Calcule beton hala PDF

Numar de ordine:

n  24

Travei:8xT

T  ( 7  0.1 n )m  9.4 m

Deschideri 2xD

D  ( 20  0.1 n )m  22.4 m

Înălţimea utilă:

Hutil  6m

Zona : Cluj Napoca 1. Stabilirea încărcării date de către învelitoare: Greutate proprie elemente Membrana PVC Sikaplan 15 G 62 kg GmPVC  1.90 2 m Vată bazaltică rigidă Gvata  0.3

kg m

2

Tabla cutatat cu profil inalt MBS 153 d=1mm GMBS  0.143

kN m

2

Incarcarea tehnologica Gk  50

kg 2

m

2.Evaluarea Încărcărilor din Zăpadă Localitate:Cluj Napoca Valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe acoperiş pentru situaţia de proiectare tranzitorie se determină astfel: sk = γI μ ce ct s0k Explicitare termeni: γI - factorul de importanţă / expunere pentru acţiunea zăpezii in funcţie de clasa de importanţă tab 4.2 Clasa a III a de importanţă

γI  1

μ- coeficient de formă a încărcării din zăpadă pe acoperiş in cap. 5 in funcţie de pantă α  30

Coeficientul de pantă:

μ  0.8

ce - coeficient de expunere al construcţiei în amplasament Cladirea se situează în cazul expunerii normale în amplasament , topografia terenului şi al altor construcţii sau a copacilor din jur nu permit o spulberare semnificativă a zăpezii

ce  1 ct - coeficient termic al construcţiei

Coeficientul de expunere:

ct  1

Coeficientul termic:

sk0 - valoarea caracteristică a încărcării din zapadă pe sol (kN/m2) Pentru localitatea Cluj Napoca : s0k  1.5

kN 2

m

Valoarea caracteristică a încărcării din zăpadă pe sol este egala cu: kN sk  γI μ ce ct s0k  1.2 2 m

3.Evaluarea Încărcărilor din Vânt Localitate:Cluj Napoca Conform CR 1-1-4/2012

 

We = γIw cpe qp ze

Relaţia de calcul 3.1

γI - factorul de importanţă / expunere pentru acţiunea vântului in funcţie de clasa de importanţă Clasa a III a de importanţă

γIw  1

A. Vântul acţionează pe direcţie tranversală(pe latura lungă a clădirii) Hutil  6 m

Înălţimea halei pe care acţioneză vântul

b  8 T  75.2 m

Latura perpendiculară pe direcţia de acţiune a vântului

d  2 D  44.8 m

Latura paralelă cu direcţia de acţiune a vântului

Elevaţie





e  min b 2 Hutil  12 m Zona A e  2.4 m 5

Zona B 4 e  9.6 m 5

Zona C d  e  32.8 m

Calculul coeficienţilor aerodinamici de presiune/sucţiune exterioară pentru pereţi ai clădirilor cu formă dreptunghiulară în plan 2

A  b Hutil  451.2 m Hutil d

Cpe.A  1.2

zmin  10m 2

 0.134

Cpe.D  0.7

z0  1m A  10m  1

Cpe.E  0.3 Cpe.B  0.8

Cpe.C  0.50

Alegem coeficienţii cpe,10

z  Hutil  6 m

Calculul valorii de vârf a presiunii vitezei vântului Relaţia de calcul 3.1

 

qp ze = ce ( z)  qb qb se extrage din fig.2.1 qb  0.4 Calculul factorului de expunere ce(z) se calculeaza astfel: 2

ce ( z) = cpq ( z)  cr ( z) Factorul de rafală pentru presiunea medie a vântului: cpq ( z) = 1  7. Iv ( z) Intensitatea turbulenţei la inaltimea z se determină cu relatia 2

β  2.12 Iv ( z) 

