Normativ NP 019/1997

GHID PENTRU CALCULUL LA STĂRI LIMITĂ A ELEMENTELOR STRUCTURALE DIN LEMN INDICATIV NP 019-97

CUPRINS Il Prezentarea generală a normei de calcul la stări limită. Notatii şi simboluri. oo. 9 III Structuri de rezistenţă tip sarpante Vv Planşee cu grinzi din lemn... men cceeeseeecengeeeseneseeseseeeeeee 145 ANEXĂ VI. Sinteza structurii de rezistenţă din lemn

GHID PENTRU CALCULUL LA STĂRI LIMITĂ A ELEMENTELOR STRUCTURALE DIN LEMN INDICATIV NP 019-97 I. GENERALITĂŢI 1.1. PREZENTARE Stadiul avansat de elaborare a normativului de calcul a structurilor din lemn (nivel de specificatie) care revizuieşte STAS 856-71 şi care prezintă importante modificari de fund şi completări fata de acesta din urmă face indispensabila elaborarea unui ghid care sa cuprinda: materialul ajutator necesar aplicarii practice a noilor pres- criptii; metode si procedee detaliate de calcul in vederea satisfacerii cerinţelor de proiectare ale utilizatorilor. 1.2. BAZELE GHIDULUI DE PROIECTARE Prezentul ghid de proiectare are la bază “Specificatie tehnică pentru proiectarea şi calculul construcţiilor din lemn”. Principalele deosebiri în concepţia de calcul a elementelor şi structurilor din lemn cuprinse în prezentul ghid faţă de prin- cipiile de calcul din STAS 856-71 sunt detaliate în capitolul II. Beneficiul efectuarii calculelor conform specificatiei de calcul la stari limită a structurilor din lemn îl prezintă alinierea acestei norme la modul de prezentare şi conţinutul normelor interne pentru calculul structurilor alcătuite din alte materiale (beton, metal) şi de asemenea ale normelor internaţionale.

1.3. SCOP SI CONȚINUT Specificaţia tehnică mai sus mentionata conţine toate datele si ipotezele obligatorii pentru proiectare şi calcul; ghidul prezent conţine facilităţi pentru proiectarea în practica: sistematizari ale calculelor. exemple numerice. 1.4. DOMENIU DE APLICARE Prezentul ghid de proiectare stabileşte prevederi de proiectare (calcul, detalii constructive) ale elementelor structurale din lemn, aliniate la prescriptiile de proiectare ale celorlalte materiale de constructii utilizate in tara noastra si la metodologiile de calcul şi proiectare utilizate în normele internationale (Eurocode. 1.5.0.) şi în normele unor tari cu prescriptii tehnice avansate în domeniu (Canada, S.U.A.). Sunt facute precizari de calcul si constructive pentru rezolva- rea solutiilor pentru: alcatuirea sectiunilor de lemn ale clementelor de constructii - alcatuirea imbinarilor (nodurilor) dintre piesele de lemn alcătuirea ansamblului solutiei constructive. Având în vedere cele menţionate mai sus, prezentul ghid de proiectare va acoperi urmatorul domeniu:

1. şarpante de acoperiş: - specifice cladirilor de locuit - structuri de rezistenţa variate funcţie de modul de reze- mare (pe scaune, pe ferme)

2. planşee specifice cladirilor de locuit. II. PREZENTAREA GENERALĂ A NORMEI DE CALCUL LA STĂRI LIMITĂ Norma conform careia se calculeaza elementele de construcţie din prezenta lucrare este "Specificatie tehnică pentru proiectarea şi calculul construcţiilor din lemn” elaborată în faza de anteproiect. in cadrul acestui capitol se prezinta principalele elemente de proiectare si calcul a elementelor de constructie din lemn conform acestei norme. 11.1. CLASE DE EXPLOATARE A CONSTRUOTULOR DIN LEMN Din punctul de vedere al conditiilor in care functioneaza elementele de construcţie din lemn, se definesc urmatoarele clase de exploatare: - clasa 1 de exploatare, caracterizată prin umiditatea conținută de materialul lemnos corespunzătoare unei temperaturi = 20+2C" şi a unei umiditati relative a aerului

- clasa 2 de exploatare, caracterizata prin umiditatea conti- nuta de materialul lemnos corespunzatoare unei tempera- turi 0 = 20 - clasa 3 de exploatate, caracterizată prin umiditatea conținută de materialul lemnos superioară celei de la clasa 2 de exploatare. 11.2. ACŢIUNI SI GRUPARI DE ÎNCĂRCĂRI Valorile acţiunilor şi ale coeficienţilor acţiunilor se stabilesc pe baza standardelor de acţiuni în vigoare. Grupările de încărcări pentru calculul la stări limită al elemen- telor, subansamblelor şi a construcţiilor din lemn, cu excepţia elementelor sarpantei se alcatuiesc conform STAS 10101/0A-77. Elementele sarpantei (astereală, sipci, capriori, pane, popi, contrafişe, cleşti şi tălpi) se calculează la încârcările de calcul

Deformatiile maxime finale din încovoiere se stabilesc cu relaţia: rom tint + f+ f+ £ (11.2) în care: . reprezintă săgeata datorată incarcarilor permanente; reprezintă săgeata datorată incarcarilor temporare; reprezintă săgeata datorată deformatiilor îmbinărilor; reprezintă contrasăgeata iniţială a grinzii neîncărcate. Deformatiile f, şi f, se stabilesc ca valori finale, ţinând cont de fenomenul de fluaj şi de umiditatea de echilibru a materialului lemnâs, cu relaţiile: £=E in (1+K, 3 ‘Vinst. f= fein (1+K,,.); ; (1.3) în care: . rindi se stabilesc pe baza incarcarilor normate, neafectate si fiu, de coeficienţii de încărcare, pentru secţiunea brută a elementului, luând în considerare modulul de elasticitate mediu E; Ka este coeficientul care tine cont de durata de acţiune a incarcarilor şi de clasa de exploatare a construcţiei şi are valorile specificate în tabelul II.7. Clasa de exploatare a constructiilor Da aaa) Tabelul II.7 Clasa de durata a încarcarilor Permanente

11.6.2. Bare solicitate la întindere axială paralel cu fibrele Capacitatea portantă a elementelor din lemn masiv solicitate la întindere axială paralel cu fibrele T, în N, se stabileşte cu relaţia: T= RE * Ana : Mp (11.5) în care: R, este rezistenta de calcul la tensiune paralel cu fibrele, A care se pleat conform relaţiei (II.1); net = Ann 7 Aganini Assis,“ este suma ariilor tuturor slabirilor cumulate pe 200mm, in mm’; m,, este coeficientul de tratare a lemnului (vezi tab. V.12). 11.6.3. Bare solicitate la compresiune axială paralel cu fibrele Capacitatea portanta a elementelor din lemn masiv,cu secţiune simplă, solicitate la compresiune axiala paralel cu fibrele, C,, în N, se stabileşte cu rélatia: C, = Ru Acacul * Pe "mMre (11.6) in care: Rey este rezistența de calcul la compresiune axială paralel cu fibrele, care se stabileşte cu relaţia (II.1); A, acu) ăria secţiunii de calcul a barei slăbite, in mm’, calculată astfel: - pentru secţiuni fără slăbiri sau cu slăbiri care nu depășesc 25% din secţiunea brută şi nu sunt pe feţele paralele cu direcţia de calcul la flambaj A iain = Seed - pentru secţiuni cu slabiri, care depășesc 25% ‘din secti- unea bruta si nu sunt pe fetele paralele cu directia de flambaj A, = 4A,, /3 SA - pentru sectiuni cu slabiri simetrice, care sunt Be fetele paralele ‘cy direcţia de flambaj A =A, ‘caleul - pentru slăbiri nesimetrice, care sunt pe fetele * aralele 18 cu direcţia de flambaj, barele se calculează la compre- siune excentrică; m, coeficientul de tratare (vezi tab. 11.12); De coeficientul de flambaj, subunitar, calculat cu relatia: 9 = [10 +( én -2?)/ (35E bos mie) (11.7) in care: coeficientul de zveltete al barei, stabilit ca raportul dintre lungimea de flambaj |, şi dimensiunea corespunzătoare a secţiunii transversale pe direcţia de calcul la flambaj (t, =l/b), cu valorile maxime din tabelul 11.11; modulul de elasticitate caracteristic, cu valorile din tabelul 11.12; coeficientul de influenta a tratamentelor asupra modu- lului de elasticitate la încovoiere statică (vezi tab. II.12). 0,05 11.6.4. Bare solicitate la compresiune perpendicular pe fibre Capacitatea portanta a elementelor din lemn masiv, cu secti- unea simpla, solicitate la compresiune perpendicular pe directia fibrelor, Q,, în N, se stabileşte cu relaţia: Q, = Ra * Ac MT. *M, (11.8) in care: RE, este rezistenţa de calcul a lemnului masiv la compresiune perpendicular pe direcţia fibrelor, stabilita cu relaţia (11.1); A aria de contact dintre cele două elemente; coeficientul de tratare (vezi tab. 11.12); coeficientul de reazem - m, = 1,00 pentru elemente la care aria de contact este egală cu aria elementului compri- mat şi la îmbinări cu crestări laterale; m = 1,60 în îmbinări cu pene perimetrice care au fibrele dispuse normal pe fibrele elementelor îmbinate şi la suprafeţe de reazem ale construcţiilor din lemn; mr = 2,00 la striviri sub saiba. 19

II.6.5. Bare solicitate la strivire oblică Capacitatea portanta la strivire, N, în N, când forţa de compre- siune face un unghi c cu direcţia fibrelor, se determină cu relaţia: Ne = Rs a "Ac Mic m, (1.9) în care: St „este rezistența la strivire sub unghiul «, care se stabileşte cu relaţia: Rete u = Re ] fh ii (RE a! Re. 1) sin (1.10) Ra şi sunt rezistentele la compresiune paralel cu direcţia fibre- Re, lor, respectiv perpendicular pe direcţia fibrelor, stabilite cu relaţia (11.1); A, aria de contact între piese m. coeficientul de tratare (vezi tab. 11.12); m, coeficientul de reazem (v. paragraful 11.6.4); o unghiul dintre directia fortei de compresiune (strivire) şi direcţia fibrelor. Li II.6.6. Bare solicitate la forfecare Capacitatea portantă la forfecare perpendicular pe direcţia fibrelor, a elementelor din lemn masiv, cu secţiunea simplă, ¥, in N, se stabileste cu relatia: Vi = Ri, Ay my in care: Rf, este rezistenta la forfecare perpendicular pe direcţia fibre- lor, stabilita cu relatia (II.1); aria de forfecare; coeficientul de tratare (vezi tab. 11.12); Capacitatea portantă a pieselor din lemn masiv cu secţiune simplă, la forfecare în lungul fibrelor, F » în N, se stabileşte cu relaţia: F = Rfu A: mu (11.12) A, Mm, 20 in care: Ro, este rezistenţa de calcul la forfecare paralelă cu direct fibrelor, stabilită cu relaţia (II.1); A, caracteristica sectionala a elementului (aria de forfecare), în mm’; = coeficientul de tratare (vezi tab. 11.12). 11.6.7. Bare solicitate la incovoiere Capacitatea portanta a elementelor din lemn masiv cu sectiune simplă, solicitată la încovoiere, M,, în Nmm se stabileşte cu relaţia: M, = RP: Weaicul Mr: Mu (11.13) in care: R; reprezinta rezistenta de calcul masiv la incovoierea statica, stabilita cu relatia (II.1); Wises modulul de rezistenta pentru sectiunea cea mai solicitata a elementului (W,,,, daca elementul nu prezintă slabiri © in sectiunea de calcul, respectiv W,,, dacă elementul are slabiri in zona de calcul; m. coeficientul de tratare; m coeficientul pentru stabilitate laterală, cu valoarea 1,00 pentru rapoartele h/b maxime specificate în tabelul 11.13. La elementele încovoiate se verifică în mod obligatoriu şi condiţia de rigiditate (deformatie) cu relaţia: Amunx finala = fa (11.14) în care: fuma Este deformația maxima finala din incovoiere, stabilita cu relaţia (11.2); 4 săgeata admisibila, cu valorile din tabelul I1.6. ‘adm. 21

Lungimi de flambaj la bare comprimate axial Tabel 11.9 Translatie şi rotire impiedica- te la ambele extremitati Translatie împiedicata la ambele extremităţi, rotire îm- „piedicată la o extremitate Translatie împiedicată si rotire la ambele extremitati Translatie si rotire impiedica- ta la o extremitate, translatie libera si rotire impiedicata la cealalta extremitate Translatie si rotire impiedica- tă la o extremitate, translatie liberă şi rotire parţială la cealaltă extremitate Translatie împiedicată şi roti- re la o extremitate, translație liberă şi rotire împiedicată la cealaltă extremitate Translatie şi rotire impie- dicată la o extremitate, tran- slatie rotire liberă la cealalta extremitate Lungimi de flamba, Lungimi de flambaj la barele grinzilor cu zăbrele Tabel 11.10 Grinzi cu zăbrele simple Direcţia de |Lung. de flambaj (1,, a elem

flambaj | Talpa |Diag. şi montanti În planul Transver- sal planu- lui grinzii in care: | - lungimea elementului între nodurile teoretice de la capete ji distanța dintre nodurile fixate împotriva deplasării elementului, transversal planului grinzii cu zabrele Grinzi cu zăbrele încrucişate prinse între ele în punctul de intersecţie Schema grinzii zii În planul nor- mal pe planul grinzii în cazul în care: N,- efortul la compresiune în bara ce se calculează la Flambaj N,- efortulincontradiagonala, valorile pozitive reprezintă întinderi, cele negative compresiuni N] şi INo| valorile absolute ale eforturilor N, şi N,

