articol popp si asociatii a xxii a conferinta nationala aicps sediul unicredit

7/21/2019 Articol Popp Si Asociatii a XXII a Conferinta Nationala AICPS Sediul UNICREDIT

1/35

PREZENTARE PROIECT IMOBIL DE BIROURI

UNICREDIT IRIAC BANK 2S+P+15 Etaje, BUCURETI

Ionel BADEA1), Ionel BONTEA

1),

Mihaela DUMITRACU

1),

DragoMARCU

1),

Mdlin COMAN1),

Anatolie MARCU

2),

Tudor SAIDEL

3), Mircea GALER

4)

Rezumat

Prezentul articol descrie soluiile tehnice utilizate pentru realizarea structurii de rezisten aimobilului de birouri "UNICREDIT IRIAC BANK", situat n B-dul Expoziiei, sector 1,Bucureti. Pe vertical cldirea este compus din dou subsoluri, parter i cincisprezece etaje,ultimul etaj fiind retras, nlimea total suprateran fiind de aproximativ 64.00 metri. Pe fondulunei crize economice ce se perpetueaz n interiorul rii noastre de civa ani buni, principalulobiectiv al oricrui dezvoltator este acela de a obine un cost ct mai redus a investiiei lui. Pentruaceastcldire un factor important l-a reprezentat i durata de execuie, beneficiarul final al cldiriiimpunnd un termen fix pentru predarea imobilului destul de redus, de doar 18 luni. n acestecondiii soluia structuraloptima fost cea n care scheletul metalic alctuit din stlpi i grinzi a

fost completat cu perei i planee de beton armat. Prin combinarea celor doumateriale s-a pus nvaloare att viteza de execuie a structurii metalice, precum i preul mai mic al elementelor debeton armat. Tot n sensul optimizrii structurii de rezistens-a optat pentru o incintrealizatcupiloi secani i cu numai un rnd de praiuri dispus la nivelul grinzii de coronament. O ateniedeosebits-a acordat modului de realizare a prinderii la nivelul infrastructurii a atriumului dezvoltat

pe nlimea primelor apte etaje. Implementarea conceptelor moderne n cadrul procesului deproiectare i influena acestora asupra performanelor tehnice i economice sunt prezentate n cadrularticolului.

Abstract

This article describes the technical solutions used the structural design of "UNICREDIT

IRIAC BANK" office building, located in Bucharest, 1st

District, Expoziiei Blvd. In elevation thebuilding presents two basements, ground floor and fifteen stories, with a setback at the top floor,reaching to a total height of approx. 64.00 meters. Taking into account the continuous economiccrises over the last years, the developers are trying to reduce to the minimum the investment level.Particularly, for this building, not only the cost was important but also the time was a majorconstraint, due to the very short execution time, of 18 months, requested by the final beneficiary.Under these circumstances the optimum structural solution was the one where the steel frame madeof beams and columns was combined with the concrete shear walls and slabs. Using thecombination of steel and concrete we could achieve a fast execution at the same time a lower costfor the building. In order to obtain the optimum structural solution also for the infrastructure, for theretaining system a continuous wall made of secant piles supported by a horizontal layer of struts at

the top beam level was provided. Another important issue, studied by us, was the supportconditions for the seven stories atrium structure. Implementing the modern concepts in our design

process and their influence for the technical and economical performances are presented inside thisarticle.

1) inginer diplomat la S.C. POPP & ASOCIAII S.R.L.2) profesor doctor inginer, U.T.C.B.3) inginer diplomat la S.C. POPP & ASOCIAII - INGINERIE GEOTEHNICS.R.L.4) doctor inginer, Verificator Tehnic Af, fost colaborator al S.C. POPP & ASOCIAII -INGINERIE GEOTEHNICS.R.L.


2/35

1. Introducere

Aa cum precizam i n cadrul articolului n care am prezentat ansamblu de imobile de birouri"CITY GATE", aportul costului structurii de rezisten la valoarea total a unei investiii carevizeazrealizarea unui imobil cu destinaia de birouri are o importannsemnat, n Bucureti n

special i n zonele seismice, n general.Proiectantul trebuie ca prin sistemele structurale alese sobino conformare i alctuire optima structurii de rezisten, ajungnd astfel la un preminim ce trebuie pltit de ctre investitor pentruaceastcomponentde baza unui imobil, n condiiile meninerii unui nivel de siguranridicat.

Numrul mare de niveluri supraterane genereazprobleme speciale privind sistemul de fundaremai ales n terenul aluvionar cu portanredussau medie pe care este situat oraul Bucureti. Ca i

proiectant eti pus n faa a douvariante de realizare a unei cldiri nalte fie cu structurde betonarmat, cu o greutate mare a acesteia, ce trebuie transmis terenului de fundare, fie o structurmetalic, cu o greutate mai micdect cea a structurii de beton, dar cu un premai ridicat.

n cazul cldirii de birouri "UNICREDIT IRIAC BANK", situatn B-dul Expoziiei, sector 1,Bucureti, beneficiarul punnd ca i condiie nu doar cea a obinerii unui cost minim de execuie dar

i o duratredusa execuiei, a rezultat csoluia optimde realizare a structurii de rezistenesteaceea n care se combinviteza de execuie a structurii metalice cu un cost redus al elementelor de

beton armat, rezultnd o structurmixtbeton armat - oel laminat.n cadrul unei structuri mixte, aportul principal la asigurarea rigiditii structurii i la preluarea

forelor seismice este asigurat de ctre pereii de beton armat, n timp ce sarcinile gravitaionale suntpreluate preponderent prin intermediul sistemelor de planee compozite uoare i transferatestlpilor care la rndul lor pot fi fie compozii fie in oel laminat

Proiectul pentru aceastinvestiie a fost elaborat n perioada 2010-2011, execuia lucrrilor defundaii speciale fiind realizatn perioada noiembrie 2010 martie 2011, iar lucrrile de execuieale structurii de rezisten ntinzndu-se pe parcursul a 9 luni din luna martie 2011 pn ndecembrie 2012. n momentul de faimobilul de birouri finalizat n proporie de 90%, la 1 iunie2012 beneficiarul urmnd socupe cldirea.

Proiectul structurii de rezisten a avut la baza proiectul de arhitectur elaborat de ctreWESTFOURTH ARCHITECTURE, arh. Vlad ARSENE i arh. Clin NEGOESCU.

