Normativ GP 116/2011

GHID PRIVIND CALCULUL SI ALCATUIREA CONSTRUCTIVA A PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON LA CLADIRI VECHI SI NOI

Indicativ GP 116-2011

CUPRINS

1 PREVEDERI GENERALE 1.1 Obiect 1.2 Domeniu de aplicare 1.3 Documente de referinta 1.4 Terminologie 1.5 Notatii

2 ELEMENTE DEFINITORII PRIVIND REALIZAREA PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON 2.1 Conlucrarea lemn-beton 2.1.1 Aspecte teoretice 2.1.2 Tipuri de conectori 2.1.3 Rigiditatea conlucrarii lemn-beton 2.2 Materiale 2.2.1 Beton 2.2.2 Lemn 2.2.3 Armaturi 2.2.4 Conectori lemn-beton

3 PROIECTAREA PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON 3.1 Incarcari si solicitari 3.2 Calculul latimii de conlucrare a placii 3.3 Ipoteze generale 3.4 Calculul la starea limita ultima si starea limita de serviciu 3.4.1 Caracteristicile sectiunii compuse 3.4.2 Distanta intre conectori 3.4.3 Verificarea eforturilor in sectiunea compusa la starea limita ultima in stadiul initial 3.4.4 Verificarea eforturilor in sectiunea compusa la starea limita ultima in stadiul final 3.4.5 Verificarea la starea limita de serviciu in stadiul initial 3.4.6 Verificarea la starea limita de serviciu in stadiul final 3.4.7 Verificarea planseului compus in zonele de moment incovoietor negativ 3.4.8 Notiuni de proiectare seismica

4 PREVEDERI CONSTRUCTIVE 4.1 Dimensiuni 4.2 Armare 4.3 Conectori 4.4 Rezemare 4.5 Aptitudinea de exploatare (serviciu)

5 COMPORTARE IN TIMP

6 PREVEDERI DE EXECUTIE SI TEHNOLOGIE 6.1 Prevederi pentru cladiri noi 6.2 Prevederi pentru cladiri existente

ANEXA A (informativa) INCERCAREA LA FORFECARE PE EPRUVETE Aspecte generale Incercarea la forfecare pe epruvete Efectuarea incercarilor experimentale Determinarea capacitatii portante si a modului de alunecare

ANEXA B EXEMPLE DE CALCUL

ANEXA A (INFORMATIVA) INCERCAREA LA FORFECARE PE EPRUVETE

Aspecte generale

(1) Anexa prezinta etapele care trebuie parcurse in cadrul incercarilor specifice pentru determinarea modulului de alunecare al conectorilor (elemente de conlucrare), altii decat cei la care se face referire in prezentul ghid;

(2) Incercarea la forfecare se realizeaza conform prevederilor din SR EN 26891.

Etape pregatitoare pentru incercarea la forfecare pe epruvete

(1) Confectionarea a cel putin cel putin sase epruvete, alcatuite conform fig. A-1,

(2) Dispunerea conectorilor la o distanta egala "s" intre acestia.

(3) Stabilirea parametrilor incarcarii: incarcarea maxima estimata Fest pentru tipul de conlucrare supus incercarii se determina pe baza experientei, a calculului sau din rezultatele incercarilor preliminare efectuate pe o epruveta lemn-beton; incarcarea se mentine la o intensitate constanta pe toata durata incercarii, fiind modificata numai daca pe parcurs se constata ca valoarea medie a fortei maxime difera cu peste 20% fata de cea estimata Fest;

Efectuarea incercarilor experimentale

(1) Incercarea epruvetelor se realizeaza pe un stand specializat;

(2) Incercarea se efectueaza urmarind incarcarea pana la 70% din forta de forfecare maxima estimata, dupa care se verifica deformatia;

(3) Incercarea se va considera incheiata atunci cand: a. forta de forfecare maxima estimata Fest este atinsa b. deplasarea dintre lemn si beton este 15 mm.

(4) Durata totala a incercarii unei epruvete trebuie sa fie intre 10 si 15 minute. In fig. A-2 este trasata curba incarcare-timp.

Determinarea capacitatii portante si a modului de alunecare

(1) Forta de forfecare maxima Fmax rezulta din diagrama forta-deplasare trasata cu valorile obtinute in urma incercarilor experimentale;

(2) Modulul de alunecare al imbinarii Kser se determina in functie de valoarea fortei de forfecare maxime estimate si deformatia corespunzatoarea valorilor a doua forte din timpul incercarii, astfel:

Kser = (0,4 * Fest) / ((4/3) * (v0,4 - v0,1)) (relatia A-1)

unde: v0,4 - deformatia aferenta unui procent de 40% din Fest; v0,1 - deformatia aferenta unui procent de 10% din Fest; Fest - forta maxima estimata prin calcule sau incercari initiale.

ANEXA B EXEMPLE DE CALCUL

ANEXA B EXEMPLE DE CALCUL

Exemplul 1: Planseu compus lemn-beton cu mai multe deschideri

Se prezinta proiectarea unui planseu intermediar al unei cladiri noi de locuit P+1E, cu dimensiunile in plan 9,05 x 9,05 metri si inaltimea nivelului het = 2,90m.

Cladirea este amplasata in zona seismica cu ag = 0,16g si are structura alcatuita din pereti de zidarie confinata (ZC) cu grosimea peretilor exteriori de 38 cm, respectiv 30 cm cei interiori.

Planseul se va realiza in solutie compusa lemn-beton utilizand beton clasa C25/30, grinzi din lemn masiv si conectori de tip surub cu cap hexagonal.

Grinzile din lemn se vor dispune pe directia scurta a ochiurilor de placa conform sectiunii orizontale. Distanta dintre grinzi (interax) se alege: b = 50 cm.

PROIECTAREA PLANSEULUI COMPUS

1. Caracteristicile materialelor componente alese

1.1. Lemn - grinzi: lemn masiv de rasinoase clasa C27; clasa de serviciu 1.

Valori caracteristice - conform SR EN 1995-1-1: - incovoiere: fmk = 27 N/mm2 - intindere in lungul fibrei: ft0k = 16 N/mm2 - forfecare: fvk = 2,8 N/mm2 - modul de elasticitate: Emean (E2) = 12000 N/mm2 - densitate: rho_0k = 380 kg/m3

Coeficienti partiali de siguranta: - coeficient ce tine seama de efectul duratei incarcarii si umiditate, conform SR EN 1995-1-1 Tabel 3.1. nota (2): kmod = 0,60 - coeficient partial de siguranta pentru material si rezistente, conform SR EN 1995-1-1 Tabel 2.3: gammaM = 1,30 - coeficient care tine seama de deformatiile in timp si de durata incarcarii, conform NP 005: kdef,perm = 0,60; kdef,medie = 0,60

Valori de calcul: - incovoiere: fmd = (kmod x fmk) / gammaM = (0,60 x 27) / 1,3 = 12,46 N/mm2 - intindere in lungul fibrei: ft0d = (kmod x ft0k) / gammaM = (0,60 x 16) / 1,3 = 7,38 N/mm2 - forfecare: fvd = (kmod x fvk) / gammaM = (0,60 x 2,8) / 1,3 = 1,29 N/mm2

1.2. Beton - placa: clasa C 25/30

Valori caracteristice: conform SR EN 1992-1-1: - pe cub: fck,cube = 30 N/mm2 - pe cilindru: fck = 25 N/mm2 - medie la intinderea axiala: fct = 2,6 N/mm2 - modul de elasticitate: Ecm (E1) = 31000 N/mm2

Coeficienti partiali de siguranta: - coeficient pentru SLU, conform SR EN 1992-1-1, Tabel 2.1: gammac = 1,5 (permanenta, tranzitorie) sau 1,25 (accidentala) - conform SR EN 1992-1-1 se aleg coeficientii care iau in considerare efectul de lunga durata si efectele defavorabile rezultate din modul de aplicare al incarcarilor: acc: (0,8...1) din SR EN 1992-1-1; acc = 0,85; act: recomandat 1; act = 0,85; kt = 0,85

Valori de calcul: - pe cub: fcd = (acc x fck,cube x kt) / gammac = (0,85 x 0,85 x 30) / 1,5 = 14,45 N/mm2 - intindere axiala: fctd = (act x fct) / gammac = (0,85 x 2,6) / 1,5 = 1,47 N/mm2

1.3. Conectori

Tipul conectorului: Surub cu cap hexagonal cu lungimea L = 10 cm Diametrul conectorului: d = 12 mm Valori caracteristice: - intindere: fuk = 500 N/mm2 - modul de alunecare (relatia 2-5): Kser = 0,08 x d x Emean = 0,08 x 12 x 12000 = 11520 N/mm - pentru SLS Ku = (2/3) x Kser = (2/3) x 11520 = 7680 N/mm - pentru SLU

Coeficienti partiali de siguranta: - coeficient pentru conlucrare (imbinare), conform SR EN 1995-1-1 Tabel 2.3: gammaM = 1,3 - coeficient care tine seama de deformatii in timp si de durata incarcarii: kdef,perm = 0,60; kdef,medie = 0,60

2. Caracteristicile geometrice ale elementelor componente alese

2.1. Grinda de lemn: - latime: b2 = 190 mm - inaltime: h2 = 250 mm - moment de inertie: I2 = (b2 x h2^3) / 12 = (190 x 250^3) / 12 = 2,47 x 10^8 mm4 - aria: A2 = b2 x h2 = 190 x 250 = 47500 mm2 - deschidere: l = 4000 mm - distanta dintre grinzi (interax): b = 500 mm

2.2. Placa de beton: - grosime: h1 = 80 mm - latimea de conlucrare calculata pentru incarcari uniform distribuite conform relatiei 3-3: bef = [1 - 1,4 x (b/l)^2] x b = [1 - 1,4 x (500/4000)^2] x 500 = 489 mm - moment de inertie: I1 = (bef x h1^3) / 12 = (489 x 80^3) / 12 = 2,09 x 10^7 mm4 - aria: A1 = bef x h1 = 489 x 80 = 39125 mm2

2.3. Verificarea grosimii de placa (relatia 3-3): (E1 x I1) / (E2 x I2) = (31000 x 2,09 x 10^7) / (12000 x 2,47 x 10^8) = 0,22

3. Incarcari

Calculul se va face ca pentru o grinda simplu rezemata cu deschiderea l = 4,00 m.

3.1. Valori caracteristice, coeficienti partiali de siguranta si valori de calcul:

3.2. Incarcari in lungul grinzilor de lemn: - Incarcarea permanenta: gd = (2700 + 1755 + 1350) x 0,50 + 243 = 3145 N/m - Incarcarea utila: qd = 3000 x 0,50 = 1500 N/m

3.3. Eforturi: - Moment incovoietor de calcul: MEd = ((gd + qd) x l^2) / 8 = ((3145 + 1500) x 4000^2) / 8 = 9,3 x 10^6 Nmm - Forta taietoare de calcul: VEd = ((gd + qd) x l) / 2 = ((3145 + 1500) x 4000) / 2 = 9,3 x 10^3 N

4. Verificarea imbinarilor

4.1. Momentul plastic al imbinarii (relatia 3-22): Myd = Myk / gammaM = (0,583 x fuk x d^3) / (6 x gammaM) = (0,583 x 500 x 12^3) / (6 x 1,3) = 64,6 x 10^3 Nmm

4.2. Capacitatea portanta a imbinarii. Rezistenta conlucrarii la cedarea betonului (relatia 3-23): Rd = 0,23 x d^2 x sqrt(fck x Ecm / gammac) = 0,23 x 12^2 x sqrt(25 x 31000 / 1,25) = 26078,71 N

4.3. Capacitatea portanta a imbinarii. Rezistenta conlucrarii de rupere la forfecare (relatia 3-24): Rd = 0,8 x (fuk x pi x d^2) / (4 x gammaM) = 0,8 x (500 x 3,14 x 12^2) / (4 x 1,3) = 34781,54 N

4.4. Capacitatea portanta a imbinarii. Rezistenta la cedarea lemnului (relatia 3-25): Rd = 1,5 x sqrt(2 x Myd x fh2d x d) = 1,5 x sqrt(2 x 64,6 x 10^3 x 12,66 x 12) = 6640 N

unde: fh2k = 0,082 x (1 - 0,01 x d) x rho_k = 0,082 x (1 - 0,01 x 12) x 380 = 27,42 N/mm2 (se vor introduce rho_k in kg/m3, respectiv d in mm) fh2d = (kmod x fh2k) / gammaM = (0,6 x 27,42) / 1,3 = 12,66 N/mm2

