Hala Metalica Cu Birouri [PDF]

Zitiervorschau

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

FOAIE DE CAPAT

DENUMIREA LUCRARII

– HALA METALICA DE DEPOZITARE CU BIROURI

AMPLASAMENT

– Str. George Enescu, nr.19, SATU MARE, Judetul SATU MARE

BENEFICIAR

– SC.NEDAXA.SRL

PROIECTANT

– DEDIU MIHAELA ALEXANDRA

PROIECT FAZA

– PROIECT DE LICENTA

PROIECT NUMAR

– 1/2015

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

BORDEROU PARTEA SCRISA : 1. Capitol. 1. Tematica proiectului 1.1 Memoriu tehnic 1.2 Calcul Higrotermic 2. Capitol. 2. Evaluarea incarcarilor 2.1 Incarcari climatice. Actiunea vantulu 2.2 Incarcari climatice. Actiunea zapezii 2.3 Incarcari exceptionale. Actiunea seismica 3. Capitol. 3. Calcul static 4. Capitol. 4. Calculul elementelor de rezistenta 4.1 Calculul grinda transversala IPE 450 4.2 Calculul stalpului marginal HEB 320 4.3 Calculul planseului cota +3.5m 4.4 Calculul fundatiei aferente stalpului calculat 4.5 Calculul panelor, riglelor si panourilor de inchidere 4.6 Calculul contravantuirilor 4.7 Calcul ţeavă rectangulară 4.8 Calcul imbinari grinda-stalp, grinda-grinda, stalp-fundatie 5. Capitol. 5. Tehnologie si organizare 5.1 Memoriu tehnico-economic 5.2 Antemasuratoare 5.3 Devizul obiectului 5.4 Lista cuprinzand cantitatile de lucrari 5.5 Lista cuprinzand consumurile de resurse materiale 5.6 Lista cuprinzand consumurile cu mana de lucru 5.7 Lista cuprinzand consumurile de ore de functionare a utilajelor de constructii 5.8 Lista fluxuri tehnologice de execuţie

Hală metalică cu birouri

5.9 Calculul utilajului principal de transport loco-obiect 5.10 Lista de activitati 5.11 Calculul duratelor si dimensionarea vestiarelor 5.12 Graficul GANT PARTEA DESENATA : A. Planse de arhitectura A.1 Plan parter A.2 Plan invelitoare A.3 Plan sectiune transversala axul 4 A.4 Fatada transversala A.5 Fatada longitudinala B. Planse de rezistenta R.1 Plan fundatii R.2 Detaliu fundaţie izolată sub stâlpul marginal calculat R.3 Plan pozitionare stalpi R.4 Plan cofrare, armare placa cota +3.5 şi secţiune R.5 Plan acoperis R.6 Plan cadru transversal R.7 Detaliu grinda, Detaliu stalp R.8 Detalii imbinari C. Planse de tehnologie si organizare C.1 Plan de organizare loco-obiect C.2 Schema tehnologica de operare a automacaralei

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

FACULTATEA DE CONSTRUCŢII SPECIALIZAREA : IE DEPARTAMENTUL: ABSOLVENT: DEDIU MIHAELA ALEXANDRA

DIRECTOR DE DEPARTAMENT:

TEMATICA PROIECTULUI DE DIPLOMĂ

1. TEMA ŞI PROFILUL a. TEMA: Hală metalică de depozitare cu birouri b. PROFILUL: Inginerie Economică în Construcţii Siguranţa, funcţionalitatea obiectivului proiectat precum şi tehnologia, organizarea şi economia obiectivului vor fi justificate prin prezentarea pieselor scrise şi desenate enumerate mai jos: 2. PIESE SCRISE: 1. Memoriu tehnic în care va fi prezentat amplasamentului ales, soluţia funcţională, soluţiile constructive alese şi rezolvarea lor din punct de vedere tehnoligic. 2. Note de calcul referitoare la: 1. Analiza statică şi dinamică a structurii. 2. Utilizarea unui program de analiză structurală. Programul de calcul folosit este SAP2000 . 3. Proiectarea fundaţiilor, în varianta: funtaţii izolate rigide. 4. Dimensionarea următoarelor elemente sau structuri de rezistenţă: o grindă metalică HEB 320, un stâlp metalic IPE 450, planşeu curent, fundaţie izolată. 5. Soluţiile alese şi calculul higrotermic pe baza soluţiilor de închidere alese:Calcul higrotermic. 6. Verificarea prin metode aproximative a rezultatelor obţinute din calculul efectuat cu ajutorului unui program de calcul (programul de calcul folosit SAP2000) pentru următoarele părţi din structură : o grindă metalică HEB 320, un stâlp metalic IPE 450, planşeu curent, fundaţie izolată. 3. Principala bibliografie utilizată în studiu: Verificarea la stabilitate a elementelor din oţel în conformitate cu SR EN 1993-1-1. Recomandări de calcul, comentarii si exemple de aplicare-Ioan Curea, Eurocod 1, Eurocod 3, Eurocod 7, P100-2013, C107, NP112-2004, CRO-2011, Proiectarea structurilor de beton după SR EN 1992-1-Z.Kiss-T.Oneţ. 3. PIESE DESENATE: 1. Plan parter 2. Plan invelitoare 3. Plan sectiune transversala axul 4 4. Fatada transversala 5. Fatada longitudinala 6. Plan fundatii

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

7. Detaliu fundatie izolata sub stalp marginal 8. Plan pozitionare stalpi 9. Plan cofrare, armare placa cota +3.5 10. Plan acoperis 11. Plan cadru transversal 12. Detaliu grinda, stalp 13. Detalii imbinari 14. Plan de organizare loco-obiect 15. Schema tehnologica de operare a automacaralei 4. SECŢIUNEA TEHNICO-ECONOMICĂ: 1. Memoriu tehnico-economic 2. Antemăsurătoarea 3. Devizul ofertă al investiţiei 4. Lista fluxurilor tehnologice 5. Alegerea automacaralei pentru activităţi de montaj şi manipulare 6. Lista activităţilor ce urmează a fi programate 7. Calculul duratelor si dimensionarea vestiarelor 8. Programarea prin grafic GANT 5. DATA ELIBERĂRII TEMEI: Noiembrie 2014 6. ETAPIZAREA ELABORĂRII PROIECTULUI Noiembrie – Decembrie 2014 adaptare temă Decembrie 2014-Februarie 2015 evaluare încărcări Februarie 2015-Aprilie 2015 calcul static, verificări prin metode simplificate Aprilie 2015-Iunie 2015 partea tehnologică Iunie 2015 redactare 7. TERMENUL DE PREDARE A PROIECTULUI 29.06.2015 8. Conducător de proiect:

Conducător de proiect: Asist. Ing. Mihai Şenilă

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

1.1 MEMORIU TEHNIC Hala este situată in judeţul Satu Mare, beneficiar SC.NEDAXA.SRL Dimensiuni maxime în plan 21m x 49.5m. Înălţimea maximă la nivelul coamei este de 8.2m. Memoriu de rezistenţă Clasa de importanţă este III, conform normativului P 100-1/2013 la hala proiectată acceleraţia terenului pentru proiectare este ag=0.15g iar perioada de control Tc=0.7s. Clasa de ductilitate medie (M), cu factorul de comportare q=4 ce ţine seama de clasa de ductilitate şi tipul structurii. Comportare structurii este disipativă. Clasele de comportare la foc sunt: structură metalică neprotejată A1, pereţi interiori rigips pe profile metalice A2,s1,d0, pereti exteriori panouri tip sandwich de 80mm grosime A2,s1, d0, acoperiş autoportant fără pod (grinzi metalice) A1, învelitoare panouri sandwich de 80mm grosime A2,s1, d0, pardoseli A1FL;EFL. Rezistenţa la foc a elementelor sunt: stâlpi R 60m, grinzi R 45, pereţi interiori EI 15 rigips pe structură metalică, pereţi exteriori EI 15 panouri tip sandwich de 80mm grosime, acoperiş autoportant fără pod REI 15 (grinzi metalice) şi învelitoare panouri sandwich de 80mm grosime REI 15. Nivel de stabilitate la incendiu este III. S-a realizat proiectul unei structuri metalice de rezistenţă din oţel S355. Hala are următoarele caracteristici: - o singură deschidere de 21m si 9 travei de 5.5m fiecare ; - structura de rezistenţă este alcătuită din cadre transversale plane, compuse din stâlpi metalici HEB 320 de 7m lungime, articulaţi la bază şi grinzi metalice IPE 450 cu secţiune constantă, prinse la capetele superioare ale stalpilor cu şuruburi M24 grupa 8.8 ; - pentru rigidizarea îmbinarii stâlp-grindă s-a prevăzut vute cu lungimea de 2m; - pentru srabilizarea cadrelor s-a folosit bare de legătură cu secţiune rectangulară 80x80x8, articulate la capete. - s-au folosit contravântuiri cu secţiune Ф20mm în planul acoperişului şi în planul pereţilor. - panele Z-250/2, profile laminate format la rece, pentru acoperiş au fost calculate şi dispuse longitudinal din 2 in 2m. -riglele C-250/2, profile laminate format la rece, pentru pereţii halei au fost calculate şi dispuse orizontal din 3 in 3m. - pentru sistemul de închidere al halei, atât la acoperiş cât şi la placarea pereţilor de închidere, s-a ales panouri sanwich KS 1000RW, cu grosimea de 80mm. - între axele 5 şi 7 până la axa C s-a conceput un spaţiu de birouri pe 2 nivele, compartimentat cu pereţi din gips-carton.

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

- peste planul parter din birouri, la cota +3,5m s-a calculat o placă monolită din beton armat cu grosimea de 10cm simplu rezemată pe grinzi metalice dispuse pe 2 direcţii. - grinzile sunt îmbinate de stâlpi intermediari cu o secţiune HEA 240 şi lungime de 3,5m. Având în vedere caracteristicile bune ale terenului de fundare pentru această construcţie s-a adoptat soluţia de fundaţie izolată sub stâlpi. Cota de fundare este -0.9m faţă de cota 0.00 a construcţiei. Lucrările de izolare se vor executa în conformitate cu prevederile proiectului. Caracteristicile geofizice ale terenului din amplasament : Terenul de fundare are stratificaţia alcătuită din : 0.00….-0.50

Umplutură

-0.50….-3.50

Argilă prăfoasă cafenie, plastic consistentă

-3.50….-10.00

Nisip argilos, galben cafeniu

Adâncimea de îngheţ pentru zona Satu Mare este de -0.80m. Stâlpii preiau şi transmit la fundaţii acţiunile verticale şi orizontale din planul cadrului. Stâlpii sunt articulaţi de fundaţii cu buloane de ancoraj M24 grupa 8,8. Memoriu de arhitectură Pentru asigurarea confortului higrotermic şi acustic elementele de închidere şi de compartimentare (pereţi interiori, planşeu) sunt alese în conformitate cu criteriile respective de performanţă cuprinse în instrucţiunile C107/2-1994 privind calculul rezistenţei minime la transfer termic. Amplasarea funcţiunilor – la parter cât şi la etaj s-a prevăzut un spaţiu de birouri, iar restul halei este destinată depozitării elementelor decorative. Închiderile s-au efectuat din panouri sandwich KS 1000RW cu grosime de 80mm. Finisaje – pardoseli reci şi calde Compartimentarea zonei cu birouri s-a realizat din pereţi de gips-carton cu grosime de 12,5cm. Protecţie sanitară şi socială Pentru realizarea in bune conditii a lucrarilor de executie pentru acest obiectiv, constructorul va asigura baraci in imediata apropiere a santierului. Pentru muncitori se vor organiza toate utilitatile in spatii complet delimitate de spatiile utilizate in alte scopuri. Santierul v-a fi dotat cu toalete ecologice. Măsuri pentru protecţie şi securitatea muncii In vederea executarii lucrarilor prevazute in prezenta documentatie, seful de santier, seful de echipa trebuie sa cunoasca temeinic prevederile tuturor documentatiilor, legiilor si actelor normative in vigoare care se refera la problemele de tehnica securitatii si protectie a muncii. Toti angajatii vor trebui sa cunoasca obligatiile si raspunderile pentru realizarea deplina a masurilor de

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

protectie si igiena a muncii si de prevederea si combaterea incendiilor, pentru asigurarea, pastrarea si folosirea mijloacelor individuale de protectie. Este strict interzis ca un muncitor sa fie admis la lucru fara sa fie instruit, indiferent daca este angajat permanent, temporar sau sezonier. Acelasi regim se aplica si persoanelor neinsotite care viziteaza santierul. Accesul pe santier va fi controlat, iar vizitatorii vor fi echipati corespunzator. Instructajul de protectie a muncii va cuprinde urmatoarele faze : - instructaj introductiv general - instructaj la locul de munca - instructaj periodic La executie se vor respecta normele specifice de securitate a muncii, pentru lucrarile de transporturi de materiale, lucrari de terasament, lucrari preparare betoane, de transport si turnare, lucrari de depozitare, pentru lucrari la inaltime. Toti muncitorii vor fi dotati cu echipamente de protectie si de lucru si vor fi obligati sa le utilizeze.