Proiectarea instalaiilor a fost asiguratde ctre MIGA AIRVENT i CONS-ENG Co. S.R.L.Beneficiarul imobilului este compania S.C. BOG'ART OFFICES S.R.L.Lucrrile de fundaii speciale au fost executate de ctre compania AGISFOR.Antreprenorul general i al lucrrilor de beton armat pentru aceastinvestiie a fost BOG'ART

S.A.Structura metalica fost fabricati montatde ctre S.C. BOG'ART STEEL S.R.L.Lucrrile aferente faadelor, tip perete cortin, au fost proiectate de ctre ALUDESIGN S.R.L.

i executate de ctre ALUSYSTEM S.R.L.2. Prezentarea general

Suprafaa construit a cldirii este de aproximativ 28000 mp, din care cca. 22000 mp nsuprastructuri 6000 mp n cadrul structurii subterane.

Infrastructura se dezvolt pe nlimea a douniveluri, cu o nlime de nivel de 4.00 pentrusubsolul 1 i 3.10 pentru subsolul 2.

n ceea ce privete suprastructura, aceasta se dezvoltpe nlimea a aisprezece etaje, parter i15 etaje, din care ultimul etaj este retras perimetral.

nlimea de nivel a etajelor supraterane este de 5.00m pentru parter i etajul 1 i de 3.90m

pentru etajele curente.


3/35

Fig.1: Seciuni generale

n imediata vecintate nu se gsesc construcii care s fie afectate de construirea acestuiansamblu.

Conformarea i dimensionarea structurii complexe a ansamblului s-au fcut innd seama decondiiile geotehnice pe amplasament i de prevederile codului de proiectare seismicP100-1:2006

3. Soluia de fundare i execuia excavaiilor

3.1. Prezentarea soluiei de fundarePe amplasamentul n acre a fost edificat construcia, n esen, terenul este alctuit, pn la

adncimea de 15m din straturi nisipoase, la partea superioara acestor straturi nisipoase existnd unstrat de umplutur de aproximativ 120cm i un strat prfos argilos de aproximativ 260cm. Apasubteran a fost interceptat n dou acvifere, unul la o adncime de cca. 7.60m fa de cotaterenului natural, i la 21m adncime pentru al doilea. Referindu-ne la cel din urm, acesta are uncaracter ascensional, nivelul fiind stabilizat la o adncime de aproximativ 7.60m, din aceastcauzla elaborarea sistemului de fundare fiind necesarluarea n consideraie a acestui aspect.

Pentru dimensionarea sistemului de fundare i al incintei perimetrale executate pentru a permiterealizarea excavaiei de aproximativ 9.50m adncime, datele furnizate de Studiul geotehnic(grosimile straturilor, parametrii fizici, parametrii rezistenei la forfecare i de deformabilitate) aufost analizate, fiind adoptate n calcul valorile prezentate n tabelul de mai jos.

Nr. Tip pmnt h sat c' ' E50 Er (m) (kN/m3) (kN/m3) (kPa) () (kPa) (kPa) (-)

1Praf argilos (lut deBucureti)

3.8 17.6 20.9 40 18 30000 90000 0.35

2Nisip cu pietri(ComplexColentina)

12.2 18 20 0 36 40000 120000 0.30

3Argil, argil prfoas

(arg. Interm.)

4.5 16 20 50 18 24000 72000 0.40


4/35

4 Nisip argilos, nisip prfos 8.5 17 20 20 28 19500 58500 0.325 Nisip prfos 7 17 20 0 35 32500 97500 0.306 Argil, argilprfoas 7 16.7 20 60 15 30000 90000 0.407 Nisip prfos 7 18 20 0 40 52500 157500 0.30

Semnificaia notaiilor din tabel este urmtoarea:

h grosimea stratului; greutatea volumicn stare natural;sat greutatea volumicn stare saturat;c' coeziunea; unghiul de frecare intern;E50 modulul de deformaie corespunztor la ncrcri egale cu 50% din ncrcarea de

rupere;Er modulul de deformaie la decomprimare; coeficientul lui Poisson;

Nivelul apei subterane a fost considerat la -7.50 de la suprafaa terenului.Calculul strii de eforturi i deformaii n amplasamentul incintei i n vecintatea acesteia s-au

realizat cu ajutorul programului Plaxis 2D. Pentru efectuarea calculelor prin metoda elementuluifinit s-a admis ipoteza comportrii elasto-plastice a pmntului dup o lege constitutiv de tipulhardening soil. n vecintatea incintei, la 2.0m de axul peretelui s-a considerat o suprasarcinuniform distribuit de 10kN/m pe o lungime de 10.0m pentru a se ine seama de eventualadepozitare a unor materiale.

3.2. Alctuirea modelului geotehnic

Pe baza litologiei considerate i a datelor privind nlimile celor dousubsoluri ale imobilului afost alctuit un model geotehnic preliminar al terenului de fundare i al incintei (Figura 3.4.1).

Cota 0.00 a imobilului este cota 87.30m RMN iar nivelul terenului natural amenajat este lacota -0.20m.

-16.00

-7.50

0.00

-9.50

Argila prafoasa

Nisip cu pietris

Argila

Nisip prafos

4.

50

12.

20

3.

80

8.

50

70.00

6.

50

5.

50

4.

00

3.

80

16.

00

20.

50

29.

00

7.

50

28.00 10.00 2.00

18.

00

2.

00

-3.80

-20.50

-50.00

30.00

-29.00

Nisip argilos

Nisip prafos

-36.00

Argila

Argila prafoasa-43.00

Nisip prafos

7.

00

7.

00

7.

00

36.

00

43

.00

50.

00

-1.00

Fig. 2: Geometria modelului i litologia terenului de fundare consideratn calcul


5/35

3.3. Analiza sistemului de fundare

Sistemul de fundare a fost conceput ca un radier avnd o grosime de 80 cm pe zona cuprins ntre ax 8 - ax 11 i ax A i 1.80 m sub nucleele cldirii. Sistemul de fundare sub nuclee esteconceput ca un radier pe piloi, grosimea radierului fiind 1.80 m iar piloii avnd diametrul de 1.20

m i lungimea de 23.00 m msuratde sub radier.

3.3.1. Piloi de fundareRadierul este rezemat pe un grup de 97 piloi forai avnd diametrul nominal de 120 cm i 90

cm. Piloii au fost astfel dimensionai nct ssusini solicitri de compresiune dar i solicitri dentindere semnificative care afecteazpractic toate zonele de sub radier. Nivelul de analizutilizateste avansat, iar rezultatele obinute din calcul care au condus la conformarea sistemului de fundaresunt credibile. Trebuie sfacem meniunea ciniial toi piloii de fundare erau de diametru 120cmi n urma ncercrilor de prob numai 45 piloi din totalul de 97 au fost executai cu diametruliniial, restul fiind redui la 90 cm diametru, cu o reducere substaniala costurilor pentru acesteelemente.