5. Verificarea eforturilor la SLU in stadiul initial

5.1. Caracteristicile sectiunii compuse (relatia 3-4): (EI)ef = (E1 x I1 + gamma1 x E1 x A1 x a1^2) + (E2 x I2 + gamma2 x E2 x A2 x a2^2) = (31000 x 2,09 x 10^7 + 0,080 x 31000 x 39125 x 140,89^2) + 12000 x 2,47 x 10^8 + 1 x 12000 x 47500 x 24,11^2 = 5,88 x 10^12 Nmm2

gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 x E1 x A1 x sef) / (Ku x l^2)) = 1 / (1 + (3,14^2 x 31000 x 39125 x 117,5) / (7680 x 4000^2)) = 0,080

gamma2 = 1

sef = 0,75 x smin + 0,25 x smax = 0,75 x 90 + 0,25 x 200 = 117,5 mm

a2 = (gamma1 x E1 x A1 x (h1 + h2)) / (2 x (gamma1 x E1 x A1 + gamma2 x E2 x A2)) = (0,080 x 31000 x 39125 x (80 + 250)) / (2 x (0,080 x 31000 x 39125 + 1 x 12000 x 47500)) = 24,11 mm

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 = (80 + 250) / 2 - 24,11 = 140,89 mm

5.2. Eforturile in placa din beton (relatia 3-9 si relatia 3-10): sigma_c1d = (gamma1 x E1 x a1 x MEd) / (EI)ef = (0,080 x 31000 x 140,89 x 9,3 x 10^6) / (5,88 x 10^12) = 0,55 N/mm2 sigma_m1d = (0,5 x E1 x h1 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 31000 x 80 x 9,3 x 10^6) / (5,88 x 10^12) = 1,96 N/mm2

5.3. Verificarea eforturilor in placa din beton: - la partea superioara: sigma_cd = sigma_c1d + sigma_m1d = 0,55 + 1,96 = 2,51 - la partea inferioara: sigma_td = sigma_m1d - sigma_c1d = 1,96 - 0,55 = 1,40

5.4. Verificarea eforturilor in grinda de lemn (relatia 3-11 si 3-12): sigma_t2d = (gamma2 x E2 x a2 x MEd) / (EI)ef = (1 x 12000 x 24,11 x 9,3 x 10^6) / (5,88 x 10^12) = 0,46 N/mm2 sigma_m2d = (0,5 x E2 x h2 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 12000 x 250 x 9,3 x 10^6) / (5,88 x 10^12) = 2,37 N/mm2

5.5. Verificarea eforturilor in grinda din lemn (relatia 3-15): - la partea inferioara: sigma_t2d / ft0d + sigma_m2d / fmd = 0,46/7,38 + 2,37/12,46 = 0,25

5.6. Verificarea eforturilor tangentiale: h = h2/2 + a2 = 250/2 + 24,11 = 149,11 mm tau_max = (0,5 x E2 x b2 x h^2 x VEd) / (b2 x (EI)ef) tau_max = (0,5 x 12000 x 190 x 149,11^2 x 9,3 x 10^3) / (190 x 5,88 x 10^12) = 0,2107

5.7. Verificarea eforturilor in elementele de conlucrare: F1,d = (gamma1 x E1 x A1 x a1 x smin x VEd) / (EI)ef F1,d = (0,080 x 31000 x 39125 x 140,89 x 90 x 9,3 x 10^3) / (5,88 x 10^12) = 1953,04

6. Verificarea planseului la SLU in stadiul final

Se vor lua in considerare deformatiile in timp, pentru toate materialele: - Modulul de elasticitate transformat al grinzilor de lemn (relatia 3-27): Emean_fin = Emean x (%G / (1 + Psi x kdef) + %Q / (1 + kdef)) = 12000 x (0,68 / (1 + 0,50 x 0,60) + 0,32 / (1 + 0,60)) = 8144 N/mm2

- Modulul de alunecare al conlucrarii (relatia 2-5): Kser = 0,08 x d x Emean_fin = 0,08 x 12 x 8144 = 7814 N/mm - pentru SLS Ku = (2/3) x Kser = (2/3) x 7814 = 5212 N/mm - pentru SLU

- Modulul de elasticitate transformat al betonului (relatia 3-26): Ecm_fin = Ecm x (1 / (1 + phi(inf, t0))) = 31000 x (1 / (1 + 3,25)) = 7294,1 N/mm2

6.1. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (Ecm_fin x I1 + gamma1 x Ecm_fin x A1 x a1^2) + (Emean_fin x I2 + gamma2 x Emean_fin x A2 x a2^2) = (7294 x 2,09 x 10^7 + 0,201 x 7294,1 x 39125 x 143,65^2) + (8144 x 2,47 x 10^8 + 1 x 8144 x 47500 x 21,35^2) = 3,53 x 10^12 Nmm2

gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 x Ecm_fin x A1 x sef) / (Ku x l^2)) = 1 / (1 + (3,14^2 x 7294,1 x 39125 x 117,5) / (5212 x 4000^2)) = 0,201

gamma2 = 1

a2 = (gamma1 x Ecm_fin x A1 x (h1 + h2)) / (2 x (gamma1 x Ecm_fin x A1 + gamma2 x Emean_fin x A2)) = (0,201 x 7294,1 x 39125 x (80 + 250)) / (2 x (0,201 x 7294,1 x 39125 + 1 x 8144 x 47500)) = 21,35 mm

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 = (80 + 250) / 2 - 21,35 = 143,65 mm

6.2. Eforturile in placa din beton: sigma_c1d = (gamma1 x Ecm_fin x a1 x MEd) / (EI)ef = (0,201 x 7294,1 x 143,65 x 9,3 x 10^6) / (3,53 x 10^12) = 0,556 N/mm2 sigma_m1d = (0,5 x Ecm_fin x h1 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 7294,1 x 80 x 9,3 x 10^6) / (3,53 x 10^12) = 0,768 N/mm2

6.3. Verificarea eforturilor in placa din beton: - la partea superioara: sigma_cd = sigma_c1d + sigma_m1d = 0,556 + 0,768 = 1,324 - la partea inferioara: sigma_td = sigma_m1d - sigma_c1d = 0,768 - 0,556 = 0,212

6.4. Eforturile in grinda de lemn: sigma_t2d = (gamma2 x Emean_fin x a2 x MEd) / (EI)ef = (1 x 8144 x 21,35 x 9,3 x 10^6) / (3,53 x 10^12) = 0,458 N/mm2 sigma_m2d = (0,5 x Emean_fin x h2 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 8144 x 250 x 9,3 x 10^6) / (3,53 x 10^12) = 2,679 N/mm2

6.5. Verificarea eforturilor in grinda din lemn: - la partea inferioara: sigma_t2d / ft0d + sigma_m2d / fmd = 0,458/7,38 + 2,679/12,46 = 0,277

6.6. Verificarea eforturilor tangentiale: h = h2/2 - a2 = 250/2 - 21,35 = 146,35 mm (nota: in document apare ca h2/2 + a2 in stadiul initial si h2/2 - a2 in final) tau_max = (0,5 x Emean_fin x b2 x h^2 x VEd) / (b2 x (EI)ef) tau_max = (0,5 x 8144 x 190 x 146,35^2 x 9,3 x 10^3) / (190 x 3,53 x 10^12) = 0,229

7. Verificarea sagetilor in stadiul initial

Se vor utiliza formulele prezentate la punctul 5 introducand modulii de elasticitate pentru lemn Emean si beton Ecm si modulul de alunecare Kser pentru conectori.

7.1. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (E1 x I1 + gamma1 x E1 x A1 x a1^2) + (E2 x I2 + gamma2 x E2 x A2 x a2^2) (EI)ef = (31000 x 2,09 x 10^7 + 0,116 x 31000 x 39125 x 132,34^2) + (12000 x 2,47 x 10^8 + 1 x 12000 x 47500 x 32,66^2) = 6,69 x 10^12 Nmm2

gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 x E1 x A1 x sef) / (Kser x l^2)) = 1 / (1 + (3,14^2 x 31000 x 39125 x 117,5) / (11520 x 4000^2)) = 0,116

gamma2 = 1

a2 = (gamma1 x E1 x A1 x (h1 + h2)) / (2 x (gamma1 x E1 x A1 + gamma2 x E2 x A2)) = (0,116 x 31000 x 39125 x (80 + 250)) / (2 x (0,116 x 31000 x 39125 + 1 x 12000 x 47500)) = 32,66 mm

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 = (80 + 250) / 2 - 32,66 = 132,34 mm

7.2. Calculul sagetilor: - sageata din actiunea permanenta: winst_G = (5 x gd x l^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 3145 x 10^-3 x 4000^4) / (384 x 6,69 x 10^12) = 1,57 mm - sageata din actiunea variabila (utila): winst_Q = (5 x qd x l^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 1500 x 10^-3 x 4000^4) / (384 x 6,69 x 10^12) = 0,748 mm - sageata finala instantanee: winst = winst_G + winst_Q winst = 1,57 + 0,748 = 2,32 mm

8. Verificarea sagetilor la SLE in stadiul final

a. Actiuni permanente: se vor lua in considerare deformatiile in timp, pentru toate materialele: - Modul de elasticitate transformat al grinzilor de lemn: Emean_fin = Emean / (1 + Psi x kdef) = 12000 / (1 + 0,5 x 0,6) = 9230 N/mm2 - Modulul de alunecare al conlucrarii: Kser = 0,08 x d x Emean_fin = 0,08 x 12 x 9230 = 8860 N/mm - Modulul de elasticitate transformat al betonului: Ecm_fin = Ecm / (1 + phi(inf, t0)) = 31000 / (1 + 2,0) = 10333 N/mm2

8.1. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (Ecm_fin x I1 + gamma1 x Ecm_fin x A1 x a1^2) + (Emean_fin x I2 + gamma2 x Emean_fin x A2 x a2^2) = (10333 x 2,09 x 10^7 + 0,232 x 10333 x 39125 x 135,89^2) + (9230 x 2,47 x 10^8 + 1 x 9230 x 47500 x 29,11^2) = 4,61 x 10^12 Nmm2

gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 x Ecm_fin x A1 x sef) / (Kser x l^2)) = 1 / (1 + (3,14^2 x 10333 x 39125 x 117,5) / (8860 x 4000^2)) = 0,232

gamma2 = 1

a2 = (gamma1 x Ecm_fin x A1 x (h1 + h2)) / (2 x (gamma1 x Ecm_fin x A1 + gamma2 x Emean_fin x A2)) = (0,232 x 10333 x 39125 x (80 + 250)) / (2 x (0,232 x 10333 x 39125 + 1 x 9230 x 47500)) = 29,11 mm

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 = (80 + 250) / 2 - 29,11 = 135,89 mm

8.2. Calculul sagetii: - sageata din actiunea permanenta: wfin_G = (5 x gd x l^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 3145 x 10^-3 x 4000^4) / (384 x 4,61 x 10^12) = 2,30 mm

b. Actiunea variabila: se vor lua in considerare deformatiile in timp, pentru toate materialele: - Modul de elasticitate transformat al grinzilor de lemn: Emean_fin = Emean / (1 + kdef) = 12000 / (1 + 0,6) = 7500 N/mm2 - Modulul de alunecare al conlucrarii: Kser = 0,08 x d x Emean_fin = 0,08 x 12 x 7500 = 6000 N/mm - Modulul de elasticitate transformat al betonului: Ecm_fin = Ecm / (1 + phi(inf, t0)) = 31000 / (1 + 1,25) = 13777 N/mm2

8.3. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (Ecm_fin x I1 + gamma1 x Ecm_fin x A1 x a1^2) + (Emean_fin x I2 + gamma2 x Emean_fin x A2 x a2^2) = (13777 x 2,09 x 10^7 + 0,1557 x 13777 x 39125 x 133,53^2) + (7500 x 2,47 x 10^8 + 1 x 7500 x 47500 x 31,47^2) = 3,99 x 10^12 Nmm2

gamma1 = 0,1557; gamma2 = 1

a2 = 31,47 mm; a1 = 133,53 mm

8.4. Calculul sagetii: - sageata din actiunea variabila: wfin_Q = (5 x qd x l^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 1500 x 10^-3 x 4000^4) / (384 x 3,99 x 10^12) = 1,25 mm

8.5. Verificarea sagetii finale: wfin = wfin_G + wfin_Q wfin = 2,3 + 1,25 = 3,5 mm

9. Determinarea armaturii necesare pe reazemul intermediar

Pentru calcul, planseul se modeleaza ca o grinda continua, cu doua deschideri. Valorile momentelor incovoietoare pentru 2 ipoteze de incarcare s-au determinat prin calcul automat.