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

1.2 Calcul Higrotermic conform C107-2/2005 Hală metalică-Zona climatică III - Satu Mare Clădire reală : Determinarea caracteristicilor geometrice ale clădirii: 

Aria planșeului peste sol:

A1  1039.5m

2



Aria acoperiş:

A2  1046.3m

2



Aria partii opace la acoperiş:

A3  28.8m



Aria pereţi exteriori:

A4  987m



Aria partii opace la pereti exteriori:

A5  38.46m



Aria pe ansamblul halei:



Volumul interior, încălzit, al clădirii:

2

2 2

A  A1  A2  A3  A4  A5  3140.06 m

H  7m V  A1 H  7276.5  m

3

P  2 ( 21m  49.5m)  141 m

Determinarea rezistențelor termice specifice unidirecționale, R: 

Placă pe sol : 2

m K Rsi  0.167  W 2

m K Rse  0.084  W 2

ΣRsj  0.95

m K W 2

m K R1  Rsi  ΣRsj  Rse  1.201  W 

Pereți exteriori din panouri sandwich izolatoare Kingspan : 2

m K Rsi.  0.125  W 2

m K Rse.  0.042  W 2

ΣRsj.  3.38

m K W

2

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

2

m K R2  Rsi.  ΣRsj.  Rse.  3.547  W 

Acoperiş din panouri sandwich izolatoare Kingspan : 2

m K Rsi..  0.125  W

2

m  K ΣRsj..  3.38 2

m K W

Rse..  0.042  W

2

m K R3  Rsi.  ΣRsj.  Rse.  3.547  W

Determinarea rezistențelor termice specifice corectate, R': 

Placă pe sol :

2

m K R'1  R1 0.55  0.661  W 

1 W U'1   1.514  2 R'1 m K

Pereți exteriori din panouri sandwich izolatoare Kingspan : 2

m K R'2  R2 0.74  2.625  W 

1 W U'2   0.381  2 R'2 m K

Acoperiş din panouri sandwich izolatoare Kingspan : 2

m K R'3  R3 0.26  0.922  W

1 W U'3   1.084  2 R'3 m K

Determinarea rezistențelor termice medii, R'm: U'm  U'1 U'2 U'3  0.625 R'm 

kg

2

2 6

K s

R'1 A1  R'2 A2  R'3 A3 A

W



2

m K 2

 1.102 

m K W

Determinarea coeficientului global de izolare termică, G: Nr.crt 1. 2. 3.

Elementul de construcţie Placă pe sol Pereţi exteriori Acoperiş

A 1039,5 987 1046

R'm 0,661 2,625 0,922

τ 0,5 1 1

A*τ/R'm 786,3086 376 1134,49 2296,799

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

n1  0.6 - viteza de ventilare G 

2296.8

W  ( 0.034  0.6 )  0.336 G.  0.336 3 7276.5 m K 2 K

a  1.8m 

2 K

b  5m 

W

2 K

c  2.9m 

W

W

2 K

d  1.4m 

2 K

e  0.5m 

W

W

1  A1 A2 A3 p. A4  W Gref          0.381 3 V  a c d e  b m K Verificare:

G.  Gref  1

=> nivelul de izolare termică globală a halei este corespunzător

Determinarea necesarului anual de căldură pentru încălzire, Q: D12  210 zile

T18  18 °C

N12.20  3540 K zile

T20  20 °C

V18  3234m

T22  22 °C

3

V22  808.5m

3 3

V20  V  V18  V22  3.234  10  m Ti 

T18 V18  T20 V20  T22 V22 V20  V18  V22



3

 19.333 °C g 



3

N12.Ti  N12.20  20  Ti  D12  3.4  10 AfN  147m AfS  147m

K zile

0.65 s

2

ITj.S  85.3 

2

AfE  349.5m

2

AfV  349.5m

ITj.V  47.1 

2

W m

2

W m

2

ITj.E  47.1 

ITj.N  21.1 

W m

2

W m

2

4 kW h 3 kW h IGE  D12 47.1  9.891  10 2 2

IGS  D12 85.3  1.791  10

m  an

m  an

3 kW h 3 kW h IGN  D12 21.1  4.431  10 2 2

IGV  D12 47.1  9.891  10

m  an

m  an

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

Radiatia solara : AfS AfE AfN   Qs.  0.4   IGS g  IGE g  IGN g  V V V   Qs  0.58 Qi  10 C  0.86

kWh 3

m  an kWh 3

m  an

- coeficient de corectie

Necesar de căldură anual: 24 Q.   C N12.20  G.  0.34  n1  Qi  Qs 1000



Q  9.45

kWh 2

m  an

 Aj  24 12 Qnec.   Noi  sum   τj 1000  Rj  kWh

Qnec  103133.52

an

24 12 Qvent.   Noi  0.34  n V 1000 Qvent  168147.01

kWh an

24 Qi.  6 A D 1000 12 Qi..  40125.32

kWh an

Radiații solare admisie: Qs.a  Qs V kW Qs.a.  6528.24 an



Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

Necesarului anual de căldură pentru încălzire : qnec 

Qnec  Qvent η A

qnec  227.95



Qi  Qs A

kWh 2

m  an

=> Clasa D

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Capitol 2. Evaluarea încărcărilor 2.1 Acţiunea vântului Conform CR 1-1-4/2012 EUROCOD 1 1. Evaluarea vitezei si a presiunii dinamice a vantului : 1.1 Valori de referinta ale vitezei si ale presiunii dinamice a vantului :

qb  0.4 kPa vb0 

1.6 qb

m vb0.  25.3 s

qb.  400  Pa

- valoarea fundamentala de baza in zona Satu Mare (A.4)

csezon  1

- factor sezonal

cdir  1

- factor directional

m vb  cdir  csezon vb0.  25.3 s

- viteza de referinta a vantului

1.2 Valori medii ale vitezei si ale presiunii dinamice a vantului : - nu luam in considerare orografia amplasamentului Categoria de teren : II

unde :

zo  0.05 m

zmin  2  m

ze  8.2 m

zmax  200  m

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

kr  0.189

- factorul de teren (tabelul 2.2) pentru categoria de teren II

 ze  cr  kr ln    0.964  zo 

pentru zmin ≤ ze ≤ zmax

m vm  cr vb  24.386 s

 2

qm  cr  qb  0.372  kPa

- factor de rugozitate (2.4)

- viteza medie a vantului (2.3) la inaltimea ze=8.20m - valoarea medie a presiunii dinamice a vantului (2.7)

1.3 Valori de varf ale vitezei si ale presiunii dinamice a vantului : b  7.0756 b  2.66 Iv 

pentru zmin ≤ ze ≤ zmax

b

 ze  2.5 ln    zo 

 0.209

- factor de proportionalitate (tabel 2.3) - intensitatea tulburentei vantului (2.11)

cpv  1  3.5 Iv  1.73

- factor de rafala pentru viteza medie a vantului (2.14)

m vp  cpv vm  42.193 s

- valoarea de varf a vitezei vantului (2.13)

cr2  0.929 cpq  1  7  Iv  2.46

- factor de rafala a presiunii dinamice medie (2.16)

 2

qp  cpq cr  qb  0.914  kPa

- valoarea de varf a presiunii dinamice a vantului (2.15)

2. Evaluarea actiunii vantului pe o hala industriala : 2.1 Informatii generale : Clasa de importanta - expunere III unde :

gIw  1.0

Hala este amplasata in Satu Mare, categoria de teren II. 2.2 Distributia presiunilor pe suprafete rigide exterioare : we  gIw qp cpe cpe

- presiunea/suctiunea vantuluice actioneaza pe exterior (3.1) - coeficient aerodinamic de presiune/suctiune pentru suprafete exterioare

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

2.2.1 Distributia presiunilor pe peretii exteriori ai halei : - cand :

α  7  deg

θ  0  deg

Cand vantul actioneaza pe directia transversala a halei:

b  49.5 m e  min

h  8.2 m

b  49.5 m 2  h  16.4 m

e.  16.4m

d  21 m ed

- valorile coeficientilor aerodinamici de presiune (tabel 4.1), pentru h/d se fac interpolari : cpe10 h d

 0.39

cpeA  1.2

we.  gIw qp  0.914  kPa

zona A:

we. cpeA  1.097  kPa

cpeB  0.8

zona B:

we. cpeB  0.731  kPa

cpeC  0.5

zona C:

we. cpeC  0.457  kPa

cpeD  0.72

zona D:

we. cpeD  0.658  kPa

cpeE  0.34

zona E:

we. cpeE  0.311  kPa

2.2.2 Distributia presiunilor pe acoperisul halei : - cand :

α  7  deg e  min

θ  0  deg

b  49.5 m 2  h  16.4 m

e.  16.4m

ed

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

- valorile coeficientilor aerodinamici de presiune (tabel 4.4a), pentru α=7° se fac interpolari : cpe10 α  7  deg

cpeF  1.54 w.e.  gIw qp  0.914  kPa zona F:

we. cpeF  1.408  kPa

cpeG  1.12

zona G:

we. cpeG  1.024  kPa

cpeH  0.54

zona H:

we. cpeH  0.494  kPa

cpeI  0.56

zona I:

we. cpeI  0.512  kPa

cpeJ  0.68

zona J:

we. cpeJ  0.622  kPa

2.2.3 Distributia presiunilor pe suprafete rigide interioare : w  gIw qp cpi cpi

- presiunea/suctiunea vantului ce actioneaza pe interior (3.2) - coeficient aerodinamic de presiune/suctiune pentru suprafete interioare

2.2.4 Presiuni totale : Vantul actioneaza pe directia transversala a halei, presiunile interioare sunt egale cu zero si se considera doar presiunile ce actioneaza pe suprafetele exterioare ale halei. Zonele la care fac referire tabelele de mai jos au fost definite la evaluarea distributiei presiunilor exterioare pe suprafetele expuse ale halei. a) Presiuni totale pe peretii halei :

b) Presiuni totale pe acoperisul halei :

zona

we

zona

A

we. cpeA  1.097  kPa

F

we. cpeF  1.408  kPa

B

we. cpeB  0.731  kPa

G

we. cpeG  1.024  kPa

C

we. cpeC  0.457  kPa

H

we. cpeH  0.494  kPa

we

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

D

we. cpeD  0.658  kPa

I

we. cpeI  0.512  kPa

E

we. cpeE  0.311  kPa

J

we. cpeJ  0.622  kPa

T  5.5 - traveea c) Incarcarile de pe peretii halei pe cadru interior :

d) Incarcarile de pe acoperisul halei pe cadru interior :

zona A

B

C

D E

zona WeA  1.097 kPa T  6.034  WeB  0.731 kPa T  4.021  WeC  0.457 kPa T  2.514  WeD  0.658 kPa T  3.619 

kN m

2

kN m

2

kN m

2

kN 2

m kN WeE  0.311 kPa T  1.71 2 m

F

G

H

I

J

WeH  0.494 kPa T  2.717  WeI  0.512 kPa T  2.816  WeJ  0.622 kPa T  3.421 

2.2.5 Distributia presiunilor pe peretii exteriori ai halei :

e  min

b.  21m 2  h  16.4 m

e.  16.4m ed

θ  90 deg

m

WeG  1.024 kPa T  5.632 

Cand vantul actioneaza pe directia longitudinala a halei:

- cand : α  7  deg

kN

WeF  1.408 kPa T  7.744 

2

kN m

2

kN m

2

kN 2

m kN m

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

- valorile coeficientilor aerodinamici de presiune (tabel 4.1), pentru h/b £ 0.25 : cpe10 h b

 0.166

cpeA.  1.2 we..  gIw qp  0.914  kPa

zona A:

we. cpeA.  1.097  kPa

cpeB.  0.8

zona B:

we. cpeB.  0.731  kPa

cpeC.  0.5

zona C:

we. cpeC.  0.457  kPa

cpeD.  0.7

zona D:

we. cpeD.  0.64 kPa

cpeE.  0.3

zona E:

we. cpeE.  0.274  kPa

2.2.6 Distributia presiunilor pe acoperisul halei : - cand :

α  7  deg e  min

θ  90 deg

b  49.5 m 2  h  16.4 m

e.  16.4m ed

- valorile coeficientilor aerodinamici de presiune (tabel 4.4b), pentru α=7° se fac interpolari: cpe10 α.  7  deg cpeF.  1.54 w.e..  gIw qp  0.914  kPa zona F: w.e.. cpeF.  1.408  kPa cpeG.  1.3

zona G: w.e.. cpeG.  1.189  kPa

cpeH.  0.68

zona H: w.e.. cpeH.  0.622  kPa

cpeI.  0.58

zona I: w.e.. cpeI.  0.53 kPa

2.2.7 Presiuni totale : Vantul actioneaza pe directia longitudinala a halei, presiunile interioare sunt egale cu zero si se considera doar presiunile ce actioneaza pe suprafetele exterioare ale halei. Zonele la care fac referire tabelele de mai jos au fost definite la evaluarea distributiei presiunilor exterioare pe suprafetele expuse ale halei. a) Presiuni totale pe peretii halei : zona A

we we. cpeA.  1.097  kPa

b) Presiuni totale pe acoperisul halei : zona F

we we. cpeF.  1.408  kPa

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

B

we. cpeB.  0.731  kPa

G

we. cpeG.  1.189  kPa

C

we. cpeC.  0.457  kPa

H

we. cpeH.  0.622  kPa

D

we. cpeD.  0.64 kPa

I

we. cpeI.  0.53 kPa

E

we. cpeE.  0.274  kPa T.  5.5 - traveea

c) Incarcarile de pe peretii halei pe cadru interior :

d) Incarcarile de pe acoperisul halei pe cadru interior :

zona A

B

C

D E

WeA.  1.097 kPa T  6.034  WeB.  0.731 kPa T  4.021  WeC.  0.457 kPa T  2.514  WeD.  0.64 kPa T  3.52

kN m

2

zona F

WeF.  1.408 kPa T  7.744 

kN m

2

G

WeG.  1.189 kPa T  6.54

kN m

2

H

2

WeE.  0.274 kPa T  1.507 

kN m

2

I

2

2

m

WeH.  0.622 kPa T  3.421  WeI.  0.53 kPa T  2.915 

m

kN

kN m

kN

kN m

kN m

2

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

2.2 Acţiunea zăpezii 1. Incarcarea din zapada pe sol : 1.1 Valoarea caracteristica a incarcarii din zapada pe sol : :

A  129 m

- altitudine zona Satu Mare

- determinarea valorii caracteristice a incarcarii din zapada pe sol in amplasamente (3.2) pentru : sk( A≤1000m)=1.5kN/m

2

2. Incarcarea din zapada pe acoperis :

sk  1.5 

kN m

2

- valoarea caracteristica a incarcarii din zapada pe sol, in amplasament

Ct  1 Ce  0.8

- coeficientul termic in situatie normala expunere completa

- coeficientul de expunere (tabel 4.3)

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

μ1  0.8

- coeficient de forma pentru incarcari datorita aglomerarii exceptionale de zapada pe acoperis (tabel 5.1) α  7 deg

γIs  1

clasa III

s  γIs μ1 Ce Ct sk  0.96 

kN m

T  5.5m a) Incarcare pe cadru interior :

b) Incarcare pe cadru exterior :

2

- factor de importanta-expunere pentru actiunea zapezii

- valoarea caracteristica a incarcarii din zapada pe acoperis pentru situatii de proiectare persistenta/tranzitorie - traveea Si  s T  5.28 m

Se  s

T 2

kN m

 2.64 m

2

kN m

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

2.3 Acţiunea seismică Forţele seismice au fost luate în considerare în calcul printr-o analiză de tip spectrum de răspuns cu ajutorul programului de calcul SAP2000. Cu caracteristicile următoare: acceleraţia terenului ag=0,15g iar perioada de control Tc=0,7s, clasa de ductilitate medie (M) cu factorul de comportare q=4.