Piloii au fost dispui sub nucleul de beton armat, aceast zon de radier fiind afectat desolicitri semnificative de ntindere, ct i depiri ale limitelor de rezisten i deformaie aleterenului.

Tasarea medie probabila radierului pilotat a rezultat prin calculul construciei n ansamblu culuarea n considerare a efectelor de interaciune sol-structur, ca fiind cuprins ntre 1.5 i 2 cm.Tasrile difereniate nu vor depi 0.8 cm, ncadrndu-se astfel n limitele cerute de norme.

Piloii au fost forai tubat de la cota terenului natural. Pentru asigurarea transmiterii foreitietoare de la radier la piloi, ultimii 5 cm din pilot au fost nglobai n corpul radierului.

Capacitatea portanta piloilor de 120 cm a fost determinatconform STAS 2561/3-90, pe bazaparametrilor geotehnici ai straturilor. Aceste valori fiind confirmate prin ncrcarea de proba unorpiloi instrumentai.

Piloii de fundare au rezultat dimensionai n funcie de eforturile maxime de compresiune intindere din gruprile speciale (ce conin aciunea seismic). Analiza static a condus la un efortmaxim de compresiune de aproximativ 6800 KN i un efort maxim de ntindere de aproximativ1800 KN, rezultnd astfel piloi cu diametrul nominal de 120 cm cu o capacitare de 7600 KN lacompresiune i 2000 KN la ntindere.

Pentru verificarea continuitii piloilor i a capacitii portante a acestora s-au executat ncercride prob.

Pentru verificarea capacitii portante interne sau a continuitii corpului din beton armat alpiloilor forai se vor efectua ncercri de carotaj sonic prin metoda impedanei mecanice (PET -Pile Echo Test). n urma verificrilor efectuate a fost confirmatcontinuitatea piloilor executai, iar

acolo unde la partea superioar au fost rezultate neconcludente care semnalau prezena unorposibile discontinuiti au fost extrase carote din corpul pilotului.


6/35

Fig. 3: Verificarea continuitii piloilor prin metoda P.E.T.

Pentru confirmarea capacitii portante estimate prin calcul (conform STAS 2561-3:1990) apiloilor de fundare, s-au efectuat ncrcri de probpe piloi conform normativelor NP 045-2000pentru nivelul de precizie N3.

Aa cum am precizat anterior n sensul optimizrii soluiei de fundare am solicitat efectuareaunor ncercri pe piloi nainte de nceperea lucrrilor de execuie a piloilor de fundare, acestencercri de prob urmnd a fi executate pe piloi model de un diametru redus, 620mm,instrumentai cu mrci tensiometrice. Din condiii tehnologice, de comun acord cu executantul i

beneficiarul au fost executate teste pe piloi de diametru 90 cm. Aa cum se poate observa dindiagrama de ncrcare a pilotului de 90 cm, acesta a putu fi ncrcat pnla 9576 kN, ultima treaptstabilizat, ncercarea fiind oprit datorit limitrii impuse de presele hidraulice utilizate. S-a

obinut astfel o capacitate portantpe un pilot de 90 cm diametru de 6700 kN la compresiune, la otasare a pilotului de 66 mm.

Fig. 4: Curba de ncrcare a pilotului de diametru 90 cm.


7/35

3.4. Execuia incintei i a sistemului de praiuri

Incinta s-a realizat din piloi secani cu diametrul de 90cm i lungime de 17m, dispui la interaxde 70cm. Piloii au fost forai de la cota -1.20m (+86.00m) la cota -18.20m (+69.00m), ntre dougrinzi de ghidaj cu seciunea 20x80cm. Cota superioara grinzii de ghidaj este -1.20m (+86.00m).

Pereii de contur ai infrastructurii au o grosime de 30cm. Piloi secani i pereii de contur aiinfrastructurii sunt legai la partea superioarprin grinda de coronament ce n seciune dimensiunile1.10x1.20m, tot la acest nivel fiind montat i orizontul de praiuri. Cota superioar a grinzii decoronament este -0.55m (+86.65m).

n urma calculelor efectuate, s-au determinat eforturile n praiuri pe baza crora acestea au fostdimensionate. Astfel, au rezultat evi de diametru 610mm cu o grosime de 8mm, acestea rezemnddirect n grinda de coronament a peretelui de incint. Prin aceastmsurs-a obinut o economieimportantpentru costul incintei, prin eliminarea filatelor de pe tot conturul nivelului de praiuri.

Pentru reducerea lungimii de flambaj a praiurilor lungi, acestea sunt susinute de popi metalicidin eavTv323.9x8mm i contravntuite cu profiluri metalice HEA200. Sistemul de praiuri este

prezentat n figura de mai jos:

Fig. 5: Sistemul de praiuri metalice

3.5. Principalele etape n realizarea incinteiPentru realizarea infrastructurii este necesarparcurgerea urmtoarelor etape:

3.5.1. ETAPA 1

Execuia piloilor forai secani de incinttip Pi D=0.90m pe ntreg conturul incintei n lungimetotal de cca. L=260 m. Piloii se vor executa tubat, sub coloan de ap (pentru asigurareacontrapresiunii in interiorul tubulaturii). Pentru realizarea peretelui, piloii se vor executa alternativ :

piloi primari (din beton simplu) i piloi secundari (armai).Execuia piloilor forai de fundare tip Pf D=1.20m avnd cota de betonare -8.35 (+78.85);Execuia piloilor forai pentru sprijinirea praiurilor tip Ps D=0.90cm i lansarea popilor

metalici pentru susinerea praiurilor.


8/35

Fig. 6: Etapa 1 execuie infrastructur


9/35

3.5.2. ETAPA 2

Spargerea capetelor piloilor forai de incint pe 45cm (pn la cota-1.65=+85.55RMN) i realizarea grinzii de coronament;

Excavaie la cota -1.55 i montarea praiurilor metalice din eava Tv 610x8mm la cota -1.10.