Ipoteza 1: Incarcarea permanenta + utila - moment pe reazem: 9280 daln/m Ipoteza 2: Incarcarea permanenta + utila in sah - moment pe reazem: 9290 daN/m

Aria de armatura necesara pentru preluarea momentului negativ se determina ca pentru o sectiune dreptunghiulara de beton, cu latimea b = 100 cm si inaltimea h = 8 cm.

h0 = h - as = 80 - 10 - 4 = 66 mm m = M / (b x h0^2 x fcd) = 929 x 10^4 / (1000 x 66^2 x 14,45) = 0,147 Procentul de armare: p = 0,96%

As = (p x b x h0) / 100 = (0,96 x 1000 x 66) / 100 = 633 mm2

Conform pct. 4.2(6) din prezentul ghid: As,min = 0,4% x Ac = (0,4 x 1000 x 80) / 100 = 320 mm2

Aria necesara pentru preluarea momentului negativ: As = 633 mm2, rezulta Phi8/8cm.

10. Verificarea planseului compus ca diafragma orizontala

Determinarea fortei seismice de nivel se va realiza conform P 100-1. Starea de eforturi se va determina conform cap. 3.4.8 din prezentul ghid sau prin calcul automat.

Evaluarea fortei seismice: Date generale: - Cladire de locuit P+1E - Inaltimea de nivel het = 2,90 m - Structura din zidarie confinata (ZC), identica la parter si etaj I - Zona seismica ag = 0,16g

Materiale: - elemente pentru zidarie: caramida plina de argila arsa, fb = 7,5 N/mm2; - mortar M5; - rezistenta caracteristica la compresiune a zidarie fk = 2,30 N/mm2 (CR 6, Tabel 4.2a, fig.4.1b); - rezistenta caracteristica la forfecare cu efort unitar de compresiune nul a zidarie fvk0 = 0,20 N/mm2 (CR 6, Tabel 4.3); - modulul de elasticitate longitudinal al zidarie Ez = 1000 x fk = 2300 N/mm2 (CR 6, Tabel 4.9); - modulul de elasticitate transversal al zidarie Gz = 0,4 x Ez = 0,4 x 2300 = 920 N/mm2 (CR 6, relatia 4.9).

Determinarea incarcarilor verticale: - Aria totala a nivelului: 9,05 x 9,05 = 81,91 m2 - Ariile nete ale incaperilor: 2 x (4 x 5) + 3 x 8,8 = 66,4 m2 - Ariile ocupate de pereti: 4 x (0,38 x 9,05) + 0,3 x 8,8 + 0,3 x 5,0 = 17,896 m2 - Volum zidarie pe nivel: 17,896 x 2,90 = 51,90 m3 - Greutate zidarie volumetrica: gamma_zid = 1,95 tone/m3 (inclusiv tencuiala) - Greutate totala zidarie: Gzid/nivel = 1,95 x 51,90 = 101,2 tone = 1012 kN

Greutate planseu: - placa din beton armat 8 cm: 200 daN/m2 - pardoseala: 130 daN/m2 - pereti despartitori: 100 daN/m2

Incarcare de exploatare: - qu: 200 daN/m2 - psi2i: 0,40 - psi2i x qu = 200 x 0,40 = 80 daN/m2

Incarcarea totala pe 1 m2 de planseu: 510 daN/m2 Greutatea totala planseu/nivel: 66,4 x 510 = 33864 daN = 33,86 tone Greutate totala cladire/nivel: Gnivel = 101,2 + 33,86 = 135,06 tone = 1350,6 kN

qechiv = 135,06/81,91 = 1,64 tone/m2 = 16,4 kN/m2 Greutate totala cladire: G = 2 x 135,06 = 270,12 tone = 2701,2 kN

Forta seismica se va calcula cu urmatorii coeficienti: - factor de importanta: gamma1 = 1,0 - factor de comportare: q = 2,5 x 1,25 = 3,125 - factor de reducere: eta = 0,88 - valoarea spectrului elastic de proiectare: Se = 0,16g x 3,0

Eforturile sectionale in planseu s-au determinat prin calcul automat.

Rezultate obtinute: Tensiune normala in directia x: sigma_x = 5,5 daN/cm2 = 0,55 MPa; sigma_x

Tensiune normala in directia y: sigma_y = 7,0 daN/cm2 = 0,7 MPa; sigma_y

Deplasarea pe directia z: dr = 0,497 mm

11. Alcatuirea si armarea planseului compus lemn-beton

Grinzile din lemn masiv de rasinoase se vor dispune la o distanta b = 50 cm (interax). Conectorii se vor dispune pe un rand, inclinati la 45 grade, alternant in lungul sectiunii longitudinale. Adancimea de patrundere in lemn a extremitatii infiletate a surubului este de minim 60 mm.

Deoarece conditia de verificare a eforturilor, la partea inferioara a placii din beton, este indeplinita, se va adopta armarea constructiva prevazuta la pct.-ul 4.2.(4) - plasa legata cu sarma Phi8/200 x Phi8/200, dispusa la 10 mm de partea inferioara a placii din beton.

Plasa de armatura de la partea inferioara se va ancora in centuri din beton armat pe o lungime de 32 cm.

Pe reazemul intermediar, la partea superioara a placii de beton, se va dispune o plasa formata din caliareti Phi8/8cm, dispusi in lungul grinzilor de lemn, legati cu armatura de repartitie Phi6/20cm, perpendicular pe acestia.

Exemplul 2: Planseu compus lemn-beton cu o deschidere

Se prezinta proiectarea unui planseu intermediar al unui garaj, cu dimensiunile in plan 8,75 x 6,75 metri si inaltimea nivelului het = 2,90m. Structura cladirii este alcatuita din pereti portanti din zidarie confinata (ZC) cu grosimea de 37,5 cm. Planseul se va realiza in solutie compusa lemn-beton, clasa C25/30, grinzi din lemn lamelat incleiat si conectori de tip surub cu cap hexagonal.

Grinzile din lemn se vor dispune pe directia scurta a ochiului de placa. Distanta dintre grinzi (interax) se alege: b = 70 cm.

PROIECTAREA PLANSEULUI COMPUS

1. Caracteristicile materialelor componente alese

1.1. Lemn - grinzi: grinda din lemn lamelat incleiat omogen GL 28h; clasa 2 de exploatare.

Valori caracteristice - conform SR EN 1995-1-1: - incovoiere: fm,g,k = 28 N/mm2 - intindere in lungul fibrei: ft,0,g,k = 19,5 N/mm2 - forfecare: fv,g,k = 3,2 N/mm2 - modul de elasticitate: Emean (E2) = 12600 N/mm2 - densitate: rho_g,k = 410 kg/m3

Coeficienti partiali de siguranta: - coeficient ce tine seama de efectul duratei incarcarii si umiditate, conform SR EN 1995-1-1 Tabel 3.1. nota (2): kmod = 0,80 - coeficient partial de siguranta pentru material si rezistente, conform SR EN 1995-1-1 Tabel 2.3: gammaM = 1,25 - coeficient care tine seama de deformatii in timp si de durata incarcarii, conform NP 005: kdef,perm = 0,60; kdef,medie = 0,60

Valori de calcul: - incovoiere: fm,d = (kmod x fm,k) / gammaM = (0,80 x 28) / 1,25 = 17,92 N/mm2 - intindere in lungul fibrei: ft,0,d = (kmod x ft,a,k) / gammaM = (0,80 x 19,5) / 1,25 = 12,48 N/mm2 - forfecare: fv,d = (kmod x fv,k) / gammaM = (0,80 x 3,2) / 1,25 = 2,05 N/mm2

1.2. Beton - placa: clasa C 25/30

Valori caracteristice: conform SR EN 1992-1-1: - pe cub: fck,cube = 30 N/mm2 - pe cilindru: fck = 25 N/mm2 - medie la intinderea axiala: fct = 2,6 N/mm2 - modul de elasticitate: Ecm (E1) = 31000 N/mm2

Coeficienti partiali de siguranta: gammac = 1,5 (permanenta, tranzitorie) sau 1,25 (accidentala) acc = 0,85; act = 0,85; kt = 0,85

Valori de calcul: - pe cub: fcd = (acc x fck,cube x kt) / gammac = (0,85 x 0,85 x 30) / 1,5 = 14,45 N/mm2 - intindere axiala: fctmd = (act x fct) / gammac = (0,85 x 2,60) / 1,5 = 1,47 N/mm2

1.3. Conector

Tipul conectorilor: Surub Diametrul conectorului: d = 12 mm Valori caracteristice: - intindere: fuk = 500 N/mm2 - modul de alunecare: Kser = 0,08 x d x Emean = 0,08 x 12 x 12600 = 12096 - pentru SLS Ku = (2/3) x Kser = (2/3) x 12096 = 8064 - pentru SLU

Coeficienti partiali de siguranta: - coeficient pentru conlucrare (imbinare), conform SR EN 1995-1-1 Tabel 2.3: gammaM = 1,3 - kdef,perm = 0,60; kdef,medie = 0,60

2. Caracteristicile geometrice ale elementelor componente alese

2.1. Grinda de lemn: - latime: b2 = 120 mm - inaltime: h2 = 500 mm - moment de inertie: I2 = (b2 x h2^3) / 12 = (120 x 500^3) / 12 = 1,25 x 10^9 mm4 - aria: A2 = b2 x h2 = 120 x 500 = 60000 mm2 - deschidere: L = 6000 mm - distanta dintre grinzi (interax): b = 700 mm

2.2. Placa de beton: - grosime: h1 = 90 mm - latimea de conlucrare calculata pentru incarcari uniform distribuite conform relatiei 3-3: bef = [1 - 1,4 x (b/L)^2] x b = [1 - 1,4 x (700/6000)^2] x 700 = 687 mm - moment de inertie: I1 = (bef x h1^3) / 12 = (687 x 90^3) / 12 = 4,17 x 10^7 mm4 - aria: A1 = bef x h1 = 687 x 90 = 61800 mm2

2.3. Verificarea grosimii de placa: (E1 x I1) / (E2 x I2) = (31000 x 4,17 x 10^7) / (12600 x 1,25 x 10^9) = 0,08

3. Incarcari

3.1. Valori caracteristice, coeficienti partiali de siguranta si valori de calcul:

3.2. Incarcari in lungul grinzilor de lemn: - Incarcarea permanenta: gd = (3037 + 1755 + 1350) x 0,700 + 597 = 4816 N/m - Incarcarea utila: qd = 3000 x 0,700 = 2100 N/m

3.3. Eforturi: - Moment incovoietor: MEd = ((gd + qd) x L^2) / 8 = ((4816 + 2100) x 6000^2) / 8 = 30,9 x 10^6 Nmm - Forta taietoare: VEd = ((gd + qd) x L) / 2 = ((4816 + 2100) x 6000) / 2 = 20,6 x 10^3 N

4. Verificarea imbinarilor

4.1. Momentul plastic al imbinarii (relatia 3-22): Myd = Myk / gammaM = (0,583 x fuk x d^3) / (6 x gammaM) = (0,583 x 500 x 12^3) / (6 x 1,3) = 6,46 x 10^4 Nmm

4.2. Capacitatea portanta a imbinarii. Rezistenta conlucrarii la cedarea betonului (relatia 3-22): Rd = 0,23 x d^2 x sqrt(fck x Ecm / gammac) = 0,23 x 12^2 x sqrt(25 x 31000 / 1,25) = 26078,71 N

4.3. Capacitatea portanta a imbinarii. Rezistenta conlucrarii la rupere la forfecare (relatia 3-24): Rd = 0,8 x (fuk x pi x d^2) / (4 x gammac) = 0,8 x (500 x 3,14 x 12^2) / (4 x 1,25) = 36172,8 N

4.4. Capacitatea portanta a imbinarii. Rezistenta la cedarea lemnului (relatia 3.25): Rd = 1,5 x sqrt(2 x Myd x fh2d x d) = 1,5 x sqrt(2 x 6,46 x 10^4 x 18,93 x 12) = 8,13 x 10^3 N

unde: fh2k = 0,082 x (1 - 0,01 x d) x rho_k = 0,082 x (1 - 0,01 x 12) x 410 = 29,58 N/mm2 fh2d = (kmod x fh2k) / gammaM = (0,8 x 29,58) / 1,25 = 18,93 N/mm2