β ( T)  2.5

Capitol 3. Calcul static Calculul static s-a efectuat cu ajutorul programului de calcul SAP2000. Pentru încărcarea utilă s-au considerat cazurile: - utilă pe toată suprafaţa - utilă şah 1 - utilă şah 2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Capitol 4. Calculul elementelor de rezistenţă 4.1 Calculul grindă transversală IPE 450 Date de baza : b  49.5m

- lungime totala

hst  7 m

t  5.5m

- traveea

α  7deg

L  21m

- deschiderea

H  8.2m

- inaltime (max)

Combinaţii de încărcări :

- inaltime stalp

conform CRO-2011

Coeficienţi parţiali de siguranţă : ψ 0  0.7

- pentru utile, zăpadă, vânt

ψ 1  0.5

- pentru utile, zăpadă

ψ 1.  0.2

- pentru vânt

ψ 2  0.3

- pentru utile

ψ 2.  0.4

- pentru zăpadă

ψ 2..  0

- pentru vânt

γGmax  1.35 γGmin  1.00

- pentru încărcări permanente

γQ  1.5

- pentru încărcări variabile

γQi  1.5 ψ 0

- pentru alte încărcări variabile

ΩTx  3.00

- factor de suprarezistenta, cadru necontravantuit

ΩTy  2.00

- factor de suprarezistenta, cadru contravantuit

γM0  1.00 γM1  1.00

- coeficienţi parţiali de siguranţă

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Combinatii de incarcari in stare limita ultima (SLU) :

conform CRO-2011 6.4

Combinaţia 1:

γGmax G  γQ QU  γQ ψ 0 QVst  γQ ψ 0 QZn

Combinaţia 13:

γGmax G  γQ ψ 0 QU  γQ QVst  γQ ψ 0 QZn

Combinaţia 25:

γGmax G  γQ ψ 0 QU  γQ ψ 0 QVst  γQ QZn

Combinaţia 38:

γGmax G  γQ QZn

Combinaţia 44:

γGmax G  γQ ψ 0 QU  γQ QZn

Combinaţia 49:

γGmax G  ψ 2 QU  ψ 2.  QZn  ΩTx  Rspx

Combinaţia 50:

γGmax G  ψ 2 QU  ψ 2.  QZn  ΩTy  Rspy

Combinatii de incarcari in stare limita de serviciu (SLS) : Combinaţia 51:

γGmin G  γGmin QU  ψ 0 QZn  ψ 0 QVst

Combinaţia 90:

γGmin G  ψ 1 QU  ψ 2.  QZn  ψ 1 QVst

conform CRO-2011 6.5

Combinaţia 102: γGmin G  ψ2 QU  ψ2.  QZn Eforturile de calcul in sectiunea cea mai solicitata sunt date din combinatia 44: Pentru sectiunea constanta:

Pentru sectiunea vutata:

NEd  62.582kN

NEd.v  87.462kN

VEd  64.138kN

VEd.v  130.93kN

MEd  288.4319kN m

MEd.v  393.488kN m

Combinatia 44. Diagrama de moment :

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Schema statica si incarcari:

Figura 1. Cadru transversal Dimensiunile si caracteristicile geometrice ale sectiunii transversale:

IPE 450 - Marca de otel S355 kg Gmasa  77.6 m h  450mm b.  190mm tw.  9.4mm tf  14.6mm r  21mm

E  210000

G  80770

N 2 mm N

2 mm 4 It.  67.1cm 6 Iw.  791000cm

- modul de elasticitate longitudinal - modul de forfecare

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

hi  420.8mm

4 Iy.  33740cm

d  378.8mm

4 Iz.  1680cm

2 A  98.8cm

3 Wel.y  1500cm 3 Wpl.y  1702cm

Φs = M24 pmin.  100mm

3 Wel.z  176cm

pmax.  102mm

fy  355

fu  510

3 Wpl.z  276.38cm N

- valoare normala a limitei de curgere

2 mm N

- valoare normala a rezistentei la tractiune

2 mm

Determinarea clasei sectiunilor: Parametrul ε depinde de limita de curgere a materialului. 235  0.814 355

ε 

Talpa in consola supusa la compresiune: c  c tf

b.  tw.  2 r

2

 4.747


talpa clasa I

Perete interior supus la incovoiere si compresiune: NEd.v dN   26.21 mm tw. fy dw  h  2 tf  2 r  378.8 mm α. 

dN  dw

2 d w

 0.535

> 0.5

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

dw tw.

Limita pentru Clasa I este :

 40.298

Verificare :

dw tw.

396 ε



13 α.  1

1

=>

396 ε 13 α.  1

 54.152

inimă clasa I

Clasa unei sectiuni transversale este definită prin clasa cea mai mare (cea mai putin favorabilă) a peretilor săi comprimati: în cazul de fată: Clasa 1 Verificare la rezistenta: Datorită interactiunii M-N-V ordinea logică a determinării rezistentelor este Vpl,Rd, Npl,Rd si Mpl,y,Rd. Rezistenta la forfecare:

conform EN 1993-1-1 6.2.6





3 2 Av.z  A  2 b.  tf  tw.  2 r  tf  5.082  10  mm Vpl.Rd.z 

Av.z fy

3 γM0

3  1.042  10  kN

Vc.Rd  Vpl.Rd.z VRd  VEd VRd Vc.Rd

 0.062

Verificare :

VRd Vc.Rd

=>

 0.5  1

forta taietoare nu reduce valoarea momentului incovoietor capabil

Verificarea la forța axială: A fy 3 Nc.Rd   3.507  10  kN γM0 NEd  0.018 Nc.Rd

Verificare :

NEd Nc.Rd

11

=>

- capacitate portantă la compresiune

sectiunea verifica

Pentru sectiunile bisimetrice I sau H si alte sectiuni bisimetrice cu tălpi, nu este necesar s se ia în considerare efectul efortului axial asupra momentului rezistent plastic în raport cu

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

axa y-y, atunci când sunt satisfăcute următoarele douăcriterii: Npl.Rd.  Nc.Rd NEd  0.25 Npl.Rd.  1 NEd

=>

0.5 hi tw. fy  1 

efectul efortului axial asupra momentului rezistent poate fi neglijat

γM0

Verificarea la incovoiere: Mc.Rd 

Wpl.y fy γM0

conform EN 1993-1-1 6.3.2.1

 604.21 kN m

Mpl.Rd  Mc.Rd 3 Wpl.y.v  3430 cm Mc.Rd.v 

Wpl.y.v fy γM0

3  1.218  10  kN m

Mpl.Rd.v  Mc.Rd.v

Sectiune constanta :

MEd Mc.Rd

11

=>

Sectiune vuta :

MEd.v Mc.Rd.v

sectiunea verifica

11

Verificare la pierderea stabilităţii :

conform EN 1993-1-1 6.3.3

Bare supuse la încovoiere şi compresiune axială cu secţiune transversală uniformă trebu să îndeplinească următoarele condiţii:: Pentru că Mz,Ed = ΔMz,Ed = 0 relațiile de interacțiune se pot scrie : NEd

Χy NRk γM1

 kyy

My.Ed  ΔMy.Ed My.Rk

ΧLT γM1

1

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

NEd

Χz NRk

 kzy

My.Ed  ΔMy.Ed My.Rk

1

ΧLT γM1

γM1

Pentru calculul acestor formule de interactiune este necesar calculul factorului de reduce pentru flambaj prin încovoiere după axa principală kyy si factorii de interactiune kzy, acestia vor fi calculaţi folosind anexa A din EN 1993-1-1. Efortul critic de flambaj, elastic, pentru modul de flambaj considerat Ncr :

conform EN 1993-1-1 6.3.1.2

Pentru determinarea lungimii de flambaj a grinzii în planul cadrului, s-a făcut o analiză stabilitate în urma căreia s-a determinat factorul de amplificare αcr pentru combinatia de încărcări care dă cea mai mare valoare a forei verticale. • Factorul de amplificare este:

αcr  14.78

Figura 2. Modul de pierdere al stabilitatii • Efortul critic de flambaj, elastic: Ncr.y  αcr NEd  924.962 kN

Zvelteţea relativă y-y :   λy 

A fy Ncr.y

 1.947

λy.  1.947

Factori de reducere pentru flambajul prin incovoiere : Pentru alegerea curbei de flambaj pentru sectiunea transversala trebuie să luam în considerare următoarele conditii:

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

° IPE 450 - profil laminat h

° Raportul

h

 2.368

b.

b.

 1.2  1

° Grosimea talpilor tf.  20.5mm

tf.  100 mm  1

° Marca de otel S355 • Pierderea stabilitatii generale in jurul axei y-y :

conform EN 1993-1-1 6.3.1.2

- curba de flambaj a, factorul de imperfectiune :αy  0.21     2  ϕy  0.5 1  αy  λy.  0.2   λy.   2.579      Χy 

1 2

2 ϕy  λy.

ϕy 

 0.234

• Pierderea stabilitatii generale in jurul axei z-z : Flambaj prin incovoiere : Lcr.z 

Ncr.z 

4 m



cos α

 4.03 m

2 π  E Iz. L cr.z

2

- distanta dintre legaturile transversale

3  2.144  10  kN

- efort axial critic

Flambaj prin rasucire : Lcr.T  L cr.z 4 4 I0  Iy.  Iz.  3.542  10  cm

  π2 E I   w.  3   Ncr.T   G It.   4.327  10  kN I0  2  Lcr.T   A

3 Ncr  min Ncr.z Ncr.T  2.144  10  kN





Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

A fy

 λz 

Ncr

 1.279

λz.  1.279

- curba de flambaj b, factorul de imperfectiune :αz  0.34     2  ϕz  0.5 1  αz  λz.  0.2   λz.   1.501      Χz 

1 ϕz 

2 2 ϕz  λz.

 0.437

Factori de reducere pentru flambajul prin incovoiere-rasucire : • Momentul critic elastic de flambaj prin incovoiere-rasucire :

conform NCCI SN003

2 2  k  Iw.  k Lcr.LT   G It. 2   C2 zg  C2 zg Mcr  C1      k 2 I 2 π  E Iz. k Lcr.LT  w  z. 2 π  E Iz.

unde : k  1 - din moment ce talpa comprimată e liberă să se rotească în jurul axei minime de inertie kw  1 - din moment ce nu sunt prevăzute măsuri speciale de

împiedicare a deplanării libere a capetelor grinzii.

zg  0 - distanta de la punctul de aplicare al încărcării la centru de

tăiere

Deoarece eforturile sunt transmise prin intermediul rigle- încărcările sunt aplicate în axa neutră a stâlpului: zg = 0. Formula momentului critic devine: Mcr  C1

2 π  E Iz. 2 Lcr.LT



Iw. Iz.



2 Lcr.LT  G It. 2 π  E Iz.

Datorită complexitătii expresiei, a posibilitătii inerente a unor erori algebrice este recomandată efectuarea aritmeticilor pe termeni, pentru urmărirea mai facilă a calculelor 3 7 m  kg 2 π  E Iz.  3.482  10 2 s Lcr.LT  Lcr.T

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

 π2 E I  z. 3  T1   2.144  10  kN 2 L cr.LT

T2 

T3 

Iw.

 0.047 m

Iz.

2 L cr.LT  G It. 2 π  E  Iz.

2

 0.025 m

2

Mcr.0  T1 T2  T3  576.722 kN m

Coeficientul C1 depinde de forma diagramei de moment încovoietor. Pentru elemente încărcate cu momente la capete si încărcare distribuită : q  5.58

ψ  

kN μ  

m

127.20kN m MEd

 0.441

q Lcr.z

2

8 MEd

 0.039

C1  2.35

Figura 3. Distributia de moment intre doua legaturi transversale 3 Mcr  C1 Mcr.0  1.355  10  kN m

- momentul critic elastic de flambaj prin încovoie-răsucire:

• Zveltetea redusa pentru incovoiere-rasucire :  λLT 

Wpl.y fy Mcr

 0.668

λLT.  0.668

• Factorul de reducere : - pentru raportul :

h b.

