.1.6.2) g a acceleraia maxim de proiectare a terenului în amplasament; pentru Olteni a g a = 0,25 g g acceleraia gravitaional q factor de comportare al structurii; pentru o structur în cadre cu mai multe niveluri i mai multe deschideri, pentru clasa H de ductilitate, q = q0 · u/1 = 5 · 1,35 = 6,75 m masa total a cldirii  factor de corecie care ine seama de contribuia modului propriu fundamental prin masa modal efectiv asociat acestuia,  = 1,0 pentru T > TC c coeficient seismic G greutatea total a cldirii Înlocuind în relaia (1) se obine:  

,0

,6

,2

,0

   =        c G c g G q T a F g I b

 

E 5.1.4. Evaluarea încrcrilor seismice Aciunea seismic a fost modelat în cel mai simplu mod, folosind metoda forelor seismice statice echivalente. Aciunea forelor laterale a fost considerat separat pe direciile principale de rezisten ale cldirii. Modurile proprii fundamentale de translaie pe cele dou direcii principale au contribuia predominant la rspunsul seismic total, efectul modurilor proprii superioare de vibraie fiind neglijat. Fora tietoare de baz corespunzatoare modului propriu fundamental pentru fiecare direcie principal se determin dup cum urmeaz:

Nivel Fi,x [kN] Fi,y [kN]

P

E 5.1.5. Modelul pentru calcul structural. Ipoteze Calculul structurii la aciunea forelor laterale i verticale a fost efectuat folosind un program de calcul structural. Modelul de calcul al supratructurii este cel spaial considerat încastrat la baza primului nivel, diferena de rigiditate între infrastructur (cu perei de beton armat pe contur) i suprastructur permiând adoptarea acestei ipoteze simplificatoare. Planeul de beton armat are rigididate i rezisten substanial pentru a prelua eforturile produse de forele laterale, iar datorit regularitii i omogenitii structurii poate fi considerat indeformabil în planul su. Elementele structurale ale suprastructurii, stâlpi i grinzi, au fost modelate folosind elemente finite de tip bar. Nodurile dintre stâlpi i grinzi au fost considerate indeformabile. Ipotezele privind rigiditatea elementelor structurale în stadiul de exploatare (domeniul fisurat de comportare) difer funcie de verificarile efectuate i vor fi descrise separat în cadrul paragrafelor respective. Forele seismice au fost introduse în programul de calcul structural prin coeficientul seismic “c” folosind o distribuie triunghiular pe înlime. Valoarea forelor seismice pe fiecare nivel este prezentat în Tabelul E 5.1.3. Tabelul E 5.1.3. Fore seismice de nivel

E 5.1.6. Verificarea deplasrilor laterale Se are în vedere verificarea la dou stri limit, respectiv starea limit de serviciu (SLS) i starea limit ultim (ULS) (Anexa E – cod P 100-1). E 5.1.6.1. Verificarea la starea limit de serviciu (SLS) Verificarea la starea limit de serviciu are drept scop meninerea funciunii principale a cldirii în urma unor cutremure ce pot aprea de mai multe ori în viaa construciei, prin controlul degradrilor elementelor nestructurale i al componentelor instalaiilor aferente construciei. Cutremurul asociat acestei stri limit este un cutremur moderat ca intensitate, având o probabilitate de apariie mai mare decât cel asociat strii limit ultime. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: SLS a r re SLS r d d q d ,     unde, SLS rd deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismic asociat SLS  factor de reducere care ine seama de perioada de revenire mai mic a cutremurului;  = 0,5 q factor de comportare specific tipului de structur dre deplasarea relativ a aceluiai nivel, determinat prin calcul static elastic sub încrcri seismice de proiectare SLS a rd , valoarea admisibil a deplasrii relative de nivel Valorile deplasrilor dre se calculeaz folosind ipoteze de calcul a rigiditii elementelor structurale conforme cu starea efectiv de fisurare a acestora, funcie de gradul de interaciune între elementele structurale i cele nestructurale (compartimentri i închideri). La aciunea unui cutremur moderat ca intensitate se presupune c legturile între elementele de închidere i compartimentare i stâlpi sau grinzi nu sunt compromise, iar degradrile elementelor nestructurale în discuie sunt nesemnificative ca urmare a condiiilor de limitare a deplasrilor laterale. În aceste condiii se ine seama de aportul elementelor nestructurale la rigiditatea global a structurii. În mod simplificat, evaluarea global a rigiditii structurii se face prin considerarea proprietilor de deformaie a seciunilor nefisurate (stadiul I de comportare) a elementelor structurale i neglijarea în compensaie, a aportului elementelor nestructurale. În cazul în care elementele nestructurale nu se deformeaz solidar cu structura, rigiditatea structurii se evalueaz considerând proprietile de deformaie a elementelor structurale în stadiul fisurat. În cazul de fa valorile dre se estimeaz în ipoteza rigiditii secionale a elementelor structurale în stadiul nefisurat: (EI)conv = Ec · Ic unde, Ec modulul de elasticitate al betonului Ic momentul de inerie al seciunii brute de beton

Valoarea admisibil a deplasrii relative de nivel pentru cazul în care elementele nestructurale (cu cedare fragil) sunt ataate structurii este: SLS a rd , = 0,005 · h = 0,05 · 3000 = 15mm unde, h înlimea etajului Dup cum se poate observa din Tabelul E 5.1.4 i 5, structura cu dimensiunile elementelor obinute din predimensionare respect verificarea la deplasare lateral corespunztoare SLS. E 5.1.6.2. Verificarea la starea limit ultim (ULS) Verificarea de deplasare la starea limit ultim are drept scop principal prevenirea prbuirii închiderilor i compartimentrilor, limitarea degradrilor structurale i a efectelor de ordinul II. Cutremurul asociat acestei stri limit este cutremurul considerat pentru calculul rezistenei la fore laterale a structurii, cutremurul de cod. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: ULS a r re ULS r d d q c d ,   unde, ULS r d deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismic asociat ULS ULS a,r d valoare admisibil a deplasrii relative de nivel; ULS a rd , = 0,025h = 0,025 · 3000 = 75mm c factorul de amplificare a deplasrilor. 7,1 3,2

q T T T c C C  +   

,0

,1 3,2

 =    c c

În cazul aciunii unui cutremur puternic, rar, se vor produce degradri semnificative ale elementelor de compartimentare i închidere i prin urmare, aportul elementelor nestructurale la rigiditatea global a structurii poate fi neglijat, iar valorile dre vor trebui calculate în ipoteza rigiditii corespunztoare stadiului fisurat a elementelor structurale. Se admite a se evalua rigiditatea structurii considerând jumtate din valorile modulelor de deformaie a elementelor structurale în stadiul nefisurat. Relaiile de echivalen sunt urmatoarele: dre (în ipoteza 0,5EcIc) = 2 dre (în ipoteza EcIc) T (în ipoteza 0,5EcIc) = 2 T (în ipoteza EcIc) În aceste condiii perioadele corespunztoare modurilor fundamentale pe cele dou direcii principale sunt: Tx = 1,11 s

Ty = 1,11 s Verificarea explicit este prezentat în Tabelul E 5.1.4 i E 5.1.5. Tabelul E 5.1.4. Verificarea deplasrilor relative în direcie longitudinal  q dr SLS dr,a SLS c q dr ULS dr,a ULS [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]

1.2 4.1 15.0 16.2 75.0

1.9 6.4 15.0 25.7 75.0

2.6 8.8 15.0 35.1 75.0

3.3 11.1 15.0 44.6 75.0

3.5 11.8 15.0 47.3 75.0

3.7 12.5 15.0 50.0 75.0

3.8 12.8 15.0 51.3 75.0 P 2.6 8.8 15.0 35.1 75.0 ULS 0.5 6.75 1.00 6.75 Etaj dre (EI) SLS Tabelul 5.1.5. Verificarea deplasrilor relative în direcie transversal  q dr SLS dr,a SLS c q dr ULS dr,a ULS [mm] [mm] [mm] [mm] [mm]

1.2 4.1 15.0 16.2 75.0

1.9 6.4 15.0 25.7 75.0

2.6 8.8 15.0 35.1 75.0

3.3 11.1 15.0 44.6 75.0

3.5 11.8 15.0 47.3 75.0

3.7 12.5 15.0 50.0 75.0

3.8 12.8 15.0 51.3 75.0 P 2.6 8.8 15.0 35.1 75.0 Etaj dre (EI) SLS ULS 0.5 6.75 1.00 6.75 E 5.1.7. Calculul eforturilor în suprastructur Calculul a fost efectuat considerând combinaiile de încrcri schematizate în Tabelul E 5.1.6. Încrcrile laterale calculate conform paragrafului 4 au fost introduse în programul de calcul luând în considerare i o excentricitate accidental (pozitiv sau negativ) a centrului maselor egal cu 5% din lungimea construciei pe direcie perpendicular celei de atac.

Tabelul E 5.1.6 Combinaii de încrcri Denumire combinaie de încrcri Translaie Sensul rotirii cauzat de torsiunea accidental Direcie Sens GF = PERM „+” VAR gravitaional - - GSX1 = GSV „+” SX longitudinal GSX2 = GSV „+” SX longitudinal GSX3 = GSV „+” SX longitudinal GSX4 = GSV „+” SX longitudinal GSY1 = GSV „+” SY transversal GSY2 = GSV „+” SY transversal GSY3 = GSV „+” SY transversal GSY4 = GSV „+” SY transversal GF setul de aciuni gravitaionale (permanente i variabile) asociate gruprii fundamentale de încrcri PERM încrcri permanente VAR încrcri variabile GSV setul de aciuni gravitaionale (permanente i variabile) asociate aciunii seimice SX seism pe direcia longitudinal SY seism pe direcia transversal

E 5.1.8. Dimensionarea elementelor structurale E 5.1.8.1. Dimensionarea armturii longitudinale a grinzilor Momentele încovoietoare de dimensionare pentru grinzi se obin din înfurtoarea combinaiilor de încrcri. Se prezint doar modul de calcul pentru grinzile cadrului care preiau forele laterale în seciunile din zonele critice. Armarea consolelor i a grinzilor în afara zonelor critice se face conform SR EN 1992-1-1 i nu este prezentat explicit în acest exemplu. MEd = momentul de proiectare din diagramele înfurtoare. hw = 0,6m = înlimea grinzii; bw = 0,3m = limea grinzii beff = bc + 4hf = 0,55 + 4 · 0,15 = 1,15m – limea zonei aferente de plac pentru grinzile corespunztoare stâlpilor marginali beff = bc + 6hf = 0,60 + 6 · 0,15 = 1,45m – limea zonei aferente de plac pentru grinzile corespunztoare stâlpilor interiori bc = limea stâlpului hf = grosimea plcii hs = distana între centrele de greutate ale armturilor de la partea inferioar, As (+,) i cele de la partea superioar, As (-) d = înlimea util a seciunii E Armare la moment pozitiv : seciune T dublu armat Deoarece^MEd (-)^ >^ MEd (+)^ , rezult As (-) > As (+) i x s yd Ed nec s h f M A   =   ) ( ) ( Coeficientul de armare are expresia: d b A w s   ) (  Iar momentul capabil se calculeaz cu relaia: d f A M yd s Rb      ) ( ) ( E Armare la moment negativ : seciune dreptunghiular dublu armat Se presupune x s yd Ed nec s h f M A   =   ) ( ) ( Se calculeaz   cd w yd eff s eff s f b f A A x        ;

) ( ) ( Dac x ) ( sA este calculat corect, iar:

d b A w s   ) (  i d f A M yd s Rb      ) ( ) ( Calculul armturii longitudinale a grinzilor pentru cele dou direcii de aciune a cutremurului (respectiv pentru cadrele longitudinale i transversale) se prezint sintetic în tabelele E 5.1.7 pân la E 5.1.16. Deoarece structura este simetric pe ambele direcii este suficient s se efectueze calculul doar pentru 2 cadre longitudinale sau transversale. La alegerea armturii longitudinale trebuie respectate condiiile constructive prevzute la paragraful 5.3.4.1.2 din P 100-1. Suplimentar fa de condiiile impuse de SR EN 1992-1-1, se recomand dispunerea unei armturi continue la partea superioar (cel puin 25% din armtura total), iar aria armturii inferioare s fie cel putin 50% din armtura superioar. Coeficientul minim de armare longitudinal care trebuie respectat pe toat lungimea grinzii este:

,0 )

/ 6,2 ( 5,0 ) ( 5,0 min      yk ctm f f  Armare longitudinala grinzi - cadru interior Tabelul E 5.1.7. Momente de proiectare [kNm] Nivel MA Ed MAB Ed MB Ed MBC Ed MC Ed MCD Ed MD Ed stânga dreapta stânga dreapta

- -91 -110 -144 -144 -110 -91 +

- -64 -153 -199 -199 -153 -64 +

- -64 -212 -238 -238 -212 -64 +

- -64 -260 -273 -273 -260 -64 +

- -64 -300 -299 -299 -300 -64 +

- -64 -330 -316 -316 -330 -64 +

- -64 -347 -322 -322 -347 -64 +

P - -64 -327 -305 -305 -327 -64 +

A C AB BC CD D B

Tabelul E 5.1.8. Arii de armatura necesare [mm2] Nivel

AA s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec C ACD s, nec AD s, nec stânga dreapta stânga dreapta