 β z   z0 

2.5 ln 

Factorul de rugozitate cr pentru presiunea dinamică dinamică a vântului

 

kr z0  0.233

tab. 2.2 pentru categoria de teren IV

z cr ( z)  kr z0  ln   z0  

Calculul factorilor finali

 





ce ( z)  1  7 Iv ( z)  cr ( z) qp ( z)  ce ( z)  qb

WeD  γIw Cpe.D qp ( z)  0.21

kN 2

2

WeA  γIw Cpe.A qp ( z)  0.361

m WeE  γIw Cpe.E qp ( z)  0.09

kN 2

WeB  γIw Cpe.B qp ( z)  0.241

kN 2

m

B. Vântul acţionează pe direcţie longitudinală(pe latura scută a clădirii) Hutil  6 m

Înălţimea clădirii pe care acţioneză vântul

b  2 D  44.8 m

Latura perpendiculară pe direcţia de acţiune a vântului

d  8 T  75.2 m

Latura paralelă cu direcţia de acţiune a vântului





e  min b 2 Hutil  12 m Zona A e  2.4 m 5

Zona B 4 e  9.6 m 5

Zona C d  e  63.2 m

2

m

m

WeC  γIw Cpe.C qp ( z)  0.15

kN

kN 2

m

Calculul coeficienţilor aerodinamici de presiune/sucţiune exterioară pentru pereţi ai clădirilor cu formă dreptunghiulară în plan 2

A  b Hutil  268.8 m Hutil d

z0  1m 2

A  10m  1

 0.08

zmin  10m

z  Hutil

Alegem coeficienţii cpe,10 Cpe.D  0.7

Cpe.E  0.3

Cpe.A  1.2

Cpe.B  0.8

Cpe.C  0.5

Calculul valorii de vârf a presiunii vitezei vântului Relaţia de calcul 3.1

 

qp ze = ce ( z)  qb qb se extrage din fig.2.1 qb  0.4 Calculul factorului de expunere ce(z) se calculeaza astfel: 2

ce ( z) = cpq ( z)  cr ( z) Factorul de rafală pentru presiunea medie a vântului: cpq ( z) = 1  7. Iv ( z) Intensitatea turbulenţei la inaltimea z se determină cu relatia 2

β  2.12 Iv ( z) 

 β

2.5 ln 

z z0   

Factorul de rugozitate cr pentru presiunea dinamică dinamică a vântului tab. 2.2 pentru categoria de teren IV

 

kr z0  0.233 z cr ( z)  kr z0  ln    z0 

 

Calculul factorilor finali





ce ( z)  1  7 Iv ( z)  cr ( z) qp ( z)  ce ( z)  qb

WeD  γIw Cpe.D qp ( z)  0.21

kN

2

WeA  γIw Cpe.A qp ( z)  0.361

kN

2

m

2

m WeE  γIw Cpe.E qp ( z)  0.09

kN

WeB  γIw Cpe.B qp ( z)  0.241

kN 2

m

2

m

WeC  γIw Cpe.C qp ( z)  0.15

kN 2

m

4. Predimensionare elemente Grinda prefabricata din beton armat

Pentru o deschidere de 22.40 m vom alege pentru grinda prefabricata urmatoarele dimensiuni: hgr  1000mm

b0gr  400mm

bgr  190mm

2

2

263410mm  0.263 m

Pana prefabricata din beton armat

Vom alege pentru pana o sectiune T avand urmatoare caracteristici: hp  850mm

bu  190mm

b0  250mm

VERIFICARE STALPULUI Hs  6.00m

bs  60cm

hs  60cm

Conditia de flexibilitate λlim  78.30

coeficentul de zveltete lim.

l0  0.7 Hs  4.2 m -lungimea de flambaj Aleg pentru inceput dimensiunile stalpului h=60 cm si b=60 cm hs 3 4 -moment de inertie dupa axa y Iy   bs  0.011 m 12 2

A  bs hs  0.36 m

aria sectiunii transversale a stalpului

Iy  0.173 m A

i 

λ 

-raza de giratie

l0  24.249 i

λ  λlim  1

Rezulta ca stalpul verifica

Modelare 3D-Program AxisVM

Proiectarea fundaţiei izolate CTS  0.50m -cota terenului sistematizat Stratificatia terenului: 0.00..  0.50

umplutura

0.50  3.50

argila prafoasa cafenie, plastic consistenta kN

γk1  18.2

3

w1  22% Ip.1  21%

c'k1  45.45kPa

m Ic  70%

e1  0.69 E1  12000kPa ϕ'k1  12deg

3.50  10.00 nisip argilos galben cafeniu γk2  19

kN 3

w2  18% Ip.2  11%

c'k2  5.6kPa

m

e2  0.65 E2  14000kPa

ϕ'k2  24deg

Cazul de proiectare CP3: Coeficientii partiali de siguranta conform SR EN 1997 Anexa A: ->actiuni