5. Verificarea eforturilor la SLU in stadiul initial

5.1. Caracteristicile sectiunii compuse (relatia 3-4): (EI)ef = (E1 x I1 + gamma1 x E1 x A1 x a1^2) + (E2 x I2 + gamma2 x E2 x A2 x a2^2) = (31000 x 4,17 x 10^7 + 0,09 x 31000 x 61800 x 240,44^2) + 12600 x 1,25 x 10^9 + 1 x 12600 x 60000 x 54,56^2 = 2,92 x 10^13 Nmm2

gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 x E1 x A1 x sef) / (Ku x L^2)) = 1 / (1 + (3,14^2 x 31000 x 61800 x 156,25) / (8064 x 6000^2)) = 0,09

gamma2 = 1

sef = 0,75 x smin + 0,25 x smax = 0,75 x 125 + 0,25 x 250 = 156,25 mm

a2 = (gamma1 x E1 x A1 x (h1 + h2)) / (2 x (gamma1 x E1 x A1 + gamma2 x E2 x A2)) = (0,09 x 31000 x 61800 x (90 + 500)) / (2 x (0,09 x 31000 x 61800 + 1 x 12600 x 60000)) = 54,56 mm

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 = (90 + 500) / 2 - 54,56 = 240,44 mm

5.2. Eforturi in placa din beton (relatia 3-9 si 3-10): sigma_c1d = (gamma1 x E1 x a1 x MEd) / (EI)ef = (0,09 x 31000 x 240,44 x 30,9 x 10^6) / (2,92 x 10^13) = 0,71 N/mm2 sigma_m1d = (0,5 x E1 x h1 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 31000 x 90 x 30,9 x 10^6) / (2,92 x 10^13) = 1,48 N/mm2

5.3. Verificarea eforturilor in placa din beton: - la partea superioara: sigma_cd = sigma_c1d + sigma_m1d = 0,71 + 1,48 = 2,18 - la partea inferioara: sigma_td = sigma_m1d - sigma_c1d = 1,48 - 0,71 = 0,77

5.4. Eforturi in grinda de lemn (relatia 3-11 si 3-12): sigma_t2d = (gamma2 x E2 x a2 x MEd) / (EI)ef = (1 x 12600 x 54,56 x 30,9 x 10^6) / (2,92 x 10^13) = 0,73 N/mm2 sigma_m2d = (0,5 x E2 x h2 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 12600 x 500 x 30,9 x 10^6) / (2,92 x 10^13) = 3,34 N/mm2

5.5. Verificarea eforturilor in grinda din lemn (relatia 3-15): - la partea inferioara: sigma_t2d / ft0d + sigma_m2d / fmd = 0,73/12,48 + 3,34/17,92 = 0,395

5.6. Verificarea eforturilor tangentiale: h = h2/2 + a2 = 500/2 + 54,56 = 304,56 mm tau_max = (0,5 x E2 x b2 x h^2 x VEd) / (b2 x (EI)ef) tau_max = (0,5 x 12600 x 120 x 304,56^2 x 20,6 x 10^3) / (120 x 2,92 x 10^13) = 0,0014

5.7. Verificarea eforturilor in elementele de conlucrare: F1d = (gamma1 x E1 x A1 x a1 x smin x VEd) / (EI)ef F1d = (0,09 x 31000 x 61800 x 240,44 x 125 x 20,6 x 10^3) / (2,92 x 10^13) = 3641,64

6. Verificarea planseului SLU in stadiul final

Se vor lua in considerare deformatiile in timp, pentru toate materialele: - Modul de elasticitate transformat al grinzilor de lemn (relatia 3-27): Emean_fin = Emean x (%G / (1 + Psi x kdef) + %Q / (1 + kdef)) = 12600 x (0,70 / (1 + 0,60) + 0,30 / (1 + 0,60)) = 7875 N/mm2

- Modulul de alunecare al conlucrarii (relatia 2-5): Kser = 0,08 x d x Emean_fin = 0,08 x 12 x 7875 = 7560 Ku = (2/3) x Kser = (2/3) x 7560 = 5040 - pentru SLU

- Modulul de elasticitate transformat al betonului (relatia 3-26): Ecm_fin = Ecm x (1 / (1 + phi(inf, t0))) = 31000 x (0,70 / (1 + 3,25)) = 10634 N/mm2

6.1. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (E1t x I1 + gamma1 x E1t x A1 x a1^2) + (E2t x I2 + gamma2 x E2t x A2 x a2^2) = (10634 x 4,17 x 10^7 + 0,152 x 10634 x 61800 x 243,52^2) + (7875 x 1,25 x 10^9 + 1 x 7875 x 60000 x 51,48^2) = 1,75 x 10^13 Nmm2

gamma1 = 0,152; gamma2 = 1

a2 = (gamma1 x E1t x A1 x (h1 + h2)) / (2 x (gamma1 x E1t x A1 + gamma2 x E2t x A2)) = (0,152 x 10634 x 61800 x (90 + 500)) / (2 x (0,152 x 10634 x 61800 + 1 x 7875 x 60000)) = 51,48 mm

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 = (90 + 500) / 2 - 51,48 = 243,52 mm

6.2. Eforturile in placa din beton: sigma_c1d = (gamma1 x Ecm_fin x a1 x MEd) / (EI)ef = (0,152 x 10634 x 243,52 x 30,9 x 10^6) / (1,75 x 10^13) = 0,697 N/mm2 sigma_m1d = (0,5 x Ecm_fin x h1 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 10634 x 90 x 30,9 x 10^6) / (1,75 x 10^13) = 0,848 N/mm2

6.3. Verificarea eforturilor in placa din beton: - la partea superioara: sigma_cd = 0,697 + 0,848 = 1,546 - la partea inferioara: sigma_td = 0,848 - 0,697 = 0,151

6.4. Eforturile in grinda de lemn: sigma_t2d = (gamma2 x Emean_fin x a2 x MEd) / (EI)ef = (1 x 7875 x 51,48 x 30,9 x 10^6) / (1,75 x 10^13) = 0,718 N/mm2 sigma_m2d = (0,5 x Emean_fin x h2 x MEd) / (EI)ef = (0,5 x 7875 x 500 x 30,9 x 10^6) / (1,75 x 10^13) = 3,489 N/mm2

6.5. Verificarea eforturilor in grinda din lemn: - la partea inferioara: sigma_t2d / ft0d + sigma_m2d / fmd = 0,718/12,48 + 3,489/17,92 = 0,252

7. Verificarea sagetilor in stadiul initial

Se vor utiliza formulele prezentate la punctul 5 introducand modulii de elasticitate pentru lemn Emean si beton Ecm si modulul de alunecare Kser pentru conectori.

7.1. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (E1 x I1 + gamma1 x E1 x A1 x a1^2) + (E2 x I2 + gamma2 x E2 x A2 x a2^2) = (31000 x 4,17 x 10^7 + 0,129 x 31000 x 61800 x 222,50^2) + (12600 x 1,25 x 10^9 + 1 x 12600 x 60000 x 72,50^2) = 3,32 x 10^13 Nmm2

gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 x E1 x A1 x sef) / (Kser x L^2)) = 1 / (1 + (3,14^2 x 31000 x 61800 x 156,25) / (12096 x 6000^2)) = 0,129

gamma2 = 1

a2 = (0,129 x 31000 x 61800 x (90 + 500)) / (2 x (0,129 x 31000 x 61800 + 1 x 12600 x 60000)) = 72,50 mm a1 = (90 + 500) / 2 - 72,50 = 222,50 mm

7.2. Calculul sagetilor: - sageata din actiunea permanenta: winst,g = (5 x gd x L^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 4816 x 10^-3 x 6000^4) / (384 x 3,32 x 10^13) = 2,45 mm - sageata din actiunea variabila (utila): winst,q = (5 x qd x L^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 2061 x 10^-3 x 6000^4) / (384 x 3,32 x 10^13) = 1,05 mm - sageata finala, instantanee: winst = winst,g + winst,q winst = 2,45 + 1,05 = 3,49

8. Verificarea sagetilor la SLE in stadiul final

a. Actiuni permanente: se vor lua in considerare deformatiile in timp, pentru toate materialele: - Modul de elasticitate transformat al grinzilor de lemn: Emean_fin = Emean / (1 + Psi x kdef) = 12600 / (1 + 0,6) = 7875 N/mm2 - Modulul de alunecare al conlucrarii: Kser = 0,08 x d x Emean_fin = 0,08 x 12 x 7875 = 7560 - Modulul de elasticitate transformat al betonului: Ecm_fin = Ecm / (1 + phi(inf, t0)) = 31000 / (1 + 2,25) = 9538 N/mm2

8.1. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (9538 x 4,17 x 10^7 + 0,231 x 9538 x 61800 x 229,1^2) + (7875 x 1,25 x 10^9 + 1 x 7875 x 60000 x 65,9^2) = 1,94 x 10^13 Nmm2

gamma1 = 0,231; gamma2 = 1; a2 = 65,90 mm; a1 = 229,10 mm

8.2. Calculul sagetii: - sageata din actiunea permanenta: wfin_G = (5 x gd x L^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 4816 x 10^-3 x 6000^4) / (384 x 1,94 x 10^13) = 4,2 mm

b. Actiune variabila: - Emean_fin = 12600 / (1 + 0,6) = 7875 N/mm2 - Kser = 0,08 x 12 x 7875 = 7560 - Ecm_fin = 31000 / (1 + 1,35) = 13191 N/mm2

8.3. Caracteristicile sectiunii compuse: (EI)ef = (13191 x 4,17 x 10^7 + 0,1781 x 13191 x 61800 x 225,66^2) + (7875 x 1,25 x 10^9 + 1 x 7875 x 60000 x 69,34^2) = 2,01 x 10^13 Nmm2

gamma1 = 0,1781; gamma2 = 1; a2 = 69,34 mm; a1 = 225,66 mm

8.4. Calculul sagetii: - sageata din actiunea variabila: wfin_Q = (5 x qd x L^4) / (384 x (EI)ef) = (5 x 2061 x 10^-3 x 6000^4) / (384 x 2,01 x 10^13) = 1,7 mm

8.5. Verificarea sagetii finale: wfin = wfin_G + wfin_Q wfin = 4,2 + 1,7 = 5,9

9. Alcatuirea si armarea planseului compus lemn-beton

Grinzile din lemn lamelat incleiat se vor dispune la o distanta b = 70 cm (interax). Conectorii se vor dispune pe un rand, inclinati la 45 grade, alternant in lungul sectiunii longitudinale. Adancimea de patrundere in lemn a extremitatii infiletate a surubului este de minim 72 mm.

Deoarece conditia de verificare a eforturilor la partea inferioara a placii din beton, este indeplinita se va adopta armarea constructiva prevazuta la pct.-ul 4.2.(4) - plasa legata cu sarma Phi8/200 x Phi8/200, dispusa la partea inferioara a placii de beton.

Plasa de armatura se va ancora in centuri din beton armat pe o lungime de 32 cm.

1 PREVEDERI GENERALE

1.1 Obiect

(1) Prezentul ghid se refera la calculul si alcatuirea constructiva a planseelor compuse lemn-beton la cladiri de tip curent incadrate in clasa de importanta si expunere la cutremur III conform prevederilor codului P 100-1;

(2) Prezentul ghid se refera la: a. calculul si alcatuirea constructiva a planseelor compuse lemn-beton pentru cladiri noi realizate cu pereti structurali din zidarie; b. posibilitatile si modalitatile de reabilitare a planseelor vechi din lemn la cladiri existente cu pereti portanti din zidarie prin inlocuirea acestora cu plansee compuse lemn-beton utilizand grinzile existente din lemn;

(3) Ghidul contine prevederi referitoare la asigurarea comportarii corespunzatoare in exploatare a planseelor compuse lemn-beton, precum si a conditiilor de rezistenta asociate starilor limita specifice de solicitare a acestora;

(4) Componentele principale ale unui planseu compus lemn-beton sunt: a. grinzi din lemn masiv sau lemn lamelat incleiat; b. placa din beton armat turnata la partea superioara a grinzilor din lemn; c. element de conlucrare intre placa de beton si grinzile din lemn.