 1.2  1

conform EN 1993-1-1 6.3.2.2

conform EN 1993-1-1 6.3.2.3 => curba de flambaj c unde : αLT  0.49

- valori recomandate : λLT.0  0.4 si β  0.75

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

     2  ϕLT  0.5 1  αLT  λLT.  λLT.0  β  λLT.   0.733     

1

ΧLT  ϕLT 

  2 2 ϕLT  β  λLT.

1 λLT.

2

- factorul de reducere

=> verifica

ΧLT  1  1 ΧLT 

 0.845

1

=> verifica

Pentru a lua în considerare distributia momentelor între legăturile laterale ale barelor se calculează factorul f : kc 

1  0.678 - diagrama de moment liniarăconform EN 1993-1-1 1.33  0.33 ψ 6.3.2.3 Tabel 6.6

f  1  0.5 1  kc  1  2 λLT.  0.8 





   0.844



2

=> verifica

f11

Factorul de reducere XLT poate fi definit astfel : ΧLTmod 

ΧLT f

 1.001

ΧLTmod  1  0

=> verifica

Calculul factorilor de imperfectiune kyy si kzy : Factorii de interactiune kyy , kyz , kzy , kzz depind de metoda de calcul aleasă. Se pot calcula folosind două metode alternative. În cazul nostru valorile acestor factori au fost determinate conform anexei A (metoda alternativă 1). • Calculul factorilor auxiliari: Ncr.z.  Ncr

1 μy. 

NEd Ncr.y

1  Χy

NEd Ncr.y

 1.335

conform EN 1993-1-1 Anexa A

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

1 μz. 

NEd Ncr.z.

1  Χz

 1.819

NEd Ncr.z.

Wpl.y wy   1.135 Wel.y

< 1.5

Wpl.z wz   1.57 Wel.z

> 1.5

  λ0 

Wpl.y fy Mcr.0

wz => 1.5

wz.  1.5

 1.024

- secţiune dublă simetrică

Ncr.TF  Ncr.T  λ0.lim  0.2 C1

4

NEd   NEd   1    1    0.303 Ncr.z.   Ncr.TF  

λLT.0  λ0.lim.  1

λ0.lim.  0.303

=> verifica

• Calculul parametrilor Cmy si CmLT :

conform EN 1993-1-1 Anexa A

My.Ed  MEd My.Ed A εy    30.357 NEd Wel.y

(secţiune Clasa I)

It. α.LT  1   0.998 Iy. ψ y  0 δ  7.61 mm - deplasare maxima la SLU

 N  π 2 E  I  δ y. Ed Cmy.0  1    1   0.935  L2 M  Ncr.y y.Ed  



 1

Cmy  Cmy.0  1  Cmy.0 

εy α.LT εy α.LT

 0.99

conform EN 1993-1-1 Anexa A Tabel A.2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

2 Cm.LT  Cmy 

α.LT

1

NEd   NEd   1    1   Ncr.z.   Ncr.T  

•Calculul parametrilor Cyy si Czy :



conform EN 1993-1-1 Anexa A



λmax  max λy. λz.  1.947 3 NRk  A fy  3.507  10  kN NEd npl   0.018 NRk γM1

=>

Mz.Ed  0

şi dLT  0

bLT  0

1.6 1.6   2 2 2 Cyy  1  wy  1   2   Cmy  λmax   Cmy  λmax   npl  bLT  0.986 wy wy   





Wel.y Wpl.y

Wel.y Cyy  1 Wpl.y

 0.881

=> verifica

2 2   Cmy  λmax      Czy  1   wy  1  2  14 n  d  0.966 5   pl LT wy   

0.6

wy Wel.y   0.46 wz. Wpl.y

Czy  0.6

wy Wel.y  1 wz. Wpl.y

=> verifica

• Calculul factorilor de interactiune conform Tabel A.1, Anexa A : μy.

kyy  Cmy Cm.LT

1

NEd

1

1 Cyy

 1.439

Ncr.y

μz.

kzy  Cmy Cm.LT



NEd Ncr.y



1 Czy

 0.6

wy wz.

 1.043

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Verificarea formulei de interactiune : My.Rk  Wpl.y fy  604.21 kN m NEd

Χy NRk

 kyy

γM1

My.Ed My.Rk ΧLT γM1

=

Χz NRk

 kzy

γM1

=

288.432 10

 1.439

57260 355 0.234 1

0.62  1  1

NEd

6

62582

3

0.882

 0.62

2149 10  355 1

=> verifica

My.Ed My.Rk ΧLT γM1

62582 57260 355 0.437 1

0.45  1  1

6

288.432 10

 1.043

3

0.882

2149 10  355 1

=> verifica

Verificarea vutei : Caracteristicile geometrice ale întregii sectiuni : Lv  2 m 2 Av  148.26 cm 4 Iy.v  114991.25 cm 4 Iz.v  2001.4 cm 3 Wel.y.v  2852.67cm 3 Wel.z.v  222.38cm

 0.45

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Caracteristicile geometrice ale părtii comprimate : - talpa comprimata inclusi 1/6 din inaltimea inimii:

2 Av.c  31.63 cm 4 Iy.v.c  104.91 cm 4 Iz.v.c  680.89 cm

Figura 4. Sectiune transversala zona comprimata iz 

Iz.v.c

 46.397 mm

Av.c

λ1  π 

E

 76.409

fy

Lv λz.v   0.564 iz λ1

Se alege curba de flambaj d cu h/b>2 => α  0.76   2  ϕz.v  0.5 1  α  λz.v  0.2   λz.v   0.798      Χz.v 

1 ϕz.v 

2

ϕz.v  λz.v

2

 0.735

Forta axiala de calcul in talpa comprimata : Av.c MEd.v NEd.f  NEd.v  A  454.953 kN Av Wel.y.v v.c

Verificarea rezistentei la flambaj : 3 NRk.v  Av.c fy  1.123  10  kN NEd.f Χz.v NRk.v

 0.552

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

NEd.f Χz.v NRk.v

11

=> Sectiunea verifica

Grinda îndeplineste condiţiile de interacţiune M-N.

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

4.2 Calculul stâlpul marginal HEB 320 Verificarea de rezistenta si flambaj a stalpului Sectiune stalp: HEB 320, Marca otelului S355 kg Gmasa  127 m h  320mm

E  210000

G  80770

b.  300mm tw.  11.5mm

N 2 mm N

2 mm 4 It.  225.1cm

tf  20.5mm r  27mm

6 Iw.  2071812cm

hi  279mm

4 Iy.  30824cm

d  225mm

4 Iz.  9239cm

2 A  161.3cm

pmin.  122mm

iy  13.83 10mm iz  7.57 10mm

3 Wel.z  6152.4cm 3 Wpl.z  9391cm

pmax.  198mm

fu  510

- modul de forfecare

3 Wel.y  1926.5cm 3 Wpl.y  2149.2cm

Φs = M27

fy  355

- modul de elasticitate longitudinal

N 2 mm N 2 mm

- valoare normala a limitei de curgere - valoare normala a rezistentei la tractiune

Coeficienti partiali de siguranta : γM0  1

conform EN 1993-1-1 6.1

γM1  1

Analiza globala a cadrului : Cadrul a fost modelat cu ajutorul programului SAP2000.

conform EN 1993-1-1 5.2

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Factor de amplificare la flambaj : αcr Pentru a evalua sensibilitatea cadrului, s-a realizat o analiză pentru a calcula factorul de amplificare la flambaj αcr : Factorul de amplificare este: αcr = 20.717

Figura 1. Modul de pierdere al stabilitatii Ls  7 m - inaltime stalp

hmax  8.2

Efectele imperfecțiunilor : ϕ0 

hmax

 0.698

- numarul stalpilor

m  2 αm 

conform EN 1993-1-1 5.3.2

1 3  5  10 200 2

αh 



1



m

0.5  1 

  0.866 3

ϕ  ϕ0 αh αm  3.024  10

Eforturile de calcul ale stalpului : Fara imperfectiuni : NEd  160.479kN VEd  59.262kN MEd  414.834kN m

- inaltimea maxima a cadrului

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Influența imperfecțiunilor datorate abaterii de la axa verticală pot fi neglijate dacă : HEd ≥ 0,15 VEd Dacă : HEd  0.15 VEd imperfecțiunii inițiale pot fi înlocuite cu forțe orizontale echivalente : HEq  ϕ VEd  0.179 kN - incarcarea determinata va fi aplicata celor 2 stalpi din cadru :HEq.1  HEq.2 

HEq

2 HEq

2

 0.09 kN

 0.09 kN

Determinarea lungimilor de flambaj : fL  1.09 Lcr.y  fL Ls  7.63 m Lcr.z  7 m Lcr.T  7 m

Determinarea clasei secțiunii transversale : Parametrul ε depinde de limita de curgere a materialului : ε 

235 1  0.814  m m 355

Talpă în consolă supusă la compresiune : c.  c. tf

b.  tw.  2 r

2

 117.25 mm

 5.72

Limita pentru Clasa I este : 9 ε  7.323 c. tf

 9 ε  1

=> talpa Clasa I

Perete interior supus la încovoiere şi compresiune : NEd dN   39.309 mm tw. fy

conform EN 1993-1-1 Tabel 5.5

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

dw  h  2 tf  2 r  225 mm α  dw tw.

dN  dw

2 d w

 0.587

α  0.5  1

 19.565

Limita pentru Clasa I este : dw tw.



396 ε 13 α  1

396 ε 13 α  1

 48.555

=> inimă Clasa I

1

Clasa unei secţiuni transversale este definită prin clasa cea mai mare (cea mai puţin favorabilă) a pereţilor săi comprimaţi : în cazul de faţă : Clasa I.

Verificarile de rezistenta :

conform EN 1993-1-1 6.2.10

Pentru a respecta condiţiile de rezistenţă stâlpul trebuie să îndeplinească toate verificările - Forţa tăietoare V; - Forţa axială N; - Moment încovoietor M; - Interacţiunea M-N-V; Rezistenta la forfecare :

conform EN 1993-1-1 6.2.6





3 2 Av.z  A  2 b.  tf  tw.  2 r  tf  5.173  10  mm Vpl.z.Rd 

Av.z fy

3 γM0

3  1.06  10  kN

Vc.Rd.  Vpl.z.Rd VEd Vc.Rd. VEd Vc.Rd.

 0.056

 0.5  1

=> sectiunea verifica, iar forta taietoare nu reduce valoarea momentului incovoietor capabil

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Verificarea la forța axială : A fy 3 Nc.Rd   5.726  10  kN γM0 NEd Nc.Rd NEd Nc.Rd

conform EN 1993-1-1 6.2.4 - capacitate portantă la compresiune

 0.028

=> sectiunea verifica

11

Pentru sectiunile bisimetrice I sau H si alte sectiuni bisimetrice cu tălpi, nu este necesar se ia în considerare efectul efortului axial asupra momentului rezistent plastic în raport cu axa y-y, atunci când sunt satisfăcute următoarele două criterii: conform EN 1993-1-1 6.2.9.1 N  N pl.Rd.

c.Rd

3

0.25 Npl.Rd.  1.432  10  kN NEd  0.25 Npl.Rd.  1

0.5 hi tw. fy γM0 NEd 

=> sectiunea verifica

 569.509 kN

0.5 hi tw. fy γM0

1

=> sectiunea verifica

Condiţia fiind îndeplinită, efectul forței axială asupra momentului rezistent poate fi neglij Verificarea la incovoiere :

conform EN 1993-1-1 6.3.2.1

Pentru o sectiune de clasa 1 rezistenta de calcul a unei sectiuni transversale supusă la încovoiere în raport cu axa principală de inertie se determină astfel: Mc.Rd 

Wpl.y fy γM0

 762.966 kN m

Mpl.Rd  Mc.Rd MEd Mc.Rd MEd Mc.Rd

 0.544

11

=> sectiunea verifica

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Verificarea la pierderea stabilitatii :

conform EN 1993-1-1 6.3.3

Bare supuse la încovoiere şi compresiune axială cu secţiune transversală uniformă trebu să îndeplinească următoarele condiţii:: Pentru că Mz,Ed = ΔMz,Ed = 0 relațiile de interacțiune se pot scrie : NEd

Χy NRk

 kyy

My.Ed  ΔMy.Ed My.Rk

ΧLT γM1

γM1

NEd

Χz NRk

1

 kzy

My.Ed  ΔMy.Ed My.Rk

1

ΧLT γM1

γM1

Factorul de reducere pentru flambaj prin încovoiere după axa principală kyy și factorul de reducere pentru flambaj prin încovoiere-răsucire kzy vor fi calculaţi folosind anexa A d EN 1993-1-1. Efortul critic de flambaj,elastic, pentru modul de flambaj considerat Ncr :

Ncr.y 

Ncr.z 

2 π  E Iy. 2 L cr.y 2 π  E Iz. L cr.z

2

4  1.097  10  kN

3  3.908  10  kN

Zvelteţea relativă :   λy 

 λz 

A fy Ncr.y A fy Ncr.z

conform EN 1993-1-1 6.3.1.2 Tabel 6.1

conform EN 1993-1-1 6.3.1.2

 0.722

λy.  0.722

 1.21

λz.  1.21

Factorii de reducere pentru flambajul prin incovoiere : Pentru alegerea curbei de flambaj pentru sectiunea transversala trebuie să luam în considerare următoarele conditii:

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

° HEB 320 - profil laminat ° Raportul

h b.

 1.067

h b.

 1.2  1

° Grosimea talpilor tf.  20.5mm

tf.  100 mm  1

° Marca de otel S355 • Pierderea stabilitatii generale in jurul axei y-y : - curba de flambaj b, factorul de imperfectiune :αy  0.34     2  ϕy  0.5 1  αy  λy.  0.2   λy.   0.849      Χy 

1 ϕy 

2

2 ϕy  λy.