Fig. 8: Etapa 2 execuie infrastructur- imagini din timpul execuiei


10/35

3.5.3. ETAPA 3

Realizarea excavaiei la cota -5.70 (+81.50 RMN);Realizarea a 6 puuri de epuizment pnla cota -18.00 i a 2 puuri de piezometrice n exteriorul

incintei avnd o lungime de L=16 m ;Scderea nivelului apei subterane n interiorul incintei la cota -10.70 (+76.50RMN).


Fig. 10: Etapa 3 execuie infrastructur- imagini din timpul execuiei


11/35

Fig. 11: Modelul discretizat deformat. Sfritul Etapei a 3-a: excavaie la cota final

-9.50. (Deplasarea totalmaxim= 48.45mm)

Fig. 12: Diagrama deplasrilor orizontale ale peretelui. Sfritul Etapei a 3-a: excavaie la cota

final-9.50. (Deplasarea orizontalmaxim= 8.58 mm)


12/35

Fig. 13: Diagrama nfurtoare de momente ncovoietoare n perete. Sfritul Etapei a 3-a:

excavaie la cota final-9.50. Mmax=364.53 kNm

Fig. 14: Diagrama nfurtoare de fortietoare n perete. Sfritul Etapei a 3-a: excavaie la cota

final-9.50. Tmax=142.19 kN


13/35

Fig. 15: Diagrama deplasrilor verticale ale suprafeei terenului n exteriorul incintei. Sfritul

Etapei a 3-a: excavaie la cota final -9.50. Peretele de incint este situat la 1.0m n dreapta

diagramei (Deplasarea verticalmaxim= 5.64 mm)

Deplasarea verticala suprafeei terenului n exteriorul incintei pentru situaia sfritului Etapeia 3-a, excavaie la cota final-9.50, este redatn Fig. 11. Se observcdeplasrile verticale suntatt de tasare ct i de umflare datorit relaxrii terenului n urma execuiei excavaiei. Valoareaumflrii maxime este de 5.64mm n apropierea peretelui de incint.


14/35

3.5.4. ETAPA 4

Realizarea excavaiei la cota -9.55. Se va avea grijca nivelul depresionat al apei subterane sfie cu min 1m sub nivelul fundului excavaiei pnla execuia radierului i a pereilor de contur dinsubsolul 2;

Spargerea capetelor piloilor de fundare tip Pi pe 1.00m pnla cota -9.35;Turnarea stratului de beton de egalizare de 10cm grosime pnla cota -9.45.



15/35

3.5.5. ETAPA 5

Execuia radierului, a elementelor structurale verticale din subsolul S2 i a planeului pestesubsolul S2.



16/35

3.5.6. ETAPA 6

Demontarea sistemului de praiuri orizontale i a popilor metalici;ncetarea epuizmentelor;Execuia elementelor structurale verticale din subsolul S1 i a planeului peste subsolul S1.



17/35

Fig.19:Diagrama deplasrilor orizontale ale peretelui. nceputul Etapei a 6-a: scoaterea praiurilorde la cota -1.5m (Deplasarea orizontalmaxim= 8.68 mm)

Fig. 20:Diagrama deplasrilor orizontale ale peretelui. Scoaterea praiurilor de la cota -1.5m dupturnarea radierului (Deplasarea orizontalmaxim= 25.40 mm)


18/35

Fig. 21: Diagrama nfurtoare de momente ncovoietoare n perete. Scoaterea praiurilor de la

cota -1.5m dupturnarea radierului. Mmax=504.56 kNm

Fig. 22:Diagrama nfurtoare de fortietoare n perete. Scoaterea praiurilor de la cota -1.5m

dupturnarea radierului. Tmax=212.84 kN


19/35

Deplasarea verticala suprafeei terenului n exteriorul incintei pentru situaia nceputuluiEtapei a 6-a, scoaterea praiurilor de la cota -1.5m, este redatn Fig. 19. Se observcdeplasrileverticale sunt de tasare. Valoarea tasrii maxime este de 11.40mm n apropierea peretelui de incint.

Fig. 23: Diagrama deplasrilor verticale ale suprafeei terenului n exteriorul incintei. nceputul

Etapei a 6-a: scoaterea praiurilor de la cota -1.5m. Peretele de incinteste situat la 1.0m n dreapta

diagramei (Deplasarea verticalmaxim= 11.40 mm)

3.6. Parametrii de calcul pentru elementele sistemului de fundare i ale incintei de perei

mulai:

3.6.1. Perete de incint

Rigiditatea la ncrcri axiale a peretelui de incint alctuit din piloi secani de diametrud=0.90 m i lungime de 17,0 metri, fundat panla cota -18.00 (69.00 RNM):- n regim static de solicitare : Kv = 25000 kN/m/m- n regim dinamic de solicitare (seismic): K'v = 3xKv = 75000 kN/m/m

Rigiditatea la ncrcri orizontale a segmentului de perete de incint cuprins ntre talparadierului i cota de fundare a peretelui de incint:- n regim static de solicitare : Kh = 84000 kN/m/m- n regim dinamic de solicitare (seismic): K'h = 3xKh = 252000 kN/m/m

Pe peretele de incint, interaciunea cu terenul se poate modela considernd un coeficient depat pe direcie orizontal, ale crui valori sunt dupcum urmeaz:- n regim static de solicitare:

kh = 2030 kN/m3pentru adncimea h=0.00 3.80mkh = 4370 kN/ m3pentru adncimea h=3.80 9.50m

- n regim dinamic de solicitare (seismic):k'h = 3xKh = 6090 kN/ m3pentru adncimea h=0.00 3.80m

k'h = 3xKh = 13110 kN/ m3

pentru adncimea h=3.80 9.50m


20/35

3.6.2. Piloii de fundare d=1.20m l=23.00mSumariznd calculele fcute pe modelele geotehnice, capacitile portante estimate, ale piloilor

au fost considerate astfel: Capacitate portantla compresiune: Rcd= 7600 kN; Capacitate portantla smulgere (inclusiv greutatea pilotului): Rt=2000 kN;

Rigiditatea la ncrcri axiale pentru piloii de sub nuclee:- n regim static de solicitare: Kv= 210 MN/m- n regim dinamic de solicitare (seismic): K'v = 3xKv = 630 MN/m

Rigiditatea la ncrcri axiale pentru piloii exteriori nucleelor:- n regim static de solicitare: Kv= 175 MN/m- n regim dinamic de solicitare (seismic): K'v = 3xKv = 525 MN/m

Rigiditatea la ncrcri orizontale (pentru toi piloii):- n regim static de solicitare: Kh= 17.5 MN/m- n regim dinamic de solicitare (seismic): K'h = 3xKv = 52.5 MN/m