1.2 Domeniu de aplicare

(1) Prevederile ghidului se aplica la proiectarea si consolidarea cladirilor la care incarcarile sunt preponderent statice, uniform distribuite si concentrate, aplicate la partea superioara a planseului compus;

(2) In cazul executarii unui planseu compus lemn-beton in cadrul cladirilor existente, se impune expertizarea intregii constructii pentru verificarea conditiilor de rezistenta si stabilitate, in conformitate cu prevederile standardelor si reglementarilor tehnice aplicabile, in vigoare;

(3) Ghidul nu se aplica la reabilitarea/consolidarea planseelor existente la cladiri declarate monumente istorice;

(4) Prevederile prezentului ghid se refera la calculul planseelor compuse lemn-beton cu legatura dintre placa de beton si grinzile de lemn realizata prin elemente de conlucrare semi-rigide (de tip tije cilindrice);

(5) Planseele compuse lemn-beton se pot realiza ca elemente simplu rezemate sau continue. Modul de armare, realizarea continuitatii in dreptul reazemelor intermediare la elementele continue si recomandarile privind alcatuirea acestor tipuri de plansee sunt prezentate in capitolul 4;

(6) Actiunile si combinatiile luate in considerare la proiectarea planseelor compuse lemn-beton se stabilesc conform codului CR 0 si standardelor relevante din seria SR EN 1991;

(7) Clasa de exploatare a elementelor din lemn la constructii noi este 1 si 2, conform SR EN 1995-1-1;

(8) Temperatura maxima a mediului ambiant in care pot fi exploatate elementele din lemn neprotejate, ca parte componenta a unui planseu compus lemn-beton, este de 55 grade C;

(9) Aplicarea prevederilor prezentului ghid se face cu respectarea reglementarilor tehnice aplicabile si legislatiei in vigoare privind cerinta esentiala de securitate la incendiu, privind protectia elementelor de lemn impotriva agentilor agresivi si privind izolarea fonica;

(10) Prevederile ghidului se adreseaza investitorilor, proiectantilor, executantilor de lucrari, precum si organismelor de verificare si control (verificarea si/sau expertizarea proiectelor, verificarea, controlul si/sau expertizarea lucrarilor).

1.3 Documente de referinta

(1) Ghidul se utilizeaza impreuna cu urmatoarele documente de referinta:

(2) Acest ghid cuprinde texte reproduse din standardele nationale SR EN 1995-1-1; SR EN 26891 si SR EN 409, identificate prin bara laterala.

1.4 Terminologie

(3) Se vor aplica termenii si definitiile din CR 0, SR EN 1991, SR EN 1992 si SR EN 1995-1-1, P 100-1 si P 100-3.

(4) Conector: realizeaza conlucrarea dintre grinda de lemn si placa de beton; este utilizat sub forma de imbinare cu tije cilindrice din otel, cu sau fara cap, introduse prin batere, insurubare sau pregaurire.

1.5 Notatii

Alfabet latin - litere mici

a1 - distanta de la centrul de greutate al sectiunii de beton la centrul de greutate al sectiunii compuse a2 - distanta de la centrul de greutate al sectiunii de lemn la centrul de greutate al sectiunii compuse b - distanta dintre grinzi bef - latimea efectiva de conlucrare a placii de beton d - diametru element de imbinare/conector fcd - valoarea de proiectare a rezistentei la compresiune a betonului fck - valoarea caracteristica a rezistentei la compresiune a betonului masurata pe cilindrii la 28 de zile fctd - valoarea de calcul a rezistentei la intindere a betonului fh2d - valoarea de calcul a rezistentei de strivire locala a elementului de lemn fmd - valoarea de calcul a rezistentei la incovoiere a lemnului fmk - valoarea caracteristica a rezistentei la incovoiere a lemnului ft0d - valoarea de calcul a rezistentei la intindere paralela cu fibrele ft0k - valoarea caracteristica a rezistentei la intindere paralela cu fibrele fuk - valoarea caracteristica a rezistentei la intindere a elementului de imbinare fvd - valoarea de calcul a rezistentei la forfecare fvk - valoarea caracteristica a rezistentei la forfecare fyd - valoarea de proiectare a rezistentei la curgere a otelului fyk - valoarea caracteristica a limitei de curgere a otelului kdef - coeficient care ia in considerare durata de actiune a incarcarilor si clasa de exploatare a constructiei l - deschidere, lungime de contact sef - distanta echivalenta intre conectori smax - distanta maxima intre conectori smin - distanta minima intre conectori user - deformatia la starea limita de serviciu aferenta Fser uu - deformatia ultima (lunecare sau rotire) uy - deformatia elastica limita wfin - sageata finala wfin,G - sageata finala pentru actiune permanenta wfin,Q - sageata finala pentru actiune variabila winst - sageata instantanee finala winst,G - sageata instantanee pentru actiunea permanenta winst,Q - sageata instantanee pentru actiunea variabila

Alfabet latin - litere mari

%G - procent din actiunea permanenta %Q - procent din actiunea variabila A1 - aria sectiunii de beton A2 - aria sectiunii de lemn Ds - ductilitate statica E1 - modul de elasticitate longitudinal al betonului E2 - modul de elasticitate longitudinal al lemnului Ecm - modul de elasticitate al betonului pentru incarcari de scurta durata Ecm,fin - valoarea finala a modului de elasticitate al betonului pentru incarcari de lunga durata Emean,fin - valoarea finala medie a modului de elasticitate al lemnului Emed=Emean - valoarea medie a modului de elasticitate al lemnului Fid - valoarea de calcul a fortei in imbinare Fser - forta la starea limita de serviciu I1 - momentul de inertie al sectiunii de beton I2 - momentul de inertie al sectiunii de lemn K - modul de alunecare Kser - modul de alunecare la starea limita de serviciu Kser,fin - valoarea finala a modului de alunecare la starea limita de serviciu Ku - modul de alunecare instantaneu pentru stari limita ultime Ku,fin - valoarea finala a modului de alunecare instantaneu pentru stari limita ultime MEd - moment incovoietor de calcul Myd - momentul plastic de calcul al imbinarii Myk - momentul plastic caracteristic al imbinarii Rd - valoarea de calcul a capacitatii portante in imbinare Fest - forta de forfecare maxima estimata prin calcule sau incercari initiale Ved - forta taietoare de calcul

Litere grecesti

gamma1 - coeficient de reducere a rigiditatii pentru sectiunea de beton gamma2 - coeficient de reducere a rigiditatii pentru sectiunea de lemn gammac - coeficient partial pentru beton gammaM - coeficient partial de siguranta pentru proprietatile materialului, ce tine seama si de aproximari de model si de variatii rho_k - valoarea caracteristica a densitatii lemnului sigma_c1d - valoarea de calcul a efortului unitar de compresiune in sectiunea de beton sigma_cd - valoarea de calcul a efortului in fibra comprimata a sectiunii de beton sigma_m1d - valoarea de calcul a efortului unitar de intindere din incovoiere in sectiunea de beton sigma_m2d - valoarea de calcul a efortului unitar de intindere din incovoiere in sectiunea de lemn sigma_t2d - valoarea de calcul a efortului unitar de intindere din tractiune in sectiunea de lemn sigma_td - valoarea de calcul a efortului in fibra intinsa a sectiunii de beton tau_max - efort tangential in centrul de greutate al sectiunii compuse psi0 - coeficient pentru valoarea gruparii unei actiuni variabile psi1 - coeficient pentru valoarea gruparii unei actiuni permanente phi(inf,t0) - coeficient de curgere lenta pentru beton v0,4 - deplasarea aferenta la 40% din forta de forfecare maxima estimata v0,6 - deplasarea aferenta la 60% din forta de forfecare maxima estimata

2 ELEMENTE DEFINITORII PRIVIND REALIZAREA PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON

2 ELEMENTE DEFINITORII PRIVIND REALIZAREA PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON

2.1 Conlucrarea lemn-beton

2.1.1 Aspecte teoretice

(1) La elementul compus, transmiterea fortelor de lunecare prin elemente de conlucrare se realizeaza concentrat (punctiform) si conduce la solicitari mari in aceste puncte si in consecinta, la deformatii corespunzatoare. Astfel, elementele compuse lemn-beton cu conlucrarea asigurata prin tije nu lucreaza ca o sectiune unitara solicitata la incovoiere, ci ca doua sectiuni care conlucreaza elastic;

(2) Procedeele de calcul utilizate in mod curent pentru planseele compuse lemn-beton se bazeaza pe teoria conlucrarii elastice. Conform acestei teorii se admite in locul legaturii concentrate o conlucrare continua avand rigiditatea constanta;

(3) In calcule se ia in considerare atat deformabilitatea legaturii intre lemn si beton cat si deformabilitatea elementului compus in ansamblu. Hotaratoare pentru capacitatea portanta a unui element compus este rigiditatea elementelor de legatura, exprimata prin modulul de alunecare Kser (respectiv Ku). Capacitatea de cedare si comportarea elasto-plastica a legaturii caracterizeaza capacitatea portanta si deformabilitatea elementului compus;

(4) Elementele de conlucrare utilizate la realizarea planseele compuse lemn - beton pot fi clasificate, in functie de tipul conlucrarii pe care o realizeaza, in legatura de tip rigid (prin incleiere), respectiv legatura de tip elastic, care la randul ei se clasifica in: a. Legatura mecanica cu conectori sub forma de tije: cuie, suruburi (montate drept sau inclinat), cupoane din otel beton profilat; tijele se fixeaza direct in grinzile de lemn sau prin intermediul unor "bulbi" din beton creati prin patrunderea betonului placii in alveole realizate in prealabil in grinzile din lemn; b. Legatura mecanica cu forme speciale constand in piese metalice in forma de papuc fixate pe grinda de lemn cu suruburi sau cuie.

2.1.2 Tipuri de conectori

(1) Realizarea elementelor compuse lemn-beton si comportarea in exploatare a acestora depind de tipul de conlucrare realizat intre grinzile din lemn si placa din beton;

(2) In cazul unei conlucrari rigide (prin incleiere) deplasarile intre lemn si beton sunt nule, ceea ce face ca elementul sa se comporte ca o grinda cu sectiune compusa (conlucrarea rigida nu face obiectul prezentului ghid);

(3) Conlucrarea semi-rigida (elastica) permite o anumita deplasare intre lemn si beton, in functie de rigiditatea acesteia, clasificandu-se astfel in tipuri de legaturi cu: a. conectori de tip tije: cuie, suruburi, cupoane de otel; b. conectori si piese speciale de tip: pene inelare, pene cu crampoane, placi multicuie; c. sisteme integrate: legatura continua sub forma de grinzi cu zabrele; legatura continua din tabla indoita; cu piese papuc.

(4) Mijloacele de conlucrare intre lemn si beton au o gama larga de posibilitati de configurare, exemplificate la (5);

(5) Conlucrare lemn-beton cu tije cilindrice/alveole de beton: - Piroane si tirfoane - Taieturi inclinate si tirfoane - Cuie verticale pe unul sau doua randuri - Cupoane de otel verticale indoite la 90 grade, ancorate in grinda de lemn cu rasina epoxidica in goluri pregaurite - Cupoane de otel sau dibluri verticale indoite la 90 grade in alveole (goluri) in grinda de lemn, ancorate cu rasina epoxidica in goluri pregaurite - Suruburi verticale sau inclinate dispuse pe unul sau doua randuri alternant in cruce - Cupoane de otel beton verticale in alveole de beton - Suruburi inclinate la 45 grade, pe doua randuri alternant in cruce - Suruburi tensionate

(6) Conlucrare lemn-beton cu tevi si piese speciale: - Cupoane de teava - Conector tip bulon - Placi multicuie

(7) Elemente de legatura lemn-beton cu conectori de tip sistem integrat: - Conlucrare cu papuc special si bare de otel beton - Conlucrare cu conectori si nervuri din beton armat - Placuta multicuie introdusa intr-un canal executat in grinda din lemn

2.1.3 Rigiditatea conlucrarii lemn-beton

(1) Rigiditatea elementelor de legatura, exprimata prin modulul de alunecare Kser (respectiv Ku), se determina prin calcule sau incercari la forfecare, pe epruvete compuse lemn-beton, in conformitate cu SR EN 26891:

Kser = 0,4 * Fest / v0,4 (relatia 2-1)

unde: Fest - forta de forfecare maxima estimata prin calcule sau incercari initiale v0,4 - deplasarea aferenta la 40% din forta de forfecare maxima estimata

(2) Comportarea conlucrarii lemn-beton la starea limita ultima si la starea limita de serviciu se poate descrie pe baza ductilitatii statice (rel. 2-2) prin repartizarea conectorilor conform modelelor teoretice de conlucrare din fig.2-4. Ductilitatea statica a conlucrarii este definita ca fiind raportul dintre deplasarea corespunzatoare fortei maxime atinse in decursul incercarii sub incarcare monoton crescatoare si deplasarea corespunzatoare starii limita elastice.