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

P -

+

Tabelul E 5.1.9. Alegerea armaturilor Nivel

AA s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec ACD s, nec AD s, nec stânga dreapta 6 i 7 - 3ø22 3ø22 3ø22+2ø14 3ø22+2ø14 3ø22 3ø22 + 3ø18 3ø18 3ø18 4 i 5 - 2ø25 2ø25+2 ø22

4ø25 4ø25 2ø25+2 ø22 2ø25 + 3ø22 3ø22 3ø22 P, 1, 2 i 3 - 3ø25 5ø25 3ø25+2ø22 3ø25+2ø22 5ø25 3ø25 + 2ø25+2ø22 3ø25 2ø25+2ø22

Tabelul E 5.1.10. Arii de armatura efective [mm2] Nivel

AA s,ef AAB s, ef

AB s, ef ABC s, ef AC s, ef ACD s, ef AD s, ef stânga dreapta stânga dreapta

- 1140

+

- 1140

+

-

+

-

+

- 1473

+

- 1473

+

- 1473

+

P - 1473

+

Tabelul E 5.1.11. Momente capabile [kNm] Nivel MRd A MRd AB MRd B MBC MRd C MRd CD MRd D stânga dreapta stânga dreapta

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

P -

+

Armare longitudinala grinzi - cadru exterior Tabelul E 5.1.12. Momente de proiectare [kNm] Nivel MAEd MABEd MBEd MBCEd MCEd MCDEd MCDEd stânga dreapta stânga dreapta

- -142 -81 -130 -130 -81 -142 +

- -105 -128 -177 -177 -128 -105 +

- -105 -195 -213 -213 -195 -105 +

- -105 -247 -245 -245 -247 -105 +

- -105 -293 -285 -285 -293 -105 +

- -105 -329 -318 -318 -329 -105 +

- -105 -353 -340 -340 -353 -105 +

P - -105 -341 -323 -323 -341 -105 +

A C AB BC CD D B

Tabelul E 5.1.13. Arii de armatur necesare [mm2] Nivel

AA s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec ACD s, nec AD s, nec stânga dreapta stânga dreapta

- 1546

+

- 1142

+

- 1141

+

- 1142

+

- 1142

+

- 1142

+

- 1143

+

P - 1143

+

Tabelul E 5.1.14. Alegerea armaturilor Nivel AA s,nec AAB s, nec AB s, nec ABC s, nec AC s, nec ACD s, nec AD s, nec stânga dreapta stânga dreapta 6 i 7 - 4ø22+ 1ø14 2ø22+ 1ø14 3ø22 3ø22

2ø22+ 1ø14 4ø22+ 1ø14 + 2ø18+1ø14 2ø18+1ø14 2ø18+1ø14 4 i 5 - 2ø25+2 ø22 2ø25+2 ø22 2ø25+2ø22 2ø25+2ø22

2ø25+2 ø22 2ø25+2 ø22 + 3ø22 2ø22+ 1ø14 3ø22 P, 1, 2 i 3 - 3ø25 5ø25

3ø25+2ø22

3ø25+2ø22

5ø25 3ø25 + 2ø25+2ø22 2ø25+1ø22 2ø25+2ø22

Tabelul E 5.1.15. Arii de armatura efective [mm2] Nivel

AA s,ef AAB s, ef

AB s, ef ABC s, ef AC s, ef ACD s, ef AD s, ef stânga dreapta stânga dreapta

- 1674

+

- 1674

+

- 1742

+

- 1742

+

- 1473

+

- 1473

+

- 1473

+

P - 1473

+

Tabelul E 5.1.16. Momente capabile [kNm] Nivel MRd A MRd AB MRd B MBC MRd C MRd CD MRd D stânga dreapta stânga dreapta

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

-

+

P -

+

## $ % && ' ( " "  Rb Rc i, Rb Rd i, db M M ,1 min M M  unde, MRb,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i, în sensul momentului asociat sensului de aciune a forelor; Rd  factorul de suprarezisten datorat efectului de consolidare al oelului, 2,1  Rd  " Rc M i " Rb M sumele valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor i grinzilor care într în nodul învecinat seciunii de calcul; valoarea " Rc M trebuie s corespund forei axiale din stâlp în situaia asociat sensului considerat al aciunii seismice obinute în situaia seismic de proiectare. În plus fa de versiunea anterioar a codului, modul de dimensionare la for tietoare i de armare transversal a zonelor critice se stabilete funcie de valoarea algebric a raportului între fora tietoare minim i cea maxim,  = VEd min / VEd max, în seciunea de calcul. Dac: 5,0  + - i   ctd w Ed df b V -  . 2 max atunci jumtate din valoarea forei tietoare de dimensionare se preia prin etrieri perpendiculari pe axa grinzii, iar cealalt jumtate prin armturi înclinate dispuse pe dou direcii înclinate cu ±45° fa de axa grinzii. ) , max( max min max Ed Ed Ed V V V  În cazul structurii analizate nu a fost nevoie de armtur înclinat pentru preluarea forei tietoare în nicio seciune a grinzilor. E 5.1.8.2. Dimensionarea armturii transversale a grinzilor Forele tietoare de proiectare în grinzi se determin din echilibrul fiecrei deschideri sub încrcarea gravitaional din gruparea seismic i momentele de la extremitile grinzii, corespunztoare fiecrui sens de aciune, la formarea articulaiei plastice în grinzi sau în elementele verticale conectate în nod. La fiecare seciune de capt, se calculeaz 2 valori ale forelor tietoare de proiectare, maxim (VEd,max) i minim (VEd,min), corespunzând valorilor maxime ale momentelor pozitive i negative (Mdb,i) care se dezvolt la cele 2 extremiti i = 1 i i = 2 ale grinzii:

s yd eff s Rd Rb Rd db h f A M M      ) ( 1, 1,   s yd eff s Rd Rb Rd db h f A M M      ) (

,

,   Se determin valorile forelor tietoare minime i maxime:

, 1, max , cl GS eq cl db db Ed l q l M M V    

, 1, min , cl GS eq cl db db Ed l q l M M V      unde, lcl deschiderea liber a grinzii GS eq q

încrcarea echivalent uniform distribuit pe grind corespunztoare încrcrilor gravitaionale din combinaia seismic Valoarea de proiectare a forei tietoare în seciunea considerat se ia: ) , max( max min Ed Ed Ed V V V  Calculul se efectueaz conform SR EN 1992-1-1 considerând înclinarea diagonalelor comprimate în modelul de grind cu zbrele de 45°. Se verific rezistena bielelor comprimate cu expresia: ) ( ) (

max ,    ) tg ctg f z b V V cd w cw Rd Ed        unde, cw ) coeficient ce ine seama de starea de efort în fibra comprimat; cw ) = 1 pentru structuri fr precomprimare z braul de pârghie al forelor interne; z = 0,9d

 coeficient de reducere a rezistenei betonului fisurat la for tietoare;

,0 )

/ 1( 6,0

    ck f   unghiul între biela comprimat i axul grinzii;  = 45o Dac inegalitatea de mai sus este verificat se determin aria seciunilor pentru for tietoare cu expresia: ) ( ctg f z V s A yd Ed nec sw    ## $ % && ' ( unde,

Algoritm de calcul Pentru structuri obinuite (grinzi slabe – stâlpi tari), cum este i cazul de fa, raportul MRc / MRb este supraunitar, iar momentele maxime ce pot s apar la extremitile grinzii se pot calcula cu relaiile:

sw A aria seciunilor armturilor pentru for tietoare ale unui rând de etrieri s distana între rândurile de etrieri În zonele critice de la extremitile grinzilor cu lungimea lcr = 1,5hw, msurate de la faa stâlpilor, precum i zonele cu aceast lungime, situate de o parte i de alta a unei seciuni din câmpul grinzii, unde poate interveni curgerea în cazul combinaiei seismice de proiectare, distana maxim între rândurile de etrieri este egal cu: smax = min {hw /4;150mm; 8dbL} unde, dbL diametrul minim al armturilor longitudinale. Diametrul minim al etrierilor este de 6 mm. Calculul armturii transversale a grinzilor pentru cele dou direcii de aciune a cutremurului (respectiv pentru cadrele longitudinale i transversale) se prezint sintetic în tabelele E 5.1.17 pân la E 5.1.22. Tabelul E 5.1.17. Alegerea modului de armare - cadru interior; forele tietoare sunt exprimate în [kN] Nivel VA VB VC VD stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VGS

-49

-68

-49 VS +

VS -

VEdmin

-40

-5

-28

VEdmax

-139

-141

-126

-0.32 -0.20 -0.03 -0.03 -0.20 -0.32

VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-37

-13

-25

VEdmax

-142

-133

-129

-0.29 -0.17 -0.10 -0.10 -0.17 -0.29

VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-73

-43

-64

VEdmax

-178

-162

-169

-0.43 -0.36 -0.26 -0.26 -0.36 -0.43

Nivel VA VB VC VD stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-73

-43

-64

VEdmax

-178

-162

-169

-0.43 -0.36 -0.26 -0.26 -0.36 -0.43

VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-108

-63

-117

VEdmax

-213

-182

-222

-0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49

VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-108

-63

-117

VEdmax

-213

-182

-222

-0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49

VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-108

-63

-117

VEdmax

-213

-182

-222

-0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49 P VGS

-52

-60

-52 VS +

VS -

VEdmin

-108

-63

-117

VEdmax

-213

-182

-222

-0.49 -0.55 -0.34 -0.34 -0.55 -0.49

Tabelul E 5.1.18. Forte taietoare de proiectare - cadru interior [kN] Nivel VEd,A V Ed,B V Ed,C V Ed,D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

P

Tabelul E 5.1.19. Alegerea armaturilor - cadru interior Nivel A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.3 7.3 7.6 7.7 7.7 7.6 7.3 4.3 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 7.3 7.7 7.4 7.4 7.7 7.3 3.6 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 8.4 8.6 8.2 8.2 8.6 8.4 0.0 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 8.4 8.6 8.2 8.2 8.6 8.4 5.3 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø

Nivel A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø

P VEd

VRd,max

s

Ønec 3.6 9.6 9.4 8.7 8.7 9.4 9.6 5.3 Ø

Tabelul E 5.1.20. Alegerea modului de armare - cadru exterior; forele tietoare sunt exprimate în [kN] Nivel VA VB VC VD stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VGS

-42

-54

-42 VS +

VS -

VEdmin

-31

-6

-22

VEdmax

-114

-113

-105

-0.30 -0.19 -0.05 -0.05 -0.19 -0.30

VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

VEdmin

-18

-14

-9

VEdmax

-128

-105

-119

-0.15 -0.07 -0.14 -0.14 -0.07 -0.15

Nivel VA VB VC VD stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

VEdmin

-62

-42

-62

VEdmax

-172

-133

-172

-0.36 -0.36 -0.32 -0.32 -0.36 -0.36

VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

VEdmin

-62

-42

-62

VEdmax

-172

-133

-172

-0.36 -0.36 -0.32 -0.32 -0.36 -0.36

VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

VEdmin

-106

-73

-115

VEdmax

-216

-164

-225

-0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47

VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

V min

-106

-73

-115

V max

-216

-164

-225

-0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47

VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

V min

-106

-73

-115

V max

-216

-164

-225

-0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47 P VGS

-55

-45

-55 VS +

VS -

V min

-106

-73

-115

V max

-216

-164

-225

-0.47 -0.53 -0.45 -0.45 -0.53 -0.47

Tabelul E 5.1.21. Forte taietoare de proiectare - cadru exterior [kN] Nivel VEd,A V Ed,B V Ed,C V Ed,D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

P

Tabelul E 5.1.22. Alegerea armaturilor - cadru exterior Nive l A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VEd

VRd,max

s

Ønec 5.4 6.6 6.9 6.9 6.9 6.9 6.6 5.4 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 7.0 7.3 6.6 6.6 7.3 7.0 4.9 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 8.5 8.5 7.5 7.5 8.5 8.5 0.0 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 8.5 8.5 7.5 7.5 8.5 8.5 5.3 Ø

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø

Nive l A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø

Tabelul E 5.1.22. (continuare) Nive l A B C D stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø

P VEd

VRd,max

s

Ønec 4.9 9.7 9.5 8.3 8.3 9.5 9.7 5.3 Ø

E 5.1.8.3. Dimensionarea armturii longitudinale a stâlpilor Valorile momentelor încovoietoare i a forelor axiale pentru dimensionarea stâlpilor se determin pornind de la eforturile maxime determinate din calculul structural sub aciunea forelor laterale i verticale, considerând efectele de ordinul 2. Valorile de calcul ale momentelor încovoietoare se stabilesc respectând regulile ierarhizrii capacitilor de rezisten, astfel încât s se obin un mecanism favorabil de disipare a energiei induse de seism, cu articulaii plastice în grinzi. Pentru a minimiza riscul pierderii stabilitii la aciunea forelor gravitaionale se evit, prin proiectare, apariia articulaiilor plastice în stâlpi (cu excepia bazei i eventual a ultimului nivel) prin amplificarea momentelor rezultate din calculul sub aciunea forelor laterale i verticale. În acest exemplu de calcul, amplificarea momentelor în seciunile stâlpilor s-a fcut cu un coeficient care ine seama de suprarezistena global a grinzilor de la nivelul considerat. Se evit astfel apariia mecanismului de nivel caracterizat prin articularea general a stâlpilor de pe acelai nivel.