II.6.8. Bare solicitate la încovoiere oblică Barele simple din lemn masiv solicitate la încovoierea oblică se verifică cu relaţia: EM / Mi + MY, în care: M*,, şi reprezinta componentele momentului incovoietor efectiv, M’,, corespunzaioare axelor principale de inertie x-x, respectiv Wx M”, şi capacitatea portantă a barci la incovoierea statica, pe M', direcţia axelor principale de inerție x-x, respectiv y-y, stabilite cu relaţia (11.13). Deformatia maxima finala la elementele solicitate la incovoiere oblică se calculează prin însumarea vectorială a deformatiilor maxime de pe cele două direcţii principale, cu relaţia: max finala = (hax finala ) Li (fan fnaia } în care: Pomxinaa ȘI Prumxnnaa SE Stabilesc cu relația (11.2) fai săgeata maxima admisibila, cu valorile din tabelul II.6. 11.6.9. Bare solicitate la întindere şi incovoiere (întindere excentrică) Barele simple din lemn masiv solicitate la întindere excentrică se verifică cu relaţia: +T,,./T +M,,/M_S1,0 (11.17) in care: be este incarcarea axiala de calcul in bara, in N; T, capacitatea portantă a barei la tensiune, stabilită cu relaţia (11.5); momentul încovoietor de calcul, stabilit în raport cu axa principală de inerție, perpendiculară pe direcţia de acti- une a forţei, în Nmm; M, capacitatea portantă a barei la incovoiere în raport cu aceeași axă, stabilită cu relaţia (11.13), în Nmm. II.6.10. Bare solicitate la compresiune şi incovoiere (com- presiune excentrică) Barele simple din lemn masiv, solicitate la compresiune excen- trica se verifică în raport cu axa perpendiculară pe direcţia forte- lor care produc încovoierea, cu relaţia: -C,, /C,+M‘,/M, in care: . a este încărcarea axiala de calcul în bara, in N; A Cc capacitatea portanta a barei la compresiune, stabilita “eu relaţia (II.6); N M capacitatea portantă a barei la încovoiere stabilită cu i relaţia (11.13) în raport cu axa principală de inerție, per- pendiculară pe direcţia de acţiune a forţei, în Nmm; M', momentul încovoietor maxim final, în Nmm, stabilit în i raport cu aceeaşi axă, cu relaţia: Mi, = Mat (1 Car / Ce)] (1.19) în care: | E M, momentul incovoietor maxim de calcul, in Nmm; om incarcarea critica de compresiune, pe directia de aplicare a momentului, în N, stabilită cu relaţia: Ce = 12 - Eos : Muc Mae “1S IF (11.20) in care: i ne E, modulul de elasticitate caracteristic, cu valorile din tabelul i 11.2; ȘI m,, coeficientul condiţiilor de lucru, cu valorile date în tabelul 11.3; pm e m: coeficientul de tratare a lemnului, cu valorile din tabelul 1.12; 2 i 1 momentul de inertie in raport cu axa perpendiculara pe directia de aplicare a fortelor care produc incovoiere, în mm; oye : = su 1, lungimea de flambaj a barei, stabilita conform indicatiilor din paragraful 11.5.2., in mm.

11.7. CALCULUL BARELOR DIN LEMN CU SECȚIUNE COMPUSA 11.7.1. Bare compuse solicitate la întindere axiala Capacitatea portanta pentru fiecare element component, i, la întindere axiala se stabilește cu relaţia: Tea = RE - Ana “Mn - Mp (1.21) în care: 3 este capacitatea portanta a elementului i, in N; R;, rezistenţa de calcul a lemnului masiv la întindere axiala. stabilita conform relaţiei (11.1), în Nmm?; A, aria neta a secţiunii de calcu! pentru bara i, în mm”: m, coeficientul de tratare, cu valoarea din tabelul 11.12; m, coeficientul de repartiție a încarcarilor. cu valvarea 0.90. Capacitatea portantă a barei compuse solicitată la întindere axiala se stabileşte prin însumarea capacitatilor portante ale elementelor componente stabilite cu relația (11.21): T= Ta (1.22) tat Pentru verificarea fiecărui element al barelor compuse tensionate, forța efectiva T,,, se stabileşte prin repartizarea fortei totale T,, proportional cu secţiunea bruta a barelor: Tati = Tot * Abrus / Ş, Ara (11.23) II.7.2. Bare compuse solicitate la compresiune axială 1].7.2.1. Bare pachet Capacitatea portanta a barelor pachet, în raport cu axa x-x. normala pe rosturi, C,, în N, se stabileşte cu relaţia: Cy = Re i * Acaiul * Pex * Mc (1.24) în care: Re, este rezistenta de calcul a lemnului masiv la compresiune axială, paralel cu fibrele, stabilita cu relaţia (1.1), in N/mm‘; aria sectiunii de calcul a tuturor elementelor componente ale barci, în mm’; Pox coeficientul de flambaj, calculat cu relația (1I.7)in raportcu axa X-X: m,. coeficientul de tratare. | Capacitatea portanta a barelor pachet in raport cu axa y-y. paralela cu rosturile C,, în N, se stabileşte cu relaţia: valul Cy Re " A calea Pay Mye (11.25)

Tabelul 11.14 Valorile coeficientului k pentru: Compresiune si încovoiere d - reprezintă diametrul tijei în mm II.7.1.2. Bare cu fururi lungi şi bare cu eclise continue Capacitatea portantă a barelor cu fururi lungi şi a barelor cu eclise continue în raport cu axa x-x normală pe rosturi se stabileşte cu relaţia (11.24) în care A, = A. (aria elementelor principale) şi @, se determina cu relaţia (i1.7) in care: Za =l/ > mp+ hs (11.28) h, fiind grosimea elementului principal iar h. grosimea ele- mentului secundar. “ Capacitatea portanta a barelor cu fururi lungi si a barelor cu eclise continue in raport cu axa y-y paralela cu rosturile se stabileşte conform paragrafului II.7.2.1, cu precizarea că Accu, (aria elementelor principale). II.7.2.3. Bare cu fururi scurte Capacitatea portanta a barelor cu fururi scurte in raport cu axa “i apei pe rosturi se stabileşte cu relaţia (11.24) în care AA, (aria elementelor principale), iar di i cu relaţia (11.7) in care: » iii Za = (1.29) h, grosimea elementului principal. 28 Capacitatea portantă a barelor cu fururi scurte în raport cu axa y-y, paralelă cu rosturile se stabileşte conform paragrafu i 11.7.2.1, cu precizările că A.A, (aria elementelor principale iar 9, ‘Se determina in functie de coeficientul de zveltete echi- valent Zi care se calculează cu relaţia: E 7 z= (u-Zy)+ 5°24 (1.30) în care: este coeficientul de majorare a zveltetei barei compuse, care se stabileşte cu relaţia (11.27); Z, coeficientul de zveltete al barei in raport cu axa y-y; n numarul de elemente principale componente; Z, coeficientul cu zveltete al unui element izolat, dat de relaţia: Zn = (11.31) in care: L distanta intre doua fururi scurte; h grosimea unui element principal. 11.7.3. Bare compuse solicitate la încovoiere Capacitatea portantă a grinzilor compuse solicitate la încovo- iere, ţinând seama de deformabilitatea îmbinărilor, M,, in Nmm, se stabileşte cu relaţia: Mp = RF: Wâscu * Mr: mu (11.32) în care: RE: este rezistenţa de calcul a lemnului masiv la încovoiere | statică, stabilită cu relaţia (IL.1); Wc modulul de rezistenţă corectat, pentru secţiunea cea mai solicitată a grinzii, in mm’, stabilit cu relaţia: Weaicul = Kw : Woet (1.33) în care: coeficientul de reducere, care ţine seama de deformabi- litatea îmbinărilor şi are valorile 0,8 respectiv 0,7 pentru "29

grinzi din doua, respectiv trei elemente dispuse fara interspatii intre ele şi 0.8 respectiv 0,6 pentru grinzi din doua, respectiv trei elemente dispuse cu interspatiu intre ele: WwW, modulul de rezistenţă al secţiunii nete a barei, considera- ta cu o grindă unitara, imbinarile fiind considerate indeformabile; m. cveficientul de tratare a iemnului. cu valoarea din tabelul Herz: m, coeficientul pentru stabilitate laterala, cu valoarea 1.00 pentru rapoartele h/b maxime specificate în tabelul 11.13. Verificarea rigiditatii (sagetii) la grinzile compuse se face cu relaţia (11.14). cu observaţia ca la determinarea aeformatiei maxime final: se ia în calcul momentul de inertie coyectat, stabilit cu relatia: Ve = Ky Inv (11.34) in care: k este coeficientul de reducere a momentului de inertie. care iu in consideraţie deformatia imbinarilor, având va- loavea 0,7; momentul de inerție al secţiunii brute, in raport cu axa neutra. considerând întreaga secțiune a barei, in mm‘. brut 11.8, CALCULUL ÎMBINĂRILOR ELEMENTELOR DE CONSTRUCŢIE DIN LEMN 11.8.1. ÎMBINĂRI PRIN CHERTARE LA PIESE AMPLASATE PERPENDICULAR Capacitatea portanta a imbinarilor la piese amplasate perpen- dicular se stabileşte cu relaţia: Qi = Re, Ag: Mr -m, (11.35) in care: R, este rezistența de calcul la compresiune (strivire) perpen- dicular pe fibre, stabilita cu relația IL.1; 30 A aria de contact întie cele două elemente, în mm”: . . m. coeficientul de tratare a lemnului: m coeficient de reazem, cu valoarea 1,60. 11.8.2. ÎMBINĂRI PRIN CHERTARE LA PIESE AMPLASATE SUB UNGHIUL « Capacitatea portanta la strivire se calculeaza cu relatia: sir As Mtc Mp (11.36) în care: | _ A. m,, sim, au aceleaşi semnificații ca in relația (11.35); R este rezistenta de calcul la strivire sub unghiul a. Capacitatea portanta a pragurilor la forfecare se stabileşte cu relaţia: Fa = Ryu Ag Mae Mu in care: str FR, este rezistenţa de calcul la forfecare paralela cu fibrele, stabilita cu relaţia (iI.1); A, aria pragului de forfecare, în mm; m, coeficientul de tratare a lemnului; m coeficientul de forfecare. 11.8.3. Imbinari cu tije Capacitatea portanta a unei imbinari cu tije Lin N, se stabileşte cu relaţia: Leaps = 0*Lmmnt * i "pF: Mre “My MR (11.37)

in care: | |

(0) este coeficientul partial de siguranța, cu valorile din tabelul 11.15; 7 | capacitatea portanta minima a unei tije, înti-o secțiune de forfecare. în N, stabilită cu relaţiile date în tabelul 11.16; n numărul de tije din îmbinare; nunt

n; numărul sectiuniilor de forfecare în care lucrează tijele; m. coeficientul de tratare a lemnului; m, coeficientul condiţiilor de lucru, definit în funcţie de con- - ditiile de microclimat în care funcţionează îmbinarea cu tije, cu valoarea 1,00 pentru clasa 1 de exploatare a con- structiei, 0,85 pentru clasa 2 de exploatare a construcţiei şi cu valoarea 0,75 pentru clasa 3 de exploatare a con- structiei; m, coeficient care introduce în calcul repartiţia neuniformă a încărcărilor la tije, cu valoarea 0,90 pentru îmbinări cu cuie, îmbinări cu şuruburi pentru lemn şi pentru îmbi- nări cu dornuri şi buloane dispuse pe două rânduri, cu minimum două buloane pe un rând si cu valoarea 0,80 pentru îmbinări cu dornuri şi buloane dispuse pe patru rânduri, cu minimum trei buloane pe un rând. Tabelul [1.15 Valorile coeficientului $ pentru : Buloane si Cuie si suruburi [1.00 [8s Clasa de durata a încarcarilor Permanente Lunga durata Scurta durata 32 Tabelul 11.16 tijelor, în N, pentru: Buloane, Dornuri suruburi si dornuri de otel Strivirea elementelor E | 4cd Strivirea elementelor| Sad Sad Strivirea elementelor} 3cd centrale, L_.. Strivirea elementelor marginale L,, Imbinari simetri- | Incovoierea tijei, ce si nesimetrice] L. Tipul îmbinarii Conditia de calcul Imbinari simetrice Imbinar! nesi- metrice ‘cop Inc. Notatii: — ; c grosimea celei mai subţiri piese centrale, in mm; a grosimea celei mai subțiri piese marginale, în mm; d diametrul tijei cilindrice, în mm. 33