 0.771

• Pierderea stabilitatii generale in jurul axei z-z : Flambaj prin incovoiere : - curba de flambaj c, factorul de imperfectiune :αz  0.34     2  ϕz  0.5 1  αz  λz.  0.2   λz.   1.404      Χz 

1 ϕz 

2 2 ϕz  λz.

 0.473

Factorii de reducere pentru flambajul prin incovoiere - rasucire : • Momentul critic elastic de flambaj prin incovoiere-rasucire :

conform NCCI SN003

2 2  k  Iw.  k Lcr.LT   G It. 2   C2 zg  C2 zg Mcr  C1      k 2 I 2 π  E Iz. k Lcr.LT  w  z. 2 π  E Iz.

unde : k  1 - din moment ce talpa comprimată e liberă să se rotească în jurul axei minime de inertie

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

kw  1 - din moment ce nu sunt prevăzute măsuri speciale de

împiedicare a deplanării libere a capetelor grinzii.

zg  0 - distanta de la punctul de aplicare al încărcării la centru de

tăiere

Deoarece eforturile sunt transmise prin intermediul rigle- încărcările sunt aplicate în axa neutră a stâlpului: zg = 0. Coeficientul C1 depinde de forma diagramei de moment încovoietor. Pentru elemente încărcate cu momente la capete - diagrama cu variatie liniara si raportul intre momente : ψ  0

C1  1.77

Formula momentului critic devine: Mcr  C1

2 π  E Iz. 2 Lcr.LT



Iw. Iz.



2 Lcr.LT  G It. 2 π  E Iz.

Datorită complexitătii expresiei, a posibilitătii inerente a unor erori algebrice este recomandată efectuarea aritmeticilor pe termeni, pentru urmărirea mai facilă a calculelor 3 8 m  kg 2 π  E Iz.  1.915  10 2 s Lcr.LT  Lcr.T

 π2 E I  z. 3  T1   3.908  10  kN 2 L cr.LT

T2 

T3 

Iw. Iz.

 0.022 m

2 L cr.LT  G It. 2 π  E  Iz.

2

 0.047 m

2

3 Mcr.0  T1 T2  T3  1.026  10  kN m 3 Mcr  C1 Mcr.0  1.816  10  kN m

- momentul critic elastic de flambaj prin încovoie-răsucire:

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

• Zveltetea redusa pentru incovoiere-rasucire :  λLT 

Wpl.y fy Mcr

 0.648

conform EN 1993-1-1 6.3.2.2

λLT.  0.648

• Factorul de reducere : - pentru raportul :

h b.

conform EN 1993-1-1 6.3.2.3

 1.2  1

=> curba de flambaj c unde : αLT  0.49

- valori recomandate : λLT.0  0.4 si β  0.75      2  ϕLT  0.5 1  αLT  λLT.  λLT.0  β  λLT.   0.718     

1

ΧLT  ϕLT 

  2 2 ϕLT  β  λLT.

1 λLT.

2

- factorul de reducere

=> verifica

ΧLT  1  1 ΧLT 

 0.857

1

=> verifica

Pentru a lua în considerare distributia momentelor între legăturile laterale ale barelor se calculează factorul f : kc 

1  0.752 - diagrama de moment liniarăconform EN 1993-1-1 1.33  0.33 ψ 6.3.2.3 Tabel 6.6

f  1  0.5 1  kc  1  2 λLT.  0.8 





   0.882



2

=> verifica

f11

Factorul de reducere XLT poate fi definit astfel : ΧLTmod 

ΧLT f

 0.972

ΧLTmod  1  1

=> verifica

Calculul actorilor de interactiune kyy si kzy : Factorii de interactiune kyy si kzy , depind de metoda de calcul aleasă. Se pot calcula folosind două metode alternative. În cazul nostru valorile acestor factori au fost determin conform anexei A (metoda alternativă 1).

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

• Calculul factorilor auxiliari: NEd

1

Ncr.y

μy. 

1  Χy 1 μz. 

conform EN 1993-1-1 Anexa A

NEd

 4.599

Ncr.y

NEd Ncr.z

1  Χz

NEd

 1.972

Ncr.z

Wpl.y wy   1.116 Wel.y

< 1.5

Wpl.z wz   1.526 Wel.z

> 1.5

wz => 1.5

wz.  1.5

Efortul axial critic de flambaj elastic prin răsucire : y0  0m

z0  0m

- coordonatele centrului de tăiere faţă de centrul de greutate - pentru o secțiune dublu simetrică

4 2 2 2 2 2 i0  iy  iz  y0  z0  2.486  10  mm

1  2 E Iw.   Ncr.T    G It.  π 2 i0  Lcr.T   =

conform NCCI SN003

5 9  1 4 3 2 2.1  10  270.2  10    80770 225.1 10  π  7.36  10 2  24860 1000  7000





Ncr.T.  7360kN

Momentul critic corespunzător elementului încărcat cu momente egale la capete : 3 Mcr.0  1.026  10  kN m  λLT.0 

Wpl.y fy Mcr.0

Ncr.TF  Ncr.T.

 0.862

λLT.0.  0.862

- secţiune dublă simetrică

conform EN 1993-1-1 Anexa A

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

 λ0.lim  0.2 C1

4

NEd   NEd   1   1      0.262 N N cr.z cr.TF   

λ0.lim.  0.262

=> verifica

λLT.0.  λ0.lim.  1

• Calculul parametrilor Cmy si CmLT :

conform EN 1993-1-1 Anexa A

My.Ed  MEd My.Ed A εy    21.643 NEd Wel.y

(secţiune Clasa I)

It. α.LT  1   0.993 Iy.

conform EN 1993-1-1 Anexa A Tabel A.2

ψ y  0

NEd Cmy.0  0.79  0.21 ψ y  0.36 ψ y  0.33   0.792 Ncr.y





εy α.LT

 1

Cmy  Cmy.0  1  Cmy.0 

2 Cm.LT  Cmy 

εy α.LT

α.LT NEd   NEd   1    1   Ncr.z   Ncr.T.  

Cm.LT  1 =>



 0.963

 0.95

Cm.LT.  1

• Calculul parametrilor Cyy si Czy :



conform EN 1993-1-1 Anexa A



λmax  max λy. λz.  1.21 3 NRk  A fy  5.726  10  kN NEd npl   0.028 NRk γM1

Mz.Ed  0

=>

bLT  0

şi dLT  0

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

1.6 1.6   2 2 2 Cyy  1  wy  1   2   Cmy  λmax   Cmy  λmax   npl  bLT  0.995 wy wy   





Wel.y Wpl.y

Wel.y Cyy  1 Wpl.y

 0.896

=> verifica

2 2   Cmy  λmax      n  d   0.959 Czy  1   wy  1  2  14 5   pl LT wy   

0.6

wy Wel.y   0.464 wz. Wpl.y

Czy  0.6

wy Wel.y  1 wz. Wpl.y

=> verifica

• Calculul factorilor de interactiune conform Tabel A.1, Anexa A : μy.

kyy  Cmy Cm.LT.

1

NEd

1

1 Cyy

 4.517

Ncr.y

μz.

kzy  Cmy Cm.LT.



NEd



1 Czy

 0.6

wy wz.

 1.04

Ncr.y

Verificarea formulei de interactiune : My.Rk  Wpl.y fy  762.966 kN m NEd

Χy NRk γM1

 kyy

My.Ed My.Rk ΧLT γM1 3

=

160.5 10

57260 355 0.767 1

0.815  1  1

6

414.834 10

 4.517

3

0.857 => verifica

7629 10  355 1

 0.815

Dediu mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

NEd

Χz NRk γM1

 kzy

My.Ed My.Rk ΧLT γM1 3

=

160.5 10

57260 355 0.473 1

0.194  1  1

6

414.834 10

 1.04

3

0.857

 0.194

7629 10  355 1

=> verifica

Stâlpul îndeplineste condiţiile de interacţiune M-N.

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

4.3 Calculul planşeului cota +3.5m Placa armata pe o directie, rezemata pe tot conturul pe grinzi dispuse pe doua directii ortogonale. Calculul s-a efectuat cu metoda fasiilor in domeniul elastic. 1. Predimensionare placa : l1  2.63  m l2  5.5  m

- conditia de rigiditate (cand placa este simplu rezemata pe tot contur) :hp.  - aleg : hp  0.10m

l1 30

 87.667  mm

( hp= min 60mm)

2. Evaluarea actiunilor : • Valori caracteristice ale incarcarilor : - greutatea proprie a placii : 0.10  m  25

kN m

3

 2.5 

- greutatea tavan fals si mozaic pe sapa : 1.24

m kN m

- incarcare tehnologica : qk  3

kN 2

=> gk  3.74

2

kN m

2

kN m

2

• Valori caracteristice ale incarcarilor : - stare limita ultima (SLU), grupare fundamentala : γG  1.35 gd  γG  gk  5.049  qd  γQ  qk  4.5 

kN

m kN m

Pd  gd  qd  9.549 

γQ  1.5

2

2

kN m

2

3. Calculul static :

Figura 2. Placi continue alcatuite din panouri. Ipoteze de incarcare.

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

• Stabilirea deschiderilor de calcul : =>

λ 

l2 l1

 2.091

>2

=> placa continua armata pe o directie

Ipoteza 1: - consideram placa simplu rezemata pe contur si incastrata pe reazemele intermediare cu incarcarea convetionala q1. q1  gd 

qd 2

 7.299 

kN m

2

Panou 4 : - 2 laturi simple rezemate, 2 laturi incastrate λ4 

l2 l1

=>

 2.091

α4.1  0.0589

β4.1  0.9412

Panou 5 : - 1 laturi simplu rezemate, 3 laturi incastrate λ5 

l2 l1

=>

 2.091

α5.1  0.0377

β5.1  0.9697

Ipoteza 2: - consideram placa simplu rezemata si pe contur si pe reazemele intermediare cu incarcarea convetionala q2. q2 

qd 2

 2.25 

kN m

2

Panou 1 : - toate laturile rezemate λ1 

l2 l1

 2.091

=>

4. Momentele incovoietoare maxime in sectiunile critice : - momente in camp : • ipoteza 1 :

2

kN m

2

kN m

2

kN m

Mx.4  α4.1  q1  l1  2.974 m  Mx.5  α5.1  q1  l1  1.903 m 

• ipoteza 2 :

Mx.1  α1.1  q2  l1  0.625 m 

α1.1  0.04014

β1.1  0.03302

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

- momente incovoietoare finale maxime si minime in camp : M4.max  Mx.4  Mx.1  3.598 m 

kN m

M4.min  Mx.4  Mx.1  2.349 m 

kN m

M5.max  Mx.5  Mx.1  2.528 m 

kN m

M5.min  Mx.5  Mx.1  1.279 m 

kN m

Panoul 4 :

Panoul 5 :

- momente pe reazem : • ipoteza 1 :

a:

q1.a.st  β4.1  q1  6.87 m

1



kN m

2

q1.a.st  l1

kN m 8  1 kN q1.a.dr  β5.1  q1  7.078 m  m Ma.1.st  

 5.94 m 

2

b:

q1.a.dr  l1 kN Ma.1.dr    4.08 m  m 12 kN 1 q1.b.st  β5.1  q1  7.078 m  m 2

q1.b.st  l1

kN m 12  1 kN q1.b.dr  β5.1  q1  7.078 m  m Mb.1.st  

 4.08 m 

2

q1.b.dr  l1 kN Mb.1.dr    4.08 m  m 12

• ipoteza 2 :

a:

q2.a.st  β1.1  q2  0.074 m

1



kN m

2

Ma.2.st  

q2.a.st  l1

 0.064 m 

8

q2.a.dr  β1.1  q2  0.074 m

1



kN m

2

q2.a.dr  l1 Ma.2.dr   8

b:

 0.064 m 

q2.b.st  β1.1  q2  0.074 m

1



kN m

kN m

kN m

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

2

Mb.2.st  

q2.b.st  l1

 0.064 m 

8

q2.b.dr  β1.1  q2  0.074 m

1



kN m

2

q2.b.dr  l1 Mb.2.dr   8

kN m

 0.064 m 

kN m

- momente incovoietoare finale maxime pe reazeme : Reazemul a :

Ma 

Reazemul b :

Mb 

Ma.1.st  Ma.1.dr  Ma.2.st  Ma.2.dr 2 Mb.1.st  Mb.1.dr  Mb.2.st  Mb.2.dr 2

5. Forta taietoare: - valori de calcul : Q1.dr  0.45   gd  qd  l1  11.301 m

1

Q2.st  0.65   gd  qd  l1  16.324 m Q2.dr  0.55   gd  qd  l1  13.813 m

Q3.dr  0.55   gd  qd  l1  13.813 m

Q5.st  0.45   gd  qd  l1  11.301 m

Qmax  Q4.dr  16.324 m

1

 kN

6. Dimensionarea armaturilor de rezistenta : 6.1 Materiale utilizate :

 kN

 kN

1

- forta taietoare maxima este :

 kN

 kN

1

1

 kN

 kN

1

1

Q4.st  0.55   gd  qd  l1  13.813 m Q4.dr  0.65   gd  qd  l1  16.324 m

1

1

Q3.st  0.55   gd  qd  l1  13.813 m

 kN

 kN

 5.074 m 

 4.144 m 

kN m kN m

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Beton : C25/30 XC2

fck  25 

Otel : S500

N

fctm  2.6 

2

mm

fyk  500 

N

fyd  435 

2

mm

N 2

mm

fcd  16.67 

N 2

mm

6.2 Stabilirea inaltimi utile : Δctot  10  mm

ϕsl  10  mm

b  1m

cmin  max  ϕsl Δctot 10  mm  10  mm cnom  cmin  Δctot  20  mm dx  hp  cnom 

ϕsl 2

 75  mm

6.3 Armarea :



fctm



fyk

As.min  max  0.26 



2

 b  dx 0.0013  b  dx  1.014  cm



2

As.max  0.04  b  hp  40  cm

- in camp : Panoul 4 : M4.max.  3.598kN  m μ4 

M4.max.