Algoritm de calcul Fora axial de proiectare din stâlpi, NEd, se determin din calculul static, în combinaia seismic considerat. Se determin momentele încovoietoare de proiectare cu relaia: " "  ' ' 2,1 Edb Rb Edc Rd Edc M M M M  unde, ' Edc M momentul în stâlp rezultat din calculul structural sub încrcri seismice de proiectare " Rb M suma momentelor capabile în seciunile care se plastific, ale unei grinzi în ansamblu, la un anumit nivel, calculate pentru un singur sens de rotire, corespunztor sensului aciunii seismice " ' Edb M suma algebric a momentelor rezultate din calculul structural sub încrcri seismice de proiectare în seciunile care se plastific, pentru o grind în ansamblu, la un anumit nivel. Rd  factorul de suprarezisten datorat efectului de consolidare al oelului; pentru clasa de ductilitate H, Rd  = 1,3 Se determin aria de armtur longitudinal necesar: cd c Ed f b N x    ;

s yd s Ed Edc nec s h f h N M A    

, dac lim x x +

s yd cd c s Ed Edc nec s h f x d f x b h N M A  # $ % & ' (       

, dac lim x x

unde, bc latura stâlpului Se verific coeficientul de armare total:

,0

,0     d b A c eff s 

Calculul armturii longitudinale a stâlpilor se prezint sintetic în tabelele E 5.1.23 pân la E 5.1.48.

Armare longitudinal stâlpi - cadru interior Tabelul E 5.1.23. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens pozitiv [kNm] Nivel M'Ed AB M'Ed BC M'Ed CD ` M'Ed + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

-31

-2

P

Tabelul E 5.1.24. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens negativ [kNm] Nivel M'Ed AB M'Ed BC M'Ed CD ` M'Ed - stânga dreapta stânga dreapta stânga stânga

-2

-31

P

Tabelul E 5.1.25. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului pozitiv [kNm] Nivel M'Rd AB M'Rd BC M'Rd CD ` M'Rd + stânga dreapta stânga dreapta stânga stânga

P

Tabelul E 5.1.26. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului negativ [kNm] Nivel M'Rd AB M'Rd BC M'Rd CD ` M'Rd – stânga dreapta stânga dreapta stânga stânga

P

Tabelul E 5.1.27. Suprarezistena grinzilor Nivel  +  - sens pozitiv sens negativ

3.48 3.48

1.62 1.62

1.53 1.53

1.18 1.18

1.30 1.30

1.16 1.16

1.09 1.09 P 1.18 1.18 Tabelul E 5.1.28. Eforturi de proiectare Stâlp ax A [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -196 -26 -221

jos -214 -5 -239 -14 1.62

1.62

sus -390 -50 -492

1.62

1.62

jos -409

-510 -53 1.53

1.53

sus -556 -75 -787

1.53

1.53

jos -575

-805 -77 1.18

1.18

sus -698 -93 -1105

1.18

1.18

jos -717

-1123 -101 1.30

1.30

sus -820 -109 -1441

1.30

1.30

jos -838

-1459 -120 1.16

1.16

sus -923 -120 -1790

1.16

1.16

jos -941

-1809 -137 1.09

1.09

sus -1014 -123 -2148

1.09

1.09

jos -1032

-2166 -153 1.18

1.18

P sus -1107 -80 -2496

1.18

1.18

jos -1125

-2514 -243

Tabelul E 5.1.29. Eforturi de proiectare Stâlp ax B [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -215 -47 -240

jos -233

-259 -80 1.62

1.62

sus -472 -100 -508

1.62

1.62

jos -490

-526 -117 1.53

1.53

sus -740 -138 -767

1.53

1.53

jos -758

-785 -161 1.18

1.18

sus -1018 -170 -1018

1.18

1.18

jos -1036

-1036 -196 1.30

1.30

sus -1306 -195 -1263

1.30

1.30

jos -1324

-1282 -224 1.16

1.16

sus -1605 -213 -1504

1.16

1.16

jos -1624

-1522 -244 1.09

1.09

sus -1915 -216 -1741

1.09

1.09

jos -1933

-1759 -265 1.18

1.18

P sus -2235 -153 -1979

1.18

1.18

jos -2253

-1997 -295

Tabelul E 5.1.30. Eforturi de proiectare Stâlp ax C [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -240 -112 -215

jos -259

-233 -26 1.62

1.62

sus -508 -138 -472

1.62

1.62

jos -526

-490 -76 1.53

1.53

sus -767 -182 -740

1.53

1.53

jos -785

-758 -119 1.18

1.18

sus -1018 -211 -1018

1.18

1.18

jos -1036

-1036 -156 1.30

1.30

sus -1263 -234 -1306

1.30

1.30

jos -1282

-1324 -186 1.16

1.16

sus -1504 -249 -1605

1.16

1.16

jos -1522

-1624 -209 1.09

1.09

sus -1741 -249 -1915

1.09

1.09

jos -1759

-1933 -232 1.18

1.18

P sus -1979 -179 -2235

1.18

1.18

jos -1997

-2253 -280

Tabelul E 5.1.31. Eforturi de proiectare Stâlp ax D [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -221 -33 -196

jos -239

-214

1.62

1.62

sus -492 -85 -390

1.62

1.62

jos -510

-409 -22 1.53

1.53

sus -787 -101 -556

1.53

1.53

jos -805

-575 -51 1.18

1.18

sus -1105 -120 -698

1.18

1.18

jos -1123

-717 -76 1.30

1.30

sus -1441 -132 -820

1.30

1.30

jos -1459

-838 -97 1.16

1.16

sus -1790 -141 -923

1.16

1.16

jos -1809

-941 -117 1.09

1.09

sus -2148 -140 -1014

1.09

1.09

jos -2166

-1032 -137 1.18

1.18

P sus -221 -33 -196

jos -239

-214

1.62

1.62

Tabelul E 5.1.32. Stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ As,min A nec Armare A eff M+ M- NEd MEd As,nec NEd MEd As,nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

P sus

4ø18

jos

4ø18

Tabelul E 5.1.33. Stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ As,min A nec Armare A eff M+ M- NEd MEd As,nec NEd MEd As,nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø25

jos

4ø25

sus

4ø25

jos

4ø25

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø25

jos

4ø25

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø20

jos

4ø20

P sus

4ø20

jos

4ø20

Tabelul E 5.1.34. Stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ As,min A nec Armare A eff M+ M- NEd MEd As,nec NEd MEd As,nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø25

jos

4ø25

sus

4ø25

jos

4ø25

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø25

jos

4ø25

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø20

jos

4ø20

P sus

4ø20

jos

4ø20

Tabelul E 5.1.34. Stâlp ax D Nivel sens pozitiv sens negativ As,min A nec Armare A eff M+ M- NEd MEd As,nec NEd MEd As,nec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

P sus

4ø18

jos

4ø18

Armare longitudinal stâlpi - cadru exterior Tabelul E 5.1.36. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens pozitiv [kNm] Nivel M'Ed AB M'Ed BC M'Ed CD ` M'Ed + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

-10

-13

P

Tabelul E 5.1.37. Suma momentelor rezultate din calcul static în grinzi, sens negativ [kNm] Nivel M'Ed AB M'Ed BC M'Ed CD ` M'Ed + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

-13

-10

P

Tabelul E 5.1.38. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului pozitiv [kNm] Nivel M'Rd AB M'Rd BC M'Rd CD ` M'Rd + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

P

Tabelul E 5.1.39. Suma momentelor capabile în grinzi asociate sensului negativ [kNm] Nivel M'Rd AB M'Rd BC M'Rd CD ` M'Rd + stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

P

Tabelul E 5.1.40. Suprarezistena grinzilor Nivel  +  - sens pozitiv sens negativ

2.82 2.82

1.31 1.31

1.40 1.40

1.07 1.07

1.26 1.26

1.13 1.13

1.06 1.06 P 1.14 1.14

Tabelul E 5.1.41. Eforturi de proiectare Stâlp ax A [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax A sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -227 -74 -252 -9

jos -245

-270

1.31

1.31

sus -422 -75 -520

1.31

1.31

jos -440

-538 -38 1.40

1.40

sus -595 -108 -817

1.40

1.40

jos -613

-835 -64 1.07

1.07

sus -746 -126 -1136

1.07

1.07

jos -765

-1154 -92 1.26

1.26

sus -880 -143 -1474

1.26

1.26

jos -898

-1492 -115 1.13

1.13

sus -1000 -154 -1828

1.13

1.13

jos -1018

-1846 -136 1.06

1.06

sus -1111 -155 -2193

1.06

1.06

jos -1129

-2211 -157 1.14

1.14

P sus -1230 -104 -2553

1.14

1.14

jos -1248

-2571 -256

Tabelul E 5.1.42. Eforturi de proiectare Stâlp ax B [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax B sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -193 -74 -224

jos -211

-242 -55 1.31

1.31

sus -422 -126 -460

1.31

1.31

jos -440

-478 -95 1.40

1.40

sus -664 -163 -679

1.40

1.40

jos -683

-697 -142 1.07

1.07

sus -920 -196 -884

1.07

1.07

jos -938

-902 -179 1.26

1.26

sus -1187 -220 -1074

1.26

1.26

jos -1205

-1092 -209 1.13

1.13

sus -1463 -236 -1250

1.13

1.13

jos -1481

-1269 -232 1.06

1.06

sus -1748 -237 -1414

1.06

1.06

jos -1766

-1432 -256 1.14

1.14

P sus -2033 -168 -1570

1.14

1.14

jos -2051

-1588 -302

Tabelul E 5.1.43. Eforturi de proiectare Stâlp ax C [kN],[kN] Nivel Stâlp ax C sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -224 -89 -193

jos -242

-211 -50 1.31

1.31

sus -460 -118 -422

1.31

1.31

jos -478

-440 -99 1.40

1.40

sus -679 -164 -664

1.40

1.40

jos -697

-683 -142 1.07

1.07

sus -884 -195 -920

1.07

1.07

jos -902

-938 -179 1.26

1.26

sus -1074 -220 -1187

1.26

1.26

jos -1092

-1205 -209 1.13

1.13

sus -1250 -236 -1463

1.13

1.13

jos -1269

-1481 -231 1.06

1.06

sus -1414 -239 -1748

1.06

1.06

jos -1432

-1766 -253 1.14

1.14

P sus -1570 -171 -2033

1.14

1.14

jos -1588

-2051 -301

Tabelul E 5.1.44. Eforturi de proiectare Stâlp ax D [kN],[kNm] Nivel Stâlp ax D sens pozitiv sens negativ sens pozitiv sens negativ N'Ed M'Ed N'Ed M'Ed  + MEd  - MEd

sus -252

-227

jos -270 -17 -245 -30 1.31

1.31

sus -520 -73 -422

1.31

1.31

jos -538

-440 -48 1.40

1.40

sus -817 -88 -595

1.40

1.40

jos -835

-613 -82 1.07

1.07

sus -1136 -112 -746

1.07

1.07

jos -1154

-765 -107 1.26

1.26

sus -1474 -128 -880

1.26

1.26

jos -1492

-898 -130 1.13

1.13

sus -1828 -140 -1000

1.13

1.13

jos -1846

-1018 -149 1.06

1.06

sus -2193 -142 -1111

1.06

1.06

jos -2211

-1129 -170 1.14

1.14

P sus -2553 -93 -1230

1.14

1.14

jos -2571

-1248 -263

Tabelul E 5.1.45. Stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff MRd+ MRd- NEd MEd Asnec NEd MEd Asnec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2]

[mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

P sus

4ø18

jos

4ø18

Tabelul E 5.1.46. Stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff MRd+ MRd- NEd MEd Asnec NEd MEd Asnec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø22

jos

4ø22

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø22

jos

4ø22

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø20

jos

4ø20

P sus

4ø20

jos

4ø20

Tabelul E 5.1.47. Stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff MRd+ MRd- NEd MEd Asnec NEd MEd Asnec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø22

jos

4ø22

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø22

jos

4ø22

sus

4ø20

jos

4ø20

sus

4ø20

jos

4ø20

P sus

4ø20

jos

4ø20

Tabelul E 5.1.48. Stâlp ax D Nivel sens pozitiv sens negativ Asmin Asnec Armare A eff MRd+ MRd- NEd MEd Asnec NEd MEd Asnec [kN] [kNm] [mm2] [kN] [kNm] [mm2] [mm2] [mm2] [mm2] [kNm] [kNm]

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

sus

4ø18

jos

4ø18

P sus

4ø18

jos

4ø18

Algoritm de calcul Se determin momentele maxime de la extremitile stâlpului: ## $ % && ' (  " " Rc Rb i Rc i dc M M M M ,1 min , Rd ,  unde, MRc,i valoarea de proiectare a momentului capabil la extremitatea i corespunztoare sensului considerat al aciunii seismice Rd  factor care introduce efectul consolidrii oelului i al fretrii betonului în zonele comprimate; Rd  = 1,30 pentru nivelul de la baza construciei i Rd  = 1,20 pentru restul nivelurilor. " Rc M i " Rb M sumele valorilor de proiectare ale momentelor capabile ale stâlpilor i grinzilor care într în nodul învecinat seciunii de calcul. Valorile de proiectare ale momentelor capabile în stâlpi sunt stabilite pe baza valorilor forelor axiale din situaia de proiectare seismic corespunztoare sensului considerat al aciunii seismice. Se determin fora tietoare de proiectare: cl dc dc Ed l M M V