III. STRUCTURI DE REZISTENȚĂ TIP SARPANTE PE SCAUNE III.1 GENERALITĂŢI Acest capitol tratează rezolvarea constructivă şi calculul acu- perișurilor cu panta mare, cu structura de rezistenţa de tip șarpantă pe scaune (dulghereasca). Implicatiile ce le aduc rezolvarea problemelor legate de: - forma in plan a acoperisului - pantele acoperişului funcţie de tipul invelitorii în modul de rezoivare structurala a sarpante: sunt prezentate în cap. V1.1. In capitolul de fata se vor trata urmatoarele aspecte: - alcatuirea sarpantei proiectarea sarpantei - calculul şarpantei detaliile de sarpanta. III.2. ALCĂTUIREA SARPANTEI!; DEFINIRE ELEMENTE STRUCTURALE Structura sarpantei este alcătuita din popi verticali sau încli- nati, legati între ei in sens transversal cu clesti, care, impreuna cu capriorii aşezaţi în dreptul popilor realizeaza un contur indeformabil in sens transversal - longitudinal, pe popi reazema pane ce susţin capriorii, legate de popi prin contrafise care asigura stabilitatea longitudinală, a sarpantei. In functie de modul de dispunere a zidurilor portante ale clădirii, deci de posibilităţile de rezemare ale popilor care transmit incarcarile sarpantei la aceste ziduri se disting - cladiri cu ziduri portante transversale, dispuse regulat, la care şarpanta se realizeaza cu popi vesticali. aşezaţi în secțiune treansversala la distanțe optime din punct de vedere al deschiderii capriorilor si amplasati longitudinal cladirii în dreptul zidurilor transversale; clădiri cu ziduri portante longitudinale, la care sarpanta 34 se realizează cu popi verticali sau/şi înclinați, care reazema

| Ansamblul transversal alcătuit din popi si clestii şi capriori din dreptul popilor poartă denumirea de "scaune". III.3. PROIECTAREA SARPANTEI Proiectarea şarpantei va cuprinde, în mod sintetic, următoarele etape: i - trasarea zidurilor portante, a streaşinii, coamelor şi doliilor - amplasarea popilor - dispunerea panelor şi coşoroabelor In plansele III.2, III.3 este prezentată alcătuirea de ansamblu caracteristică, pentru o șarpantă cu rezemare pe ziduri transver- sale; analog, în plansele 111.4, şi 111.5 este prezentată alcătuirea de ansamblu caracteristica pentru v sarpanta cu rezemare pe ziduri longitudinale. III.4. CALCULUL SARPANTEI - GENERALITĂȚI Calculul şarpantei se face conform "Specifcaţie tehnică pentru proiectarea şi calculul construcţiilor din lemn”. Metoda de calcul este metoda stărilor limita. III.4.1. Încarca Ă Calculul sarpantei se face luând în consideraţie următoarele încărcării: - permanente (învelitoare, elemente secundare de susţinere a învelitorii, greutate proprie şarpantă); - utile (circulaţie pe învelitoare a unui om, în vederea repara- tiilor); , - i (vânt, zăpadă) STAS 10101/20-91; STAS 10101/ p Incarcarile se iau în calcul conform STAS 10101/1-78, iar gru- parile de incarcari conform specificatiei tehnice mentionate mai sus (pct. 3.2.2 si 3.2.3) I]l.4.2. Rezistenta de calcul In cap. III sunt date rezistentele utilizate la calculul elemen- 36 telor din lemn, în funcţie de natura solicitării şi specia de material lemnos folosit. I1].4.3. Calculul elementelor sarpantei Astereala (strat continuu de scânduri pentru susţinerea învelitorilor din tablă, olane): se determina incarcarile pentru o scândură de lăţime "b" si se proiectează după axele x-x şi y-y (vezi fig. III.1) se calculează la îneovoiere oblică pe două direcţii (fig. 111.2) - se verifică la deformația maxima Sipci (rigle pentru susținerea învelitorilor din ţigle): se consideră simplu rezemate pe capriori; - se determina incarcarile pentru o sipca si se pastreaza dupa axele x-x si y-y (fig. III.3). Capriori: - se considera ca grinzi simplu rezemate pe pane; - sunt incarcati cu reactiuni din astereala sau sipci - consi- derate ca sarcini uniform distribuite (se determina incarca- rea preluata de un caprior, de pe suprafata lui aferenta) fig. III.4. Capriorii se calculeaza ca grinda orizontala de deschidere d, încârcată cu sarcini verticale uniform distribuite sau ca grindă înclinată de deschidere I,, încârcată cu sarcini normale pe axa grinzii şi uniform distribuite pe lungimea înclinată a grinzii. Pane: - ge consideră ca grinzi simple rezemate sau continue, rezemând pe popi; - sunt încărcate cu reactiunile din capriori. Încărcarea se determina de pe suprafaţa aferenta panei; incar- cările permanente, zăpada, utilă sunt verticale, iar cele din vânt acţionează în plan înclinat. Schemele de calcul sunt conform fig.III.5 Popi preiau reactiunile panelor: - sistemul de preluare a reactiunilar panelor de catre popi diferă dupa cum popii sunt verticali sau înclinați (fig. 111.6); 37

oP colo ie -b- Fig. 111.6 Stabilirea de calculul a popilor a - popi verticali b - popi înclinați 42 Pui suprafata SE: ae Shue = suprepa fa ce = shivie® ra/pa d —22cm . Sh vre Soe | (6). ~ Pozverata ele Fig. 111.7 Stabilirea suprafeței de strivire 43

Popii verticali sunt elemente comprimate centric, articulate la ambele capete. astfel ca lungimea de ilambaj I=: se verifică la compresiune eu flambaj. Popii inclinati (plan 1.1, schema b. c) preiau conf. schemei III.6 reactiunile din pane (Np). Popii (comprimati si coarda intin- să) se considera articuluţi. Talpa preia prin eforturi de strivire eforturile transmise prin popi. Se va avea in vedere luarea in considerare a ariei nete a popului în cazul în care îmbinarea pop-talpa esie prevazuta cu cep (fig. II.7). III.5. EXEMPLU PENTRU CALCULUL UNEI ŞARPANTE PE SCAUNE III.5.1. Date de tema ° Sarpanta care se proiecteaza (planşa 11.4) are deschiderea (lăţimea intre axele zidurilor portante exterivarei de 9.00m şi posibilitatea de rezemare pe zid longitudinal median. . Invelitoarea se realizează din tigle solzi aşezate în doua rânduri pe suport alcătuit din: sipci orizontale la 25 cm, sipci verticale la 70 cm, astereală si carton bitumat. Dă Amplasarea construcţiei: Birlad intravilan (amplasament II) - Zona B privind zonarea teritoriului din punct de vedere a acţiunii vântului. având: g =42 daN/m*; = 1.6. C,(2)= 0,65; - Zona C privind zunarea teritoriului din punct de vedere a acţiunii zăpezii, având g.= 1350daN/m*. C.=0.8; - Zona B privind zonarea teritoriului din punct de vedere al valorilor coeficientilorK (K =0.25; T.=1.0sec) Dă Elementele sarpantei se impregneaza superficial si se igni- fugheaza . Pentru realizarea elementelor structurale ale şarpantei se folosesc lemn de molid sau de brad. având: - clasa I de calitate la elementele întinse; clasa Il de calitate la elementele comprimate şi inco- voiate: - clasa 1 de exploatare din punct de vedere al conditiilo - de umiditate (pet. 1.2.2. din specificatia tehnica) 11.5.2, STABILIREA INCARCARILOR 111.5.2.1. Incarcarile permanente sunt date de elementele de inchidere ale acoperisului si sunt stabilite în tabelul HI.1 în daN/m: suprafaţa înclinata. Tabelul 111 Încărcări permanente Incarcare incarcare

Pi Ye = Ya —04:09p /Ce -g, 2037, = 03-22 = 066 Yr = 22 - 04 -203/ 08 150 = 152 > 066 Rezultă sarcina de calcul: p', = 228daN/m? Yo = Ye ~ 92 Gp /Ce :92 > O37, = 042 Ag = 14 — 02 203/08 -150 = 106 > 042 Rezultă sarcina normată: p', = 165daN/m* 1]1.5.2.3. Incarcarile din vânt pe = te (B “Cai *Cu(2): gy) în care: fi = 1,6 (categoria C1) c,(z) = 0,65 (amplasament IJ) g, = 42 dan/m* pt H/L = 2,61/10,50 = 0,25 si a = 30° c,, = 0,125 e. = -0,4 -34 daN/m: . st 22 daN/m: >, Se / ay a yale “11 daN/m* -1 daN/m* al 3 Varianta 1 Varianta 2 Pv = 16° 0,65 © 42 (-0,4)= -17,5 daN/m? = 1,6 : 0,65 : 42 :(0,125)= 5,5 daN/m? Efectul acţiunii interioare: Pan = £0,6e,(h,.,) -gv= +0,6c, 0,65 -42= +16,5 daN/m? Rezulta incarcarile normate din vant: en,=-0,4 p,,=-17,5daN/m# CX y “ce en,=+0,125 OD, p,,=5,5daN/m? me Ko __ SS 1050 PSM |)! LE 2,61 Pentru sarcinile de calcul: 7, = y, = 14 Rezulta incercarile de calcul din vant: -48 daN/m? : - See „16 daNim* -1,5 daN/m: a % AS - “Re st ll Rep, z ees DA oi” Varianta 1 Varianta 2 II1.5.2.4 Observaţii Având în vedere ipotezele de calcul care trebuiesc luate în consideraţie (cf. specificaţie tehnică - pet. 3.9.2; 3.2.3.) rezultă urmatoarele: ipoteza I (incarcari permanente + încărcare din zăpadă) este ipoteza de dimensionare. În cadrul acestei ipoteze se ia în consideraţie varianta 2 de încarcare (din tabel 3 - STAS 10101/21-92); ipotezele II, sunt nesemnificative. Hi, TV Suctiunea datorita vantului are efect favorabil asupra elemen- telor sarpantei. Presiunca datorita vântului este nesemnificativă fata de incar- carea cu zapada. II1.5.3 Dimensionarea elementelor de sarpanta 111.5.3.1 Calculul sipcilor la încovoierea oblica (vezi fig. II1.3) e încercări permanente p, = 194 daN/m? a = 30" gs = p® :c = 194-025 = 48.5daN / m? gs, = gi cosa = 485 084 = 41daN/ m? 95, = 9; sina = 485 05 = 25daN/ m? 47 pe ee aia

48 încarcari din zapada p', = 228 daN/m’ 9; = p§-c-cosa = 228 025-084 gi, = g5 cosa = 48-084 = 405 daN/ m? 95, = gi sina = 48 050 = 24 daN/ m? incarcari totale de calcul pe = 41 + 48 = 89 daN/m* g = 25 + 24 = 49 daN/m? calcul eforturi în sipci i 2 _9ă di 890,702 x 3 8 9daNm gy d 49 090% My = ur Dh weve dan Se aleg sipci 3°x3° W =W =9,14 cm* verificarea rezistenţei x y i eee MĂ My 1078 1078 in care: Li m, = 0,55 (incarcari permanente) m, = 1,00 (incarcari din zapada) mg = 0.78 m,, = 1,0 (clasa 1 exploatare) R, = 168daN/cm?: y, = 110; mq, = 10; m = 10 Rezulta 10 0,78 - 16 Mr = a i 914 - 10-10 = 1078daNcm MY = 1078daNcm = 48 daN / m? Dimensiunile 3*x% impuse din condiţiile de fixare a învelitorii din ţiglă sunt suficiente pentru condiţia de rezistenţă. fix fry verificarea săgeți A, et? -Jo502 + 0262 = 062cm fy = fx + fox = 030 + 020 = 0,50cm fy = fy + fay = 0144 + 0166 = 0,26cm fx = (1+ Kdet1) - fixinst = (1 + 08): 0167 = 0,30cm fy = (1 + kderi) fyinst = (1 + 08): 008 = 0144cm fog = (1 + Kaeri) : foxinst += [1 + 045) 0136 = 020cm foy = (1 + Kaer2] fayinst. = (1+ 0.45) 0,08 = 0116cm kgerr = 08 Kger2 = 045 5 Op di _ 5 385-904 407 0167cm inst o Ba El, 384 143.104 - 17,37 5 Op 4 _ 5 19:90%-102 _ 0.08cm inst ~ 384 Ely 34 443-104 .1737 5 O8-d) 5 3145-90 107 C4a6cm faxinst. ~ 384 EI 384 443. 404 1737 Es 92y d = 5_ 18,75 - 90 = 40 * 008cm fans ~ 384 Ely — 384 cu: 113-104 . 17,37 gps = 150-025 cos o = 385daN/ m = 150 - 0,25 sina = 19,0daN / m Opy gh = 165-025 cos @ = 315daN/ m gy = 165 0.25 sina = 18,75daN / m k =ly = 17,37cm4 49