->rezistenta totala a pamantului

γG  1.35 pt. actiuni permanente γQ  1.5

pt. actiuni variabile

γRh  1

pt. rez. la alunecare

γRv  1

pt. capacitatea portanta

->parametrii geotehnici γϕ'  1.25

pt. unghiul de frecare interna

γc'  1.25

pt. coeziunea efectiva

γγ  1

pt. greutatea volumica

γd1 

γk1 γγ

 18.2

kN 3

m

-valorile de calcul ale greutatii volumice γd2 

γk2 γγ

 19

kN 3

m

 tan  ϕ'k1    9.651 deg  γϕ' 

ϕ'd1  atan 

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

c'd1 

c'd2 

c'k1 γc'

c'k2 γc'

 36.36

kN 2

m  4.48

kN 2

m

Calculul fundaţiei

A. Predimensionarea fundaţiei 1. Adâncimea de fundare Df -in functie de adancimea de inghet si cea a terenului bun de fundare Df  Hi  ( 10..20)cm Df  HTBF  ( 10..20)cm

Condiţia de încastrare în terenul bun de fundare:fundaţiile trebuie încastrate în terenul bun de fundare cel puţin 20 cm. Acesta poate fi stratul de fundare natural sau îmbunătăţit.Terenul bun de fundare TBF, este acel pământcare sub influenţa încărcărilor exterioare nu suferă deformaţii mari. Terenul dificil de fundare ,TDF, este acel pământ care duce la apariţia unor deformaţii mari a terenului de fundare. Încadrarea terenului de fundare în cele două grupe se face conform cu recomandările NP 074/2007 Hi  90cm HTBF  50cm  20cm  0.7 m Df  Hi  20cm  75cm  1.85 m

2. Stabilirea dimensiunilor talpii fundatiei L si B ->Din conditii constructive:

L B  40cm

->Din conditii de rezistenta: pef  pacc

pacc  0.7pconv

Determinarea pconv se face conform NP 112-04 Presiunea conventională de calcul este stabilită în funcţie de granulozitate,umiditate şi gradul de îndesare în cazul pământurilor necoezive şi în funcţie de plasticitate, porozitate şi consistenţă în cazul pământurilor coezive. Tabelul prezintă valorile de bază ale presiunii convenţionale

pconv  408kPa

kN pacc  0.7 pconv  285.6 2 m Eforturile de calcul au fost determinate cu ajutorul programului de calcul structural SAP2000

Momentele de calcul M2-2 si M3-3 din gruparea fundamentala si gruparea speciala M22S  250.38kN m M33S  166.67kN m

M22F  18.75kN m M33F  11.71kN m

Efortul axial NEd din gruparea fundamentala si gruparea speciala NEdS  858.76kN

NEdF  1743kN

Pentru stalp am ales sectiunea de 60x60 cm hst  60cm bst  60cm B2 

Vdp 0.7 pconv

Gf  0.2 NEdF  348.6 kN Vdp  NEdF  Gf  2091.6 kN peff  r 

hst bst

Vdp B L 1

rezulta:

B 

Vdp r pacc

 2.706 m

Dimensiunile fundatiei: B2  2.8m L2.  r B2  2.8 m L2  2.8m peff 

Vdp B 2 L 2

 266.786

kN 2

m

4. Stabilirea înălţimii blocului de fundatie H

H1  0.3 L2  84 cm ->din cond. constructive:

H  40cm

Aleg: Hb  0.9m

Verificarea la capacitate portanta(GEO) conform EC7: SR EN 1997-1 Eforturile la talpa fundatiei:

Htot1  0.3m  CTS  Hb  1.7 m

γmed  21

Gfd  γG L2 B2 Htot1 γmed  377.849 kN 3 NEdF  1.743  10  kN

kN 3

m

Tafy  27.78kN Tafx  41.73kN Vd  NEdF  Gfd  2120.849 kN Mxfd  M22S  Tafy  Hb  275.382 kN m Myfd  M33S  Tafx Hb  204.227 kN m 2

Hd 

2

Tafy  Tafx  50.131 kN

Myfd eB1   9.629 cm Vd B'1  B2  2 eB1  2.607 m

Mxfd eL1   12.985 cm Vd

L'1  L2  2 eL1  2.54 m 2

A' 1  L'1 B'1  6.624 m 2

2

 eB1   eL1  1       1 -forta verticala nu iese din samburele central (nu apar intinderi pe talpa fundatiei) B2 L2 9    

Calculul capacităţii portante ->calculul capacităţii portante se face în condiţii drenate cu relaţia: e  2.718 Factorii adimensionali pentru calculul presiunii terenului de fundare: a).capacitatea portanta:



  tan 45deg  ϕ'd1 

π tan ϕ' d1

Nq1  e









1 Nc1  Nq1  1  tan ϕ'd1







 

2   8.193



Nγ1  2 Nq1  1  tan ϕ'd1  0.474 b).inclinarea bazei fundatiei: α  0





bq1  1  α tan ϕ'd1 bγ1  bq1  1





2



1

1  bq1 bc1  bq1  1 Nc1 tan ϕ'd1





2

 2.393

c).forma fundatiei:  B'1  sq1  1     sin ϕ'd1  1.172  L'1   B'1  sγ1  1  0.3    0.692  L'1  sq1 Nq1  1 sc1   1.296 Nq1  1









d).inclinarea incarcarii produsa de o forta orizontala: tgθ1 

Tafx Tafy

θ1  atan ( tgθ1)   deg

 1.502

-unghiul format de incarcarea orizontala Hd cu L'

 L'1   B'1    1.507 mL1   L'1  1   B'1  2

Hd   iq1  1     Vd  A'1 c'd1 cot  ϕ'd1  





mL1

 0.979

1  iq1 ic1  iq1   0.963 Nc1 tan ϕ'd1





Hd   iγ1  1     Vd  A'1 c'd1 cot  ϕ'd1  

γd1  18.2

kN

Df  1.85 m

3

m

mL1 1

 0.965

q'd1  Df  γd1  33.67

kN 2

m

Cp1  c'd1 Nc1 bc1 sc1 ic1  q'd1 Nq1 bq1 sq1 iq1  0.5 γd1 B'1 Nγ1 bγ1 sγ1 iγ1  471.789

kN 2

m Vd A' 1 Vd A' 1

 320.194

kN 2

m  Cp1  1

VERIFICA Armare pahar prefabricat

Stabilirea dimensiunilor blocului de fundare (pag.24 NP-112)

M22F eL.1   0.011 m NEdF

M22S eL.2   0.292 m NEdS

LR1  L2  2 eL.1

LR2  L2  2 eL.2 2

AR1  LR1 BR1  7.742 m

 6 eL.1  1   LR1    1.2 p NEdF conv  1 A R1

M33F M33S 3 eB.1   6.718  10 m eB.2   0.194 m NEdF NEdS BR1  B2  2 eB.1 BR2  B2  2 eB.2

2

AR2  LR2 BR2  5.347 m

 6 eL.2  1   LR2    1.4 p NEdS conv  1 A R2

Stabilirea inaltimii blocului de fundare cu verificare la strapungere (perimetru de control u si perimetru de baza de la fata stalpului sau placutei) (pag.39-41 NP-112)

Hb L2

 0.30  1

Verfica! => Se admite ipoteza distributiei liniare a presiunilor pe teren

Momente pentru calculul armaturii la baza blocului de fundare (pag.42-43 NP-112)