Rigiditatea la ncovoiere (pentru toi piloii):

-

n regim static de solicitare: K= 150 MNm/rad- n regim dinamic de solicitare (seismic): K'= 3xKv = 450 MNm/rad

3.6.3. Radier

Rigiditatea la ncrcri axiale pentru zona de sub nuclee:- n regim static de solicitare: kv= 15 MN/m3- n regim dinamic de solicitare (seismic): k'v = 3xKv = 45 MN/ m3

Rigiditatea la ncrcri axiale pentru zona exterioarnucleelor:- n regim static de solicitare: kv= 10 MN/m3- n regim dinamic de solicitare (seismic): k'v = 3xKv = 30 MN/ m3

Rigiditatea la ncrcri orizontale (pentru tot radierul):- n regim static de solicitare: kh= 5 MN/m3n regim dinamic de solicitare (seismic): k'h = 3xKh = 15 MN/ m3

3.7. Lucrri de epuizment i drenajAvnd n vedere faptul cpe amplasamentul construciei, conform studiului geotehnic, nivelul

apei subterane este situat la o adncime de aproximativ -7.50 m sub cota terenului natural, adiccuaproximativ 2.00 metri peste cota finala excavaiei a fost necesarrealizarea unui epuizment nvederea coborrii nivelului hidrostatic n interiorul incintei etane executatdin piloi secani .

Epuizmentul i monitorizarea apei subterane au fost necesare pe perioada execuiei lucrrilor deexcavaie i a infrastructurii (subsolul -2), puurile de epuizment fiind executate n Etapa a 3-a de

realizare a infrastructurii de la cota -5.70. Au fost executate 6 puuri de epuizment, cu o lungime de12.30 m, penetrnd ntreaga adncime a acviferului i fiind ncastrate n pachetul argilelorintermediare (pe o adncime de aproximativ 2.0 m) la cota -18.00.

Pe parcursul execuiei nivelul apei subterane a fost meninut la aproximativ 1.00 m sub nivelulfundului excavaiei. Datorit geometriei fundului excavaiei, nivelul apei subterane n interiorulincintei a fost, mai nti, sczut general i apoi local n vecintatea baelor.

Pentru monitorizarea nivelului apei subterane n afara excavaiei, pe durata lucrrilor deepuizment, au fost instalate n afara incintei 4 piezometre cu un diametru de 20 cm i o adncime de16.00m.


21/35

3.8. Monitorizarea deplasrilor peretelui ngropat i a tasrilor construcieiPentru monitorizarea deplasrilor peretelui de incint pe perioada execuiei lucrrilor de

infrastructurs-au instalat 4 coloane inclinometrice I1, I2, I3, I4 de 17.00 m lungime. A a cum sepoate observa din cadrul diagramei de mai jos deplasarea orizontalmaximnregistrata pereteluimulat, pentru diferite faze de execuie, este de 12mm.

Fig. 24: Diagrame inclinometrice inclinometru I4 pe faze de execuie. (Deplasarea totalmaxim=12mm)

Pentru monitorizarea tasrilor construciei (conform STAS 2745-1990), pentru clasa de precizieB s-au instalat 3 repere de referinn terenul stabil i 12 de mrci de tasare n structura cldirii.

Pentru faza de exploatare a noii construcii s-au determinat tasarea radierului acesteia precum ideplasarea terenului n exteriorul incintei (important pentru determinarea zonei de influen aconstruciei).

Pe zona nucleelor a fost aplicat o ncrcare de 430 kPa (rezultatprin distribuirea ncrcriiaferente nucleelor 296260 kN) iar pe zona exterioarnucleelor a fost aplicato ncrcare de 123

kPa (rezultatprin distribuirea ncrcrii aferente zonei exterioare nucleelor 339500 kN).Tasarea maxima radierului estimatprin calcul este de 32.42mm (Fig. 25).Diagrama deplasrilor verticale ale suprafeei terenului n exteriorul incintei este redat n

Fig.26. Valoarea tasrii maxime este de 15.12mm nregistratla 1.40m fade peretele de incint.Diagrama deplasrilor orizontale ale terenului la extradosul peretelui incintei este redat n

Fig.27. Valoarea deplasrii orizontale maxime este de 6.14mm nregistratla 1.20m adncime fade suprafaa terenului.


22/35


23/35

-18.0

-16.0

-14.0

-12.0

-10.0

-8.0

-6.0

-4.0

-2.0

0.0

60 70 80 90 100 110

uy(mm)

x (m)

Perete

incinta

Fig. 27: Diagrama deplasrilor verticale ale suprafeei terenului n exteriorul incintei. Faza deexploatare. Deplasarea verticalmaxim= 15.12 mm la 1.40m fade axul peretelui de incint.

0

5

10

15

20

25

30

35

40

45

50

-5.0 0.0 5.0 10.0

y(m)

ux (mm)

Perete

incinta

Fig. 28: Diagrama deplasrilor orizontale ale terenului la extradosul peretelui incintei. Faza deexploatare. Deplasarea orizontal maxim = 6.14 mm la 1.20m adncime fa de suprafaaterenului.

4. Prezentarea structurii de rezisten

4.1. Infrastructura

Alctuirea fundaiei construciei i a legturii acesteia cu suprastructura asigur condiia cantreaga cldire sfie supusunei excitaii seismice ct mai uniforme.

A fost adoptat infrastructura de tip cutie rigidi rezistent. La proiectarea fundaiei, forele

transmise de suprastructursunt cele care corespund mecanismului structural de disipare de energie.


24/35

Aceasta soluie de realizare a structurii de rezistensolicitsistemul de fundare cu valori mariale forei axiale si de moment astfel nct terenul de sub acesta depete limitele de rezistensi dedeformaie. n concluzie, n acest caz a fost exclusvarianta de fundare directcu radier general de

beton armat.Planeul peste subsolul 2 este rezemat pe stlpi din beton armat, la interior, iar pe contur pe

perei de beton armat. Placa de peste subsolul 2 este o dal groas din beton armat de 35 cm

grosime.Planeul peste subsol 1 (placa peste cota 0.00) va fi de asemenea tip dal groascu o grosimede 35cm, iar pe zona cu deschideri mari i acces al mainii de pompieri o grosime de 40cm. n placade cota 0.00 existun salt de 35cm care se realizeazprin intermediul unei grinzi de 80x70cm.