E = 113000 daN/cm* Rezultă: fmax = 0,62cm = fadm = 0,60cm i 90 adm “750 ” 150 să III.5.3.2. Calculul capriorilor la încovoiere (vezi fig. 111.4) d, = 90 cm; L, = 2.57 m; d, = 2,25 m e incarcari permanente p’ = 203 daN/m* Op = p“ -d4 cos? a = 203-09 - 0,842 = 129daN/ m e incarcari din zapada p$ = 228daN / m2 gS = pS : d - cos? a« = 228-09 - 0842 = 145daN/ m e incarcari utile Py = 12-100 = 120daN Py = Py -cos m = 120. 0,84 = 100daN/ m e incarcari totale ipoteza I g = 129+145=274 daN/m ipoteza II pt = 100 daN e calcul eforturi in capriori _ 9 -L2 _ 274-257? 8 8 cS 2 [ei 9p lS py Lo 129-2572 Mi = n i ifs = = 129: 257" a 100 - 2.57 = 174daNm Dimensionarea se face la momentul incovoietor maxim corespunzator ipotezei nr. 1). Se aleg capriori 10 x 12; W =240cm'* e verificare rezistenta = 226daNm 168 - 10 . 0,79 M, = RF -We :mri mL = rr -240-10-10 = = 289daNm > 226 50 m, = 0.55 (incareari permanente) m,, = 1,00 (incarcari din zapada) “ay BEE „03 10-145 _ 079 129 + 145 e verificare sageată fmax = f1 + fg = 0.016cm fy = (1+ 08)-fp = 18 0005 = 0009cm fp = (1+ 045)fz = 145 0005 = 01007cm 5 gpd? 5 100:904:102 Pi rome oe m ae mite = 0.005cm P 384 E 1x 384 113.104 1440 f, = 5 92 1. 5 95-90" 10 0.005cm 384 Ex 384 443.104 . 1440 III.5.3.3. Calculul panelor la incovoiere I11.5.3.3.1. Pană centrala (de coama) - vezi fig. IIl.4 ] = 2,70 m; a = 0,75 m -a=2.70-0,75=1,95 .m. p mural P ana_centrala ~contrafisa . 251 pop. aoe | 1=1,95m it 8 p—— d ——$———— Observaţii: cf. fig. IIL.4, se remarca dispunerea longitudinala, între popi si pane, de contrafise care asigura stabilitatea longitudinala a sarpantei si reducerea lungimii de calcul a panci. 51

Rezulta C, = 864.113 -0,7/5-09 = 6810daN > 2901daN 111.5.3.4.2. Popi inclinati (conform plan 111.4) Aat=(2.25 2,70)m* dg = 225m, t = 2.70m e incarcari permanente 8p... COS («4 __203 - 2.25 0.84 e încârcare din zăpada NESP = 1384daN e incarcari totale NEON" = 1500 + 1384 = 2884daN Încărcarea din pana (de mai sus) se descompune pe direcţia celor doi popi înclinați. la care se adaugă greutatea proprie a popului (vezi schema 1i.6-b). NBSP pană t= do tt Gor 2,70 + 11.88 . 2.70 = 1500daN 1 N,=2884daN ana NB 4 qPOP = 2884 “2sina SP 2.0481 e verificare rezistență C, = Rp Ac Ge -mre = 3813daN Npop + 1925 = 3017daN RE, = 864daN / cm? Ly = 258m; i = 3cm; z = 35; pc = 0,434 C, = 3813daN > 3017daN 111.5.3.5. Calculul talpilor 1II.5.3.5.1. Talpa popi verticali “Talpa 15 x 15 x 50 cm. Conform schiţă III.7, pentru îmbinarea cep (3 x 3cm) rezultă: E _ 314 122 Ac = pop ~ 4 verificare rezistenţă RO, = Re. : Ac : Mrc My 3.3 = 104cm2 mg Sl. di Yi Muc = 10; Mgc = 090 Re = 300daN / cm; ve =125; my. = 09 (5 Re. = Mui m, = 16 (a > 17 > h = 15) 30 2 Ra = 16-09 125 34,5daN / cm Q, = 345-104 -0,9-10 = 3234daN > 2901daN 111.5.3.5.2. Talpă popi inclinati Talpa 15 x 15 x 50 cm N,,,= 1500 x 1384 = 2884daN str _ 2 — Apop = 113cm a = 28044; sina = 0,48; cos = 0,88 verificare rezistență 1 Or C, - sin“ a + Qcos* « C, = RE, : Ac : mre = 8796daN Q, = RE, : Ac :mre mM, = 3508daN Rezultă: N =6502daN>2884daN

SCHEME DE SARPANTE EME DE SARPANTE CU SCHEME DE SARPANTE CU REZEMAREA PE MEDIANE ZIDURI SAU” GRINZI TRANSVERSALE pda 492. Bay pa L AREA PE ZIDURI ares, Soames ee 861 Pei DOME a a h. NOTA Pentru detalii sarpanta vezi pianselell.s jle: {7 Ia’ tng

SECTIUNEA TRANSVERSALĂ CURENTA dx 20 wate 3,5 m

SARPANTA PE SCAUNE CU REAZEME PE ZIDURI als | scoaba clesti_ 2-28.15 ge vezi_detcliu_in_ plansalV.5 vezi detaliu în plansalV8 cosoroada 12 sau. din elemente prelabri din beton arm zi. detaliu în piensa IV.8

DETALIU DE REZEMARE PANĂ DE COAMĂ PE POP LA A PE ZIDURI TRANSVERSALE SAU PE ZIDURI LONGITUDINALE cui POP CENTRAL SECȚIUNE a-a SECTIUNE b-b ——. „ke cuie «100 wate "eleşti 2.28.15 ‘\seoaba_ \ pop 914.912. contrafse 40-12, \\contratise 910 $2 \scocbe _ Acues «109. _] SECȚIUNE c- i e af (>>, pelesti 2 clești 2Aus/ caprior_curent,

DETALII CARACTERISTICE LA SARPANTE PE SCAUNE CU REZEMARE PE ZIDURI TRANSVERSALE DETALIU DE COAMA LA SARPANTA DETALIU DE REZEMARE A PANEI FARA POP CENTRAL d INTERMEDIARE PE POP „mată $7 iai Pa, CC DIR clești VAG 4cuie 41100 ana clești 212815 DETALIU DE REZEMARE ȘI ANCORARE A POPULUL PE ZIDUL TRANSVERSAL op $12-0% scoaba 4cuie &4*100 75. \contratise €10-9 12

DETALII CARACTERISTICE L/ CU REZEMARE PE ZIDURI L( cuie 4100, Pop 912-644, / N waned ; . aS hat, 0) i N Blenşeu din beten crmat monolit ii — i “sau sin gatehcieate Ge Baton qs -encarg) +”

DETALII CARACTERISTICE LA PE SCAUNE REZEMARE PE ZIDURI VALE (schema d din plo eteşti 2x 2x15 per. P12... 916 pop bn. ou ancora: ¢6mm_— pop 612 „die (OS pată taie ao |Z NOS Ky rlonseu prefabri: at tianşeu prefab martes ae easeu wis mori cm ancore: Q émm

J STRUCTURI DE REZISTENTA CU FERME DIN LEMN „IV-1. GENERALITĂȚI 0IV.1.1. Scheme geometrice şi statice , »“Permele din lemn se prevăd static determinate exterior si interior. Se evită sisteme static nedeterminate (la care eforturile epind de deformatii) dat fiind ca cedarea mijloacelor de îmbinare late a unor elemente. “După forma de elevaţie, fermele pot fi triunghiulare (fig.IV.1,a), dreptunghiuiare (fig.IV.1,b), poligonale (fig.IV.1,c) sau cu taipa uperioară curba (fig.IV.1,d). me PA

a) je mata ast aaa rasa) fi AI beet i Ti 10 pt LLEPÎNR 7 as Fig. IVI

ine ee E BRE a Jolie Înălţimea constructivă h a fermei se stabileşte din condiţia de rigiditate (de limitare a sagetii fermei) şi de economicitate (suma consumului de material în talpi şi zabrele sa fie minima). Schema geometrică a zabrelelor se alege astfel ca înclinarea diagonalelor să fie cuprinsă între 20 şi 60°. Mărimea panoului "a", adică distanţa între două noduri alatu- rate, măsurate la talpa superioară a fermei se încadrează în limitele: a = 1,5 ... 2,5m, la ferme cu îmbinări în tije sau pane inelare; la care prinderea zabrelelor se realizează cu elemente metalice (zbanturi, platbande etc.). Traveea construcţiei, "t", depinde de capacitate: poitantă a fermei şi de modul de rezolvare a închiderii la acoperiş, adică de natura elementelor secundare ale acoperişului, astfel: direct pe ferme. Calculul fermelor se face in ipoteza nodurilor articulate, cu toate ca talpile trec continuu prin noduri (lungimea de flambaj a barelor comprimate se consideră egală cu distanţa dintre noduri). Pentru ferme cu eforturi mari în zăbrele, nodurile tre} ue centrate; se admit noduri descentrate la tipurile de ferme stab solicitate. IV.1.2. incarcari Încărcările care se iau in consideraţie la fermele din lemm sunt: „ incarcari permanente, care apar din: 76 >. greutatea proprie a fermei, care se considera ca actioneaza la talpa superioară a fermei şi care se evaluează cu relaţia (VI): 9pr = Igp(9p + p2)/ (1000 - kgpl) av.) care: este greutatea proprie a fermei, stabilită în aceleaşi unităţi de măsură în care se introduc încărcările ce acționează pe fermă (daN/m? sau daN/m); este suma incarcarilor permanente și temporare ce actio- neaza pe fermă; este coeficientul greutăţii proprii a fermei ce variază în funcţie de tipul fermei; = 5,0 ... 8,0 la ferme cu consum redus de otel, k =4,0 .. 6.5 la ferme cu consum mediu de otel ek 735 5, 60 „la ferme cu consum mare de oţel; CA încărca. aa din zăpadă, care acționează ca sarcină verticală, „distribuita pe suprafaţă orizontală de acoperiş 'şi care se „evaluează conform STAS 10101/21-92; încărcarea din vânt, care acţionează ca sarcină perpendicula- & pe suprafaţa înclinată a acoperişului şi care se evaluează „conform STAS 10101/20-90; încărcarea utilă, care se ia în considerare numai pentru „ caicului elementelor secundare de acoperiș este o forţă COncencrata de 100 daN, majorată cu coeficientul de încârcare j n=1,2 aplicata în pozitia cea mai defavorabilă de solicitare. ¥ Gruparile de încărcări care se consideră că acţiunează asupra St: uctiirilor 4. rezistenţă cu ferme din lemn se stabilesc conform STAS 10193/GA-77. i Elementele secundare de acoperis se calculează la încârcările stabilite «form standardelor de acţiuni, grupate is: următoarele noteze «e calcul: ipoteza 1 ineurearea peimanentă + incarcarea din zapada; za ÎI încărcarea permanenta + Incarcarea din vant (cu } + jumatate din actiunea tnearesid cu za: lă: carea permanentă + incarcarea uulă concen- “iata. 2,0 ... 3,0m, la ferme cu îmbinări prin chertare; 3,0 ... 6,0m, la ferme inginereşti, 3,00 ... 6,00m pentru acoperișuri cu pane; 2,00 ... 3,00m pentru acoperișuri cu pane - caprior; 0,90 ... 1,20m pentru acoperișuri cu astereală aşezată greutatea acoperişului (învelitoare, izolaţie termică, strat suport pentru izolatia termică, elementele secundare de acoperiş), care acţionează la talpa superioara a ferzaei; greutatea tavanului suspendat, care acţionează În talpi inferioară a fermei;

Se subliniază faptul că dimensionarea elementelor component ale fermelor cu consum redus şi mare de oţel trebuie sa ait în vedere’ dimensionarea imbinarilor şi consecinţele acestor asupra lor. De asemenea, fermele se vor alcătui astfel încât dime1 sionarea sub acţiunea grupărilor de încercări (ip. I, Il, III) i exploatare să fie cea care dictează alcătuirea sectiunilor elemer telor componente în comparaţie cu ipoteza dimensionarii la solic tările rezultate din transport si montaj. Din gama de tipuri de ferme utilizate pentru rezolvare structurilor de rezistenţă pentru acoperișurile cladirilor cu des chideri libere medii si mari s-au ales fermele triunghiulare c deschiderile de 9,00 ... 21,00m pentru care în planşele IV.1 . IV.3 se dau schemele geometrice, iar în plansele IV.4 ... IV. sunt calculate eforturile in barele fermelor pentru incarcarea d 1daN/m. Atât schemele geometrice, cât şi eforturile in barel fermei pentru încărcări unitare, sunt prezentate pentru diferit înălţimi ale fermelor, care se încadrează în limitele admise Eforturile în barele fermelor sunt stabilite pentru incarcari uni tare uniform distribuite pe întreaga deschidere a fermei, câ şi pentru încărcări unitare pe jumătate din deschiderea ferme (ultimele fiind necesare în cazul încărcării nesimetrice din acti unea zăpezii). 78

ELEMENTE GEOMETRICE "lor componente 'rebuie să aiba intele acestora fel încât dimen- p. I, 1, III) în lunilor elemen- onarii la solici- L = 9oom L= 1050m ȘI Bere o a

ELEMENTE GEOMETRICE FERN ia (0) ii al rs a

„ELEMENTE GEOMETRICE FERME DE LEMN L= 195om.