Ds = uu / uy (relatia 2-2)

unde: Ds - ductilitate statica uu - deformatie ultima (lunecare sau rotire) uy - deformatie elastica ultima user - deformatie la starea limita de serviciu, aferenta lui Fser Fser - forta de lunecare la starea limita de serviciu Rd - valoarea de calcul a capacitatii portante in imbinare

(3) Chiar daca in exploatare pot aparea deformatii plastice in beton si in elementele de legatura la starea limita de rezistenta, pentru determinarea eforturilor se poate considera o comportare linear-elastica a elementului compus conform fig. 2-5;

(4) Efectul deformatiilor plastice intervine luand in considerare un modul secant nominal aferent modului de elasticitate al betonului si un modul secant real aferent modulului de alunecare al conlucrarii;

(5) Rigiditatile betonului, luate in considerare la calculul eforturilor unitare, se determina pentru sectiunea transversala nefisurata. La verificarea eforturilor unitare normale, corespunzatoare sectiunilor componente ale structurii compuse, se neglijeaza rezistenta la intindere a betonului;

(6) Pe fata comprimata a sectiunii compuse se considera, ca rezistenta la compresiune, efortul limita la compresiune, caruia ii corespund deformatiile plastice ale betonului;

(7) In cazul in care axa neutra este pozitionata in placa din beton se va prevedea o armatura corespunzatoare la partea inferioara a placii din beton;

(8) Modulul de alunecare instantaneu al conlucrarii la starea limita ultima este, conform SR EN 26891:

Ku = 0,6 * Fest / v0,6 (relatia 2-3)

v0,6 - deplasarea aferenta la 60% din forta de forfecare maxima estimata

pentru simplificare se poate considera: Ku = (2/3) * Kser

(9) Standardul SR EN 1995-1-1 indica determinarea modulului de alunecare Kser, la imbinarea lemn-lemn cu tije cilindrice, in functie de densitatea lemnului si diametrul elementului de conlucrare, astfel:

Tip de imbinare | Kser [N/mm] Cuie | rho_k^1,5 * d^0,8 / 25 Cuie batute in goluri pregaurite, dornuri, suruburi | rho_k^1,5 * d / 20 Buloane | rho_k^1,5 * d / 30

Nota: rho_k = valoarea caracteristica a densitatii lemnului

(10) Potrivit rezultatelor incercarilor experimentale pe epruvete lemn-beton, modulul de alunecare al conlucrarii lemn-beton cu tije cilindrice poate fi exprimat mai corect in functie de diametrul elementului de conlucrare "d" si modul de elasticitate al lemnului "Emean", astfel:

Kser = 0,08 * Emean * d (relatia 2-4)

2.2 Materiale

2.2.1 Beton

(1) Rezistentele caracteristice (normate) si de calcul ale betonului fck si fcd, precum si alte caracteristici de calcul ale betonului realizat cu agregate obisnuite, grele sau usoare, se stabilesc in conformitate cu prevederile din SR EN 1992-1, respectiv NE 012-1 si NE 012/2;

(2) Clasa minima de beton recomandata este C 20/25;

(3) Diametrul maxim recomandat al agregatelor este dmax = 16 mm, conform SR EN 12620 si SR EN 1992-1-1, respectiv NE 012-1;

(4) Pentru a evita umezirea lemnului in timpul turnarii dar si pentru limitarea fenomenului de contractie, se recomanda un raport apa-ciment cat mai redus, conform prevederilor NE 012/1.

2.2.2 Lemn

(1) Lemn masiv a. Grinzile din lemn masiv se pot confectiona atat din lemn masiv de rasinoase cat si din lemn masiv de foioase; b. Rezistentele caracteristice (normate) ale lemnului, fmk, ftok si fvk, precum si alte caracteristici de calcul, se stabilesc in conformitate cu SR EN 1995-1-1.

(2) Lemn lamelat incleiat a. Rezistentele caracteristice (normate) ale lemnului lamelat incleiat, fmk, ftok si fvk, precum si alte caracteristici de calcul, se stabilesc in conformitate cu SR EN 1194.

(3) Grinzi din lemn la cladiri existente a. Evaluarea si analiza degradarilor grinzilor existente din lemn se va realiza conform prevederilor P100-3; b. Interventiile asupra grinzilor de lemn se vor realiza conform prevederilor P 100-3; c. In functie de posibilitatile de acces la elementele structurale, se recomanda extragerea unor epruvete din grinzile de lemn existente pentru determinarea rezistentelor caracteristice la incovoiere fmk, la intindere paralela cu fibrele ftok si forfecare fvk.

2.2.3 Armaturi

(1) Armaturile prevazute in placile din beton ale planseelor compuse lemn-beton se vor realiza sub forma de plase sudate sau bare montate individual, formand plase legate cu sarma;

(2) Rezistentele caracteristice (normate) si de calcul fyk si fyd, precum si alte caracteristici de calcul se stabilesc in conformitate cu prevederile SR EN 1992-1-1, respectiv ST 009 si NE 012/2.

2.2.4 Conectori lemn-beton

(1) Conectorii sub forma de tije care se pot utiliza sunt: a. Cuie cu sectiune rotunda cu forma torsionata sau cu striviri la suprafata, conform STAS 2111; b. Suruburi pentru lemn cu cap semiinecat (STAS 1453), cu cap inecat crestat (STAS 1452), cu cap bombat crestat (STAS 1451), cu cap hexagonal (STAS 1454), cu cap patrat (STAS 1455);

(2) Se vor utiliza conectori realizati din otel inoxidabil sau otel protejat impotriva coroziunii;

(3) Valorile modulilor de alunecare ai conlucrarii Kser (respectiv Ku) se vor determina pe baza precizarilor de la pct. 2.1.3;

(4) Pentru alte tipuri de conectori, altii decat cei descrisi mai sus, se va determina modulul de alunecare prin incercari la forfecare conform Anexei A.

3 PROIECTAREA PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON

3 PROIECTAREA PLANSEELOR COMPUSE LEMN-BETON

(1) Calculul planseelor compuse lemn-beton se face in conformitate cu principiile metodei de calcul la stari limita, luandu-se in considerare: - proprietatile diferite ale materialelor - rezistenta; - comportarea diferita in timp, sub incarcare, a materialelor componente ale planseului compus - curgerea lenta, durata de aplicare a incarcarii;

(2) Calculul trebuie sa satisfaca verificarea la starea limita ultima si starea limita de serviciu atat pentru incarcari de scurta, cat si de lunga durata;

(3) Verificarea la starea limita ultima (SLU) se face prin determinarea eforturilor maxime in materialele componente (lemn, beton si conectori);

(4) Verificarea la starea limita de serviciu (SLS) se face prin determinarea sagetii maxime;

(5) Verificarea eforturilor in elementele componente ale planseului compus la starile limita SLU si SLS se va face in stadiul initial (luand in considerare modulii de elasticitate medii ai lemnului si betonului) si in stadiul final (luand in considerare fenomenul de fluaj care conduce la reducerea modulilor de elasticitate ai materialelor componente);

(6) Verificarea planseului compus lemn-beton in faze de executie nu este necesara avand in vedere ca se realizeaza sprijiniri provizorii pe perioada executiei;

(7) Dupa intarirea betonului, intrucat grinda de lemn si placa de beton conlucreaza, incarcarile sunt preluate de elementul compus;

(8) Planseul compus lemn-beton continuu poate fi calculat ca o succesiune de placi compuse simplu rezemate deoarece in zonele de camp sectiunea transversala a grinzilor de lemn asigura in general o capacitate portanta la incovoiere mai mare decat este necesara din verificarea la incovoiere a elementului compus. Verificarea planseului compus in zonele de moment incovoietor negativ este explicitata la punctul 3.4.7.

3.1 Incarcari si solicitari

(1) Clasificarea actiunilor/incarcarilor si gruparea efectelor structurale ale actiunilor/incarcarilor pentru proiectarea planseelor compuse lemn-beton se vor realiza conform SR EN 1991-1-1 si CR 0;

(2) Coeficientii partiali de siguranta pentru actiunile permanente si variabile se vor considera conform CR 0.

3.2 Calculul latimii de conlucrare a placii

(3) Latimea de conlucrare a placii "bef" este dependenta in principal de raportul dintre latimea placii (distanta dintre grinzi "b") si deschiderea grinzii "l" si este variabila in lungul deschiderii grinzii in functie de tipul incarcarii si de schema statica. La baza determinarii latimii de conlucrare a placii sta distributia in directie transversala a eforturilor tangentiale in talpa de beton;

(4) Pentru determinarea latimii de conlucrare a placii se pot utiliza diverse relatii acoperitoare care iau in considerare conlucrarea continua intre grinzile de lemn si placa de beton.

(5) Astfel, relatiile 3-1 si 3-2 tin cont de tipul incarcarii in determinarea latimii de conlucrare a placii din beton, dupa cum urmeaza:

- pentru incarcari uniform distribuite: bef = [1 - 1,4 * (b/l)^2] * b (relatia 3-1)

- pentru incarcari concentrate: bef = [1 - 1,4 * (b/l)^2 - 0,8 * (b/l)] * b (relatia 3-2)

(6) Grosimea placii se stabileste din conditia ca raportul rigiditatilor celor doua elemente ce conlucreaza (beton-lemn) sa fie subunitar: (E1 * I1) / (E2 * I2)

3.3 Ipoteze generale

Metoda de calcul a planseelor compuse lemn-beton ia in considerare urmatoarele ipoteze: a. grinda de lemn este simplu rezemata; b. elementele componente ale planseului compus sunt interconectate prin intermediul unor conectori avand drept caracteristica de referinta modulul de alunecare K; c. distanta intre conectori este constanta sau variaza uniform in functie de forta taietoare, si are valori intre smin si smax, unde smax

3.4 Calculul la starea limita ultima si starea limita de serviciu

3.4.1 Caracteristicile sectiunii compuse

(1) Modul de lucru al sectiunii compuse si caracteristicile luate in calcul sunt prezentate in fig. 3-2;

(2) Rigiditatea echivalenta la incovoiere a sectiunii compuse se determina cu relatia 3-4:

(EI)ef = (E1 * I1 + gamma1 * E1 * A1 * a1^2) + (E2 * I2 + gamma2 * E2 * A2 * a2^2) (relatia 3-4)

unde: E1, E2 - valorile modulului de elasticitate longitudinal pentru beton, respectiv lemn A1, A2 - aria sectiunii de beton (cu bef calculat conform relatiilor 3-1 si 3-2), respectiv aria sectiunii de lemn I1, I2 - momentul de inertie al sectiunii de beton (cu bef conform relatiilor 3-1 si 3-2), respectiv momentul de inertie al sectiunii de lemn

(3) Coeficientul de reducere a rigiditatii gamma se determina cu relatia 3-5, astfel:

- pentru placa din beton: gamma1 = 1 / (1 + (pi^2 * E1 * A1 * sef) / (K * l^2)) (relatia 3-5)

- pentru grinda din lemn: gamma2 = 1

unde: sef - distanta echivalenta intre conectori K - modulul de alunecare al elementului de conlucrare, care pentru calculul la starea limita ultima este Ku, iar pentru starea limita de exploatare normala este Kser l - lungimea grinzii simplu rezemate

(4) Distantele de la centrul de greutate al sectiunii de beton, respectiv al sectiunii de lemn, pana la centrul de greutate al sectiunii compuse, a1 respectiv a2, se determina cu relatiile 3-6 si 3-7, astfel:

a1 = (h1 + h2) / 2 - a2 (relatia 3-6)

a2 = (gamma1 * E1 * A1 * (h1 + h2)) / (2 * (gamma1 * E1 * A1 + gamma2 * E2 * A2)) (relatia 3-7)

unde: h1 - grosimea placii de beton h2 - inaltimea grinzii de lemn

(5) Grosimea placii se va verifica cu relatia 3-3.

3.4.2 Distanta intre conectori

(1) Distanta intre conectori variaza in functie de efortul de lunecare intre o valoarea minima smin la reazeme si smax in zona mediana a grinzii. Pentru simplificare, in calcule se va considera o distanta echivalenta, astfel:

sef = 0,75 * smin + 0,25 * smax (relatia 3-8)

(2) Se va respecta ipoteza de la pct. 3.3 (1).