, 1,   Calculul seciunii la for tietoare se efectueaz conform SR EN 1992-1-1 considerând înclinarea diagonalelor comprimate în modelul de grind cu zbrele de 45°. Se verific rezistena bielelor comprimate cu expresia: ) ( ) (

max ,    ) tg ctg f z b V V cd w cw Rd Ed        Dac inegalitatea de mai sus este verificat se determin aria seciunilor pentru for tietoare cu expresia: ) ( ctg f z V s A yd Ed nec sw    ## $ % && ' ( Se determin lungimea zonei critice: lcr  max {1,5hc;lcl /6; 600mm} = max {1,5 · 550;/6; 600mm} = 825mm E 5.1.8.4. Dimensionarea armturii transversale a stâlpilor Valorile de proiectare ale forelor tietoare se determin din echilibrul stâlpului la fiecare nivel, sub aciunea momentele de la extremiti, corespunzând, pentru fiecare sens al aciunii seismice, formrii articulaiilor plastice, care pot aprea fie în grinzi, fie în stâlpii conectai în nod.

unde, hc este cea mai mare dimensiune a seciunii stâlpului lcl este înlimea liber La primele dou niveluri ale cldirii : lcr = 1,5 · 825 = 1237,5mm Se determin distana maxim între etrieri: - la baza stâlpului, deasupra nivelului teoretic de încastrare: smax = min {b0 /3; 125 mm; 6dbL} - în restul zonelor critice: smax = min {b0 /3; 125 mm; 7dbL} unde, b0 latura minim a seciunii situat la interiorul etrierului perimetral dbL diametrul minim al armturilor longitudinale. Se verific dac armarea transversal aleas îndeplinete condiiile: - la baza stâlpului, deasupra nivelului teoretic de încastrare: w = s b nA c st  0,005 i cd yd st h st b wd f f h sb h A n b A n

0  

 0,12 unde, w coeficientul unidirecional de armare wd

coeficientul mecanic de armare n, nb, nh numrul ramurilor etrierilor în direcia considerat Ast aria seciunii unei ramuri a etrierului b0, h0 dimensiunile seciunii transversale a miezului confinat - în restul zonelor critice: w = s b nA c st  0,003 i cd yd st h st b wd f f h sb h A n b A n

0  

 0,08 Calculul armturii transversale a stâlpilor se prezint sintetic în tabelele E 5.1.49 pân la E 5.1.64.

Armare tranversal stâlpi - cadru interior Tabel E 5.1.49. Determinarea forei tietoare de proiectare – stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus 190 0.93

0.56

jos

0.36

0.29

sus 235 0.36

0.29

jos

0.41

0.38

sus 274 0.41

0.38

jos

0.36

0.31

sus 308 0.36

0.31

jos

0.46

0.41

sus 332 0.46

0.41

jos

0.44

0.37

sus 351 0.44

0.37

jos

0.42

0.35

sus 366 0.42

0.35

jos

0.40

0.34

P sus 381 0.40

0.34

jos

1.00

Tabel E 5.1.50. Determinarea forei tietoare de proiectare - stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus

1.71

1.66

jos

0.57

0.55

sus 388 0.57

0.55

jos

0.55

0.54

sus 450 0.55

0.54

jos

0.54

0.54

sus 400 0.54

0.54

jos

0.59

0.63

sus 543 0.59

0.63

jos

0.54

0.59

sus 478 0.54

0.59

jos

0.57

0.62

sus 504 0.57

0.62

jos

0.54

0.60

P sus 519 0.54

0.60

jos

1.00

Tabelul E 5.1.51. Determinarea forei tietoare de proiectare - stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus 200 1.66

1.71

jos

0.55

0.57

sus 396 0.55

0.57

jos

0.54

0.55

sus 456 0.54

0.55

jos

0.54

0.54

sus 401 0.54

0.54

jos

0.63

0.59

sus 537 0.63

0.59

jos

0.59

0.54

sus 467 0.59

0.54

jos

0.62

0.57

sus 491 0.62

0.57

jos

0.60

0.54

P sus 508 0.60

0.54

jos

1.00

Tabel E 5.1.52. Determinarea forei tietoare de proiectare – stâlp Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus

0.56

0.93

jos

0.29

0.36

sus

0.29

0.36

jos

0.38

0.41

sus

0.38

0.41

jos

0.31

0.36

sus

0.31

0.36

jos

0.41

0.46

sus

0.41

0.46

jos

0.37

0.44

sus

0.37

0.44

jos

0.35

0.42

sus

0.35

0.42

jos

0.34

0.40

P sus

0.34

0.40

jos

1.00

Tabel E 5.1.53. Determinarea armturii transversale - stâlp ax A Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

5.3 7.2

4.6

5.1

5.6

6.2

6.2

6.2

P sus

9.1

P baza

9.1 9.4

Tabel E 5.1.54. Determinarea armturii transversale - stâlp ax B Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

6.0 7.2

7.1

7.6

7.4

8.7

8.1

8.3

P sus

10.1

P baza

10.1 9.4

Tabel E 5.1.55. Determinarea armturii transversale - stâlp ax C Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

6.0 7.2

7.1

7.6

7.4

8.7

8.1

8.3

P sus

10.1

P baza

10.1 9.4

Tabel E 5.1.56. Determinarea armturii transversale - stâlp ax D Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

5.3 7.2

4.6

5.1

5.6

6.2

6.2

6.2

P sus

9.1

P baza

9.1 9.4

Armare tranversal stâlpi - cadru exterior Tabel E 5.1.57. Determinarea forei tietoare de proiectare - stâlp ax A Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus

1.00

0.20

jos

0.36

0.16

sus

0.36

0.16

jos

0.44

0.33

sus

0.44

0.33

jos

0.39

0.28

sus

0.39

0.28

jos

0.49

0.37

sus

0.49

0.37

jos

0.46

0.34

sus

0.46

0.34

jos

0.43

0.32

sus

0.43

0.32

jos

0.41

0.31

P sus

0.41

0.31

jos

1.00

Tabel E 5.1.58. Determinarea forei tietoare de proiectare - stâlp ax B Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus

1.43

1.38

jos

0.58

0.56

sus

0.58

0.56

jos

0.61

0.65

sus

0.61

0.65

jos

0.53

0.57

sus

0.53

0.57

jos

0.63

0.72

sus

0.63

0.72

jos

0.58

0.67

sus

0.58

0.67

jos

0.56

0.67

sus

0.56

0.67

jos

0.54

0.64

P sus

0.54

0.64

jos

1.00

Tabel E 5.1.59. Determinarea forei tietoare de proiectare - stâlp ax C Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus

1.38

1.43

jos

0.56

0.58

sus

0.56

0.58

jos

0.65

0.61

sus

0.65

0.61

jos

0.57

0.53

sus

0.57

0.53

jos

0.72

0.63

sus

0.72

0.63

jos

0.67

0.58

sus

0.67

0.58

jos

0.67

0.56

sus

0.67

0.56

jos

0.64

0.54

P sus

0.64

0.54

jos

1.00

Tabel E 5.1.60. Determinarea forei tietoare de proiectare - stâlp ax D Nivel sens pozitiv sens negativ VEd maxim MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd MRc `MRb/ `MRc Mdc VEd [kNm] [kNm] [kN] [kNm] [kNm] [kN] [kN]

sus 203 0.20

1.00

jos

0.16

0.36

sus 266 0.16

0.36

jos 270 0.33

0.44

sus 332 0.33

0.44

jos 335 0.28

0.39

sus 386 0.28

0.39

jos 388 0.37

0.49

sus 430 0.37

0.49

jos 432 0.34

0.46

sus 464 0.34

0.46

jos 465 0.32

0.43

sus 484 0.32

0.43

jos 485 0.31

0.41

P sus 490 0.31

0.41

jos

1.00

Tabel E 5.1.61. Determinarea armturii transversale - stâlp ax A Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

5.6 7.2

4.8

5.2

5.7

6.1

6.1

6.1

P sus

9.0

P baza

9.0 9.4

Tabel E 5.1.62. Determinarea armturii transversale - stâlp ax B Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

6.0 7.2

6.3

7.3

7.5

8.5

8.2

8.3

P sus

9.9

P baza

9.9 9.4

Tabel E 5.1.63. Determinarea armturii transversale - stâlp ax C Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

6.0 7.2

6.3

7.3

7.5

8.5

8.2

8.3

P sus

9.9

P baza

9.9 9.4

Tabel E 5.1.64. Determinarea armturii transversale - stâlp ax D Nivel VEd VRd,max Ønec calcul Øconstructiv Øeff [kN] [kN] [mm] [mm] [mm]

5.6 7.2

4.8

5.2

5.7

6.1

6.1

6.1

P sus

9.0

P baza

9.0 9.4

E 5.1.8.5. Verificarea nodurilor de cadru Nodurile se proiecteaz astfel încât s poat prelua i transmite forele tietoare care acioneaz asupra lor în plan orizontal i în plan vertical. Forta tietoare de proiectare în nod se stabilete corespunztor situaiei plastificrii grinzilor care intr în nod, pentru sensul de aciune cel mai defavorabil al aciunii seismice. Algoritm de calcul Se determin valoarea de proiectare a forei tietoare în nod, Vjhd: - pentru noduri centrale:   c yd s s Rd jhd V f A A V   

 - pentru noduri de capt: c yd s Rd jhd V f A V  

 unde,

1, s s A A ariile armturilor întinse de la partea superioar i, respectiv, inferioar a grinzilor care intr în nod în direcia considerat a aciunii seismice Vc fora tietoare din stâlpul de deasupra nodului corespunztoare situaiei considerate Rd factor de suprarezisten al oelului, egal cu 1,1 Se verific dac fora de compresiune înclinat produs în nod de mecanismul de diagonal comprimat nu va depi rezistena la compresiune a betonului solicitat transversal la întindere: - pentru noduri centrale:

cd c j jhd f h b V 3,0  - pentru noduri de capt: cd c j jhd f h b V

,0  unde,  coeficient de reducere a rezistenei betonului fisurat la for tietoare;

,0 )

/ 1( 6,0     ck f ; d fora axial normalizat în stâlpul de deasupra nodului bj limea de proiectare a nodului; ) 5,0 ; min( c w c j h b b b  

În cazul în care inegalitile nu sunt satisfacute, trebuie crescute dimensiunile nodului (prin creterea dimensiunilor stâlpului) i/sau calitatea betonului. Se determin armtura transversal necesar din nod, sh A , necesar asigurrii integritii acestuia dup fisurarea înclinat: - pentru noduri centrale: ywd d yd s s nec sh f f A A A ) 8,0 1( ) ( 8,0

    - pentru noduri de capt: ywd d yd s nec sh f f A A ) 8,0 1( 8,0

   unde,

1, s s A A ariile armturilor întinse de la partea superioar i, respectiv, inferioar a grinzilor care intr în nod în direcia considerat a aciunii seismice d fora axial normalizat în stâlpul inferior În cazul în care nu exist grinzi care intr în nod în direcie transversal aciunii seismice, pe ambele fee laterale ale nodului, armtura rezultat din calcul, Ash, se sporete cu 25%. Se verific dac armtura vertical care trece prin nod este suficient:   jw jc sh sv h h A A /

unde, hjw distana interax între armturile de la partea superioar i cea inferioar a grinzilor hjc distana interax între armturile marginale ale stâlpilor Armtura orizontal a nodului nu va fi mai mic decât armatura transversal îndesit din zonele critice ale stâlpului. Verificarea nodurilor se prezint sintetic în tabelele E 5.1.65 pân la 80.