(3) @ a fhe AN; q AN NE or AA a oe A aaa 47e | See + _ASBiCO 4

Eforturi în barele fermei la încârcări unitare 3 Lungime L=1200m i ş h=27om BARA ery aa Da Pat pa Poza pa

Eforturi în barele fermei la încorcăâri unitare ; Lungime * L=iG&o0om wa a Ss | E, ‘ee

n) e] + Intindere ; — compresiune - Eforturi in barele fermei la ncăreâri unitare; Lungime L= 18.00m = 5057 [15135

IV.2. FERMA CU CONSUM REDUS DE OȚEL Fermele cu consum redus de metal sunt utilizate în întregime din lemn, atât tălpile, cât si zabrelele, metalul fiind utilizat numai la elementele de îmbinare: cuie, buloane, inele. Fermele îmbinate cu cuie sau buloane se recomanda pentru deschideri mici (1 nare, lemnul se prezinta sub forma de scânduri sau dulapuri, iar pentru a realiza prinderile, tălpile se executa, de obicei, descen- trate, momentele din descentrare fiind reduse. , Exemplu de calcul IV.2.1. Date de tema Se proiecteaza ferma de acoperiş a unei construcţii, având urmatoarele date de tema (fig. IV.2): 5 Bs Deschiderea fermei 1=10,50m Inaltimea fermei h=2,40m Traveea de amplasare a fermelor t=3,00m Schema geometrica a fermei este prezentata in plansa IV.1

2. Elementele de construcţie din lemn funcţionează în clasa II de exploatare, caracterizata prin umiditatea continuta de mate- rialul lemnos corespunzatoare unei temperaturi §=20"42°C si a unei umiditati relative a aerului 6+80%.

3. Constructia care se proiecteaza este amplasata in localitatea Câmpina, amplasamentul fiind caracterizat prin: - gona II climatică, cu temperatura conventionala de calcul in timpul iernii @,=-15°C; - gona B din punctul de vedere al greutatii de referinta a stratului de zapada - g,=120daN/m2 (vezi STAS 10101/ 21-92); - condiţii normale de expunere - c.=0,8 (vezi STAS 10101/ 21-92); - zona B din punctul de vedere al acțiunii vântului, cu amplasament intravilan de tip II, având g =42daN/m*, B=1,6 şi c,(z)=0,65; 94 - zona C din punctul de vedere al protectiei antiseismi (k,=0,20, T.=1,5 sec.). — ew 4, Constructia se încadrează în clasa III de importanţa conform clasificarii din normativul P 100-92, tabelul 5.1.

5. Din punctul de vedere al variaţiei presiunii interioare, conform paragrafului 2.11, STAS 10101/80-90 construcţia se încadrează in categoria cu permeabilitate normala. PPE ohe_din_vată_minerctă simt _de_ aer _venhilat strat suport fermă do_lem _îvalitoare_din_azbocimert ondulat

. Învelitoarea este din azbociment ondulat, izolatia termică din plăci de vată minerală amplasate pe strat suport din PFL dur în grosime de 6 mm, prevăzut cu folie de aluminiu caserata pe faţa interioară, cu rol de barieră contra vaporilor de apă sau din plăci de polistiren expandat în grosime de 6mm pe strat suport din PFL dur în grosime de 6mm. Rezemarea termoizolatiei şi a stratului suport pe pane se realizează prin intermediul unor şipci de lemn 38 x 38mm, fixate cu cuie în lungul panelor. . Fermele sunt amplasate pe stâlpi din beton armat amplasați la travee de 3,00m sau pe zidărie portantă, rigidizată cu sâmburi şi centuri din beton armat. . Elementele din lemn componente ale acoperișului (structurale şi nestructurale) se impregnează superficial şi se ignifughează. Pentru realizarea elementelor structurale ale acoperişului se va folosi lemn de molid sau de brad, având clasa I de calitate la elementele tensionate și clasa II de calitate la elementele comprimate şi la cele încovoiate. IV.2.2. Stabilirea incarcarilor Încărcările permanente date de elementele de închidere ale acoperişului sunt stabilite în tabelul IV.1, în daN/m2 suprafaţă înclinată. 96 Tabelul IV.1 Incarcara Incarcare

D= | he IV.2.3. Calculul panelor Se apreciază că pana are dimensiunile 15 x 19cm. Schema statica de calcul a panelor este grinda simplu rezema- tă, încărcată cu sarcină uniform distribuită din greutatea elemen- telor de acoperiş şi din zăpadă - Ipoteza 1 - sau cu sarcina uniform distribuită din greutatea elementelor de acoperiş şi cu încărcarea utilă concentrată - Ipoteza 3 - (fig. IV.4) Pentru calculul panelor, se dă un exemplu de calcul în para- graful IV.3.3. IV.2.4. Dimensionarea barelor fermei IV.2.4.1. Talpa inferioară e Element compus realizat din două elemente identice, distan- -tate între ele. e Solicitata la eforturi din tensiune (fig. IV.5). Având in vedere că tălpile au aceeaşi secțiune pe toată lun- gimea lor, verificarea acestora se face în panoul cu solicitări maxime, cu relaţia: TP > N, în care: N, = 8362daN pă = RE - Anet : MŢe :MR 100 42] 68148 Fig.IV.5 Se propune secţiunea 2 x (4,8 x 14)cm ca = ac = 104,73cm? my = 0,90; m, = 0.90 RE = Ri Mut “ma / ve Mut = 1.00 ma = 268 - 0,90 + 550. 0,95 _ 0.93 268 + 550 Yt = 120 Rf = 144 40-093 / 120 = 1116daN / cm? TP = 1116 - 104,73 09 0,9 = 9467daN > 8362daN IV.2.4.2. Talpa superioară Element compus, realizat din doua elemente identice, care au între ele o furura continua care nu patrunde în nod. (fig.1V.6) Verificarea se face astfel: compresiune excentrică îri raport cu axa x-x - compresiune cu flambaj în raport cu axa y-y pentru solicitarea maxima din panoul II-12 (vezi tabelul IV.2) 101

Se aleg cuie d = 3.6mm, L = 160mm, amplasate pe doua rânduri la distanţa de 15 cm. i 2.405 pepe a. 260:2:10° _ 45 10.56 19202 . 1333 Zy tr = 242-1332 = 3230 Yoy = 09165 Cy = 7968 2496 09165.09 16405daN Rezultă: CC” > N" În raport cu axa x-x Verificarea se face conform relatiei: Cet 4 Me

Cry Mix . pb Fig.IV.6 c = Cr Rim Ac Tex Mre C ow; z În raport cu axa y-y Mix Ry Wealcul MTi ML; - se tine seamă de efectul cedarii in timp a solidarizarilor Ni. = 9194 daN secţiunea 2 x (4,8 x 26) + 4,8 x 24 cm Capacitatea portanta: * RE - 7968daN / cm? cll Ac = 2496cm? myc = My = 09 Cry = Rey * Ap -Yey “Mre 192 Zhe = = 7.38 RE. = 120. 083.10 /125 = 1968daN / cm? 26 all 3 0.9955 268 . 080 + 550 - 085 i * e maa = oe Re Ee 1088 Cy, = 7968 2496 - 09955 -09 - 17420daN de 268 + 550 zi 2 2 Muc = 100; me = 090; Ye = 125 Wii! = 2 Ae ee E Ra 1312cm? Ap a2 stă 206 adam RE = 168 10-062/11 - 94.7daN / cm? 192 Ru = 16 PD a = So 748-3 Mp, = 94.7 1312-0910 = 111822daNcm 102 103

Încârcarea din greutatea proprie a talpii superioare: p=(2 x 0,048 x 0,26 + 0,048 x 0,24) x 480=17,5daN/m (fig. IV.6). Reactiunea din pana: Pp max = (6858 + 230)1,55 - 0.9095 = 420daN / m Rp = 420 -3,0 = 1260daN _ 1260.14.75 , 175.175? Mok ri 5 = 558daNm inane 943 i. = eee +05. re = 16825cm4 sf Edos “Mue M7e x Vix Be re n“ - 90000 = 0,90 . 16.825 — 364869daN 192 | ] ot = Mer.x 7 Ca 5 E 9194 572daNm E] 364869 | e sk ci = -052 + 0,52 = -1,03 17720 111822 Întrucât depasirea se încadrează in limita de +3%, secţiunea stabilită initial in fig. IV.6 ramane valabila. IV.2.4.3. Diagonale; Montanti realizate ca bare compuse, cu eclise continue; se verifica la compresiune cu flambaj Diagonalele 3-4 si 8-11 Se adoptă secţiunea 4,8 x 10 + 2 x (3,8x8)cm (Fig. IV.7) 104 bi_ AB. NA Fig. IV7 În raport cu axa y-y Verificarea se face cu relaţia: C, C,, = 2012daN ma c Cry = Roy Ap * Yey “Tc RS, = 79,68daN / cm? cll Ap = 48-10 = 48cm? TnTe = 0,9 |; = 1,92cm Se aleg cuie $ 5,6mm, amplasate pe doua rânduri, la 20 cm. oe ee. 124-100-2-10° „22 2 2 10.56 19202 .10 Ziyr = 177 > 1548 = 2743 Yeytr = 09395 Cry = 7968 - 48 - 09395 . 09 = 3234daN > 2012daN 105

În raport cu axa x-x Verificarea se face cu relaţia: Cr >C,, in care: C,, = 2012daN Cry = Ren * Ap : Yx :MTe RE, = 7968daN / cm? Ap = 48cm? MT, = 09 192 Ze Boe = 19, î 140 i. Yex = 0,97 Cr, = 7968 48-097 - 09 = 3339daN > 2012daN Diagonalele 5-6 si 6-9 Se adoptă secțiunea 4.8 x 18 + 2 x(3,8x16)cm. In raport cu axa y-y Verificarea se face cu relaţia: C, C,, = 2481daN Cry = Rey Ap > Yytr "MTe RS, = 7968daN / cm? Ap = 48-18 = 864cm? 237 Zi = ZI = 19,11 Y "124 Se aleg cuie 4 5,6mm, amplasate pe doua rânduri, la 20 cm. ners fads NBO OP pe 10 . 562 23702 .10 Zi = 188 - 19411 = 35,93 Yeytr = 0,896 C,, = 7968 - 86,4 - 0896. 09 = 5551daN > 2481daN vy 106 In raport cu axa x-x Verificarea se face cu relaţia: C,>C,, in care: Cy = Ren "Ap : Yex * Te 237 Zone E e 134 Yex = 0,98 Cy = 79,68 : 86,4 - 0,98 = 5824daN > 2481daN Montantul 8-9 T,=837daN Te = RY “Annet Tt : MR RO = 144 10 0.93 / 120 = 1116daN / cm? mtt = 09 Se alege secţiunea 4,8 x 11cm având in vedere că aria secţiunii barelor supuse la eforturi de întindere trebuie să fie min. 50cm*: Anet = oo = 48cm? T=111,6 x 48 x 0,9=4821daN>831daN Montantul 6-7 Se alege aceeaşi secţiune ca şi la montantul 8-9, care satisface relaţia: T>T, IV.2.5. Dimensionarea imbinarilor la noduri IV.2.5.1. Nodul 1(12) Îmbinarea se realizează cu cuie. Se aleg cuie $ 8mm; L=250 mm, care satisfac condiţiile:

2. adica sa > 71 > 48 Stabilirea efortului de calcul al tijelor Lapi; Larei Lara L,=30d?=30 x 8=1920N 4 cul 107

L,= 4cd = 4 x 48 x 8 = 1536N um? Dad = 5 x 48 x 8 = 1920N Rezulta: Leap = 6: Lmint “Mt :Nf :MTe Mu: MR __268.: 06 + 550 - 0,7 ii 268.550 Ne = 4; mie = 09 my = 085; mR = 09 e Determinarea numarului necesar de cuie = 067 nts = clas = 32 cuie t 067-4 -09-085 -09 - 1536 mii i eae —— = 30 cuie t 067-4-09-085 -09- 1536 Amplasarea tijelor in imbinare se realizeaza prin baterea acestora, cu gaurire prealabila, respectand distantele minime prevazute intre tije pentru a se evita despicarea lemnului la executia imbinarii si forfecarea elementelor de lemn in timpul exploatarii construcţiei. IV.2.5.2. Nodul 4 ™ =837daN Ni =2012daN Se aleg cuie ¢ 5mm; L=150mm L,=30 x 5*=750N L,, =4 x 48 x 5=960N ‘str L..=5 x 48 x 5=1200N L."=750t=75daN t 067 .2.09.085-09.75 nd = = — = 30 cuie t ~ 067-2-09-085 -09-75 108 IV.2.5.3. Îmbinarea de prelungire a talpii inferioare Avand in vedere ca talpa inferioara are lungimea mare, pentru a putea utiliza dulapi din lemn de max. 6m lungime, se dispun imbinari de continuitate a elementelor de talpa inferioara in panourile 4-6, respectiv 6-8. Imbinarea se realizeaza cu buloane, prin dispunerea a doua eclise cu grosime de 4,8cm de o parte şi de alta a elementelor de talpă si a unei fururi cu grosimea de 4,8cm între cele doua elemente de talpa. Se aleg buloane cu d=16mm. e Stabilirea capacității portante a buloanelor L= 20d’ = 20 x 16° = 5120N L,,.= 4ed = 4 x 48 x 16 = 3072N L. = Sud = 5 x 48 x 16 = 3810N stene Lop =O Lmnt “Tr OF Mre Mu MR _ 268 07 + 550 085 268 . 550 6531 My = poa aaa = 10 buloai ! “08.4 09-085 09 3072 ne e Distante minime intre buloane S, = Sp > 7d = 7-16 = 112mm S+ = Sp = 120mm Sa > 35d - 35-16 = 56mm; S3 = 60mm S4 > 3d = 3:16 = 48mm: S4 = 50mm Rezulta ca inaltimea talpii inferioare trebuie sa fie de min. 16cm, e Verificarea talpii inferioare in zona slabita A,.=2 x 48 x 16 - 2 x 4.8 x 16 x 4 = 92,16cm* T= 92,16 x 104,7 x 0,9 x 0,9 = 7815daN>6531daN In plansele V.8 si V.9 se prezinta schema, elevatia si detaliile caracteristice de noduri pentru ferma cu consum redus de metal calculata. i = 080 109