eL.2  29.156 cm

 6 eL.2  1   L2    361.221 kN p1  NEdF 2 L B 2

pmed  ly 

lx  p0 

 p1  p2 2

L2  hst 2 B2  bst 2 L2  ly L2

2

m

 222.321

kN 2

m  1.1 m

 1.1 m





kN  p1  p2  p2  252.086 2 m

 6 eL.2  1   L2    83.421 kN p2  NEdF 2 L B 2 2

m

2 2  lx lx  Mxx  B2  p1  p0   p0   550.284 kN m 3 2   2

ly Myy  L2 pmed  376.612 kN m 2 Armare bloc pe directia x cnom  5cm a  cnom 

Φmax  20mm

Φmax 2

 6 cm

d1  Hb  a  84 cm

fck  40MPa

fck fcd   26.667 MPa 1.5

fyk  500MPa fyk fyd   434.783 MPa 1.15

d2  d1  Φmax  0.82 m μx 

Mxx

 0.0104

2

B2 d1  fcd

μlim  0.372

ωx  0.0101 fcd 2 Asnec.x  ωx L2 d1  14.57 cm fyd Armare bloc pe directia y μy 

Myy

 0.0075

2

B2 d2  fcd

μlim  0.372

ωy  0.0101 fcd 2 Asnec.y  ωx L2 d2  14.223 cm fyd ->procent minim de armare: 0.1% px 

0.1 2  ly B2  30.8 cm 100

py 

0.1 2  l  L  30.8 cm 100 x 2 2

Asl  35.56cm



13Φ1 8

-Arie de armatura efectiva pe ambele directii



B2  2 cnom  14 18mm  asl    222.545 mm 11

Predimensionare pahar prefabricat

lbd  75cm ls  hst  0.6 m bs  bst Hp  lbd  100mm

lbd  100mm  0.85 m

Hp  1.2 ls

1.2 ls  0.72 m

Hp  500mm

HS  6m

Hp 

HS

HS

8

8

Hp  0.8m bp 



 0.75 m





min ls bs 3



min ls bs  0.2 m 3

bp  0.25m

2

AS  12.56cm

armaturi intinse de pe o fata a stalpului

fyd  434.783 MPa Fs  AS fyd  546.087 kN

θ  45deg ctgθ  1

VED.y  41.73kN AS fyd TH  VED.y   587.817 kN ctgθ

cnom.s  3cm

df  5cm

ϕs  20mm

ϕs χ  cnom.s   0.04 m 2 a  bp  0.25 m a2  bp  χ  df  0.34 m z  hst  2 χ  0.52 m

TV 

VED.y  Hp

ASH 

B TH

AS fyd z

 343.126 kN

a2  z

ASH 3

V

2

 13.52 cm

1

V

TV  T1  T2

2 2

fyd

pmin.H 

a



ASH.eff  16.08cm

8Φ16

1  H  0.267 m 3 p

 100  2.028

 Hp a

In partea inferioara a paharului vom arma constructiv cu Φ14 la distanta S=200mm. TV 2 2 6Φ14 ASV.eff  9.24cm ASV   7.892 cm fyd lp  hst  2.bp  2 df  1.2 m pmin.V 

ASV lp a

 100  0.263

Verificarea la strapungere in faza de montaj ->Verificarea perimetrului de baza 2 lpl   hst  0.4 m 3

lcentr  0.45m

M22S  250.38 kN m M33S  166.67 kN m

lstot  HS  Hp  6.8 m

νED  νRd.max

γbet  25

Gst  lstot hst bst γbet  61.2 kN cnom  5cm

Φef  16mm

Φef a  cnom   5.8 cm 2 d1  Hb  a  0.842 m d2  d1  Φef  0.826 m d 

d1  d2 2

 0.834 m

u0  π lcentr  1.414 m

kN 3

m

H'  Hb  100mm  0.8 m

2

 lcentr  2 Acrt  π    0.159 m  2  2

Asl  35.56 cm

200mm  1.487 d1

k  1 

ρ1 

Asl B2 d1

 0.0015



νRd.c  0.12 k  100 ρ1



3 2

fck   MPa 

1 3    MPa  324.926

kN 2

m

1 2

 fck  kN   MPa  401.538 2  MPa  m

νmin  0.035 k  



ν  0.6  1 



fck    0.504 250MPa 

νRd.max  0.5 ν fck  10080

kN 2

m β1  1.15

stalpi centrali

Gst kN νEd  β1  59.693 2 u0 d m νEd  νRd.max  1

VERIFICA

->Verificarea perimetrului critic la distanta 2d de la fata centralizatorului 2 lpl   hst  0.4 m 3