Armare transversala stâlpi - cadru interior Tabelul E 5.1.65. Fora tietoare de proiectare în nod asociat sensului pozitiv [kN] Tabelul E 5.1.66. Fora tietoare de proiectare în nod asociat sensului negativ [kN] Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus

-680

-416

-416

-415

-415

-414

-414

P -413

Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus

-680

-416

-416

-415

-415

-414

-414

P

-413

Tabelul E 5.1.67. Verificarea bielei comprimate în nod; sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd d VRd,ma Vjhd Verifi care NEd d VRd,max Vjhd Verifica re NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re [kN]

[kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN]

[kN] [kN] [kN]

[kN] [kN]

0.00 1260 476 OK

0.00

OK

0.00 1513

OK

0.0 1260 152 OK

0.04 1260 266 OK

0.05

OK 259 0.05 1513

OK 239 0.0 1260 156 OK

0.08 1260 423 OK

0.10

OK 526 0.10 1513

OK 510 0.1 1260 350 OK

0.11 1260 408 OK

0.15

OK 785 0.16 1513

OK 805 0.1 1260 324 OK

0.14 1260 584 OK

0.21

OK 1036 0.21 1513 1075 OK 1123 0.2 1260 535 OK

0.17 1260 561 OK

0.26

OK 1282 0.25 1513

OK 1459 0.2 1260 507 OK

0.19 1260 561 OK

0.32

OK 1522 0.30 1513 1028 OK 1809 0.3 1260 507 OK P

0.20 1260 561 OK

0.38

OK 1759 0.35 1513 1013 OK 2166 0.4 1260 507 OK Tabelul E 5.1.68. Verificarea bielei comprimate în nod; sens negativ Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd d VRd,ma Vjhd Verifi care NEd d VRd,max Vjhd Verifica re NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re [kN]

[kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN]

[kN] [kN] [kN]

[kN] [kN]

0.00 1260 152 OK

0.00 1513 730 OK

0.00 1513 730 OK

0.0 1260 476 OK

0.05 1260 156 OK

0.05 1513 573 OK 233 0.05 1513 577 OK 214 0.0 1260 266 OK

0.10 1260 350 OK

0.10 1513 806 OK 490 0.10 1513 806 OK 409 0.0 1260 423 OK

0.16 1260 324 OK

0.16 1513 776 OK 758 0.15 1513 776 OK 575 0.1 1260 408 OK

1123 0.22 1260 535 OK 1036 0.21 1513 1075 OK 1036 0.21 1513 995 OK 717 0.1 1260 584 OK

1459 0.29 1260 507 OK 1282 0.25 1513 982 OK 1324 0.26 1513 915 OK 838 0.1 1260 561 OK

1809 0.36 1260 507 OK 1522 0.30 1513 1028 OK 1624 0.32 1513 958 OK 941 0.1 1260 561 OK P 2166 0.43 1260 507 OK 1759 0.35 1513 1013 OK 1933 0.38 1513 944 OK 1032 0.2 1260 561 OK

Tabelul E 5.1.69. Determinarea armturii transversale necesare din nod - sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b  nec Ash As,b  nec Ash As,b  nec Ash As,b  nec stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

0.00

0.00

0.00

-680 0.00

0.04

0.05

0.05

-416 0.05

0.08

0.10

0.10

-416 0.10

0.11

0.15

0.16

-415 0.16

0.14

0.21

0.21

-415 0.22

0.17

0.26

0.25

-414 0.29

0.19

0.32

0.30

-414 0.36

P

0.20

0.38

0.35

-413 0.43

Tabelul E 5.1.70. Determinarea armturii transversale necesare din nod - sens negativ. Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b  nec Ash As,b  nec Ash As,b  nec Ash As,b  nec stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta stânga dreapta

-680

0.00

0.00

0.00

0.00

-416

0.05

0.05

0.05

0.04

-416

0.10

0.10

0.10

0.08

-415

0.16

0.16

0.15

0.11

-415

0.22

0.21

0.21

0.14

-414

0.29

0.25

0.26

0.17

-414

0.36

0.30

0.32

0.19

P -413

0.43

0.35

0.38

0.20

Tabelul E 5.1.71. Alegerea armturii transversale din nod Nivel Nod ax A i D A nec s ønec øeff Ash eff A nec A eff Verificare

8.6

ok

7.6

ok

8.6

ok

8.5

ok

9.9

ok

9.8

ok

9.7

ok P

9.6

ok Tabelul E 5.1.72. Alegerea armturii transversale din nod Nivel Nod ax B i C A nec s ønec øeff Ash eff A nec A eff Verificare

10.6

ok

10.4

ok

10.2

ok

10.0

ok

11.0

ok

10.7

ok

10.5

ok P

10.2

ok

Armare tranversal stâlpi - cadru exterior Tabelul E 5.1.73. Fora tietoare de proiectare în nod asociat sensului pozitiv [kN] Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As, Vc Vjhd As, Vc Vjhd As, Vc Vjhd As, Vc Vjhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus

-1057

-47

-680

-679

-679

245 1067

-680

-680

293 1019

-680

P

299 1013

-680

Tabelul E 5.1.74. Fora tietoare de proiectare în nod asociat sensului negativ [kN] Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd As,b Vc Vjhd stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus stânga dreapta sus

1057 663 0

680 663 135

679 1140 99

679 1140 118

680 1742 140

680 1742 162

680 1742 162

P

P

P 680 1742 162

P

Tabelul E 5.1.75. Verificarea bielei comprimate în nod; sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd d VRd,ma Vjhd Verifi care NEd d VRd,max Vjhd Verifi car NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN]

0.00 1260 568 OK

0.00

595 OK

0.00 1260 595 OK

0.001260 -47 OK

0.05 1260 308 OK

0.04

445 OK 242 0.05 1260 441 OK 270 0.051260 41 OK

0.09 1260 502 OK

0.09

711 OK 478 0.09 1260 777 OK 538 0.111260 285 OK

0.12 1260 483 OK

0.14

665 OK 697 0.14 1260 721 OK 835 0.171260 250 OK

0.15 1260 660 OK

0.19

963 OK 902 0.18 1260 1067 OK 1154 0.231260 460 OK

0.18 1260 637 OK 1205 0.24

904 OK 109 0.22 1260 999 OK 1492 0.301260 431 OK

1018 0.20 1260 637 OK 1481 0.29

921 OK 126 0.25 1260 1019 OK 1846 0.371260 431 OK P 1129 0.22 1260 637 OK 1766 0.35

915 OK 143 0.28 1260 1013 OK 2211 0.441260 431 OK Tabelul E 5.1.76. Verificarea bielei comprimate în nod; sens negativ Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D NEd d VRd,ma Vjhd Verifi care NEd d VRd,max Vjhd Verifi car NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re NEd d VRd,ma Vjhd Verifica re [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN] [kN]

0.00 1260 -47 OK

0.00

595 OK

0.00 1260 595 OK

0.001260 568 OK

0.05 1260 41 OK

0.05

441 OK 211 0.04 1260 445 OK 245 0.051260 308 OK

0.11 1260 285 OK

0.09

777 OK 440 0.09 1260 711 OK 440 0.091260 502 OK

0.17 1260 250 OK

0.14

721 OK 683 0.14 1260 665 OK 613 0.121260 483 OK

1154 0.23 1260 460 OK

0.18

1067 OK 938 0.19 1260 963 OK 765 0.151260 660 OK

1492 0.30 1260 431 OK 1092 0.22

999 OK 12050.24 1260 904 OK 898 0.181260 637 OK

1846 0.37 1260 431 OK 1269 0.25

1019 OK 14810.29 1260 921 OK 1018 0.201260 637 OK P 2211 0.44 1260 431 OK 1432 0.28

1013 OK 17660.35 1260 915 OK 1129 0.221260 637 OK

Tabelul E 5.1.77. Determinarea armturii transversale necesare din nod - sens pozitiv Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b  Anecsh As,b  Anecsh As,b  Anecsh As,b  Anecsh stânga dreapta stânga dreapta stânga dreap stânga dreapta

0.00

0.00 1442 1140 663 0.00

-1057 0.00 -114

0.05

0.04 1394 1140 663 0.05

-680 0.05

0.09

0.09 1977 1742

0.09

-679 0.11

0.12

0.14 1895 1742

0.14

-679 0.17

0.15

0.19 2448 2233

0.18

-680 0.23

0.18

0.24 2326 2233

0.22

-680 0.30

0.20

0.29 2200 2233

0.25

-680 0.37

P

0.22

0.35 2070 2233

0.28

-680 0.44

Tabelul E 5.1.78. Determinarea armturii transversale necesare din nod - sens negativ Nivel Nod ax A Nod ax B Nod ax C Nod ax D As,b  Anecsh As,b  Anecsh As,b  Anecsh As,b  Anecsh stânga dreapta stânga dreapta stânga dreap stânga dreapta

-1057

0.00 -114

0.00 1442 663

0.00

0.00

-680

0.05

0.05 1387 663

0.04

0.05

-679

0.11

0.09 2131 914

0.09

0.09

-679

0.17

0.14 2050 914

0.14

0.12

-680

0.23

0.18 2725 1362

0.19

0.15

-680

0.30

0.22 2629 1362

0.24

0.18

-680

0.37

0.25 2540 1362

0.29

0.20

P -680

0.44

0.28 2457 1362

0.35

0.22

Tabelul E 5.1.79. Alegerea armturii transversale din nod Nivel Nod ax A i D A nec s ønec øeff Ash eff A nec A eff Verificare

10.5

ok

9.1

ok

10.4

ok

10.2

ok

11.6

ok

11.5

ok

11.4

ok P

11.3

ok Tabelul E 5.1.80. Alegerea armturii transversale din nod Nivel Nod ax B i C A nec s ønec øeff Ash eff A nec A eff Verificare

10.7

ok

10.5

ok

11.0

ok

10.8

ok

12.4

ok

12.2

ok

12.0

ok P

11.8

ok

E 5.2 Proiectarea unei structuri cu pere i structurali din beton armat E 5.2.1. Descrierea construc iei - Amplasament: Bucureti; - În eleva ie: 3S+P+14 etaje; înl ime etaj curent: 3.0m; Înl ime parter: 6.0m; - În plan: Cinci deschideri D=8m; Patru travei t=7m i o travee central de 4m; Func iune: Birouri. Figura 1 con ine, cu rol informativ, planul de cofraj al unui nivel curent al cldirii. Materiale folosite: - Beton C30/37: fck=30 MPa, fcd=20 MPa, E=33x103 MPa; - O el S500: fyk=500 MPa, fyd=435 MPa, E=2x105 MPa ; Caracterizarea amplasamentului: - Accelera ia maxima a terenului (IMR=100 ani): ag=0.30g; - Perioada de col : Tc=1.6 sec. Proiectarea structurii a fost fcut pentru clasa H de ductilitate i clasa de importan  III (I=1.0). E 5.2.2. Predimensionarea elementelor structurale Predimensionarea elementelor structurale reprezint prima etap în calculul acestora. În cazul structurilor din beton armat masa elementelor structurale reprezint o mare parte din încrcrile gravitaionale. Din aceast cauz pentru obinerea preliminar a unor dimensiuni pentru elementele structurale se folosesc formule simplificate derivate din criterii de rigiditate, ductilitate, arhitecturale sau tehnologice.

 X Y Figura E 5.2.1. Plan cofraj planeu etaj curent

E 5.2.2.1. Predimensionarea grinzilor Predimensionarea pe baza criteriilor de rigiditate i a criteriilor arhitecturale Deschidere L=8.0m; Travee t=7.0m. Grinda longitudinal hw= L # $ % & ' (

=

.8

# $ % & ' (  = 1.00 ÷ 0.66 m hw=0.70 m; bw= w h # $ % & ' (

=

.0

# $ % & ' (  = 0.35 ÷ 0.23 m bw=0.30 m; Grinda transversal hw= t# $ % & ' (

=

.7

# $ % & ' (  = 0.875 ÷ 0.583 m hw=0.60 m; bw= w h # $ % & ' (

=

.0

# $ % & ' (  = 0.30 ÷ 0.20 m bw=0.30 m. E 5.2.2.2. Predimensionarea plcilor Predimensionarea pe baza criteriilor de rigiditate i izolare fonic În faza de predimensionare se consider lumina aproximativ egal cu deschiderea interax. Trama tipic este 8 x7m, placa fiind armat pe doua direc ii. Pentru limitarea sge ilor verticale i ob inerea unor procente de armare economice se pot utiliza urmtoarele condi ii :  hsl=180 P + 20 mm; L0 = L-bw = 8.00-0.30 = 7.70 m; t0 = t-bw = 7.00-0.30 = 6.70 m; P = 2(L0+ t0) = 2(7.70+6.70) = 28.80 m; L0 i t0 - deschiderile de calcul pe cele dou direc ii; P - perimetrul plcii;  hsl>130 mm, din motive de izolare fonic Se alege hsl=18cm.

Evaluarea încrcrilor gravita ionale în situa ia de proiectare la cutremur Se detaliaz gruparea ac iunilor, respectiv gruparea efectelor structurale ale ac iunilor, care con in ac iunea seismic . "  n j 1 Gk,j +  Ie AEk + !2,i Qk,i unde: Gk,j - efectul ac iunii permanente j , luat cu valoarea caracteristic; Qk,i - efectul pe structur al ac iunii variabile i, luat cu valoarea caracteristic; AEk - valoarea caracteristic a ac iunii seismice ce corespunde intervalului mediu de recuren  pentru Starea Limita Ultima (ULS); ! 2,i - coeficient pentru determinarea valorii cvasipermanente a ac iunii variabile i ;  Ie - coeficient de importan  i expunere a cldirii. Valorile caracteristice Gk i Qk sunt valorile normate ale ac iunilor conform standardelor de încrcri. Pentru încrcrile din zpad i cele datorate exploatrii #2= 0.4. Tabelul E 5.2.1 Evaluarea încrcrilor pe placa de planeu a nivelului curent Încrcare qn (kN/m2) nld nsd qld (kN/m2) qsd (kN/m2) Greutate proprie plac 4.5 1.0 1.35 4.5 6.075 Încrcare util 2.5 0.4 1.5

3.75 Încrcare din compartimentri i pardoseal 2.07 1.0 1.35 2.07 2.79 7.57 12.615 Tabelul E 5.2.2 Evaluarea încrcrilor pe grinzile perimetrale la nivelul curent Încrcare qn (kN/m2) nld nsd qld (kN/m2) qsd (kN/m2) Încrcare din închideri 3.0 1.0 1.35 3.0 4.05 Tabelul E 5.2.3 Evaluarea încrcrilor pe placa de planeu a ultimului nivel Încrcare qn (kN/m2) nld nsd qld (kN/m2) qsd (kN/m2) Greutate proprie plac 4.5 1.0 1.35 4.5 6.075 Încrcare din Termo-Hidroizola ie 3.85 1.0 1.35 3.85 5.2 Încrcare util 0.75 0.4 1.5 0.3 1.125 Încrcare din zpad

0.4 1.5 0.8 3.0 9.45 15.4

E 5.2.2.3. Predimensionarea stâlpilor Deoarece stâlpii structurii nu sunt elemente care particip la preluarea forei laterale, acest rol fiind îndeplinit de ctre pereii structurali, ei se vor proiecta ca elemente secundare. Criteriile referitoare la inl imea relativ a zonei comprimate sunt mai puin restrictive, acceptându-se un nivel mai mare al compresiunii în stâlpi decât în cazul celor ce alctuiesc structurile în cadre de beton armat, cu rol principal în preluarea ac iunilor seismice. Astfel, conform paragrafului 5.6.2.4 din [1], for a axial adimensional din stâlpi se recomand a nu depi valoarea de 0,7.