< μ.lim = 0.372

 0.038

2

b  dx  fcd

ω4  1 

1  2  μ4  0.039 fcd

As.4  ω4  b  dx 

2

 1.125  cm

fyd 2

Aleg ϕ8/20

As4.eff  2.51  cm

Verificare : d4real  cnom 

6  mm  0.023 m 2

dreal.4  hp  d4real  0.077 m λ  0.8

η  1

x4.real  As4.eff 

fyd

 8.187  10 λ  η  fcd  b x4.real z4real  dreal.4  λ   0.074 m 2 MRd.4  As4.eff  fyd  z4real  8.05  kN  m

3

m

M4.max.  MRd.4  1

N 2

mm

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Panoul 5 : M5.max.  2.528kN  m μ5 

M5.max.

< μ.lim = 0.372

 0.027

2

b  dx  fcd

1  2  μ5  0.027

ω5  1 

fcd

As.5  ω5  b  dx 

2

 0.786  cm

fyd 2

Aleg ϕ8/20

As5.eff  2.51  cm

Verificare : d5real  cnom 

6  mm  0.023 m 2

dreal.5  hp  d5real  0.077 m x5.real  As5.eff 

fyd λ  η  fcd  b x5.real

z5real  dreal.5  λ 

2

 8.187  10

3

m

 0.074 m

MRd.5  As4.eff  fyd  z4real  8.05  kN  m

M5.max.  MRd.5  1

- pe reazem : Reazam a : Ma.max.  5.074kN  m μa 

Ma.max. 2

< μ.lim = 0.372

 0.054

b  dx  fcd

ωa  1 

1  2  μa  0.056 fcd

As.a  ωa  b  dx 

fyd

2

 1.6  cm

2

Aleg ϕ8/15

Asa.eff  3.35  cm

Reazam a : Mb.max.  4.144kN  m μb 

Mb.max. 2

< μ.lim = 0.372

 0.044

b  dx  fcd

ωb  1 

1  2  μb  0.045 fcd

As.b  ωb  b  dx 

fyd 2

Asb.eff  3.35  cm

2

 1.3  cm

Aleg ϕ8/15

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

- verificare la forta taietoare maxima de calcul : VEd.red.  Qmax  Pd  ( 0.085  0.145 ) VEd.red  16.32  9.549  ( 0.085  0.145 )  14.124 CRd 

0.18  0.12 γQ

k  1  ρ 

200  2.633 75

As4.eff

 b  d x

=

dx  75  mm

1410 3

 0.019

10  75 1

VRd  CRd  η  k   100  ρ  fck

3

 b  dx 1

VRd.  0.12  1  2  ( 100  0.0019  25) VEd.red  VRd.  1

3

3

 10  75  3.026  10

4

=> nu este necesara dimensionarea de armatura pentru actiunea fortei taietoare

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

4.4 Calculul fundaţiei aferente stalpului calculat : Studiu geotehnic : CTS  0.50m kN 0.00 ... -0.50 - Umplutura: γk1  18 3 h1.  0.5m m

Cota terenului sistematizat:

-0.50 ... -3.50 - Argila prafoasa, cafenie, plastic consistenta: h2.  3m kN γk2  18.2 w2  22% Ic2  0.70% e2  0.69 3 m E2  12000kPa Ip2  21% φ'k2  24° c'k2  36kPa -3.50 ... -10.00 - Nisip argilos, galbui cafeniu: γk3  19

kN 3

m

w3  18% φ'k3  12°

E3  14000kPa Ip3  11%

e3  0.65

c'k3  12kPa

Caz de proiectare 3: A1/A2+M2+R3 Stabilirea coeficientilor partiali de siguranta pentru CP3 din Anexa A tab. A3, A4, A5. γG  1.35

pentru actiuni permanente (nefavorabile)

γQ  1.50

pentru actiuni variabile (nefavorabile)

γφ'  1.25

pentru unghiul de frecare interna activ

γc'  1.25

pentru coeziunea efectiva

γγ  1.00

pentru greutatea volumica

γR.h  1.00

pentru rezistenta la alunecare

γR.v  1.00

pentru capacitate portanta

Valorile de calcul pentru straturi sunt: γk1 kN γd1   18 3 γγ m valoarea de calcul a greutatii volumice γk2 kN γd2   18.2 3 γγ m

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

γd3  c'd2  c'd3 

γk3 γγ c'k2 γc' c'k3 γc'

 19

kN valoarea de calcul a greutatii volumice

3

m

 28.8 kPa valoare de calcul a coeziunii efective  9.6 kPa

 tan  φ'k2    19.605 deg γφ'   tan φ'   k3  φ'd3  atan    9.651 deg γφ'   φ'd2  atan 

Etapele proiectarii : Predimensionare.Fundatii izolate tip bloc de beton simplu si cuzinet, stalp marginal : NEd  160.479kN

Mx.max  0kN m

Vx.max  59.262kN

My.max  0kN m

Vy.max  58.487kN

Determinarea adancimii de fundare : Hing  0.8m - pentru Satu Mare HTBF  0.50m- incepand cu stratul 2





Df  max Hing  20 cm HTBF  20 cm  1 m Determinarea dimensiunilor in plan L/B :

conform NP 112-2004

- blocului de fundare : lst  320mm bst  300mm pconv  406.9kPa pacc  0.8 pconv  325.52 kPa Vdp  1.2NEd  192.575 kN r 

lst  1.067 bst

- valoarea raportului dintre L si B

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Vdp

B  - aleg :

 0.745 m

pacc r

L  r B  0.794 m

B.  0.8m

Bmin  0.4m

L.  1.1m

Lmin  0.4m

Vdp

peff 

 218.835 kPa

B. L.

peff  pacc  1

=> verifica

- cuzinetul : bc  0.55 B.  0.44 m lc  0.55 L.  0.605 m - aleg : bc.  0.65m lc.  0.85m Determinarea inaltimilor H : - blocului de fundare : tgαadm  1.451 H1 





tgαadm B.  bc.  0.109 m 2



H2 



H  max H1 H2  0.181 m - aleg : H.  0.5m

tgα  4.01

- cuzinetul : h1  0.25 bc.  0.163 m



tgβ  1  1 hc lc. Verificare :

 0.25  1

=> verifica

h2  0.25 lc.  0.213 m



hmin  0.3m

tgβ  1.48 => nu mai este necesara verificarea cuzinetului la forta taietiare => verifica

Htot  H.  hc  0.2m  1.1 m Df.  1m Htot  Df.  1



Hmin  0.4m

tgαadm  tgα  1

hc.  max h1 h2  0.213 m - aleg : hc  0.4m



tgαadm L.  lc.  0.181 m 2

=> verifica

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Verificarea talpii fundatiei la capacitatea portanta: Verificarea fundatiei la SLU:GEO. Stabilirea presiunii efective cu valoare de calcul la talpa fundatiei: Efortul vertical de calcul la talpa fundatiei : γmed  22

kN 3

m

Gf  B. L. Htot γmed  21.296 kN Vd  NEd  Gf  181.775 kN Moment incovoietor la talpa fundatiei :

  Mfd.y  My.max  Vy.max  H.  hc  5.849 kN m

Mfd.x  Mx.max  Vx.max H.  hc  53.336 kN m

Forte orizontale de la talpa fundatiei : Taf.x  0.10NEd  16.048 kN Taf.y  0.05NEd  8.024 kN Hd 

 T 2  T 2  17.942 kN af.y   af.x

Calculul presiunii efective la talpa fundatiei: Mfd.y  0.032 m Vd

eB 

Mfd.x eL   0.293 m Vd 2

- excentricitatile efortului vertical

2

 eL   eB  1       1 9  L.   B. 

=> verifica,compresiune cu mica excentricitate

B'  B.  2eB  0.736 m L'  L.  2eL  0.513 m 3

2

A'  B' L'  3.775  10  cm

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

peff. 

Vd A'

 481.51 kPa

Calculul capacitatii portante-in conditii drenate : Rd  c'd Nc bc sc ic  q' Nq bq sq iq  0.5 γd2 B. Nγ bγ sγ iγ A'





Factori adimensionali pentru calculul presiunii terenului de fundare - capacitate portanta :



 tan 45°  φ'd2 

π  tan φ'd2

Nq  e





2

2 

1 Nc  Nq  1   14.47 tan φ'd2











 



Nγ  2 Nq  1  tan φ'd2  3.671δ 

 6.154

φ'd2 2

- inclinarea bazei fundatiei : α  0





bq  1  α tan φ'd2 bγ  bq  1



2  1 

1  bq bc..  bq  Nc tan φ'd2  B'  - forma fundatiei : sq  1     sin φ'd2  1.481 L'









1



   B'  sγ  1  0.3   0.57  L'  sc 

 sq Nq  1  Nq  1

 1.574

- inclinarea incarcarii produsa de o forta orizontala : - daca H actioneaza pe directia B` :

- daca H actioneaza pe directia L` :

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

  B'  2     L'   1.411 mB     B'  1      L' 

  L'  2     B'   1.589 mL    L'  1    B' 

 Taf.y    0.464 Taf.x  

θ  atan 

2

Hd  17.942 kN 2

m  mL cos ( θ)  mB sin ( θ)  1.553 - daca H actioneaza pe o directie care formeaza unghiul θ cu directia L m

Hd   iq   1    0.851  Vd  A'. c'k2 cot  φ'd2  Hd   iγ  1   Vd  A'. c'k2 cot  φ'd2    





1  iq ic  iq  Nc tan φ'd2







m 1

 0.767

 0.822

c'd  c'd2  28.8 kPa - coeziunea terenului de sub talpa fundatiei kN - greutatea volumica a pamantului de sub talpa fundatiei γ'  γd2  18.2 3 m q'  Df  γ'  18.2 kPa- suprasarcina de calcul care actioneaza la talpa fundatiei - pentru a simplifica ecuatia : E1.  c'd Nc bc sc ic  237.287 m kPa E2.  q' Nq bq sq iq  141.146 kPa E3.  γd2 B. Nγ bγ sγ iγ  23.366 kPa Rd  241.751kPa  143.521kPa  0.5 22.391kPa  396.467 kPa Verificare :

Vd. A'

 0.482

1  kN N

Rd. A'

 1.052

1  kN N

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Vd. A'



Rd. A'

1

=> Verificarea fundatiei la SLU:GEO este satisfacuta

Verificarea fundatiei la SLS-calculul tasarii : Terenul se imparte in straturi elemantare : - aleg : hi  0.3m

- inaltimea unui strat elementar

0.4B.  0.32 m Peff 

Vd B. L.

hi  0.4B.  1

hi  1m  1

 206.562 kPa

Pnet  Peff  Df  γ'  188.362 kPa σz  0.2 σgz - limita zonei active σz  α0 Pnet - efortul in teren dat de o incarcare distribuita z L α0  f      B B

Tasarea finala :

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

β  0.8 s  β

171.41  123.38  73.46  44.267  28.78  20.78  15.78  11.54  0.033 12000

sadm  0.035

- tasarea admisa de constructie

s  sadm  1

=> verifica

Armarea cuzinetului : Efortul vertical de calcul la talpa cuzinetului : Gfc  bc. lc. hc γmed  4.862 kN Nf.c  NEd  Gf  181.775 kN Momentul la talpa cuzinetului : Mc.x  Mx.max  Vx.max hc  23.705 kN m Mc.y  My.max  Vy.max hc  23.395 kN m Presiuni pe suprafata de contact dintre cuzinet si bloc : p1x 

p1y 

p2x 

p2y 

Nf.c lc. bc. Nf.c lc. bc. Nf.c lc. bc. Nf.c lc. bc.



6 Mc.x 2

 631.861

lc.  bc. 

6 Mc.y 2

lc.  bc. 

6 Mc.x 2

6 Mc.y 2

lc.  bc.

 627.9

kN 2

m  26.148

kN 2

m  30.109

kN



2

m

kN p1  max p1x p1y  631.861 2 m



2

m

lc.  bc. 

kN

kN p2  max p2x p2y  30.109 2 m





Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

p2x  0

=> nu avem intindere intre cuzinet si blocul de fundare

p2y  0 bc1 

bc. 2

bst



2

 0.175 m

lc. lst lc1    0.265 m 2 2

 p1  pm.     p2   

 0m    lc1 

x1  



 0m    bc1 

y1  



p0  linterp x1 pm. bc1  234.477 kPa

pmed 

p1  p2 2

 330.985

kN 2

m

2  l 2 lc1  c1 Mx  bc. p0   p1  p0   11.398 kN m 2 3   2

bc1

My  lc1 pmed 2

 1.343 kN m

Materiale utilizate : Beton : C25/30 XC2

fck  25

N mm

fyk  500

Otel : S500

fctm  2.6

2

N mm

2

fyd  435

Armarea : cnom  50mm d  hc  cnom  0.35 m μ 

My 2

4

 7.738  10

< μ.lim = 0.372

lc. d  fcd ω  1 

 1  2 μ  7.741  10 4

N mm

2

N mm

2

fcd  16.67

N mm

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

fcd 2 As.  ω bc. d  0.067 cm fyd 2

As.eff  3.93 cm Mx

μ. 