Adncimea de fundare va fi la cota -9.45m pe zona de radier de 180cm grosime i de -8.45munde grosimea radierului este de 80cm.

Planeele de subsol au fost dimensionate i conformate att pentru transmiterea eforturilor dinplanul lor (efectul de aib), provenite att din sarcinile orizontale (seism, vnt, mpingereapmntului asupra pereilor de incint din infrastructur, presiunea hidrostatic pe peretele deincint) ct i din sarcinile verticale. Acestea din urmprovin din:

- componenta verticala sarcinii seismice;

-

ncrcri permanente datorate greutii proprii a structurii dar i a straturilor definisaj (trotuare locale, respectiv straturi alternante din pmnt n zonele verzi i din beton,ape, dale de piatr i tot ceea ce include zona pietonaldin jurul turnurilor);

- ncrcri provenite din instalaii;- ncrcri locale din zonele de spaii cu destinaie tehnic, rezervoare, etc.;- ncrcri utile care pentru zonele de parcaje i circulaii;- a fost considerato sarcinexcepionaldatorate mainii de pompieri, de 40 tone,

distribuite pe 3 osii (fiecare purtnd aproximativ 13.5 tone); pentru o mai mare sigurans-aconsiderat i un convoi de fore reprezentnd mai multe maini de pompieri care eventual arveni pentru intervenie. Aceastsarcina fost luatn calcul doar pe zona carosabila plcii

de cota 0.00.Toate aceste valori reprezintncrcri n faza de exploatare.Din motive de protecie la foc, acoperirea cu beton a armturii este de 4cm dupcum urmeaz:

la partea inferioara planeului de la cota 0.00m, la partea inferioari superioara planeului depeste subsol 2, la conturul exterior al pereilor de nucleu i pe ambele fee ale pereilor de subsol.

Pereii de contur (cu o grosime de 30cm) au fost prevzui la rosturile de turnare ca i larosturile dintre radier i perete cu elemente bandcu rol de barierhidrofug.

n ceea ce privete radierul, acesta a fost turnat n dou ploturi orizontale, frsuprapunerearosturilor verticale dintre ploturi.


25/35

Fig. 29: Plan subsol 2

4.2. Suprastructura

Structura de rezistena cldirii este alctuitdin perei de beton armat i cadre metalice. Avndn vedere faptul cpeste 95% din fora seismiceste preluatde sistemul de perei, cadrele metaliceau doar rol de a prelua sarcinile gravitaionale.

Fig. 30: Alctuire structuretaj curent


26/35

Fig. 31: Plan etaj curent suprastructur

Fig. 32: Seciuni longitudinale structur


27/35

Fig. 33: Seciune transversalstructur

Pereii de beton armat sunt grupai n trei nuclee dispuse central. S-a dorit ca grosimea pereilorde beton armat s rezulte ct mai mic, i din acest motiv s-a folosit un beton de clas ridicat

C40/50 cu rezistenmare la ntindere.Pentru a obine un surplus de rezistenla ncovoiere, precum i pentru a permite o tehnologiede lucru n care structura metalic se monteaz naintea realizrii pereilor de beton armat, lacolurile nucleelor s-au introdus profile metalice HD320, profile ce sunt conectate cu o centurrealizat din grinzi metalice.

S-a avut n vedere satisfacerea unor condiii care s confere acestor elemente o ductilitatesuficient, iar pentru structura n ansamblu s permit dezvoltarea unui mecanism structural dedisipare a energiei favorabil. Principalele msuri legate de dimensionarea i armarea pereilorstructurali prin care se urmrete realizarea acestei cerine sunt urmtoarele:

- adoptarea unor valori ale eforturilor de dimensionare care sasigure, cu un grad mare decredibilitate, formarea unui mecanism structural de plastificare ct mai favorabil;

-

moderarea eforturilor axiale de compresiune n elementele verticale i, mai general,limitarea dezvoltrii zonelor comprimate ale seciunilor;

- moderarea eforturilor tangeniale medii n beton n vederea eliminrii riscului ruperiibetonului la eforturi unitare principale de compresiune;

Prin moderarea eforturilor tangeniale medii n beton i folosirea unei clase ridicate de beton,grosimea pereilor de beton armat a rezultat de 65cm pe direcia longitudinal, iar pe direciatransversalde 65cm i 80cm.


28/35

Fig. 34: Distribuia eforturilor de ntindere i compresiune n perei la aciunea seismului n sensV-E i E-V pe direcie longitudinal

Fig. 35: Distribuia eforturilor de ntindere i compresiune n perei la aciunea seismului n sensN-S i S-N pe direcie transversal

n zonele de goluri de ui ale nucleelor sunt dispuse rigle de cuplare compozite cu nlimea de80cm i grosimi egale cu grosimea pereilor. n interiorul riglei este nglobat un profil metalicHEB500. Aceste rigle prezintsuficientrigiditate pentru a realiza conlucrarea pereilor de betonarmat ca nite nuclee la aciunea forelor laterale, fapt confirmat de distribuia eforturilor dentindere i compresiune n perei la aciunea seismului n sens V-E i E-V pe direcie longitudinal.De asemenea prezena riglelor de cuplare este un lucru benefic deoarece sunt elemente suplimentarede disipare a energie seismice.


29/35

Prin calculul eforturilor de dimensionare pentru pereii de beton armat a rezultat c zona dedisipare a energiei seismice (zona A) este distribuitpe nlimea parterului i a etajului 1. De laetajul 2 n sus, precum i n infrastructur, se pstreaz o comportare n domeniul elastic desolicitare.

Coeficientul (=1.5 pe direcie longitudinal i 1.25 pe direcie transversal) rezultat s-acalculat, conform CR2-1-1.1, ca fiind raportul ntre eforturile capabile ale seciunii i eforturile

efective. Prin multiplicarea momentelor i a forelor tietoare cu acest factor i coeficienii kM, kQseobine dirijarea articulaiilor plastice ctre baza pereilor de beton armat i se evitproducerea uneicedri de tip fragil la aciunea forei tietoare.