3.4.3 Verificarea eforturilor in sectiunea compusa la starea limita ultima in stadiul initial

(1) Eforturile normale de compresiune si intindere in placa de beton si in fibra extrema intinsa a lemnului se determina, conform SR EN 1995-1-1, cu relatiile:

sigma_c1d = (gamma1 * E1 * a1 * MEd) / (EI)ef (relatia 3-9)

sigma_m1d = (0,5 * E1 * h1 * MEd) / (EI)ef (relatia 3-10)

sigma_t2d = (gamma2 * E2 * a2 * MEd) / (EI)ef (relatia 3-11)

sigma_m2d = (0,5 * E2 * h2 * MEd) / (EI)ef (relatia 3-12)

unde: MEd - moment incovoietor de calcul

(2) Eforturile in placa de beton vor indeplini conditiile: - la partea superioara: sigma_cd = sigma_c1d + sigma_m1d

- la partea inferioara: sigma_td = sigma_m1d - sigma_c1d

(3) Eforturile la fata inferioara a sectiunii de lemn se verifica cu conditia: sigma_t2d / ft0d + sigma_m2d / fmd

unde: fcd, fctd - rezistenta de calcul la compresiune si intindere axiala a betonului, conform SR EN 1992-1-1. ft0d, fmd - rezistenta de calcul la intindere respectiv incovoiere a lemnului, conform SR EN 1995-1-1.

(4) Verificarea eforturilor tangentiale in centrul de greutate al sectiunii compuse se realizeaza conform SR EN 1995-1-1, astfel:

tau_max = (0,5 * E2 * b2 * h^2 * VEd) / (b2 * (EI)ef)

unde: h = h2/2 + a2 - distanta de la fata intinsa a sectiunii de lemn la centrul de greutate al sectiunii compuse VEd - forta taietoare de calcul

(5) Valoarea de calcul a fortei in imbinare va respecta conditia:

Fid = (gamma1 * E1 * A1 * a1 * smin * VEd) / (EI)ef

unde: Rd - valoarea de calcul a capacitatii portante in imbinare conform pct. (8)

(6) Momentul plastic de calcul al imbinarii se determina astfel: Myd = Myk / gammaM (relatia 3-18)

unde: Myk - momentul plastic caracteristic al imbinarii, conform relatiilor 3-19 la 3-22 gammaM - coeficient partial de siguranta aplicat proprietatilor materialului.

(7) Momentul plastic caracteristic al unei imbinari cu tije metalice, determinat conform formulelor empirice date in SR EN 409, are valorile:

- pentru imbinari cu cuie rotunde cu suprafata neteda: Myk = 180 * d^2,6 (relatia 3-19) - pentru cuie cu sectiune patrata: Myk = 270 * d^2,6 (relatia 3-20) - pentru buloane si dornuri: Myk = 0,8 * fuk * d^3 / 6 (relatia 3-21) - pentru suruburi: Myk = 0,583 * fuk * d^3 / 6 (relatia 3-22)

unde: fuk - valoarea caracteristica a rezistentei la intindere a elementului de imbinare, conform tabelelor 3-1 si 3-2 d - diametrul tijei in zona neteda la suruburi sau latura patratului la cuie cu sectiune patrata (mm)

Tabel 3-1 Rezistenta caracteristica ultima la intindere pentru buloane obisnuite:

Tabel 3-2 Rezistenta caracteristica ultima la intindere pentru bare din otel obisnuit:

(8) Rezistenta imbinarii se determina ca valoare minima care rezulta din respectarea urmatoarelor conditii:

- cedarea betonului la compresiune locala la suprafata de contact dintre beton si elementul de conlucrare: Rd = 0,23 * d^2 * sqrt(fck * Ecm / gammac) (relatia 3-23)

gammac - coeficient partial pentru beton fck - valoarea caracteristica a rezistentei la compresiune a betonului masurata pe cilindri la 28 de zile

- ruperea la forfecare a elementului de conlucrare: Rd = 0,8 * fuk * pi * d^2 / (4 * gammaM) (relatia 3-24)

- cedarea lemnului: Rd = 1,5 * sqrt(2 * Myd * fh2d * d) (relatia 3-25)

fh2d - valoarea de calcul a rezistentei de strivire locala a elementului de lemn

3.4.4 Verificarea eforturilor in sectiunea compusa la starea limita ultima in stadiul final

(1) Fenomenul de curgere lenta al elementelor compuse lemn-beton este influentat de particularitatile comportarii in timp a materialelor componente precum si de conditiile de mediu existente (temperatura, umiditate);

(2) Comportarea diferita sub incarcari de lunga durata a elementelor componente ale unui planseu lemn-beton se va lua in considerare prin reducerea modulilor de elasticitate ai lemnului si betonului si a modulului de alunecare al conlucrarii, astfel:

- pentru beton: Ecm,fin = Ecm * (1 / (1 + phi(inf, t0))) (relatia 3-26)

phi(inf, t0) - coeficient de fluaj pentru beton conform SR EN 1992-1-1

- pentru lemn: Emean,fin = Emean * (%G / (1 + psi1 * kdef) + %Q / (1 + kdef)) (relatia 3-27)

kdef - coeficient care ia in considerare deformatia in functie de timp sub efectul fluajului si umiditatii, conform SR EN 1995-1-1 pentru lemn si materiale lemnoase

%G, %Q - procent din incarcarea permanenta, respectiv variabila

- pentru conectori: Ku,fin = Ku / (1 + kdef) (relatia 3-28)

Ku,fin - valoarea finala a modulului de alunecare instantaneu pentru starea limita ultima kdef - coeficient pentru imbinari conform SR EN 1995-1-1.

(3) Se va reface calculul cu relatiile de la punctele 3.4.1 si 3.4.3 utilizand modulii de elasticitate la lemn si beton, precum si modulul de alunecare, calculati conform pctului 3.4.4.

3.4.5 Verificarea la starea limita de serviciu in stadiul initial

(1) Verificarea sagetii in stadiul initial se va efectua luand in considerare modulii de elasticitate medii pentru beton Ecm si lemn Emean, respectiv modulul de alunecare Kser;

(2) Se vor reface calculul si verificarile elementului compus conform pct. 3.4.1. si 3.4.3;

(3) Sageata instantanee finala se va calcula conform SR EN 1995-1-1, astfel: winst = winst,G + winst,Q (relatia 3-29)

winst,G; winst,Q - sageata instantanee pentru actiunea permanenta G respectiv, actiunea variabila Q;

(4) Sageata instantanee finala trebuie sa se incadreze in domeniul recomandat al valorilor limita indicat in SR EN 1995-1-1.

3.4.6 Verificarea la starea limita de serviciu in stadiul final

(1) Verificarea sagetilor in stadiul final se va efectua luand in considerare modulii de elasticitate transformati functie de deformatiile in timp si incarcare pentru beton si lemn, respectiv reducerea modulului de alunecare Kser, astfel:

- pentru actiuni permanente: - beton: Ecm,fin = Ecm * (1 / (1 + phi(inf, t0))) (relatia 3-30) - lemn: Emean,fin = Emean * (1 / (1 + psi1 * kdef)) (relatia 3-31) - conectori: Kser,fin = Kser / (1 + kdef) (relatia 3-32)

- pentru actiuni variabile: - beton: Ecm,fin = Ecm * (1 / (1 + phi(inf, t0))) (relatia 3-33) - lemn: Emean,fin = Emean * (1 / (1 + kdef)) (relatia 3-34) - conectori: Kser,fin = Kser / (1 + kdef) (relatia 3-35)

(2) Se vor reface calculul si verificarile elementului compus conform pct. 3.4.1 si 3.4.3;

(3) Sageata finala se va calcula conform SR EN 1995-1-1, astfel: wfin = wfin,G + wfin,Q (relatia 3-36)

wfin,G, wfin,Q - sageata in stadiul final pentru o actiune permanenta G respectiv o actiune variabila Q.

(4) Sageata finala trebuie sa se incadreze in domeniul recomandat al valorilor limita indicat in SR EN 1995-1-1.

3.4.7 Verificarea planseului compus in zonele de moment incovoietor negativ

(1) Momentul incovoietor capabil al sectiunii compuse in directia longitudinala a grinzilor de lemn se determina ca si pentru o sectiune din beton armat, pe baza distributiei eforturilor unitare normale conform fig. 3-3. Se neglijeaza aportul sectiunii transversale de lemn.

MRd = Ns * z (relatia 3-37)

(2) Rezultanta eforturilor de intindere Ns din armatura de pe reazem si bratul de parghie z se determina cu relatiile: Ns = As * fsd (relatia 3-38) z = h - 0,5 * xpl - as (relatia 3-39)

(3) Rezultanta eforturilor unitare normale de compresiune din beton, calculata pentru o latime unitara de placa b = 1 m, este: Ncm = b * xpl * fcd (relatia 3-40)

Pozitia axei neutre xpl se determina din ecuatia de proiectie Ns = Ncm: xpl = Ns / (b * fcd) (relatia 3-41)

Legenda fig. 3-3: Ns - rezultanta eforturilor de intindere MRd - moment incovoietor negativ Ncm - rezultanta eforturilor unitare normale de compresiune z - brat de parghie As - sectiunea armaturii de rezistenta dispusa pe reazem, in mm2/m; as - distanta de la centrul de greutate al armaturii pana la fibra superioara de beton a placii compuse xpl - distanta intre axa neutra plastica si fibra cea mai comprimata a sectiunii de beton ds - inaltimea utila a sectiunii de beton

3.4.8 Notiuni de proiectare seismica

(1) In cazul in care planseele compuse lemn-beton sunt solicitate in planul lor (actiunea seismica, actiunea vantului etc.), este necesar ca planseul sa indeplineasca conditiile de saiba orizontala, conform reglementarilor tehnice aplicabile, in vigoare;

(2) Verificarea planseelor compuse lemn-beton la incarcari orizontale are ca scop asigurarea capacitatii de rezistenta si a rigiditatii necesare pentru ca planseul sa poata fi considerat diafragma rigida in plan orizontal. Fortele seismice de nivel se vor determina conform prevederilor din P 100-1;

(3) La cladiri cu forme simple in plan, care pot fi inscrise intr-un dreptunghi, pentru calculul eforturilor sectionale (forta taietoare si moment incovoietor) provenite din fortele seismice orizontale, planseul compus lemn-beton va fi considerat ca grinda continua, rezemata pe peretii structurali. In acest caz calculul eforturilor sectionale se va face conform modelului de calcul prezentat in CR 6, cap.6.

4 PREVEDERI CONSTRUCTIVE

4 PREVEDERI CONSTRUCTIVE

4.1 Dimensiuni

(1) Daca placa de beton are rol de diafragma orizontala grosimea minima va fi h1 = 80 mm cu respectarea prevederilor din reglementarile tehnice aplicabile, in vigoare, in ceea ce priveste rezistenta, rigiditatea, izolarea fonica, etc.;

(2) Grosimea minima a placii de beton poate fi h1 = 60 mm in alte cazuri decat cele prevazute la (1);

(3) Se recomanda ca deschiderea maxima a grinzilor din lemn sa fie: - pentru grinzi din lemn masiv: lmax = 5,0 metri - pentru grinzi din lemn incleiat: lmax = 8,0 metri

(4) Se recomanda ca raportul dintre inaltimea grinzilor din lemn h2 si deschiderea planseului l sa fie: l / h2 = 25...16.

4.2 Armare

(1) Armatura utilizata trebuie sa respecte prevederile de la punctul 2.2.3;

(2) Acoperirea minima cu beton este cmin = 10 mm;

(3) Tolerantele admisibile in pozitionarea armaturilor vor respecta conditiile impuse de prevederile din SR EN 1992-1-1 si NE 012-2;

(4) In cazul in care din calcule nu este necesara armarea la partea inferioara a placii din beton se va prevedea armatura constructiva, astfel: a. distanta dintre bare, atat pe directia transversala cat si longitudinala, trebuie sa fie maxim 250 mm; b. aria minima a armaturii, pentru fiecare directie, este de 250 mm2/m; c. diametrul minim al armaturilor este dmin = 6 mm;

(5) Armaturile din plase legate cu sarma, utilizate la armarea placilor compuse, se amplaseaza din diferite considerente in anumite zone, astfel: a. in zonele de reazem, la partea superioara a placii, cu rol de rezistenta pentru preluarea momentelor negative; b. in zonele de camp, la partea inferioara a placii, cu rol de rezistenta pentru preluarea momentelor pozitive;

(6) Daca planseul a fost calculat ca o succesiune de placi simplu rezemate, la partea superioara a elementului de reazem se va prevedea o armatura minima, respectand ambele conditii: a. procent din sectiunea de beton: As,min = 0,4% * A1; b. minim 80 mm2/m.