IV.3. Ferme cu consum mediu de otel Fermele cu consum mediu de oţel sunt realizate din lemn masiv (rotund sau ecarisat), cu îmbinări pasuite (chertari), care pot transmite numai eforturi de compresiune. Din aceasta cauză, zabrelele tensionate se executa metalice, din otel beton. prefe- randu-se pentru uşurinţa prinderii schemele cu montantii intinsi. Capacitatea portanta a imbinarilor cu chertare fiind destul de mare, aceste tipuri de ferme sunt rationale pentru deschideri de 10,0 ... 20.0m in cazut celor triunghiulare, respectiv 10,0 ... 25.0m la cele dreptunghiulare sau trapezoidale. Utilizarea imbinarilor prin chertari frontale ce transmit numai eforturi de compresiune necesita scheme care sa asigure pentru toate combinaţiile de incarcari numai eforturi de compresiune în diagonale; pentru fermele triunghiulare, diagonalele descen- dente sunt întotdeauna comprimate. Exemplu de calcul IV.3.1. Date de tema Se proiectează ferma de acoperiș a unei construcţii având următoarele date de tema (fig. IV.8): Di eae age FIE al = =a era fee ventilot >=: | termozolatie din polistren hi trot suport din PFL dur ferma_din_lemn nee ill bg PF Deschiderea fermei | = 15,00m, inaltimea h = 3,50m, traveea = 3,00m. Schema geometrica a fermei este prezentată in plansa JII.2. Celelalte date de tema sunt similare fermei cu consum redus de oţel (vezi pet. 2 + 9, paragraful III.2.1). IV.3.2. Stabilirea incarcarilor e {ncarcarile permanente date de elementele de închidere ale acoperişului sunt stabilite in tabelul IV.3, in daN/m* suprafată inclinata. Tabelul IV3 INCARCARI PERMANENTE Incarcare Incarcare Coeficientii incarcarilor de calcul " (daN / m*) suprafata normata (daN / m?) suprafata Flementul inclinata inclinata invehtoare din azbociment ordula! cu endule tar! Termoizolatie din placi de polistiren 0.06 x 29 Strat suport din PFL our 2.008 x 890 Sipe: 2xG 038x9,038x6,00/1,25 Pane 0, 12x0,19x6,00/1,25 Contravântuiri 0 01x6.C0 Total (daN / m?) A Observaţii: - se apreciaza dimensiunile panei la 12 x 19cm: - contravântuirile, necesare rigidizarii fermelor de acoperiş în plan orizontal şi vertical, realizate din lemn. dau un _ consum de aproximativ lcm grosime/Im* de acoperis. Încarcarea permanenta de calcul data de elementele de inchi- 111

dere la acoperiş, stabilită pe m” de suprafaţă orizontală este: 8,.=55,17/0,9063=60, 87daN/m* Greutate proprie a fermei se stabileşte cu relația (IV.1): e încarcare normata din greutatea proprie a fermei: ae =(44.33/0,9063+0,8x120)5x15/1000-5x15=11,75daN/m* e incarcare de calcul din greutatea proprie a fermei: Încărcarea permanentă de calcul pe m de fermă are valoarea: Bu 2055.17 + 15, 28) x 3,0 = 2lldaN/m Încărcarea din zăpadă, cu valvarea de calcul este similara cu cea de la ferma de consum redus de oţel: coeficientul parţial de siguranță are valoarea: Y= 2.2 - 0,4 x 61,88/96 = 1,94 pentru starea limita ultima si gruparea fundamentala. p*,,=1,00x0,8x120x1,94x3,00= 559daN/m p*,.=0,75x0,8x120x1,94x3.00= =419daN/m y= 1,25x0,8x120x1,94x3, 00=698daN/m Încărcarea din vânt se stabileşte conform STAS 10101/20-90 ph "Ga Bis Catz) =o cu: p = 1,6; c,(z) = 065; gy = 42daN/ m? Pentru H/ 1 = 2,60 / 15,00 = 0,173 si a = 250, rezulta Cui = +0,08; Cpa = -040 (fig. IV.9a) 112 Din suprapunerea cu efectul acţiunii interioare a vântului (fig.N1.9.b) rezultă schema de încărcare cu vânt din figura IV.9.c. Se observa ca din sumarea acţiunii vântului pe cei doi versant, ai acoperişului rezulta un efect de încârcare a construcţiei redus, care se neglijează, dat fiind faptul ca în gruparea de incarcari cu actiunea simultană a vântului si a zapezii, aceste incarcari se multiplica cu coeficientul de grupare n,=0,9. Ipotezele de calcui care se iau in considerare la proiectarea fermei de acoperiş sunt aceleaşi ca şi în cazul fermei cu consum redus de oţel (v. par. IV.2.2.). Cu valurile reale ale incarcarilor permanente şi din zapada, folosind valorile eforturilor din barele fermei stabilite pentru o încarcare unitara (vezi planșa 1V.5) s-au determinat în tabelul IV.4 valurile reale ale «forturilor în barele fermei, precum şi eforturile maxime care rezulta din cele doua ipoteze de încarcare a fermei. IV.3.3. Calculul panelor Schema statica de calcul a panelor este grinda simplu rezemata, incarcata cu sarcina uniform distribuita din greutatea elementelor de acoperiș şi din zăpadă - ipoteza 1 - sau cu sarcină uniform distribuita din greutatei elementelor de acoperiș şi cu incarcatura utilă concentrati - ipoteza 3 (vezi fig. IV.4). Ipoteza 1 e încarcarea din calcul din greutatea elementelor de acoperiş: f= 55.17 x 1,25 = 68,96daN/m e incarearea de calcul din acţiunea zapezii: 44,33 =29\si04 3 aie 32,02 YF ae gSp = 125-08 120 2,02 - 125 - 0.9063 = 275daN / m e incarcarea permanenta totala: E = 68,96 + 275,0 = 343,96daN/m 113

4226 - 33 . 105 foy = ag 0,08 48 . 113000 - 12 k,,, = 0,0 pentru incarcarea utilă concentrată, care se considera ca o încarcare de scurta durata. era ie = a + fox pP E (fry + fay } = 0.29cm Rezultă: fi, Max adm IV.3.4. Dimensionarea barelor fermei 1V.3.4.1. Talpa interioară - Efortul maxim este în panoul (10-12), N.=11063daN - Se propune secţiunea 15 x 10cm - Capacitatea portanta la intindere axiala, se stabileşte cu relația: Te = RE : Anet “MT in care: Re = Rt Mut Mat / yr cu: Ry = 144daN / cm? (clasa | calitate) Mut = 10 211-09 + 559 0.95 nig = —— =. - 0,94 d 211 + 559 Yt = 120 Rezulta: RE = 144 - 10 - 0.94 / 120 - 1128daN / cm? Anet = 067-15 -12 = 1206cm? my = 0.90 (lemn ignifugat) T, = 1128-1206 - 0.9 = 12243daN T, = 12243 > N, = 11063daN 118 IV.3.4.2. Talpa superioară Este un element cu secţiune simplă supus la compresiune cu flambaj în raport cu axa y-y şi la compresiune excentrica în raport cu axa x-x (fig. I'V.10) Se alege o bara cu dimensiunile 15 x 30cm, cu A,,,=285cm'. Mx se determină conform fig. 10, considerând situaţia detavorabila când pana este amplasata la mijlocul deschiderii. 3.00 , = 34396 S-E + 2 = 103188d Rp = 34396 300 2 188daN p - 015 030 600 11 = 2970daN/ m Rg = 103188 15 + 28.10, 2.75 _. 1589daN Mmax - 15:89 125 - 103188 1133. 0.9063 - 29.7 1133 . 09063 125 - 88856daNm- . Capacitatea portanta a barei în raport cu axa X-x se determina cu relatia: CX ui wef + six Ce Mr Ceţ = -12.206daN CE = Rau Ac - Yex “Te RE cl - Rai Muc Mac! Yc 119

Rey = 120daN / cm? (lemn clasa I! de calitate) Muc = 10 211.08 + 559-085 e eee E USE pe (OA Mde 211 + 559 Ye = 125 275 Zig: = 5 = 917 î = "30 Yex = 0,992 cx . 120.084 15 - 30 0992 -09 co 125 Ce . cu: M,, = 888,56daNm C,, = 12206daN n? - Eoosil :MuE -Mte -| le 203 3142 . 90000 - 40 09 15: 30 = 12 = 356412 2752 Rezulta: Mi, = 88856 5208 = 920,06daNm 354412 Mp = RE Weateul -Mri ML Muy = 10 120 = 32090daN _ 211.055 + 559-065 _ Mai = 2117559 > 062 R; = 168daN / cm? yi = 140 RE = 168 062 -10/ 110 = 94.7daN / cm? „202 W = oe = 2250cm3 my = 09; m. = 10 M, = 94.7 2250. 09.10 = 191768daNcm 12206 , 92006 32090 ~ 191768 Observaţii: se menţionează ca pentru secţiunea 15 x 25 a talpii superioare, relaţia de verificare a capacităţii portante nu este satisfăcută. se observa ca din acţiunea momentului încovoietor apar eforturi unitare care depasesc 50% din capacitatea portanta a barei; se recomanda ca, ori de câte ori este posibil, panele sa fie amplasate in noduri, astfel încât talpa superioara a fermei sa fie solicitata numai la compresiune centrica. = 039 + 048 = 087 Capacitatea portanta a barei in raport cu axa y-y se determina cu relatia: CY = RE Ac Yey Te RE, = 120 10-084 / 1.25 = 8064daN / cm? 275 Zi = 49°> 14.47; mt = 09 Yey = 0983 CY = 8064 15. 30-0983 0.9 = 32104daN Rezulta: C_>C,, 121

IV.3.5. Dimensionarea îmbinărilor la noduri Nodul de razem se proiectează cu îmbinare frontală cu prag dublu (fig. IV.12). Centrarea nodului se face dupa axa neta a talpii inferioare. IV.3.5.1. Verificarea nodului din condiţia de strivire Prin încercari succesive, se determina, prin verificarea capacității portante a nodului la strivire, mărimile pragului de chertare, care au rezultat: h, = 4cm; h,, = 6cm. In aceste condiţii, pentru a respecta condiţia h,, are înălțimea minima constructiva de 19cm. Capacitatea portanta a nodului la strivire se stabileşte cu relaţia: cay + . Nr P = (Astr1 + Astr2)Mre Retry, in care: Aste = hei :b /cosu = 4.15 / 09063 = 6620cm2 Astr2 = he b/ cos « = 615 / 09063 = 9930cm2 mre = 09 RC c z str.ll _ 3 Rowa = Pee Ye CU (Rete L/ Ren = Rel “Ma: muc / ve = 150-084 10/125 = = 100,8daN / cm? Ree = Rei :ma:muc / Ye = 150-084 - 10/125 = = 22,2daN / cm? Rstr.u = ape oe = 79,54daN / cm2 1 ( ~ 1) 042260 Rezulta: 124 N“Pr = (66,20 + 99,30)7954 . 0,9 = 11847daN Nef = 12206daN Nr“P = Ney în limita abaterii de max. 3% IV.3.5.2. Verificarea nodului din condiţia de forfecare Stabilirea capacităţii portante a nodului de reazem la forfecare se face cu relaţiile; - pentu pragul 1: FA x Rs, x m,, x 0,7 - pentru pragul 2: FL, = Ay x Ri, m,, A, = 1, x b; A, = 1, x b, in care: b = 15cm; la = 10h, = 10 x 4 = 40cm Ls = 10h., = 10 x 6 = 60cm A, = 40 x 15 = 600cm? A, = 60 x 15 = 900cm? Re, = Rai mg / y¢ Rim = 30daN / cm? 211.055 + 559065 211 + 559 -_= Ye = 125 Rf = 30. 062 / 125 = 14,88daN / cm2 Fdap = 600. 1488 09-07 = 5625daN Faap = 900 - 1488 - 09 = 12053daN 1 ef Astr4 i 4-15 Fos = Ne F— Sil — cos a = 12206 — 10 3 BIG e Astr4 + Astr2 15(4 + 6) siti = 4425daN Fă = NEf cos d = 12206 . 09063 = 11063daN Rezulta: Paso) ua F?, “ capi of cap 125