Aleg ϕ10/20 3

 8.587  10

2

< μ.lim = 0.372

bc. d  fcd

 1  2 μ.  8.624  10 3

ω.  1 

fcd 2 As..  ω. lc. d  0.983 cm fyd 2

As.eff.  3.93 cm



Aleg ϕ10/20



3

Z  L' B.  fcd  6.844  10  kN Ap 

Z 0.4 fyd

2

 0.039 m

- forta de intindere din surub

- aria minima a placii de ancoraj

lpl  550 bpl  350 ϕbulon  24 lpl lbd   15 ϕbulon  361.571 mm bpl





- lungimea bulonului de ancoraj

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

4.5 Calculul panelor, riglelor şi panourilor de închidere

Dimensiuni si masa : d  80mm

- grosime nucleu

D  115mm

- inaltime totala

Lp  2m  14.5m - lungime panou m  11.54

kg m

- greutate panou

2

Dispunerea panelor : Incarcari :

Z  0.96 Gp  0.2

kN

- zapada

2

m kN m

- greutate proprie panou

2

WeI  0.53

kN m

WeE  0.311

- vant zona I

2

kN m

2

- vant zona E

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

WeD  0.658

kN m

- vant zona D

2

A. Distanta dintre pane pe acoperis: γQ  1.5

- coeficient partial de siguranta (utile)

γG  1.35

- coeficient partial de siguranta (permanente)

Pz  γQ Z  γG Gp  1.71 

kN m

Sz  γQ WeI  1 Gp  0.595 

- Presiune

2

kN m

- Suctiune

2

Din tabelul de incarcari din catalogul RO KINGSPAN- kN/m2 - sageata maxima L/200 : - rezemare tripla : P.  1.95 qcap S.  2.30

kN m

2



distanta dintre pane 2m

kN m

2

B. Profile de tip Z: - schema statica 5 din catalogul LINDAB PANE C-Z: - caz de incarcare 2, 3, 4 - banda/fasia 2m ( 2)

( 3)

P..  1.71 S..  0.59

kN m

2

kN m

2

 2  3.42 

m  2  1.18 

( 2)

2

kN m

6.8 ( 4) sageataL/200=

kN

qcap

2

( 3)

kN 2

m =3.4kN/m 2



2

aleg pane Z 250/2+1.5

( 4)

P...  4.00 S...  2.61

L 200

 7.69

kN m

2

kN m

2

kN m

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

C. Caracteristicile panelor de tip Z 250/2:

hz  250mm

2

b1z  74mm

tz  1.91mm

Az  827mm

b2z  66mm

riz  3mm

zG1z  122.71mm

cz  25.3mm

kg Gz  6.8 m

zG2z  127.3mm

D. Greutate permanenta acoperis: a  11.54

Panou KS 1000 RW

b  3.4

Pana Z 250/2+1.5

c.  35

Incarcare tehnologica

kg

m kg 2

2



0.5

m kg m

2

Dispunerea riglelor : A. Distanta dintre rigle pe pereti: Din tabelul de incarcari din catalogul RO KINGSPAN- kN/m2 - sageata maxima L/200 : - rezemare tripla :

Pc  γQ WeD  0.987  Sc  γQ WeE  0.467 

kN m

kN m

2

2

- Presiune - Suctiune

kN m

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

P....  1.23 qcap S....  1.52

kN m

2



distanta dintre rigle 3m

kN m

2

B. Profile de tip C: - schema statica 5 din catalogul LINDAB PANE C-Z: - caz de incarcare 2, 3, 4 - banda/fasia 3m ( 2)

( 3)

P....  0.987 S..  0.467

kN m

kN m

2

2

 3  2.961 

m

 3  1.401 

( 2)

2

kN m

6.8 ( 4) sageataL/200=

kN

qcap

2

( 3)

kN 2

m =2.27kN/m 3 

2

aleg rigle C 250/2+1.5

C. Caracteristicile riglelor de tip C 250/2:

( 4)

P...  3.66 S...  1.61

L 200

 7.43

kN m

2

kN m

2

kN m

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

hc  250mm

2

b1c  74mm

tc  1.91mm

Ac  827mm

b2c  66mm

ric  3mm

zG1c  122.71mm

cc  25.3mm

kg Gc  6.8 m

zG2c  127.3mm

D. Greutate permanenta pereti: Panou KS 1000 RW Rigla C 250/2+1.5

a.  11.54 b.  2.27

kg m kg

m

2

2



0.14

kN m

2

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

4.6 Calculul contravantuirilor NEd  87.462kN fy  355

N

- valoare normala a limitei de curgere

2

mm

γM0  1 γM1  1

d 

NEd

4

π

 1.771  cm

fy

alegem Φ20

γM0

4.7 Calcul ţeavă rectangulară 80x80x8 NEd 2 Anec.r   4.927  cm 0.5fy

alegem profil tub 80x80x8 Aeff.r  52cm

NEd.rig  61.577kN

235

ε 

355

 0.814

1 m

2

h rig  80mm b rig  80mm

Lrig  5.5m Iy.rig  226.27cm

m

Iz.rig  1267.38cm h rig  2  trig

c.  c. trig c. trig

trig

8

E  210000

trig  8mm

4 4

N 2

mm 3 1

 1  10

m

 42 ε

=> talpa Clasa IV

ψ  1

=>

k σ  4

brig

λp.barat. 

ρ 

trig

28.4 ε  k σ

 0.216

λp.barat.  0.055  ( 2  ψ) λp.barat.

2

 1.097

- zveltetea redusa a placii

- factor de reducere al latimii

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

b eff  ρ b rig  87.798 mm

EN 1993-1-5 Tabel 4.1

b el  0.5 b eff  43.899 mm 3

2

Aef  ρ Aeff.r  5.707  10  mm Rezistenta la compresiune : Aef  fy Nc.Rd   2025.929 kN γM0 NEd.rig Nc.Rd NEd.rig Nc.Rd

 0.03

11

=> Sectiunea verifica

fl.y  0.75

=>

Lcr.y  fl.y Lrig  4.125 m

fl.z  0.75

=>

Lcr.z  fl.z Lrig  4.125 m

iz.rig 

λ1  π

λy 

Iz.rig Aeff.r E fy

Lcr.y

 49.369 mm

 76.409

  Aef  1.146 iz.rig λ1  Aeff.r    

1

Se alege curba de flambaj c =>

α  0.49

     2 ϕy.z  0.5 1  α  λy  0.2   λy   1.388      1

Χy.z  ϕy.z 

2

ϕy.z  λy

2

 0.461

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Rezistenta la flambaj : A ef  fy

Nb.Rd  Χy.z γM1

= 0.461 

5707 355 1

 933.979

Nb.Rd.

11

 kN

Nb.Rd.  933.979kN

Verificare : NEd.rig

1 N

=> Sectiunea verifica

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

4.8 Calcul îmbinări grindă-stâlp, grindă-grindă, stâlp-fundaţie 1 Îmbinare stâlp-grindă HEB 320-IPE 450 Alegerea grosimii placii de capat : t  20 mm

Alegerea tipului de surub : - clasa de calitate 8.8 - diametru M24 d  24mm

Propunem un numar de suruburi: 7x2 Reducerea efortului in centrul de greutate al imbinarii : NEd  87.462kN VEd  130.93kN MEd  393.487kN m

Stabilirea distantei intre suruburi :

conform EN 1993-1-8 Tabel 3.3

Figura 1. Distanta dintre dispozitivele de fixare d0  25mm



- aleg :



e1  min 1.2d0 4 t  40mm  30 mm





p1  min 2.2 d0 4 t  40mm  55 mm





e2  min 1.2d0 4 t  40mm  30 mm





p2  min 2.2 d0 4 t  40mm  55 mm

e1.  70mm p1.  80 mm e2.  50 mm p2.  100 mm

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

- vom utiliza 14 suruburi M24 grupa 8.8

n  7

Calculul eforturilor in cel mai solicitat surub - efort de intindere : NEd

Ft.Ed.N 

 6.247 kN

2 n

ymax  600mm 2 2 2 2 2 2 2 Σy i  mm 70  150  280  360  440  520  600  1.029 m MEd  ymax

Ft.Ed.M 

Fv.Ed. 

2 Σyi

VEd

2 n

2

 111.427 kN

 9.352 kN

Ft.Ed  Ft.Ed.M  Ft.Ed.N  117.675 kN

Verificari : Verificare la intindere in tija (zona filetata) :

conform EN 1993-1-8 Tabel 3.4

k2  0.9 N

fub  800

2 mm 2 As  4.59cm γM2  1.25 Ft.Rd 

k2 fub As γM2

- rezistenta la rupere - aria neta a surubului - coeficient partial de siguranta

 264.384 kN

Ft.Ed  Ft.Rd  1

=> verifica

Verificarea la forta taietoare (forfercare) pe un plan de forfecare: αv  0.6 2 Ab  5.73cm Fv.Rd 

αv fub Ab γM2

- aria surubului brut

 220.032 kN

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

=> verifica

Fv.Ed.  Fv.Rd  1

Verificare la strivire (presiune pe gaura) : fu  510

N 2 mm

e2   k1  min  2.8  1.7 2.5  1.66 d0  

 e1

αd  min 



p1



1   0.4 4

 3 d0 3 d0 fub   ab  min  αd  1  0.4 f u   Fb.Rd 

k1 ab fu d t γM2

 130.038 kN

Fv.Ed.  Fb.Rd  1

=> verifica

Verificarea la intindere si forfecare : Fv.Ed. Fv.Rd



Ft.Ed

1.4 Ft.Rd

11

=> verifica

Verificare la forfecare prin strapungere : dm  44.2mm tp  t BP.Rd 

0.6 dm tp fu π γM2

 679.851 kN

Ft.Ed  BP.Rd  1

=> verifica

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

2. Îmbinare grindă-grindă IPE 450 Alegerea grosimii placilor de capat : t  20 mm

Alegerea tipului de surub : - clasa de calitate 8.8 - diametru M24 d  24mm NEd  55.177kN VEd  13.598kN MEd  288.432kN m

Stabilirea distantei intre suruburi :

conform EN 1993-1-8 Tabel 3.3

Figura 1. Distanta dintre dispozitivele de fixare d0  25mm



- aleg :



e1  min 1.2d0 4 t  40mm  30 mm





p1  min 2.2 d0 4 t  40mm  55 mm





e2  min 1.2d0 4 t  40mm  30 mm





p2  min 2.2 d0 4 t  40mm  55 mm

- vom utiliza 8 suruburi M24 grupa 8.8

e1.  50mm p1.  90 mm e2.  100 mm p2.  130 mm n  4

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Calculul eforturilor in cel mai solicitat surub - efort de intindere : NEd

Ft.Ed.N 

 6.897 kN

2 n

ymax  450mm 2 2 2 2 Σy i  mm 60  200  330  450  0.596 m MEd  ymax

Ft.Ed.M 

Fv.Ed. 

2 Σyi

VEd

2 n

2

 182.809 kN

 1.7 kN

Ft.Ed  Ft.Ed.M  Ft.Ed.N  189.706 kN

Verificari : Verificare la intindere in tija (zona filetata) :

conform EN 1993-1-8 Tabel 3.4

k2  0.9 N

fub  800

2 mm 2 As  4.59cm γM2  1.25 Ft.Rd 

k2 fub As γM2

- rezistenta la rupere - aria neta a surubului - coeficient partial de siguranta

 264.384 kN

Ft.Ed  Ft.Rd  1

=> verifica

Verificarea la forta taietoare (forfercare) pe un plan de forfecare: αv  0.6 2 Ab  5.73cm Fv.Rd 

αv fub Ab γM2

- aria surubului brut

 220.032 kN

Fv.Ed.  Fv.Rd  1

=> verifica

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

Verificare la strivire (presiune pe gaura) : fu  510

N 2 mm

e2   k1  min  2.8  1.7 2.5  1.66 d0  

 e1

αd  min 



p1



1   0.4 4

 3 d0 3 d0 fub   ab  min  αd  1  0.4 fu   Fb.Rd 

k1 ab fu d t γM2

 130.038 kN

Fv.Ed.  Fb.Rd  1

=> verifica

Verificarea la intindere si forfecare : Fv.Ed. Fv.Rd



Ft.Ed

1.4 Ft.Rd

11

=> verifica

Verificare la forfecare prin strapungere : dm  44.2mm tp  t BP.Rd 

0.6 dm tp fu π γM2

 679.851 kN

Ft.Ed  BP.Rd  1

=> verifica

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

3. Îmbinare stâlp HEB 320-fundaţie Stabilirea dimensiunilor placii de baza : NEd  160.479kN MEd  0kN m

fcd 

25 N 1.5 mm2

VEd  59.262kN B  35cm L  55cm

- din conditii constructive

t  40 mm Apl  B L  0.193 m Wpl 

B L

2

2  0.018 m

6

3

NEd MEd σ1    fcd  1 Apl Wpl

Stabilirea distantei intre suruburi : d0  25mm

d  24mm



- aleg :



e1  min 1.2d0 4 t  40mm  30 mm





p1  min 2.2 d0 4 t  40mm  55 mm





e2  min 1.2d0 4 t  40mm  30 mm



conform EN 1993-1-8 Tabel 3.3



p2  min 2.2 d0 4 t  40mm  55 mm

- vom utiliza 6 suruburi M24 grupa 8.8

e1.  80mm p1.  100 mm e2.  60 mm p2.  420 mm n  3

Calculul eforturilor in cel mai solicitat surub - efort de intindere : Ft.Ed.N 

NEd

2 n

 26.747 kN

ymax  270mm 2 2 2 Σy i  mm 80  180  270  0.334 m

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

MEd  ymax

Ft.Ed.M 

Fv.Ed. 