1. Stâlp marginal Aria aferent stâlpului marginal : Aaf= 8·3.5= 28m2 Încrcri : - greutate proprie stâlp Ngp=0.50·0.50·25·(14·3+6) Ngp=300 kN - greutate grinzi Ngr=15·0.30·0.70·8·25+15·0.30·0.60·3.50·25 Ngr=866.30 kN Ntot= 300+866.3+(14·28·7.57+1·28·9.45)+13·8·3+8·5.07 = 4751 kN rec=0.7 b= 7.0

=682 mm

2. Stâlp de col Aria aferent stâlpului de col : Aaf= 4.0·3.5= 14.0 m2 Ntot= 300+15·25·(0.3·0.7·4+0.3·0.6·3.5)+(14·14·7.57+1·14·9.45)+3·7.5+5.07·7.5 = 2528 kN bcm=hcm = 7.0

=425mm

3. Stâlp interior Aria aferent stâlpului interior: Aaf= 8·7= 56 m2 Ntot=300+12·25·(0.3·0.7·8+0.3·0.6·7)+14·56·7.57+56·9.45 = 7867 kN rec=0.7 bcc=hcc = 7.0

=750 mm. Se aleg: - pentru stâlpi marginali i de col : bc=70 cm; - pentru stâlpi interiori: bc=75 cm.

E 5.2.3. Calculul structurii conform CR 2-1-1.1 E 5.2.3.1. Evaluarea încrcrilor seismice: For a tietoare de baz corespunztoare modului propriu fundamental, pentru fiecare direc ie principal, se determin cu rela ia: Fb = 1·Sd(T1) · m· în care: 1,e - factorul de importan  – expunere la cutremur a construc iei; pentru cldiri obinuite 1,e = 1; a. În direc ia Y (direc ia pere ilor cupla

i): Sd(T1) - ordonata spectrului de proiectare corespunztor perioadei proprii fundamentde vibra ie T1. Pentru oraul Bucureti i perioada T1 Sd(T1)= q T ag ) (   qy - factorul de comportare al structurii; pentru structuri redundante cu pere i cupla i din beton armat, regulate în plan i în eleva ie, pentu clasa H de ductilitate, se ia: a. q= q0

) )u = 5.0 ·1.25 = 6.25, pentru DCH; b. q= q0

) )u = 3.5 ·1.25 = 4.375, pentru DCM. b. În direc ia X (direc ia pere ilor izola

i): Sd(T1) - ordonata spectrului de proiectare corespunztor perioadei proprii fundamentale de vibra ie T1. Pentru oraul Bucureti i perioada T1 Sd(T1)= q T ag ) (   qx - factorul de comportare al structurii; pentru structuri redundante în cadre din beton armat, regulate în plan i în eleva ie, pentu clasa H de ductilitate, se calculeaz:

a. q=q0

) )u = 4.0 ·1.15 = 4.60, pentru DCH; b. q=q0

) )u = 3.0 ·1.15 = 3.45, pentru DCM; ag - accelera ia orizontala maxim a terenului, pentru Bucureti ag = 0,30 g; (T) - spectru normalizat de rspuns elastic; T1 - perioada proprie de vibra ie a structurii; m - masa total a cldirii calculat ca sum a maselor de nivel; ;

" "     n i i n i i g G m m

~ - factor de corecie care ine seama de contribuia modului propriu fundamental la rspunsul seismic al structurii: =0,85 pentru T1 =1,0 pentru restul construc iilor. Calculul coeficientului seismic „c”: c = 1·Sd(T1) ·/g = FTb/G a. În direc ia pere ilor cupla i: 1. DCH cy= 1·0.12·0.85 = 0.102

2. DCM cy= 1·0.171·0.85 = 0.146 b. În direc ia pere ilor izola i:

1. DCH cx= 1·0.163·0.85 = 0.139

2. DCM cx= 1·0.217·0,85 =0.185 E 5.2.3.2. Verificarea deplasrilor laterale E 5.2.3.2.1. Verificarea la starea limit de serviciu (SLS) Aceast verificare are ca scop asigurarea continuitii în funcionare a cldirii în urma unui cutremur de intensitate mic, cu probabilitate mare de apariie pe durata de via a construciei (IMR= 30 ani). Acest deziderat se realizeaz prin limitarea degradrii elementelor nestructurale i a componentelor instalaiilor construciei. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: dr SLS = qdre  dr,a SLS dr SLS - deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismic asociat SLS;  - factor de reducere care ine seama de intervalul de recuren al aciunii seismice asociate verificrilor pentru SLS. Valoarea factorului  este 0.5;. q - factorul de comportare specific tipului de structur; dre - deplasarea relativ a aceluiai nivel, determinat prin calcul static elastic sub încrcri seismice de proiectare; dr,a SLS - valoarea admisibil a deplasrii relative de nivel: dr,a SLS=0.005. E 5.2.3.2.2. Verificarea la starea limit ultim (ULS) Starea limit ultim mai este întalnit în bibliografie ca starea limit de siguran a vieii. Este deci uor de intuit c aceast verificare are drept scop evitarea pierderilor de viei omeneti la atacul unui cutremur major. În acest scop, limitarea deplasrilor laterale are ca efect prevenirea apariiei unor degradri suficient de mari încât s produc prbuirii totale a elementelor nestructurale. Verificarea la deplasare se face pe baza expresiei: dr ULS = cqdre  dr,a ULS dr ULS - deplasarea relativ de nivel sub aciunea seismic asociat ULS; q - factorul de comportare specific tipului de structur;

dre - deplasarea relativ a aceluiai nivel, determinat prin calcul static elastic sub încrcri seismice de proiectare; c - coeficient de amplificare al deplasrilor, care ine seama c pentru T este perioada de control a spectrului de rspuns) deplasrile seismice calculate în domeniul inelastic sunt mai mari decât cele corespunztoare rspunsului seismic elastic. Valorile c se aleg conform relaiei: 7.1 3,2

q T T T c C C     ;

dr,a ULS - valoare admisibil a deplasrii relative de nivel, egal cu 0.025h (unde h este înlimea de nivel). Tabelul E 5.2.4 Factori de comportare i coeficieni de reducere Direc ie Clasa q c cmax Long. DCH 4.60 1.56 1.60 DCM 3.45 1.38 Trans. DCH 6.25 1.86 DCM 4.38 1.56

Tabelul E 5.2.5 Verificarea deplasrilor laterale în direc ia longitudinal Tabelul E 5.2.6 Verificarea deplasrilor laterale în direc ia transversal DCH DCM Nivel Direc ie dr e, DCH (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif. dr e, DCM (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif. E14 Transversal 0.0012 0.0039 0.005 0.0120 0.025 ok 0.0019 0.0041 0.005 0.0113 0.025 ok E13 0.0013 0.0041 0.0127 ok 0.0019 0.0042 0.0117 ok E12 0.0013 0.0041 0.0127 ok 0.0020 0.0044 0.0121 ok E11 0.0014 0.0043 0.0133 ok 0.0020 0.0044 0.0123 ok E10 0.0014 0.0044 0.0137 ok 0.0021 0.0046 0.0127 ok E9 0.0014 0.0044 0.0137 ok 0.0021 0.0045 0.0125 ok E8 0.0014 0.0044 0.0137 ok 0.0021 0.0045 0.0125 ok E7 0.0014 0.0043 0.0133 ok 0.0021 0.0045 0.0125 ok E6 0.0014 0.0043 0.0133 ok 0.0020 0.0044 0.0121 ok E5 0.0013 0.0041 0.0127 ok 0.0019 0.0042 0.0115 ok E4 0.0012 0.0038 0.0117 ok 0.0018 0.0039 0.0109 ok E3 0.0011 0.0033 0.0104 ok 0.0015 0.0034 0.0093 ok E2 0.0009 0.0029 0.0091 ok 0.0014 0.0030 0.0083 ok E1 0.0008 0.0024 0.0075 ok 0.0011 0.0023 0.0065 ok P 0.0004 0.0013 0.0039 ok 0.0006 0.0012 0.0034 ok DCH DCM Nivel Direc ie dr e, DCH (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif dr e, DCM (m) dr SLS (m) dra SLS (m) dr ULS (m) dra ULS (m) Verif. E14 Longitudinal 0.0016 0.0037 0.005 0.0115 0.025 ok 0.0021 0.0037 0.005 0.0136 0.025 ok E13 0.0017 0.0039 0.0122 ok 0.0022 0.0039 0.0142 ok E12 0.0017 0.0040 0.0125 ok 0.0023 0.0039 0.0144 ok E11 0.0018 0.0041 0.0127 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E10 0.0018 0.0042 0.0132 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E9 0.0018 0.0041 0.0129 ok 0.0024 0.0041 0.0153 ok E8 0.0018 0.0041 0.0129 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E7 0.0018 0.0041 0.0129 ok 0.0024 0.0041 0.0150 ok E6 0.0018 0.0041 0.0127 ok 0.0023 0.0039 0.0144 ok E5 0.0016 0.0038 0.0117 ok 0.0022 0.0038 0.0140 ok E4 0.0016 0.0036 0.0113 ok 0.0020 0.0035 0.0127 ok E3 0.0014 0.0032 0.0101 ok 0.0018 0.0031 0.0114 ok E2 0.0012 0.0028 0.0086 ok 0.0015 0.0026 0.0097 ok E1 0.0010 0.0022 0.0069 ok 0.0012 0.0021 0.0078 ok P 0.0005 0.0012 0.0038 ok 0.0007 0.0012 0.0042 ok

E 5.2.3.3. Dimensionarea elementelor structurale - calculul pere ilor Proiectarea structurii conform principiului ierarhizrii capacitilor de rezisten presupune stabilirea unor zone în care se vor concentra deformaiile plastice din timpul exercitrii unei aciuni seismice intense. Aceste zone, denumite zone critice, beneficiaz de o detaliere special, cu scopul de a le înzestra cu capacitatea de deformare necesar disiprii histeretice a unei cantiti cât mai mare de energie. Zona critic, în cazul pereilor structurali, izolai sau cuplai, este zona de la baza acestora (situat deasupra nivelului superior al infrastructurii sau fundaiilor), având lungimea: hcr = max {lw, Hw/6}  hs, pentru cldiri cu cel mult 6 niveluri  2hs, pentru cldiri cu peste 6 niveluri în care: Hw - înlimea peretelui lw - lungimea sec iunii peretelui. Pentru a ob ine o micorare a forei seismice pereii structurali au fost proiectai ca având o grosime variabil pe înlime. Grosimile pereilor pe înl imea structurii sunt prezentate în tabelul de mai jos: Tabelul E 5.2.7 Grosimi pere i structurali Grosimi perei (cm) Perete Izolat longitudinal Cuplat transversal Varianta DCH DCM DCH DCM E10…E14

E4…E9

P…E3

E 5.2.3.3.2. Calculul pere ilor izola i la moment încovoietor Valorile de dimensionare, M, ale momentelor încovoietoare în sec iunile orizontale ale pere ilor structurali se determin cu rela iile:

a) în suprastructur, pentru zona A: MEd = M’Ed,o

b) în suprastructur, pe înl imea zonei B: MEd= kM  M’Ed M’Ed - momentul încovoietor din încrcrile seismice de proiectare, incluzând eventualele corecii rezultate în urma redistribuiei eforturilor între perei. kM - un coeficient de corecie a momentelor încovoietoare din perei: - în zona A: kM = 1,0; - în zona B:

kM = 1,30 pentru clasa de ductilitate DCH; kM = 1,15 pentru clasa de ductilitate DCM. Pentru montan ii izola i:  - raportul dintre valoarea momentului capabil de rasturnare, MRd, calculat la baza suprastructurii (la baza zonei A), asociat mecanismului de plastificare a peretelui structural individual, i valoarea momentului de rsturnare, MEd, corespunztor încrcrilor seismice de calcul. Stabilirea necesit ii unui calcul al ductilit ii se face în func ie de înl imea relativ a zonei comprimate. Daca valorile max depesc: 0,100 ( + 2), în cazul proiectrii pentru clasa DCH i 0,135 ( + 2), în cazul proiectrii pentru clasa DCM, sunt necesare msuri speciale de confinare a zonelor confinate de beton. Exemplificarea calculului în cazul peretelui longitudinal izolat

1. Clasa H de ductilitate lw = 8.85 m; Hw = 48 m; hcr = max{lw, Hw/6} = max{8.85; 8} hcr = 8.85 m Prin urmare, zona A se va extinde pe înlimea parterului i a primului etaj (9.0 m). Calculul armturii longitudinale este prezentat în tabelele 5.2.8…5.2.20 pentru pere ii izola i. În aceste tabele semnifica ia termenilor este: P - for a axial determinat în urma analizei; MRd - momentul capabil pentru armarea propus; Armrile obinute sunt prezentate în Figura 2. Armare vertical: In bulb: 1828 + 625 Pe inima: 212/200 Tabelul E 5.2.8 Armare longitudinal zona A, nivelul 1 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm) 