pm În plansele IV.10 si IV.11 sunt prezentate: schema si elevația fermei. precum şi detaliile pentru nodurile caracteristice. | SSS uaa Stace tii ene IV.4. FERME CU CONSUM MARE DE OȚEL Fermele cu consum mare de oțel sunt ferme mixte alcatuite din lemn si metal. folosind optim proprietatile fiecarui material: sunt astfel alcatuite încât toate elementele comprimate (talpa superioară şi zabrelele comprimate) sunt din lemn şi toate elemen- tele întinse ttalpa inferioara şi zabrelele tensionate) sunt din otel. Prindeyea zabrelelor de talpi se realizeaza cu elemente metalice care au capacitati portante mari. În aceste condiţii, fermele cu consum mare de oţel pot acoperi deschideri mari (1 cu panouri mari (3,0 ... 6,0m), ceea ce conduce la un numar redus de noduri si simplifică execuţia. Ca şi la fermele cu consum mediu de oţel, piesele tensionate permit reglarea în timpul exploatării, deci redresarea deformatiilor. Toate detaliile de noduri se pot executa în ateliere, asamblarea pe şantier realizându-se uşor, ceea ce reprezintă un grad de industrializare ridicat. Elemen- tele de lemn folosite la realizarea barelor cornprimate pot fi cu secţiuni simple din lemn masiv rotund, cioplitură sau ecarisat sau cu secțiuni compuse din lemn lamelat încleiat (eventual secţiuni compuse îmbinate cu plăcuţe metalice flexibile). Fermele cu consum mare de oţel sunt tipul'cel mai raţional 126 de grinzi cu zabrele, realizate din lemn. având v siguranta mare în exploatare, fiind economice şi prezentând posibilitati de industrializare a execuţiei. Având în vedere aportul important al actiunii momentului incovoietor asupra marimii eforturilor unitare la talpa supcrivara a fermei. punele s-au dispus la noduri. astfel încât talpa superioară sa fie solicitata numai la compresiune. înv ui?pote _ dir_czbocinant crovict tu ordute davetizgnre ier ¢ zbeginent engiiei ru „prdire. sirui @ cer ventilut | iație_ din din IV.4.1. Date de tema Se proiectează ferma de acoperiş a unei construcţii avand următoarele date de tema (fig. 1V.13):

1. Deschiderea fermei | = 18,00m, înălțimea h = 4.0m, traveea t = 3,00m Schema geometrică a fermei este prezentată in planşa 1V.2. Celelalte date de temă sunt similare fermei cu consum redus de oţel (vezi pct.2+9, paragrai IV.2.1).

IV.4.2. Stabilirea incarcarilor Încărcările permanente date de elementele de închidere de acoperis, stabilite pe m* de suprafata inclinata sunt stabilite in tabelul IV.4. Tabelul IV.4 A Incarcari permanente Incarcare incarcare

Cy = 7968 : 450. 0,913 0,9 = 29463daN > 14636daN IV.4.4.2. Diagonale Diagonala 1-2 (4-5) Sectiune simpla 15 x 15cm Se verifică la flambaj cu relaţia: C, > N. in care: N. = 4016daN i Cry = Roy Ac : Yey :Mre G: Roy = 7968daN T, = 7,85 x 2100 = 16485daN > 13398daN Pentru panoul 2-4 se alege 2018 hea ee = 4,07em? = 4,07 x 2100 = 8546daN > 8449daN IV.4.5. Dimensionarea imbinarilor la noduri Nodul 0 Ac = 15-15 = = 225cm2 Transmiterea efurtului de compresiune de la talpa superioară mie = 0,90 se realizează prin intermediul unui profil metalic C de care ii 538 se fixeaza talpa inferioara alcătuită din 2025. Zy = 5 = 3587 Calculul la strivire pe suprafaţa I-I Yoy = 089 Cry = 7968 - 225 - 089.09 = 14520daN > 4016daN Diagorelie 2-3 (3-4) Secţiune din otel-beton 920mm N, = 4949daN _ m- 20° | 2 Anet = 40125 * 2,51cm T, = 251: 2100 = 5275daN > 4949daN IV.4.4.3. Talpa inferioară Secţiune din otel-beton Se verifică cu relaţia: T, > N, in care: N, = 13398daN - panoul 4-6 8449daN - panoul 2-4 rd Roy = 7968daN RE, = 30-083 - 100 / 125 = 19,92daN / cm? 7968 Dă Pentru" pantie 0-2; 4-6; se alege 2025 Reta = 1 (7268 1]. aoe? = 66,31daN / cm n-252 2 19,92 : Anet = 715 * 7,85cm2 y Cig = Retr ue "As MTs ‘59 Se alege înălțimea suprafeţei de strivire h =18cm. A, = 15 x 18 =270cm? = 0,9 m, Crd = 66,31 x 270 x 0,9 = 16114daN > 14636daN 133

ELEVAŢIE Scara = oo

175 j 175 | 175 | 175 _m65 NOTA: Pentru detalii noduri vezi “aAanşa

PLANSA 9

ERMĂ EVATIE Fi EL nt 7 {Gt E teal Pentru detalii noduri vezi plansa IV11 595 NOTĂ : FERMĂ SCHEMA

L=90mm NOD 1 NOD 2 ÎMBINARE DE PRELUNGIRE (TAWA SUPERIOARĂ ) 4 buloane NER uloane de —— solidarizare suprafată de sfrivire \ 4 buloane de Eo eee PLANSA v.11

SCHEMA FERMA SC. 1.100

1. elemente principale - grinzi de plangeu, amplasate la 0,70+6,00m interax şi realizate din: - lemn rotund tivit pe 2 fete; - cioplitura; - lemn ecarisat (dulapi sau grinzi). 145

PLAN ACOPERIȘ SZ Sat E PLANSAW. 13. acs et petal tte ba

Grinzile se dispun, în funcţie de distanţa dintre reazeme: - dupa o singură direcţie, paralel cu latura scurtă a încăperii şi rezemând pe zidurile longitudinale ale acesteia. Pentru deschideri mici, de 1,0+2,0m si încărcări reduse se folosesc ca elemente portante dulapi de lemn aşezaţi alăturat pe lat, fara elemente de umplutură; - dupa două direcţii, cu grinzi principale aşezate la interax de 3,0 - 6,0m, paralel cu deschiderea mică, pe care reazema grinzile secundare (fig. V.1.). Distribuţia grinzilor la plaseele din lemn a. după o singură direcţie b. dupa două direcţii c. dupa doua direcţii, cu grinzile principale rezemate pe stâlpi

1. grinzi 3. grinzi secundare

2. grinzi principale 4. stâlpi Fig. V1 Grinzile planşeului dispuse pe o singură direcţie şi grinzile secundare la planşee cu grinzi distribuite după două direcţii se aşează la distanţe de 0,70+1,20m, în funcţie de mărimea deschi- derilor şi incarcarilor utile. La alcătuirea planşeului se asigură un spaţiu de 5+10cm de la faţa laterală a grinzilor de margine până la faţa peretelui paralel cu grinzile, spaţiu necesar pentru ferirea grinzilor de umezeală şi pentru a asigura prinderea, fără ieşire în consolă a elementelor pardoselii şi tavanului. 148 Rezemarea grinzilor se realizează pe minimum 15+20cm, în lăcaşuri prevăzute în pereţi. Grinzile se pot alcătui cu secţiune simplă sau compusă prin. dispunerea A Gentelat agatare pe verticală sau orizontală. (BEV De. eine oe LN Fi + Grinzi cu secţiune compusă Ox Cu elemente ature pe verticala d | zi * Grinzi cu seețiuna.-compisa : 7 (oe = Olu ele- -— eras mente alatu- tc ~~ rate pe.orizon4 2 Elemente secundare (de umplutura), care asigura: - rezistenţa-planșeului între! grinzi; - protecţia fonica (în cazul planyeelorm intermediare); - protecţia termică (la plansee. spre spaţii cu. temperaturi reduse - poduri, pivnițe). => ta Se pot ‘alcatui astfel (fig. V:3, V.4) ar să :, - podina simplă rigidizață. ‘de grinzi; - astereala de tavan si podina de pardoseala cu termoizolatie ugoara între grinzi. V.3. CALCULUL ELEMENTELOR DE FBANSEU, V.3.1. Incarcari Încărcările şi grupările de încârcări'se iau în apa cf. STAS 10101/1-78; STAS 10101/2-75; STAS 10101/OA-77. “Se subliniază obligativitatea dimensionarii si verificarii 149

i 4. GED:

2. PARDOSEAL |

3. PODINA dN SCINDURI 4 SRI 6, 120147 FONIGA: G.TENCUIALA PE SiPci si. TRESTIE

7. SCINDURI, LATUSOME SAU SIPC) PENTRU SUsTineReA TENC- (Ely - wa > “d: Pay Pfa apa DP ll PLANSEE IC) GeNZI DIN LEMN S/ POLINA DE Se/NDURI. a. Cu CRIN2j APARENTE

6. Cu GRINZ MASCATE PLANSEE CU GRINZ/ DIN LEMN Si ELEMENTE DE UMPLUTURA . a. Cu Praci DIN IPSOS b. cu CORURI DIN BETON USD, CU GOLURI. Va Ne Pe dasits PLANSEU O/N LEMN CU GRINZ/ DUBLE

1. CRINDA PLAN SEULUT i

2. GRINDA TAVANULU/

3. PODiVA DIAJ SCINDURI

4. 12OLATIE FONICA.

5. PARDOSEALA. G. Scinovei | 1, TENCUIALA PE TRESTIE CU RABIT.

4. Ge/NZz!

2. Saci :

3. PLAC/ DIN IPSOS

4. CORP DIN BETON USOR

5. /ZOLAȚE FONICA

6. TENCUIALA PE TRESTIE SAU RAGIT

7. SCiNDUR/, LATUROME, SAY SIPC) PENTRU SUSTINEREA TENCU/EL/. Fig. V.3 Fig. V.4 150% 151

_ 48-10? 12010 Hl 4

a) Verificare rezistenta Mer M, RE -We mr mi RF = my mg) Ri / yj = 30,60daNm cu: RE = 168daN/ cm2; my = 10; maj = 065 Ti = 110. We = = = 3154cm5 Rezultă: M, = 99,3 x. 31,54 x 1,0 x 1,0 = 31,32daNm

b) Verificare săgeată Datorită faptului că secţiunea aleasă mai sus nu corespunde condiţiilor de limitare a sagetii, se alege secţiunea de 3,4cm grosime (grosime efectivă de 3,2cm rezultată prin rândeluire). Pe: Wer = Ra = 478cm3 „322 ua 3 : 76,4504 Ipoteza I f max, = f, + fo fy = fip(1 + Kaer }: în = Bea Kader = 08 f, = 0,023(1 + 08) = 0,041cm i 5 210-1004 .102 zu O 384 Kader = 045 113-104 . 76,45 154 113 .10% . 76,45 f2 = fry(1 + Kaer) 5_ 156-1004 -102 = 0,023 = 0,313cm fo = 0313/1 + 0.45) = 045cm fmax, = f; + fo = 0041+ 045 ~ 0491cm fadm = 399 = 0:50cm Ipoteza II f max, = f; + fo f; = 0.0412m fg = (14 04%), = 042cm > 3 a E e oe = —.. = 0,2Sem 48E! 48.113.104 . 76.45 f max, = în + fp = 0.041 + 042 = 0461 V.4.3,2. Grinzi de planscu Deschidere aferentă: L =1.0m Deschidere de calcul: ]= 1,05L, =,1,05 + 4,25 = 4.46m Ipoteza 1 Sarcina de calcul greutate proprie Pi, = 254daN/m 12 x 19 cm gs, = 15.05caN/a Total Pa = 270daN/m Efosiuri în grinda M, = lk as = 67135daNm Ipoteza II Sarcina de calcul p',, = 44daN/m - greutate proprie g,, = 15.05daN/m Total P’,,. = 59,05daN/m Sarcină utilă p', = 120daN Eforturi în grindă mare 2 My = S008 S46", 120 B48" = 1813daNm Verificare rezistenta 155

12 . 192 M, = 99,3 - 722 -10 = 717daNcm Rezulta: M™ M“, = 722cm3

b) Verificare sageata Ipoteza I pg = (59.05 + 210)daN / m jae ÎL OP secat 12 = (14+ 08)f, = 0,0014cm 4 -2 fi 29. 498105.4100 10.0 coama P 384 113.104 .6859 - (1 + 045)f, = 0,058cm 4 -2 i = _5_ 210-100" 10°" _ go4em 384 413-104 6859 f max, = 0,0014 + 0,04 = 0,0415cm fg faim = 585 = 1778cm e Ipoteza II pg = 5905daN/ m; pg = 210daN fi = 00: 014cm; fp = (1+ 0,45)f, = 0,008cm . se 20 100° Ei W 48El 48.113.104 6859 fmax,, = 0,0014 + 0,008 = 0,01cm 156 RE = mu; mg -Rj / y = 99,3daN / cm? = 0,006cm