lcentr  0.45m

Gst  lstot hst bst γbet  61.2 kN cnom  5cm

Φef  18mm

Φef a  cnom   5.9 cm 2 d1  H'  a  0.741 m d2  d1  Φef  0.723 m d 

d1  d2 2



 0.732 m



ucrt  π lcentr  4d  10.612 m

2

 lcentr  4d  2 Acrt  π    8.962 m 2  

2

Asl  35.56 cm

200mm  1.52 d1

k  1 

ρ1 

Asl B2 d1

 0.0017



νRd.c  0.12 k  100 ρ1



3 2

fck   MPa 

1 3    MPa  346.394

kN 2

m

1 2

 fck  kN   MPa  414.629 2  MPa  m

νmin  0.035 k  



ν  0.6  1 



fck    0.504 250MPa 

νRd.max  0.5 ν fck  10080

kN 2

m

β1  1.15

stalpi centrali Gst kN νEd  β1  9.06 2 ucrt d m νEd  νRd.max  1

VERIFICA

Verificarea la strapungere in faza finala

-> Verificarea perimetrului de baza din jurul paharului lp  1.2 m HS  6 m

lungimea paharului γbet  25

νED  νRd.max cnom  5cm

Φef  18mm

d1  H'  a  0.741 m d2  d1  Φef  0.723 m d1  d2 2

 0.732 m

u0  4 lp  4.8 m 2

2

Acrt  lp  1.44 m pmediu 

NEdF L2 B2

3

m

Φef a  cnom   5.9 cm 2

d 

kN

 222.321

kN 2

m

Rt  pmediu 0.5 Acrt  160.071 kN

ΔN.F  Rt  160.071 kN 3

νEd.red  NEdF  ΔN.F  1.583  10  kN 2

Asl  35.56 cm

200mm  1.52 d1

k  1  ρx 

ρy  ρ1 

Asl

B2 d1 Asl B2 d2

 0.001714

 0.001757

ρx ρy  0.00174



νRd.c  0.12 k  100 ρ1



3 2

fck   MPa 

1 3    MPa  347.817

kN 2

m

1 2

 fck  kN   MPa  414.629 2  MPa  m

νmin  0.035 k  



ν  0.6  1 



   0.504 250MPa  fck

νRd.max  0.5 ν fck  10080 β1  1.15

kN 2

m stalpi centrali

νEd.red kN νEd  β1  518.092 2 u0 d m νEd  νRd.max  1

VERIFICA

->Verificarea perimetrului critic la d fata de marginea paharului lp  1.2 m

lungimea paharului

Φef a  cnom   5.9 cm 2 d1  H'  a  0.741 m d2  d1  Φef  0.723 m d 

d1  d2 2

 0.732 m

ucrt  4 lp  2π d  9.399 m 2

2

Acrt  lp lp  4 d lp  π d  6.637 m

NEdF

pmediu 

L2 B2

 222.321

kN 2

m Rt  pmediu 0.5 Acrt  737.767 kN ΔN.F  Rt  737.767 kN 3

νEd.red  NEdF  ΔN.F  1.005  10  kN 2

Asl  35.56 cm

200mm  1.52 d1

k  1 

ρx 

ρy  ρ1 

Asl B2 d1 Asl B2 d2

 0.001714

 0.001757

ρx ρy  0.00174



fck 



MPa 

νRd.c  0.12 k  100 ρ1

3 2

1 3  



 MPa  347.817

 

1 2

 fck  kN   MPa  414.629 2 MPa   m

   0.504 250MPa  fck

νRd.max  0.5 ν fck  10080 β1  1.15

kN 2

m stalpi centrali

νEd.red kN νEd  β1  168.019 2 ucrt d m νEd  νRd.max  1

2

m

νmin  0.035 k  

ν  0.6  1 

kN

VERIFICA

Modelare 3D-Program SAP 2000

CADRUL TRANSVERSAL

CADRUL LONGITUDINAL

DIAGRAMA DE MOMENTE INCOVOIETOARE

DIAGRAMA DE EFORTURI AXIALE

DIAGRAMA DE FORTA TAIETOARE