P8 GSSXENN Jos -18281 -123724

1.04

GSSXENP Jos -17116

1.01

GSSXEPN Jos -18362 -121956

1.06

GSSXEPP Jos -17035

1.02

Tabelul E 5.2.9 Armare longitudinal zona A, nivelul 2 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm)

P8 GSSXENN Jos -16755 -90013

GSSXENP Jos -15624

GSSXEPN Jos -16832 -88706

GSSXEPP Jos -15547

Tabelul E 5.2.10 Verificarea necesarului de armatur suplimentar pentru confinare N.A. xu Comb. u max

GSSXENN 0.214 0.304 DA

GSSXENP 0.192 0.301 DA

GSSXEPN 0.215 0.306 DA

GSSXEPP 0.190 0.302 DA Tabelul E 5.2.11 Armare longitudinal zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXENN Jos -1317

1.039

2016 210/

-2472

-3628

-4785

-5944 -1124 -1517

-7134 -6099 -8234

-8325 -12373 -16706

-9517 -19929 -26908

-10710 -28701 -38751

-11903 -38672 -52214

-13096 -49699 -67103

-14317 -62035 -83758

2422 212/

-15537 -75460 -101885

Tabelul E 5.2.12 Armare longitudinal zona B Tabelul E 5.2.13 Armare longitudinal zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXEPN Jos -1319

1.055

2016 210/

-2480

-3642

-4805

-5969 -1096 -1504

-7165 -6001 -8232

-8363 -12185 -16716

-9561 -19630 -26930

-10760 -28270 -38784

-11960 -38092 -52258

-13159 -48955 -67161

-14386 -61114 -83842

2422 212/

-15610 -74348 -101997

Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXENP Jos -1228 -3820 1.011 -5020

2016 210/

-2296 -4850 -6374

-3362 -4376 -5751

-4430 -2285 -3003

-5499

-6598

-7700

-8804

-9911

-11023

-12141

-13294

2422 212/

-14455

Tabelul E 5.2.14 Armare longitudinal zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXEPP Jos -1225 -3779 1.024 -5030

2016 210/

-2287 -4789 -6375

-3349 -4321 -5751

-4411 -2261 -3009

-5474

-6567

-7662

-8760

-9861

-10967

-12079

-13226

2422 212/

-14382

2. Clasa M de ductilitate Armare efectiva: In bulb: 1232 + 2428 Pe inima: 216/200 Tabelul E 5.2.15 Armare longitudinal zona A, nivelul 1 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm) 

P8 GSSXENN Jos -18637 -168203

1.028

GSSXENP Jos -17120

1.004

GSSXEPN Jos -18741 -165702

1.045

GSSXEPP Jos -17016

1.018 Tabelul E 5.2.16 Armare longitudinal zona A, nivelul 2 Nivel Perete Comb. Loc P (kN) MEd (kNm) MRd (kNm)

P8 GSSXENN Jos -17046 -122828

GSSXENP Jos -15573

GSSXEPN Jos -17146 -120952

GSSXEPP Jos -15473

Tabelul E 5.2.17 Verificarea necesarului de armtur suplimentar pentru confinare N.A. xu Comb. u lim

209.7

GSSXENN 0.207 0.409 DA 228.3

GSSXENP 0.186 0.406 DA 208.4

GSSXEPN 0.208 0.411 DA 229.5

GSSXEPP 0.184 0.407 DA

Armare longitudinal zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXENN Jos -1333

1.028

2016 210/

-2503

-3676

-4849

-6023 -2066 -2442

-7229 -8845 -10456

-8436 -17381 -20546

-9644 -27650 -32685

-10852 -39559 -46763

-12060 -53112 -62785

2418 212/

-13266 -67984 -80365

-14530 -84839 -100289

1828+ 625 214/

-15790 -103069 -121840

Tabelul E 5.2.18 Armare longitudinal zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXENP Jos -1216 -4989 1.004 -5759

2016 210/

-2272 -6275 -7244

-3328 -5538 -6393

-4384 -2636 -3043

-5441

-6528

-7618

-8711

-9809

-10911

2418 212/

-12021

-13195

1828+ 625 214/

-16329

Tabelul E 5.2.19 Armare longitudinal zona B Tabelul E 5.2.20 Armare longitudinal zona B Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXEPP Jos -1213 -4936 1.018 -5777

2016 210/200

-2262 -6202 -7258

-3310 -5480 -6414

-4359 -2628 -3076

-5408

-6487

-7569

-8654

-9743

-10838

2418 212/200

-11939

-13107

1828+ 625 214/200

-14285

Nivel Perete Comb. Loc P (kN) M’Ed (kNm)  MEd (kNm) MRd (kNm) Armare Bulb Inim

P8 GSSXEPN Jos -1336

1.045

2016 210/

-2514

-3693

-4874

-6056 -1992 -2395

-7270 -8671 -10423

-8485 -17079 -20530

-9701 -27192 -32686

-10917 -38921 -46784

-12133 -52270 -62830

2418 212/

-13347 -66921 -80441

-14618 -83515 -100388

1828+ 625 214/

-15885 -101469 -121970

  Figura E 5.2.2. Armare longitudinal perete izolat longitudinal P8..P11, clasa de ductilitate H

 Figura E 5.2.3. Armare longitudinal perete izolat longitudinal P8..P11, clasa de ductilitate M

Med + (kNm) Med - (kNm) As1 nec (mm2) As1 ef (mm2) MRb + (kNm)

-3131

225 + 322

As2 nec (mm2) As2 ef (mm2) MRb - (kNm) Qas (kN)

225 + 322

E 5.2.3.3.3. Calculul pere ilor cupla i la moment încovoietor E 5.2.3.3.3.1. Armarea longitudinal a grinzilor de cuplare Armarea grinzilor de cuplare se poate face în dou moduri: cu bare ortogonale sau cu carcase înclinate. De cele mai multe ori, dimensiunile grinzilor fiind dictate de cele ale golurilor, condiiile din cod referitoare la seciunea de beton a riglelor implic, de fapt, alegerea unuia din cele dou moduri de detaliere, al doilea fiind cel recomandat în cazul structurilor ce fac parte din clasa H. În cazul grinzilor de cuplare cu carcase înclinate, aria de armatura înclinat se determin cu relaia : VEd  2Asi fyd,i sin Exemplu :

1. Clasa H de ductilitate a. Rigla de cuplare parter (400x45 cm) Vmax = 2373 kN de armare cu bare ortogonale. Tabelul E 5.2.21 Armare grind de cuplare parter

b. Rigla de cuplare etaj curent (150x40/25 cm) Tabelul E 5.2.22 Armare grind de cuplare etaj curent Nivel Perete Comb. Loc (m) MEd (kNm) Ved (kN) As nec (mm2) As ef (mm2) Qcap (kN) Qas (kN) Armare carcas

B48 GSSYENN 0.4 -789

816

3.6

0.4 -813

3.6

0.4 -837

3.6

0.4 -862

3.6

0.4 -1207

818

3.6

0.4 -1223

3.6

0.4 -1226

3.6

0.4 -1211

3.6

0.4 -1175

3.6

0.4 -1113

818

3.6

0.4 -1284

3.6

0.4 -1132

418 + 416

3.6

0.4 -942

3.6

c. Rigla de cuplare ultimul etaj (50x25cm) Tabelul E 5.2.23 Armare grind de cuplare ultimul nivel Med + (kNm) Med - (kNm) As1 nec (mm2) As1 ef (mm2) MRb + (kNm)

-50

418

As2 nec (mm2) As2 ef (mm2) MRb - (kNm) Qas (kN)

418

2.Clasa M de ductilitate Tabelul E 5.2.24 Armare grind de cuplare etaj curent Nivel Perete Comb. Loc (m) MEd (kNm) Ved (kN) As nec (mm2) As ef (mm2) Qcap (kN) Qas (kN) Armare carcas

B48 GSSYENN 0.4 -931

816

3.6

0.4 -955

3.6

0.4 -979

3.6

0.4 -1001

3.6

0.4 -1401

818

3.6

0.4 -1409

3.6

0.4 -1402

3.6

0.4 -1375

3.6

0.4 -1323

3.6

0.4 -1242

818

3.6

0.4 -1428

3.6

0.4 -1249

418 + 416

3.6

0.4 -1031

3.6

E 5.2.3.3.4. Armarea longitudinala a pere ilor cupla i În cazul pere ilor cupla i, pentru fiecare montant suprarezisten a, , se calculeaz în modul urmtor:    

    q L V L V M L V L V M r i r i Edb l i l i Edb Ed r i r i Edb l i l i Edb Rd  " "  ,   ,  , " "     

, ,

, , ,

,

.0

în care: MRd,0 - momentul capabil la baza montantului considerat V’Edb,i - fora tietoare produs în grinda „i” din stânga (V’l Edb,i) sau dreapta (V’r Edb,i) montantului, sub încrcrile seismice de proiectare VEdb,i - fora tietoare din grinda „i” din stânga (Vl Edb,i) sau dreapta (Vr Edb,i) montantului, asociat atingerii momentului capabil, incluzând efectul suprarezistenei; Li - distana msurat din axul grinzii „i” pân în centrul de greutate al seciunii montantului considerat.

Armare vertical In bulb: 1928 hcr= 8.00 Pe inima: 312/200 Red%= 28.82 Tabelul E 5.2.25 Armare longitudinal zona A- montantul întins Nivel Pier Loc Ng1 (kN) `Vedb,i r (kN) 0.85`Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) MS1 (kNm) M'Ed1 (kNm) `V'edb,i r (kN) Mrd1 (kNm) 1

P4 Sus

Jos

Sus

Jos

1.026 Tabelul E 5.2.26 Armare longitudinal zona A- montantul comprimat Nivel Pier Loc Ng2 (kN) `Vedb,i l (kN) 0.85`Vedb,i r (kN) Nc2 (kN) MS2 (kNm) M'Ed2 (kNm) `V'edb,i l (kN) Mrd2 (kNm) 2

P3 Sus

Bot

Sus

Bot

1.134 Tabelul E 5.2.27 Necesitatea prevederii de armtur de confinare suplimentar Montant lim xlim x u x Intins 0.303

0.048 DA Comprimat 0.313

0.363 NU Red %= 28.8 1= 1.026 MSo1=

1MSo1*=

kM= 1.3

2= 1.134

MSo2=

2MSo2*=

For a axial de calcul în montant se ob ine pornind de la for a dat de încrcrile gravita ionale din gruparea special, adunând sau scazând, dup caz, o for a axial asociat plastificrii riglelor de cuplare, egal cu suma for elor tietoare asociate momentelor încovoietoare capabile. Se consider ca nu toate riglele se plastific i, prin urmare, aceast sum se amplicific cu un coeficient subunitar egal cu 0.85. Între cei doi montan i se permite o redistribuire a momentului încovoietor, deoarece în analiz ambii au fost prevzu i cu aceeai rigiditate. În realitate, rigidit ile celor doi montan i sunt foarte diferite, unul fiind întins iar cellalt comprimat. Dac în modelarea pere ilor s-ar fi inut cont de acest aspect, acetia s-ar fi încrcat de la sine cu momente încovoietoare cu valori diferite. Redistribu ia de momente între cei doi montan i are ca efect o redistribu ie echivalent a for ei tietoare care trebuie luat în calculul armturii transversale.