ANEXA VI. SINTEZA STRUCTURII DE REZISTENTA DIN LEMN i VI.1. STRUCTURI DE REZISTENȚĂ TIP SARPANTA Solutiile de acoperisuri cu structura de rezistenta tip sarpanta sunt utilizate in mod curent la cladirile de locuit. Cu elementele de şarpanta se pot proiecta acoperişurile cladirilor de locuit cu structura din zidărie portantă, diafragme de beton armat sau cadre. Alegerea soluţiei de şarpantă trebuie sa tina seama de urmatorii parametrii: - tipul de înveli'nare - forma în plan a cladirii - poziția elementelor structurale portante - funcțiunile şi amenajările podului - aspectul plastic-arhitectura!. Influenţa acestor parametri este detaliată in planşa 1. Se subliniaza faptul că pozitia elementelor portante ale cladirii condiționează alegerea şarpantei, întrucât pe acestea reazemă elamentele verticale ale sarpantei. VI.1.1. Şaipante pe scaune Având în vedere cele de mai sus, se pot prevedea sarpante pe scaune cu reazem pe ziduri transversale sau şarpante pe ziduri longitudinale (pl. 2, 3, 4) La aceste sarpante. în cazurile în car: popii nu pot fi pozati in axel zidurilor portante. se admit devieri diferentiate la structuri cu zidărie portanta, respectiv cu diafragme de beton. Contravântuirea acestor sarpante se asigura pe direcţia trans- versala prin prinderea cu cleşti a popilor si a capriorilor, iar pe direcţia longitudinală prin contrafişele panelor. VI.1.2. Şarpante din ferme de lemn La clădirile cu structura în cadre, soluţia de șarpantă este cea alcatuită din ferme de lemn. Fermele de acoperiş £: realizează ţinând seama de următoarele criterii: 157

- forma constructivă (vezi pl. 6 grinzi cu zabrele) - mod de alcatuire si principii constructive - poziţia in structura construcției. După modul de alcătuire și principiile constructive, fermele se realizeaza astfel: ferme din lemn rotund sau ciuplit (ferme dulgheresti) - ferme din lemn ecarisat bătut in cuie şi suruburi ferme din lemn în combinaţie cu metal (ferme inginereşti). Impartirea fermelor în panouri se face. in general, prin impar- tirea talpii inferioare in intervale egale între ele. Lungimea panourilor talpilor comprimate se ia în mod curent între 1,50+3,00m. În toate cazurile de sarpante, distantele dintre pane se deter- mina prin optimizarea deschiderii capriorilor, tinând seama de incarcarile de calcul şi de secţiunile posibil de realizat din mate- rialul lemnos disponibil. eS in ceea ce priveste aspectul plastic-arhitectural. se recomanda utilizarea sarpantelor in doua sau patru ape, combinate cu polate sau timpane care sa micşoreze, pe cât posibil, numarul doliilor si intersectiilor (vezi pl. 5). VI.2. SISTEME CONSTRUCTIVE IN ARCE SI CADRE Sistemele constructive cu structura in cadre si arce sunt utilizate în mod curent in construcţiile industriale şi social-cul- turale. 3 i Cadrele (arcele) se pot realiza cu două sau trei articulaţii, cu sau fara tirant si în sistem de cadre cu zabrele; sunt folosite pentru construcţiile parter. Riglele cadrelor sunt drepte - cu una sau doua pante -, frânte şi curbe - sub formă de arc. Sunt realizate din elemente cu inima plină sau cu zabrele. : Domeniul uzual al acestui sistem este de” 8:12m în cazul riglei cu secţiune plina şi 9+15m in cazul riglei cu zabrele, pentru o înălţime a stâlpilor pana la 6,50m. Deschiderile ajung pâna la 30m în cazul elementelor cu inima plina, din lemn incleiat. . 158 In cazul cadrelor descrise mai sus, rezulta solicitari apreciate in zabrele, ceea ce face ca structurile de constructii de tip cadru sa fie mai putin convenabile in comparatie cu cele de tip arce. V1.3. STRUCTURI DE REZISTENȚA DE TIP RETELE PLANE DE GRINZI Soluţiile de acuperisuri cu structura de rezistență de tip retele plane de grinzi sunt utilizate în mod curent la clădirile social- culturale si industriale. Retelele plane se pot alcatui din grinzi drepte orientate pe doua directii rectangulare sau concurente sub unghiuri cuprinse între 60°-70". În acest fel, structura de rezistenţa a acoperişului se realizeaza din: - grinzi principale şi grinzi secundare sau - grinzi pe două directii, cu aceeaşi pondere de rezistență (disparând noţiunea de grinzi principale şi secundare). Acestea se realizează cu secţiuni: - simple (dreptunghiulare), din lemn ecarisat sau lamelat încleiut - cu zabsele (simple sau compuse) din lemn sau lamelat incleiat, plane sau spaţiale. ‘ Distanta dintre noduri variaza intre 60:550cm. Retelele plane realizate din grinzi cu sectiune simpla din lemn ecarisat pot realiza o retea spatiala (plansa 7). Caracteristica acestor sectiuni consta in posibilitatea de a se folosi material lemnos sub forma de scurtaturi, bile, manele (lungimi 1,50+2,50m), precum si necesitatea alcătuirii speciale a nodurilor prin utilizarea unor piese metalice speciale. V1.4. ACOPERISURI SPAȚIALE Soluţiile de acoperișuri cu structuri spatiale sunt utilizate la cladirile social-culturale si industriale. Structurile spatiale ale acoperisurilor extind realizarile 159

constructive privind alcătuirea reţelelor plane. În acelaşi timp, se obţin efecte pozitive privind conformarea structurii şi compor- tarea generală a construcţiei la încărcările exterioare. Folosirea acoperişurilor cu structuri spatiale este rațională în următoarele cazuri:

1. construcţii cu deschideri mari, când se urmăreşte utilizarea întregului gabarit interior al construcţiei;

2. construcţii cu destinaţii speciale, cu goluri mari în pereţii longitudinali, rezemarea făcându-se pe pereţii frontali;

3. acoperişuri pentru clădiri de formă circulară, pâtrată sau poligon regulat, de tipul cupolelor şi bolților închise. In aceste cazuri, forma geometrică (configuratia) a acoperişului determină două soluţii de structuri spaţiale. - bolti - cupole. După modul de alcâtuire constructivă, bolțile şi cupolele se pot realiza sub forma de: 7 - bolti-membrane - bolți lamelare - cupele-membrane - cupole din elemente plane - cupole geodezice. Recomandările privind condiţiile constructive şi de calcul specifice se vor detalia într-o faza ulterivaraă. VI.4.1. Boltile membrane (deschideri 20+40m) Se alcătuiesc din mai multe straturi suprapuse, din scânduri sau din scânduri şi produse pe bază de lemn (placaj de construc- tie), îmbinate între ele cu mijloace tradiţionale (cuie) sau moderne (adezivi). Se realizează cu sau fara nervuri de rigidizare; în cazul deschi- derilor mari, boltile-membrana se realizează cu nervuri de rigi- dizare dispuse la 1,50+2,50m interax. După forma geometrică a acoperişului, bolţile-membrană sunt: - cilindrice închise . 160 VI.4.2. Boltile lamelare (deschideri 12+60m) Se alcătuiesc din elemente - lamele care se aşează pe două directii ce se intersectează formând două grupe de curbe elicoi- dale; lamelele se execută din lemn masiv sau lamelat încheiat. In secţiune transversală, acoperişurile de acest tip au forma circulară sau ogivală, cu schema statică ce poate fi aproximativă cu un arc cu două articulaţii, respectiv arc cu trei articulaţii. Dupa forma geometrică a acoperişului, bolțile lamelare sunt: - cilindrice (circulare, ogivale) - închise . VI.4.3. Cupolele-membrane (deschideri 12+40m) Se alcătuiesc, în principiu, la fel ca şi boltile-membrane. Au forma în mud curent de calotă sferică. Structura de rezistenţă se realizează prin: nervuri meridiane (arce); inele de rezemare la partea superioară şi inferioară; - podina inelară şi oblica. Rândurile de podină inelare şi încrucişate sunt executate din scânduri fixate între ele sau în cuie. VI.4.4. Cupole din elemente plane (deschideri 8-15m) Sunt construcţii realizate din arce cu 3 articulaţii, dispuse radial. Caracteristicile geometrice ale cupolelor realizate din arce sunt aceleaşi cu ale arcelor cu 3 articulaţii. Structura de rezistenţă a cupolelor alcătuite din elemente plane este alcătuită din: - “arce cu 3 articulaţii; - pane inelare din lemn lamelat încleiat; - elemente de contravântuire din oţel rotund, dispuse în cruce; - podina radială şi oblică. 161

VI.4.5. Cupole geodezice (deschideri 60+100m) Prezintă un caracter modern prin posibilitatile de plastica arhitecturală pe care le prezintă şi prin faptul ca prezinta o rigiditate maxima prin sistemul lor structural spatial format din bare dispuse pe suprafeţe cu dubla curbura, care se reazema spaţial unele pe altele şi lucreaza în principal la eforturi axiule. Cele mai uzuale cupole geodezice sunt cele sis inute prin intersectia areclor de cere dupa 3 direcţii, sub un unghi de 60. Rezulta ca în nudurile curente concură 6 bare. istiel încât apare necesitatea fulosirii în imbinare a unor dispozitive metalice speciale - plane sau spatiale. Un alt tip de cupole geodezice se realizeaza in inele de diferite diametre. imbinate ime ele prin intermediul unor elemente dispuse dupa traiectorii curbilinii. formând in plan triunghi. VI.5. STRUCTUR! DE REZISTENȚA DIN LEMN COMENTARII

Nota preponderenta a alcătuirii sistemelor constructive din lemn este aceca a obtinerii unor performante deosebite în ceea ce priveşte reuhzarea lor pe cale industriala Aceasta industiializare impune soluti moderne si corespunza- toare pentru: - alcatuireu secțiunilor de lemn ale elementelor de construcţii; alcutuirea imbinarilor (nodurilor; dintre piesele de lemn; alcatuirea ansamblului soluţiei constructive. In acelaşi timp se impune rezolvarea problemelor de calcul privitoare la schemele de calcul şi metodele de calcul pentru dimensionarea şi verificarea elementelor structurale din lemn. In acest sens, privind ultimul aspect enunțat, se detaliază în prezentul ghid aspectele constructive şi de calcul pentru struc- turile de rezistența tip sarpanta (sarpanta pe scaune, sarpanta din ferme de lemn) si planseele cu grinzi din lemn, în conformitate cu forma revizuita a standardului 856 - 71 de proiectare şi de calcul la stan limita a structurilor din lemn. 162

LASIPICARE GRINZI CU ZÂBRE = DUP i FORMA CONSTRUCTIVE

«e A ESCHIDERE „5502 5.502 AVAY, LAALES Se

E 149 91.2753 | 2745) 2.757] 2.741 | 2.761 | 2.737 | 2765 | 2.733) 2.76944 2.429 - e FERME LONGITUDINALE - DESCHIDERE 60.0m — PLAN ALE EA a SECTIUNI COMPUSE DIN LEMN LAMELAT INCLE- A R IAT. e PANE TRANSVERSALE - LUNGIME 13.50m - DIN LEMN LAMELAT INCLEIAT CU SECTIUNI SIMPLE. e CONTRAVINTUIRI VERTICALE SI ORIZONTALE IN FRONTON, DIN LEMN ROTUND e CONTRAVNTUIRI. ORIZONTALE CURENTE DIN LEMN ECARISAT. UK XK OK g 2 IS a le

iris ca a pi PAUL weyers eiayere qnedd Aeon pel etal ot E 2. Ea! note inune te pays EPA )

10. ii. 12. 13. 14. 15. 16. 17. 18. BIBLIOGRAFIE “Specificatie tehnica pentru proiectarea și calculul construcţiilor din lemn. Anteproicet.” MLPAT-1995. Badstube. M., Rug W., "Cercetari privind dimensionarea dupa stari limita în pregatirea noii lucrari de standardizare, pentru construcţii din lemn’, Hotzttechnologic, nr.6, 1986. CAN/CSA 086.1- M.89, “Engincering Design in Wood (Limit States Design)”. Ontario, Canada, 1991. D.. Marusceac, "Construcţii moderne din lemn”, 1985. I. Curtu, N. Ghelmeziu, “Mecanica lemnului şi materialelor pe baza de lemn”. I. Curtu, N. Cotta. A. Şerbu. “Elemente de construcţii şi case prefabricate din lemn. “Holzbauwerke. Berechnung und Ausfuhrung”, 1952-1985. “Eurocode nr. 5. Design of Timber Structures”, 1991. H. Gotz, "Construire en bois”, Presses Polytechniques Lausanne. 1988. G. Karlsen, "Construcţii de lemn”, vol.l si 2, 1955. NF B 52-001-87, "R&gles d'utilization du bois dans les constructions. Régles de calcul”. “Uniform Building cod - cap. Wood", 1991. E. Zeller, “Performances des Constructions en bois et maintenance”, Annales de [Institut Technique du Batiment et des Travaux Publics’,

1991. [i “Wood Design Manual”, Canadian Wood Council. “Lubbert Information”, nr.4, 1984; nr.2, 1985, “Idem în Holz - Lubbert Holzleimbau”, 1986. "Produktinformation Holz. Das sichere Dach", 1988. “Informationsdienst Holz, 1988, 1989, 1990".