Stlpii n cadrul acestui sistem de elemente verticale au rolul de a susine gravitaionalelementele orizontale. Forele orizontale sunt aproape integral preluate de perei. La stlpii astfelcalculai este de ateptat o comportare elastic realizndu-se un calcul i o verificare n ipotezaaciunii seismului. Dimensiunile geometrice ale stlpului au rezultat n funcie de nivelul dencrcare cu foraxialatt din gruparea fundamentalct i din cea specialdar i din condiiitehnologice (nglobarea profilelor metalice cruce de malta necesitnd un strat de acoperire de betonmai mare). Pentru dimensionarea stlpilor s-a folosit curba de interaciune N-M ca i n cazul

pereilor. Stlpii au o ncrcare moderat la for tietoare, care este preluat n aproape toate

cazurile n proporie foarte mare de perei. Dimensiunile stlpilor de beton cu armturrigidsuntde 75x75cm nglobnd 2 profile HEA500. Stlpii nclinai sunt realizai din profile tubulare cuseciunea RHS500x300x14.2(20).

Grinzile principale au seciuni IPE400, IPE500, HEA500 cu prinderi ncastrate sau articulate lacapetele lor de stlpii BAR i pereii de beton armat.

Planeele de suprastructursunt realizate n sistem compozit, unde grinzile secundare, dispusela distane cuprinse ntre 2.00m i 3.00m conlucreaz cu placa de beton armat, rezultnd grinzicompozite. Grinzile secundare sunt executate din profile IPE240, IPE300, IPE330. Plcile de betonarmat au o grosime total de 13cm (folosindu-se o tabl cutat cu o nlime a cutei de 2cm isuprabetonare de 11cm). Tabla are doar rol de cofraj pierdut.

Nucleele de beton armat din suprastructur se vor continua pn la nivelul fundaiilor,suplimentar n infrastructur fiind introdui perei, pentru a spori rigiditatea acesteia. Conformcalculelor de dimensionare a pereilor, a rezultat c anumii perei trebuie armai mai puternic nsubsol dect la nivelul parterului pentru a putea obine mecanismul de disipare de energie cel maifavorabil, astfel infrastructura rmnnd n domeniul elastic pentru solicitarea seismicimpusdectre codul de proiectare P100-1-2006.

La dimensionarea structurii s-a luat n considerare posibilitatea de a devansa cu execuiastructurii metalice fa de structura de beton armat. n urma calculelor a rezultat c structurametalicpoate lua un avans de 2 tronsoane (4 etaje).

Ca i particularitate a acestei structuri, cldirea prezintun atrium care este agat de structuraprincipal printr-o prindere glisant la partea inferioar. S-a ales decuplarea stlpilor nclinai,

deoarece la aciunea seismului pe direcie longitudinal, n sens V-E, prin eforturile mari, lungimeamare de flambaj a stlpului (cca. 30m) - i inexistena unor legturi laterale (deoarece s-a doritobinerea unui spaiu deschis din punct de vedere arhitectural), ar fi rezultat o seciune foarte mare.Astfel, prin decuplarea stlpilor, dimensiunea seciunii a rezultat n urma unui calcul de limitare avibraiilor la aciunea vntului, rezultnd pentru stlpi o seciune RHS300x500x14.2. De asemenea,din motive estetico-arhitecturale, s-a dorit ca elementele de rezistenale atriumului saibaceeaiseciune ceea ce conduce la o soluie uor neeconomic. Pentru limitarea vibraiilor, grinzileatriumului au fost rigidizate cu ajutorul grinzi cu zbrele perimetrale dispuse orizontal.

Pentru decuplarea atriumului la baza celor 4 stlpi nclinai s-a prevzut iniial utilizarea unorreazeme glisante pe o singurdirecie, care trebuiau spermitrotirea stlpilor duporice direciecu 2. Aceste dispozitive au fost montate n cadrul structurii i datoritunor defecte de fabricaie a

acestora s-a constatat cele pot prelua rotiri dect pe direcie longitudinal. Ca urmare a abaterilor


30/35

la execuie a structurii metalice atriumului, anumii stlpi prezentau rotiri dup direcietransversal, aceast rotire a stlpului determinnd la rndul ei rotirea dispozitivului de reazem,ducnd n unele cazuri la blocarea acestuia.

Fig. 36: Structura de rezistenatrium

Avnd n vedere c nlocuirea aparatelor de reazem neadecvate ar fi nsemnat o ntrziere alucrrilor i implicit a termenului de finalizare a cldirii s-a optat pentru nlocuirea acestordispozitive, furnizate de ctre un productor specializat, cu un sistem de rezemare care ssatisfacaceleai condiii de rezisten i funcionare. Pentru a permite micarea liber n lungul stlpilor

principali ai atriumului a fost montatla baza acestora o structurde tip dublu articulat, cu blocajelaterale suplimentare.

Fig. 37: Sisteme de rezemare stlpi atrium : prima soluie - stnga, a doua soluie - dreapta.

Ca materiale de construcie s-au utilizat betoane de clase variind de la C25/30, pentru radier, laC35/45 pentru plci le de subsol, pnla C40/50 n pereii nucleelor centrale. Armturile folosite aufost confecionate att din PC52, pentru armarea verticala pereilor centrali, S500 pentru radier,

plci subsol i armare orizontalperei nuclee i SPPB pentru armarea planeelor de suprastructur.


31/35

mbinrile uzinate ale structurii metalice s-au realizat prin sudur(categoria de acceptanB),iar cele din antier cu uruburi de naltrezisten (gr. 8.8 i 10.9). Acestea din urms-au folosit

pentru reducerea dimensiunilor mbinrilor, contndu-se pe rezistena lor deosebit, nu ns i peefectul de pretensionare, pretensionarea lor fcndu-se la jumtate din momentul minim de

pretensionare.

5. Scurte consideraii privind calculul structuriiCalculul structurii de rezisten s-a efectuat att sub sarcini gravitaionale ct i sub sarcini

orizontale datorate aciunii seimului i vntului.Pentru cldirea prezentat, avnd n

vedere rigiditatea relativ mare, solicitareacare dimensioneaz la sarcini orizontaleeste seismul.

Programul de calcul utilizat pentrumodelarea structurii de rezisten a fostETABS v9.7, program de calcul dezvoltatde ctre CSI Berkeley S.U.A.

Dimensionarea elementelor de incints-a realizat cu ajutorul programului decalcul PLAXIS 2D.

Analiza static a structurii a fostefectuatatt n ipoteza liniar elasticct ineliniar, fiind luat n considerareneliniaritatea comportrii radierului laaciunea seismic ct i nelinearitateadatorat construirii n trepte a structurii,

precum i o verificare ulterioar bazat peun calcul static i dinamic neliniar.

Analiza modal a fost realizat att cuvectori proprii ct i cu vectori Ritz, pentrua putea surprinde ct mai real dinamicastructurii la aciunea seismic.