1. Clasa H de ductilitate

Armare longitudinal zona B- montant întins Etaj Perete Loc MS1 (kNm) M*S1 (kNm) MEd1 (kNm) Ng1 (kN) 0.85 `Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) MRd1 (kNm) Armare Bulb Inim

P4 Sus

1616 210/

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos -765 -545

Sus

1616 212/

Jos -3535 -2516

Sus

Jos -7205 -5128

Sus -1630 -1160

Jos -11841 -8428

Sus -6338 -4511

Jos -17422 -12400

Sus -12084 -8601

Jos -23988 -17074

722+ 916+ 212/

Sus -18930 -13474

Jos -31508 -22426

Sus -25996 -18503

525+ 1422 312/

Jos -39890 -28392

Sus -35023 -24928

Jos -49297 -35088

Tabelul E 5.2.28 Armare longitudinal zona B- montant comprimat Etaj Perete Loc MS2 (kNm) M*S2 (kNm) MEd2 (kNm) Ng2 (kN) Nc2 (kN) MRd2 (kNm)

P3 Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos -695 -915

Sus

Jos -3387 -4406

Sus

Jos -7019 -9095

Sus -1912 -2382

Jos -11642 -15055

Sus -6621 -8448

Jos -17231 -22253

Sus -12390 -15873

Jos -23832 -30746

Sus -19286 -24742

Jos -31433 -40515

Sus -26380 -33874

Jos -39825 -51323

Sus -35431 -45526

Jos -49324 -63533

2. Clasa M de ductilitate Armare vertical: In bulb: 2632 Red% Pe inima: 316/200 27.42 Tabelul E 5.2.29 Armare longitudinal zona A- montantul întins Etaj Perete Loc Ng1 (kN) `Vedb,i r (kN) 0.85 `Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) MS1 (kNm) M'Ed1 (kNm) `V'edb,i r (kN) Mrd1 (kNm) 1

P4 Sus

Jos

Sus

-375

Jos

1.012 Tabelul E 5.2.30 Armare longitudinal zona A- montantul comprimat Etaj Perete Loc Ng2 (kN) `Vedb,i l (kN) 0.85 `Vedb,i r (kN) Nc2 (kN) MS2 (kNm) M'Ed2 (kNm) `V'edb,i l (kN) Mrd2 (kNm) 2

P3 Sus

Jos

Sus

Jos

0.990 Red %= 27.4 1= 1.012 MS01=

1MSo1*=

kM= 1.15

2= 0.990

MS02=

2MSo2*=

Tabelul E 5.2.31 Armare longitudinal zona B- montant întins Etaj Perete Loc MS1 (kNm) M*S1 (kNm) MC1 (kNm) Ng1 (kN) 0.85 `Vedb,i r (kN) Nc1 (kN) Mrd1 (kNm) Armare Bulb Inim

P4 Sus

2014 210/

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos -1249 -906

Sus

2014 212/

Jos -5898 -4281

Sus

Jos -11890 -8630

Sus -5127 -3721

Jos -19361 -14052

Sus -12730 -9239

Jos -28274 -20521

Sus -21890 -15888

2622 212/

Jos -38706 -28092

Sus -32707 -23738

Jos -50585 -36714

Sus -44138 -32034

728+ 1925 314/

Jos -64113 -46532

Sus -58458 -42427

Jos -79059 -57380

Tabelul E 5.2.32 Armare longitudinal zona B- montant comprimat Etaj Perete Loc MS2 (kNm) M*S2 (kNm) MC2 (kNm) Ng2 (kN) Nc2 (kN) Mrd2 (kNm)

P3 Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos

Sus

Jos -1209 -1551

Sus

Jos -5747 -7364

Sus

Jos -11689 -14949

Sus -5472 -6878

Jos -19142 -24451

Sus -13069 -16560

Jos -28066 -35819

Sus -22251 -28253

Jos -38539 -49153

Sus -33119 -42087

Jos -50513 -64384

Sus -44585 -56689

Jos -64037 -81618

Sus -58907 -74937

Jos -79072 -100752

 Figura E 5.2.4. Armare longitudinal perete cuplat transversal P1, P2, P5, P6, clasa de ductilitate H

 Figura E 5.2.5. Armare longitudinal perete cuplat transversal P1, P2, P5, P6, clasa de ductilitate M

E 5.2.3.3.5. Calculul la for  tietoare

(1) Calculul la for  tietoare const în efectuarea a trei verificri: - Verificarea sec iunii de beton în ceea ce privete capacitatea de a prelua eforturile principale de compresiune; - Verificarea armturilor transversale din inim; - Verificarea rosturilor orizontale.

(2)

a) Verificarea diagonalei comprimate de beton Valorile de proiectare VEd ale forelor tietoare din pere i se calculeaz astfel: VEd = kV  V’Ed cu 1,5  kV   q, unde: kV = 1,2 pentru clasa de ductilitate DCH i kV = 1,0 pentru clasa de ductilitate DCM. For a tietoare maxim: VEd  0,15 bwo lw fcd, pentru DCH i VEd  0,18 bwo lw fcd, în cazul DCM, în care: bw, lw - grosimea i lungimea (pe orizontal) a inimii peretelui i fcd - valoarea de proiectare a rezistenei la compresiune a betonului.

(3)

b) Verificarea armturilor transversale din inim Pentru pere ii la care Hw / lw,  1,dimensionarea armturilor se face astfel: -în zona A se consider c for a tietoare este preluat doar de armturile orizontale din inima peretelui intersectate de o fisur înclinat la 45°: VEd  Ash fyd,h; - în zona B se consider i aportul betonului din zona comprimat în preluarea for ei tietoare: VRd,c = 0,5cpbwolw. cp reprezint efortul unitar mediu de compresiune în perete, cp=NEd/Ac; ne este numrul de bare orizontale din inima peretelui.

1. Clasa de ductilitate H ne=2, 0.15bw0lwfcd=9293kN Tabelul E 5.2.33 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXENN -1320 283.7 1.039

0.408

50.3

Ok

-2479 -672 -837 -1008

0.767 -1008

50.3

Ok

-3638 -1200 -1495 -1799

1.125 -1799

50.3

Ok

-4799 -1760 -2194 -2640

1.484 -2640

50.3

Ok

-5961 -2247 -2800 -3370

1.844 -3370

50.3

Ok

-7153 -2760 -3440 -4140

1.993 -4140

78.5

Ok

-8348 -3193 -3980 -4790

2.325 -4790

78.5

Ok

-9543 -3610 -4499 -5415

2.658 -5415

78.5

Ok

-10740 -3990 -4972 -5984

2.992 -5984

78.5

Ok

-11936 -4352 -5424 -6528

3.325 -6528

78.5

Ok

-13132 -4619 -5757 -6929

3.658 -6929

78.5

Ok

-14386 -5029 -6268 -7544

3.644 -7544

113.1

Ok

-15638 -5256 -6551 -7885

3.961 -7885

113.1

Ok

-16887 -5500 -6855 -8251

- 4.278 -8251

153.9

Ok

-18473 -5891 -7342 -8837

- 4.680 -8837

153.9

Ok Tabelul E 5.2.34 Armare transversal perete izolat longitudinal,DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXENP -1232 -314 1.011 -391 -471

0.381 -471

50.3

Ok

-2304 665.3

0.713

50.3

Ok

-3375

1.044

50.3

Ok

-4447

1.376

50.3

Ok

-5520

1.708

50.3

Ok

-6624

1.845

78.5

Ok

-7730

2.153

78.5

Ok

-8838

2.462

78.5

Ok

-9951

2.772

78.5

Ok

-11067

3.083

78.5

Ok

-12190

3.396

78.5

Ok

-13377

3.389

113.1

Ok

-14571

3.691

113.1

Ok

-15773

- 3.996

153.9

Ok

-17327

- 4.389

153.9

Ok

Tabelul E 5.2.35 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXEPN -1323 295.8 1.055

0.409

50.3

Ok

-2487 -650 -810 -974

0.769 -974

50.3

Ok

-3652 -1169 -1456 -1753

1.130 -1753

50.3

Ok

-4818 -1720 -2144 -2580

1.491 -2580

50.3

Ok

-5986 -2199 -2741 -3299

1.852 -3299

50.3

Ok

-7185 -2706 -3373 -4059

2.001 -4059

78.5

Ok

-8386 -3133 -3904 -4699

2.336 -4699

78.5

Ok

-9588 -3543 -4416 -5315

2.671 -5315

78.5

Ok

-10791 -3917 -4882 -5876

3.006 -5876

78.5

Ok

-11993 -4274 -5327 -6411

3.341 -6411

78.5

Ok

-13195 -4539 -5657 -6808

3.676 -6808

78.5

Ok

-14455 -4939 -6156 -7409

3.662 -7409

113.1

Ok

-15712 -5166 -6438 -7749

3.980 -7749

113.1

Ok

-16965 -5413 -6747 -8120

- 4.298 -8120

153.9

Ok

-18555 -5801 -7230 -8701

- 4.701 -8701

153.9

Ok Tabelul E 5.2.36 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCH Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXEPP -1229 -326 1.024 -406 -489

0.380 -489

50.3

Ok

-2296

0.710

50.3

Ok

-3361

1.040

50.3

Ok

-4427

1.370

50.3

Ok

-5494

1.700

50.3

Ok

-6592

1.836

78.5

Ok

-7692

2.143

78.5

Ok

-8794

2.450

78.5

Ok

-9900

2.758

78.5

Ok

-11010

3.067

78.5

Ok

-12127

3.378

78.5

Ok

-13308

3.371

113.1

Ok

-14497

3.673

113.1

Ok

-15695

- 3.976

153.9

Ok

-17245

- 4.369

153.9

Ok

Tabelul E 5.2.37 Armare transversal perete transversal cuplat, DCH Red % 28.82 Niv. Per. NEd1 (kN) V'Ed1 (kN) V*Ed1 (kN) VEd1 (kN) VRd (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp (Mpa) Aso (mm2)  (mm) s (mm) VEd1 kQ= 1.2

P4

0.279 50.3

Ok = 1.026

0.335 50.3

Ok P..E3 ne=

0.391 50.3

Ok E4..14 ne=

0.447 78.5

Ok 0.15blwfcd=

0.503 78.5

Ok

0.402 78.5

Ok

0.392 113.1

Ok

0.382 113.1

Ok

0.372 113.1

Ok

0.362 113.1

Ok

0.378 153.9

Ok

0.349 153.9

Ok

0.397 153.9

Ok

- - 153.9

Ok

- - 153.9

Ok Tabelul E 5.2.38 Armare transversal perete transversal cuplat, DCH Red % 28.82 Niv. Per. NEd2 (kN) V'Ed2 (kN) V*Ed2 (kN) VEd2 (kN) VRd (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp (Mpa) Aso (mm2)  (mm) s (mm) VEd1 kQ= 1.2

P2

-142 -113 -153

0.323 50.3

Ok = 1.134

0.808 50.3

Ok P..E3 ne=

1.293 50.3

Ok E4..14 ne=

1.778 78.5

Ok 0.15blwfcd=

kN

2.263 78.5

Ok

2.345 78.5

Ok

2.833 113.1

Ok

3.322 113.1

Ok

3.810 113.1

Ok

4.298 113.1

Ok

4.761 153.9

Ok

4.442 153.9

Ok

4.829 153.9

Ok

6406.4

- - 153.9

Ok

6646.8

- - 153.9

Ok

2. Clasa de ductilitate M ne=2, 0.18bw0lwfcd=12744kN Tabelul E 5.2.39 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXENN -1333 379.7 1.028

0.412

50.3

Ok

-2503 -900 -925 -1350

0.774 -1350

50.3

Ok

-3676 -1603 -1648 -2404

1.137 -2404

50.3

Ok

-4849 -2351 -2416 -3526

1.500 -3526

78.5

Ok

-6023 -3002 -3086 -4503

1.863 -4503

78.5

Ok

-7229 -3686 -3789 -5529

2.014 -5529

113.1

Ok

-8436 -4268 -4387 -6402

2.350 -6402

113.1

Ok

-9644 -4827 -4962 -7241

2.686 -7241

113.1

Ok

-10852 -5336 -5485 -8004

3.023 -8004

153.9

Ok

-12060 -5823 -5986 -8735

3.359 -8735

153.9

Ok

-13266 -6175 -6347 -9262

3.695 -9262

153.9

Ok

-14530 -6721 -6909 -10082

3.375 -10082

153.9

Ok

-15790 -7032 -7228 -10548

3.668 -10548

153.9

Ok

-17046 -7372 -7578 -11058

- 3.960 -11058

201.1

Ok

-18637 -7857 -8076 -11786

- 4.329 -11786

201.1

Ok Tabelul E 5.2.40 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXENP -1216 -421 1.004 -433 -632

0.376 -632

50.3

Ok

-2272

0.703

50.3

Ok

-3328

1.029

50.3

Ok

-4384

1.356

78.5

Ok

-5441

1.683

78.5

Ok

-6528

1.818

113.1

Ok

-7618

2.122

113.1

Ok

-8711

2.427

113.1

Ok

-9809

2.732

153.9

Ok

-10911

3.039

153.9

Ok

-12021

3.348

153.9

Ok

-13195

3.065

153.9

Ok

-14380

3.340

153.9

Ok

-15573

- 3.617

201.1

Ok

-17120

- 3.977

201.1

Ok

Tabelul E 5.2.41 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXEPN -1336 395.4 1.045

0.413

50.3

Ok

-2514 -869 -893 -1303

0.778 -1303

50.3

Ok

-3693 -1560 -1603 -2340

1.142 -2340

50.3

Ok

-4874 -2295 -2359 -3443

1.508 -3443

78.5

Ok

-6056 -2936 -3018 -4404

1.874 -4404

78.5

Ok

-7270 -3613 -3714 -5420

2.025 -5420

113.1

Ok

-8485 -4186 -4303 -6280

2.363 -6280

113.1

Ok

-9701 -4737 -4869 -7106

2.702 -7106

113.1

Ok

-10917 -5239 -5385 -7858

3.041 -7858

153.9

Ok

-12133 -5720 -5879 -8579

3.380 -8579

153.9

Ok

-13347 -6068 -6238 -9103

3.718 -9103

153.9

Ok

-14618 -6605 -6789 -9907

3.396 -9907

153.9

Ok

-15885 -6914 -7107 -10371

3.690 -10371

153.9

Ok

-17146 -7259 -7462 -10889

- 3.983 -10889

201.1

Ok

-18741 -7745 -7961 -11618

- 4.353 -11618

201.1

Ok Tabelul E 5.2.42 Armare transversal perete izolat longitudinal, DCM Niv. Per. Comb. NEd (kN) V’Ed (kN)  kVV'Ed (kN) 1.5V'Ed (kN) VRd,s (kN) VRd,c (kN) cp VEd (kN) VRd (kN) Ash (mm2)  (mm) s (mm) Ved

P8 GSSXEPP -1213 -437 1.018 -449 -655

0.375 -655

50.3

200 mm Ok

-2262 852.8

0.700

50.3

Ok

-3310

1.024

50.3

Ok

-4359

1.348

78.5

Ok

-5408

1.673

78.5