2 Σyi

VEd

2 n

2

 0 kN

 9.877 kN

Ft.Ed  Ft.Ed.M  Ft.Ed.N  26.747 kN

Verificari : Verificare la intindere in tija (zona filetata) :

conform EN 1993-1-8 Tabel 3.4

k2  0.9 N

fub  800

- rezistenta la rupere

2 mm 2 As  4.59cm

- aria neta a surubului - coeficient partial de siguranta

γM2  1.25 k2 fub As

Ft.Rd 

 264.384 kN

γM2

=> verifica

Ft.Ed  Ft.Rd  1

Verificarea la forta taietoare (forfercare) pe un plan de forfecare: αv  0.6 2 Ab  5.73cm Fv.Rd 

αv fub Ab γM2

- aria surubului brut

 220.032 kN

Fv.Ed.  Fv.Rd  1

=> verifica

Verificare la strivire (presiune pe gaura) : fu  510

N 2 mm

e2   k1  min  2.8  1.7 2.5  1.66 d0  

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

 e1

αd  min 



p1



1   0.4 4

 3 d0 3 d0 fub   ab  min  αd  1  0.4 f u   Fb.Rd 

k1 ab fu d t γM2

 260.076 kN

Fv.Ed.  Fb.Rd  1

=> verifica

Verificarea la intindere si forfecare : Fv.Ed. Fv.Rd

Ft.Ed



1.4 Ft.Rd

11

=> verifica

Verificare la forfecare prin strapungere : dm  44.2mm tp  t BP.Rd 

0.6 dm tp fu π γM2

3  1.36  10  kN

Ft.Ed  BP.Rd  1

=> verifica

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

Capitol. 5. Tehnologie şi organizare 5. 1 Memoriu tehnico-economic Hala metalică de depozitare cu birouri este concepută din 10 cadre transversale cu trevea de 5,5m fiecare. Oţelul folosit este S355. În cadrul fronton pe margine sunt prevăzuţi stâlpi HEB 320 iar pe axele din mijlocul cadrului stâlpi HEA 200. Grinda transversală este IPE 450. Închiderea halei s-a realizat din panouri sandwich KS 1000RW atât la închiderea pereţilor exteriori cât şi la acoperiş. Între axele 5 şi 7 până la axul C la cota +3,5m s-au dispus stâlpi HEA 240 şi grinzi pe 2 direcţii IPE 400, IPE 360 şi IPE 330 peste care este placa monolită cu grosimea de 10cm armată pe o direcţie. Armăturile folosite la planşeu sunt S500. Pereţii de compartimentare sunt din gips-carton 12,5cm. Inflastructura este realizată în soluţie fundaţii izolate din beton armat clasa 25/30, cu grindă de echilibrare. Apa utilizată pe şantier se asigură printr-o reţea de canalizare racordată la reţeaua stradală. Energia electrică se asigură printr-o reţea de şantier cu cablu izolat. Pentru evitarea şi stingerea incendiilor s-au prevăzut hidranţi. Antemăsurătoarea s-a întocmit pentru partea de suprastructură. Programarea lucrărilor sa făcut pentru suprastructură, s-a considerat că lucrarea a fost executată pe un sector cu flux continuu rezultând un număr de 46 zile. Planul calendaristic a fost întocmit pentru suprastructură. Lista de amenajări la obiect este cea care stă la baza realizării planului de organizare. Sa calculat principalul utilaj de transport loco-obiect, respectiv automacaraua LIEBHERR LTF 1035-3,1. Lucrările vor fi deservite de această automacara, vibrarea betonului se va face cu vibratorul electric de interior. Amplasarea drumului de acces în incinta şantierului s-a făcut astfel încât patul de balast utilizat să poată fi reutilizat la amenajarea ulterioară. Incinta şantierului a fost împrejmuită, la intrarea în şantier va exista un panou indicator ce va cuprinde toate informaţiile necesare cunoaşterii anteprenorului, a construcţiei şi a beneficiarului. Planul general de organizare loco-obiect cuprinde toate amenajările necesare unei bune desfăşurări a lucrării.

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

5. 2 Antemăsurătoare Nr. COD Denumire articol Crt. 1 CL01A1 Montarea stâlpilor din otel, pentru hale industriale, livrati complet asamblati avand pana la o tona

U.M.

Cantitatea

tone

17.780

2

CL01A1 Montarea stâlpilor din otel, pentru hale industriale, livrati complet asamblati avand pana la o tona

tone

1.27

3

CL01A1 Montarea stâlpilor din otel, pentru hale industriale, livrati complet asamblati avand pana la o tona

tone

1.98

4

CL04A1 Montarea grinzilor cu inima plina, din otel, complet asamblate sub 1t

tone

16.5

5

CL04A1 Montarea grinzilor cu inima plina, din otel, complet asamblate sub 1t

tone

2.5

6

CL04A1 Montarea grinzilor cu inima plina, din otel, complet asamblate sub 1t

tone

1.08

7

CL04A1 Montarea grinzilor cu inima plina, din otel, complet asamblate sub 1t

tone

1.43

8

CL16B1

Pane metalice de 0,1—0,2 tone pe bucata, gata confectionate montate pe grinzi metalice la silozuri cereale cu inaltimea de 35-60m

tone

2.88

9

CL16B1

Pane metalice de 0,1—0,2 tone pe bucata, gata confectionate montate pe grinzi metalice la silozuri cereale cu inaltimea de 35-60m

tone

4.1

10

m2

1050

m2

990

12

CD12C1 PERETE TIP SANDWICH 8 cm PE STR. MET 5 CD12C1 PERETE TIP SANDWICH 8 cm PE STR. MET 5 CL13A1 Scari, parapete, pasarele, podeste, contravîntuii, pane cu zabrele, bare si constructii metalica de sustinere a utilajelor tehnologice sau platforme de deservire a agregatelor mari, peste 0,150 t masa proprie suruburi, pâna la înaltimea de 35 m, inclusiv ;

tone

3.8

13

CB13I1

Cofraje pentru beton armat în placi, grinzi si stîlpi din panouri refolosibile, cu placaj de 15 mm grosime la constructii având înaltimea pâna la 20 m inclusiv, la placi si grinzi;

m2

116

14

CB11A

Sustineri cu popi popi extensibili de inventar, folosite la turnarea planseelor partial saus total monolite,

buc

116

11

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

grinzi, placi, placi prefabricate, predale...Sustineri cu popi metalici extensibili PE 3100 R

 

15

CC02A1 Montarea armaturilor din otel-beton în elemente de constructii, exclusiv cele din constructiile executate în cofraje glisante la constructii executate la o înaltime pâna la 35 m inclusiv, din bare fasonate având diametrul pâna la 8 mm inclusiv, în pereti si diafragme cu distantier din plastic

kg

500

16

CA07H1 Turnarea cu pompa a betonului armat în elementele constructiilor, exclusiv cele executate în cofraje glisante la constructii cu înaltimea pâna la 15 m inclusiv, în plansee (placi, grinzi, stâlpi)

m3

24

17

CD12A

m2

238

18

MDTC Automacara pe pneuri LIEBHERR LTF 1035-3,1 4622010  

buc

1

Compartimentari din pereti de 7,5 - 12,5 cm grosime alcatuiti din gips-carton, montat pe structura metalica din tabla zincata, cu suruburi autofiletante...Compartimentari din pereti de 7,5 12,5 cm grosime alcatuiti din gips - carton

AUTORITATEA CONTRACTANTA : A&CO AUTOMOBILE OBIECTIVUL : DDM DEDIU MIHAELA

Formularul C3

CENTRALIZATORUL FINANCIAR AL CATEGORIILOR DE LUCRARI Devizul-oferta al obiectului 1 - HALA METALICA Pag. Nr. Crt.

CATEGORIA DE LUCRARI

VALOARE ( exclusiv TVA ) ( lei )

0

1

2

1

din care ( dupa caz ): CONTRACTANT / CONDUCATOR ASOCIAT ( liderul 1 asociatiei ) 3

4

CAP.1. Lucrari de constructii 1 SUPRASTRUCTURA

1,154,835.80

1,154,835.80

0.00

TOTAL CAP. 1

1,154,835.80

1,154,835.80

0.00

1,154,835.80

1,154,835.80

0.00

0.00

0.00

0.00

CAP.2. Montaj utilaje si echipamente tehnologice TOTAL CAP. 2 CAP.3. Procurare 2 3.1 Utilaje si echipamente tehnologice 3

3.2 Utilaje si echipamente de transport

4

3.3 Dotari

TOTAL CAP. 3 TOTAL VALOARE (exclusiv TVA) - lei ( 1 EURO = 0 )

- euro

TVA 24 %

- lei

277,160.59

277,160.59

0.00

TOTAL ( inclusiv TVA )

- lei

1,431,996.39

1,431,996.39

0.00

PROIECTANT,

OFERTANT, A&CO AUTOMOBILE

A03

27.06.2015 22:26:24

CONSALT (R) 1990-2015 , v.10g/11g

AUTORITATEA CONTRACTANTA: A&CO AUTOMOBILE

Formularul C4

OBIECTIVUL: DDM - DEDIU MIHAELA

LISTA CUPRINZAND CANTITATILE DE LUCRARI DEVIZUL OFERTA: 01 - SUPRASTRUCTURA OBIECTUL : 1 - HALA METALICA Pag.

CATEGORIA DE LUCRARI : Poz

CAPITOLUL DE LUCRARI SIMBOL DENUMIRE

U.M.

CANTITATEA

PRETUL UNITAR

SECTIUNEA TEHNICA 0

1981

TOTAL ( col. 3 * col. 4 )

SECTIUNEA FINANCIARA

1

CAPITOL: 001 CL01A1

1

2

3

4

T

5

17.780

5,423.4498

96,428.94

1.270

5,423.4498

6,887.78

1.980

5,423.4498

10,738.43

16.500

13,964.6574

230,416.85

2.500

13,964.6574

34,911.64

1.080

13,964.6574

15,081.83

2.880

5,057.7978

14,566.46

5,057.7978

20,736.97

Montarea stalpilor din otel pt hale industriale complet asamblati avind < 1 t inclusiv - 10107/1 CONFECTII METALICE INGLOBATE IN BETON (KG) - 10151/1 STILP DIN PROFILE U-I 10% TABL-PLATB G< 1T OL371N 002 CL01A1 1981 T

(KG)

Montarea stalpilor din otel pt hale industriale complet asamblati avind < 1 t inclusiv - 10107/1 CONFECTII METALICE INGLOBATE IN BETON (KG) - 10151/1 STILP DIN PROFILE U-I 10% TABL-PLATB G< 1T OL371N 003 CL01A1 1981 T

(KG)

Montarea stalpilor din otel pt hale industriale complet asamblati avind < 1 t inclusiv - 10107/1 CONFECTII METALICE INGLOBATE IN BETON (KG) - 10151/1 STILP DIN PROFILE U-I 10% TABL-PLATB G< 1T OL371N 004 CL04A1 1981 T

(KG)

Montarea grinzilor pline din otel complet asamblate sub 1 t - 10120/1 GRINDA SIMPLA INIM.PL. I= 500 MM G 4 zile

2. Montare stalpi HEA 240 : T2 

1.27 16.95  0.215 10 1 10

=> 1 zile

3. Montare stalpi HEA 200 : T3 

1.98 16.95  0.336 10 1 10

=> 1 zile

4. Montare grinda IPE 450 : T4 

16.5 19.5  3.217 10 1 10

=> 4 zile

5. Montare grinda IPE 400 : T5 

1.43 19.5  0.279 10 1 10

=> 1 zile

6. Montare grinda IPE 360 : T6 

2.5 19.5  0.488 10 1 10

=> 1 zile

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

7. Montare grinda IPE 330 : T7 

1.08 19.5  0.211 10 1 10

=> 1 zile

8. Montare pane Z acoperis : T8 

4.1 90.37  3.705 10 1 10

=> 4 zile

9. Montare rigle C pereti : T9 

2.88 90.37  2.603 10 1 10

=> 3 zile

10. Montare panouri acoperis : T10 

1050 1.3  13.65 10 1 10

=> 14 zile

11. Montare panouri pereti : T11 

990 1.3  12.87 10 1 10

=> 13 zile

12. Montare contravantuiri, bare de legatura : T12 

3.8 38.1  1.448 10 1 10

=> 2 zile

13. Cofrare placa : T13 

116 0.85  2.465 4 1 10

=> 3 zile

14. Sustinere cu popi extensibili : T14 

116 0.96  1.856 6 1 10

=> 2 zile

Dediu Mihaela Alexandra

Hală metalică cu birouri

15. Montare armaturi : T15 

500 0.048  0.8 3 1 10

=> 1 zile

16. Turnare beton : T16 

24 0.86  0.688 3 1 10

=> 1 zile

17. Compartimentare : T17 

238 1.47  6.997 5 1 10

=> 7 zile

Dimensionarea vestiarului pentru muncitori In perioada de varf avem 10 muncitori, un muncitor are nevoie de o suprafata de 1.7mp. 2

2

Svestiar  10 1.7m  17 m

Aleg vestiar 2 vestiare 4mx2.5m S=10mp

Hală metalică cu birouri

Dediu Mihaela Alexandra

Bibliografie 1. Verificarea la stabilitate a elementelor din oţel în conformitate cu SR EN 1993-1-1. Recomandări de calcul, comentarii si exemple de aplicare-Ioan Curea, 2. Eurocod 1 3. Eurocod 3 4. Eurocod 7 5. P100-2013- Cod de proiectare seismică 6. NP112-2004-Normativ pentru proiectarea structurilor de fundare directă 7. Proiectarea structurilor de beton după SR EN 1992-1-Z.Kiss-T.Oneţ. 8. Tehnologia lucrărilor de construcţii şi tehnologii speciale-J.Domşa, V.Vescan, A.Moga