(7) Armatura utilizata trebuie sa respecte prevederile de la punctul 2.2.3;

(8) Lungimea de ancorare a armaturilor in centurile din beton armat trebuie sa respecte prevederile prevazute in CR 6.

4.3 Conectori

(1) Conectorii de tip cuie se dispun pe unul sau doua randuri, alternant, in cruce, perpendicular pe grinda de lemn. Diametrul minim al cuielor este dmin = 8 mm;

(2) Conectorii de tip surub se dispun pe unul sau doua randuri, alternant, in cruce, inclinati la un unghi de 45 grade fata de grinda de lemn. Diametrul minim al surubului este dmin = 6 mm;

(3) Dispunerea conectorilor pe grinda de lemn se face conform fig. 4-1.

(4) Distanta intre conectori se recomanda a se incadra intre urmatoarele valori: smin = 80 mm ... 150 mm smax = 150 mm ... 300 mm

4.4 Rezemare

(1) Planseele compuse lemn-beton reazeaza pe tot conturul lor prin intermediul centurilor din beton armat, pe pereti portanti din zidarie de caramida. Sunt excluse reazemele concentrate (stalpi);

(2) La cladirile noi se vor respecta: a. conditiile de rezemare prevazute in SR EN 1995-1-1 pentru grinzile de lemn; b. conditiile de ancorare a placii de beton pe tot conturul in centuri din beton armat, realizate conform prevederilor din CR 6;

(3) In fig. 4-2 este prezentat un caz exemplificativ de rezemare a planseului compus pentru constructii noi;

(4) La cladirile existente se va proceda conform rezultatelor evaluarii si analizei efectuate conform prevederilor din P 100-3. Placa de beton se va ancora in centuri create la fata interioara a peretilor (fig. 4-3), la fata exterioara (fig. 4-4) sau sub grinzile din lemn (fig. 4-5); continuitatea placii de beton in dreptul reazemelor intermediare se va asigura prin turnarea betonului din placa in goluri create in zidaria existenta. Armatura prevazuta in aceste goluri se va dimensiona astfel incat sa fie asigurata transmiterea eforturilor dintr-o deschidere a placii in alta;

(5) La contactul elementelor de lemn cu alte materiale, unde se produc umeziri din diferite cauze, lemnul se protejeaza prin straturi hidroizolante sau, daca este posibil, contactul se face prin piese din materiale rezistente la umiditate, astfel incat sa se poata crea spatii libere de continua aerare a elementelor de lemn;

(6) Portiunile grinzilor de lemn care se afla in contact cu zidaria se protejeaza in dreptul reazemului cu hidroizolatie, alcatuita din unul sau doua straturi de carton sau panza bitumata. Capatul grinzii se monteaza la o distanta de aproximativ 2 cm de zidarie, creand astfel un locas de aerisire.

4.5 Aptitudinea de exploatare (serviciu)

(1) Pentru a se asigura durabilitatea planseelor compuse lemn-beton, in procesul de exploatare este necesar ca: a. elementele de lemn ale planseului sa nu fie expuse actiunii umiditatii; b. sa fie asigurate masuri de protectie pentru a evita aparitia condensului sau crearea de umiditate prea mari in incaperi; c. executarea de pereti despartitori sau sobe pe plansee sa se faca in urma unei expertize tehnice si in baza unui proiect conform reglementarilor tehnice aplicabile, in vigoare; d. in cazul spatiilor inchise (subsoluri, poduri) sa se prevada masuri de aerisire si ventilare; e. dispunerea traseelor de instalatii sanitare, electrice sau gaze sa se faca conform reglementarilor tehnice aplicabile, in vigoare;

(2) Sistemele de protectie a elementelor din lemn impotriva agentilor chimici si biologici se vor alege in functie de natura si starea grinzilor din lemn, de natura si agresivitatea mediului, de durabilitatea estimata a protectiei;

(3) Natura si gradul de agresivitate a mediului se stabilesc de catre proiectant in baza evaluarii rezultatelor analizelor calitative si cantitative de agenti agresivi (chimici si biologici) si ale umiditatii relative si temperaturii aerului. Agentii agresivi chimici si biologici care actioneaza asupra constructiilor din lemn sau a componentelor din lemn sunt clasificati conform prevederilor ST 049;

(4) Definirea claselor de exploatare din punct de vedere al agresivitati mediului se stabileste conform prevederilor ST 049, SR EN 335-1 si SR EN 1995-1-1, precum si reglementarilor tehnice specifice privind proiectarea constructiilor din lemn, in vigoare;

(5) Clasele de risc de atac biologic se stabilesc conform SR EN 335-1 si reglementarilor tehnice specifice privind proiectarea constructiilor din lemn, in vigoare;

(6) Sistemele de protectie aplicate pe suprafata elementelor din lemn impotriva agentilor agresivi trebuie sa indeplineasca criteriile de performanta si cerintele esentiale, functionale si tehnologice mentionate in ST 049;

(7) Criteriile si nivelurile de performanta pentru grinzile de lemn si pentru sistemele de protectie se refera la: a. stratul suport: grinzile de lemn sau cofrajul pierdut; b. sistemele de protectie impotriva agentilor fizico-chimici, prezentate ca valori concrete, minime, pentru a obtine o protectie eficienta a lemnului; c. sistemele de protectie impotriva agentilor biologici;

(8) Pentru ca intreaga constructie sa corespunda unui anumit grad de rezistenta la foc, elementele principale ale acesteia trebuie sa indeplineasca conditiile minime de reactie la foc si de rezistenta la foc conform reglementarile tehnice aplicabile si legislatiei in vigoare;

(9) Pentru grinzile de lemn ce fac parte integranta din planseul compus, prin tratament ignifug se vor respecta cerintele minime necesare in conformitate cu legislatia in vigoare privind clasificarea si incadrarea produselor pentru constructii pe baza performantelor de comportare la foc;

(10) Produsele de ignifugare trebuie sa respecte prevederile generale cat si conditiile de pregatire a suprafetelor, conditiile si tehnologia de aplicare prevazute in reglementarile tehnice specifice in vigoare.

5 COMPORTARE IN TIMP

5 COMPORTARE IN TIMP

(1) Urmarirea comportarii in exploatare se va realiza in conformitate cu reglementarile tehnice aplicabile si legislatia in vigoare privind comportarea in timp a constructiilor. Prin urmarirea curenta, se intelege activitatea de urmarire a comportarii constructiei prin observarea si inregistrarea unor aspecte, fenomene si parametri ce pot semnala modificari ale capacitatii constructiei de a indeplini cerintele de rezistenta, stabilitate si durabilitate stabilite prin proiect;

(2) Urmarirea curenta are un caracter permanent, durata ei coincizand cu durata de serviciu efectiva a cladirii;

(3) Prevederi specifice de urmarire curenta la constructiile noi cu plansee compuse lemn-beton: a. Se va avea in vedere identificarea prin observatii vizuale sau cu dispozitive de masurare a urmatoarelor fenomene: tasari in zona de rezemare a grinzilor de lemn, crapaturi longitudinale in grinzile de lemn, deformatii exagerate pe verticala la mijlocul deschiderii planseului, aparitia locala a unor pete pe finisajul existent din umezire sau prezenta mucegaiurilor; b. Principalele zone avute in vedere la urmarirea curenta sunt: zonele de rezemare si la mijlocul deschiderii grinzilor din lemn; c. In functie de finisajul aplicat la partea inferioara a planseului compus se va prevedea accesul la elementele necesar a fi inspectate;

(4) Prevederi specifice de urmarire curenta la constructiile existente cu plansee compuse lemn-beton: a. Se va avea in vedere identificarea prin observatii vizuale sau cu dispozitive de masurare a urmatoarelor fenomene: tasari in zona de rezemare a grinzilor de lemn, crapaturi longitudinale in grinzile de lemn, deformatii exagerate pe verticala la mijlocul deschiderii planseului, aparitia locala a unor pete pe finisajul existent din umezire sau prezenta mucegaiurilor, aparitia unor degradari a centurilor noi turnate pe zidaria existenta. b. Principalele zone avute in vedere la urmarirea curenta sunt: zonele de rezemare si la mijlocul deschiderii grinzilor din lemn cat si cele care se vor stabili impreuna cu expertul tehnic. c. In functie de finisajul aplicat la partea inferioara a planseului compus se va prevedea accesul la elementele necesar a fi inspectate.

(5) Orice modificare a destinatiei spatiului construit se va realiza in baza unei expertize tehnice si conform reglementarilor tehnice aplicabile si legislatiei in vigoare.

6 PREVEDERI DE EXECUTIE SI TEHNOLOGIE

6 PREVEDERI DE EXECUTIE SI TEHNOLOGIE

6.1 Prevederi pentru cladiri noi

Procedura generala pentru executarea unui planseu compus lemn-beton la cladirile noi este urmatoarea:

(1) Dispunerea grinzilor din lemn pe peretii portanti din zidarie la distantele precizate in proiect;

(6) Hidroizolarea capetelor grinzilor de lemn inainte de pozarea acestora inainte de montarea grinzilor de lemn;

(7) Executarea de sprijiniri provizorii ale grinzilor din lemn, de regula la 1/3 din deschidere;

(8) Executarea cofrajului prin dispunerea acestuia la partea superioara a grinzilor din lemn sau in interspatiile dintre grinzile de lemn;

(9) Montarea unei folii PVC sau a unei membrane hidroizolante pentru protejarea grinzilor din lemn contra umezirii in urma turnarii betonului;

(10) Dispunerea conectorilor la distantele prevazute in proiect;

(11) Dispunerea armaturilor din placa din beton si ancorarea acestora in centurile din beton armat de pe contur conform proiectului;

(12) Verificarea dispunerii conectorilor si a armaturilor conform proiectului;

(13) Turnarea betonului din placa si centuri cu respectarea reglementarile tehnice aplicabile, in vigoare;

(14) Protejarea betonului proaspat turnat impotriva deshidratarii.

6.2 Prevederi pentru cladiri existente

Procedura generala pentru realizarea unui planseu compus lemn-beton la cladirile existente este:

(1) Evaluarea starii de degradare a grinzilor existente din lemn. Se vor identifica urmari degradari, precum: a. putrezirea capetelor grinzilor din lemn b. aparitia unor defecte sau crapaturi in campul grinzilor; c. aparitia unor deformatii mari datorita modificarii incarcarilor

(2) Remedierea degradarilor/consolidarea grinzilor din lemn prin adoptarea de solutii precum: a. inlocuirea grinzilor din lemn ale caror capete sunt putrezite b. dispunerea unor eclise laterale din dulapi de lemn, antiseptizate, care se solidarizeaza de grinda existenta cu ajutorul cuielor sau suruburilor c. dispunerea unor reazeme din profile U, solidarizate de grinda existenta cu buloane;

(3) Introducerea unor grinzi noi din lemn, pozitionate intre cele existente;

(4) Executarea de sprijiniri provizorii ale grinzilor din lemn, de regula la 1/3 din deschidere;

(5) Indepartarea pardoselii existente, a straturilor de izolatie (pamant, zgura, etc.) si a tavanului in cazul in care este degradat;

(6) Realizarea cofrajului pentru centurile perimetrale prevazute pentru ancorarea armaturilor din plaseul compus;

(7) Executarea cofrajului planseului compus prin dispunerea acestuia la partea superioara a grinzilor din lemn sau in interspatiile dintre grinzi;

(8) Montarea unei folii PVC sau a unei membrane hidroizolante pentru protejarea grinzilor din lemn contra umezirii in urma betonarii;

(9) Dispunerea conectorilor la distantele prevazute in proiect;

(10) Dispunerea armaturilor din placa din beton si ancorarea acestora in centurile din beton armat de pe contur; in cazul placilor continue se vor realiza golurile de continuitate cu placa alaturata;

(11) Verificarea dispunerii conectorilor si a armaturilor conform proiectului;

(12) Turnarea betonului din centuri si placa conform reglementarile tehnice aplicabile, in vigoare;

(13) Protejarea betonului proaspat turnat impotriva deshidratarii.

ANEXA A (INFORMATIVA) INCERCAREA LA FORFECARE PE EPRUVETE