Pentru aciunea seismics-a folosit alturi de analiza bazatpe spectre de rspuns i analiza cufore statice echivalente, pentru a putea determina suprapunerea corect a forelor din pereii de

beton armat.Factorul de comportare considerat la dimensionarea structurii, conform P100-1-2006, are valoare

q=4, aferent unei structuri cu perei de beton armat.Greutatea totala cldirii este de aproximativ 250000 kN, din care greutatea proprie a structurii

reprezint70%. Valoarea forei seismice de bazrezultata fost de 42400 kN.


32/35

Fig. 38: Modul 1 de vibraie - Translaie dupY - T1=1.39s

Fig. 39: Modul 2 de vibraie - Translaie dupX - T2=1.27s


33/35

Fig. 40: Modul 3 de vibraie - Torsiune - T3=0.96s

Conform analizei modale efectuat rezult c primul mod de translaie este cel transversal iaportul masei este de aproximativ 67% cu o perioadde 1.39s. Al doilea mod este translaie n senslongitudinal i concentreaz69% din masa structurii i o perioadde 1.26s. Modul 3 de vibraiereprezinttorsiune, antreneaz75% din masa structurii i are perioada de 0.95s.

Din punct de vedere al rigiditii laterale putem spune cavem de a face cu o structurrigid, cuo deplasare relativ de nivel corespunztoare strii limit de serviciu de maxim 4.2 pentrudirecie longitudinal, respectiv 5.9 pentru direcia transversal. La starea limitultimvaloareamaxima deplasrii relative de nivel este de 1.25%, respectiv 1.8%.

Dupdimensionarea structurii pe baza spectrelor de rspuns i a forelor statice echivalente s-atrecut la verificarea structurii cu ajutorul unor metode avansate de clacul de tip static neliniar idinamic neliniar.

Calculul static neliniar s-a fcut n douipoteze ale distribuiei forelor orizontale incrementale,triunghiulari uniform.

Calculul dinamic neliniar a luat n considerare att comportarea neliniar datorit apariieiarticulaiei plastice la extremitile elementelor de tip bar(grinzi i stlpi) precum i comportareaneliniarpe zona plasticpoteniala pereilor.

6. Analiza economici principalii coeficieni de consum pentru structura de rezisten

SUPRAFA BETONOEL

BETONOEL

LAMINATCOST

mp mc to to INFRASTRUCTUR 6000 8497 1878 220 1800000SUPRASTRCUTUR 22000 5999 849 1980 5000000

TOTAL 28000 14496 2727 2200 6800000


34/35

CONSUM BETON / MP CONSTRUIT INFRASTRUCTUR mc/mp 1.42CONSUM BETON / MP CONSTRUIT SUPRASTRUCTUR mc/mp 0.27CONSUM BETON / MP CONSTRUIT GLOBAL mc/mp 0.52CONSUM ARMATUR / MC BETON INFRASTRUCTUR kg/mc 221CONSUM ARMATUR / MC BETON SUPRASTRUCTUR kg/mc 142CONSUM ARMATUR / MC BETON GLOBAL kg/mc 188

CONSUM OEL LAMINAT / MP CONSTRUIT SUPRASTRUCTUR kg/mp 90CONSUM OEL LAMINAT / MP CONSTRUIT GLOBAL kg/mp 79PRET / MP CONSTRUIT INFRASTRUCTUR /mp 300PRET / MP CONSTRUIT INFRASTRUCTUR INCLUSIV INCINTI PILOI

/mp 530

PRET / MP CONSTRUIT SUPRASTRUCTUR /mp 227PRET / MP CONSTRUIT GLOBAL /mp 232PRET / MP CONSTRUIT GLOBAL INCLUSIV INCINTI PILOI /mp 293

Consumul mare de beton i armtur din infrastructur de datoreaz n principal faptului c

nucleele centrale de perei ce coboardin infrastructurnu sunt dezvoltate la nivelul infrastructurii,n jurul acestora fiind dispuse circulaiile din subsol. n aceastsituaie toate ncrcrile provenitedin suprastructur sunt transmise la nivelul fundaiilor pe o arie relativ restrns, cu concentrrimari de eforturi pe zona central.

n ceea ce privete cantitatea de oel laminat s-a obinut un consum pentru suprastructur deaproximativ 90 kg/mp, n condiiile n care o cantitate importantde oel laminat, cca. 250 tone,sunt incluse n structura atriumului. Acest consum de redus de oel laminat s-a obinut n special

prin utilizarea profilelor de tip IPE n locul celor de tip HE i prin utilizarea prinderilor de tiparticulat n cazul grinzilor longitudinale, grinzi dimensionate strict din condiii gravitaionale.

Dacfacem un consum global de oel beton i oel laminat ne rezulto valoarea de 232 kg/mp,incluznd armtura din radier, iar dac nu se ia n considerare armtura din radier ne rezult un

consum de 190 kg/mp.

9. Concluzii

Structura de rezisten a cldirii de birouri "UNICREDTI IRIAC BANK" se nscrie nparametrii optimi din punct de vedere tehnic i economic.

Pentru aceastcldire un factor important, pe lngcondiiilede cost, un factor important l-a reprezentat i durata de execuie,

beneficiarul final al cldirii impunnd un termen fix pentrupredarea imobilului destul de redus, de doar 18 luni. n acestecondiii soluia structural optim a fost cea n care scheletul

metalic alctuit din stlpi i grinzi a fost completat cu perei iplanee de beton armat. Prin combinarea celor doumateriale s-apus n valoare att viteza de execuie a structurii metalice, precumi preul mai mic al elementelor de beton armat. Tot n sensuloptimizrii structurii de rezisten s-a optat pentru o incintrealizatcu piloi secani i cu numai un rnd de praiuri dispus lanivelul grinzii de coronament.

Conform studiilor efectuate pentru mai multe cldiri a rezultatc soluia optim din punct de vedere structural cu implicaiiminime asupra arhitecturii i funcionalitii cldirii, este soluiamixtbeton armat oel laminat.


35/35

n cadrul acestui tip structural pereii de beton armat au rolul principal n preluarea forelororizontale provenite din seism, cu un mecanism de plastificare uor de controlat i o capacitate dedispare a energiei ridicat. Prin conformarea corecta pereilor se obin valori ale suprarezisteneiacestora n zona plastic potenial aproape de 1.00 ceea ce nseamn un nivel redus al forelor

provenite din aciunea seismictransmise infrastructurii.

articol popp si asociatii a xxii a conferinta nationala aicps sediul unicredit

Documents