calcul proiect metal

BREVIAR DE CALCULCARACTERISTICILE PODULUI RULANT

ALCATUIREA ANSAMBLULUI SINA DE RULARE - GRINDA DE RULARE - GRINDA DE FRANARE

CARACTERISTICI POD RULANT

- prin tema de proiectare sau prevazut doua poduri rulante avand capacitatea de 16 tf, cu regim greu defunctionare

- avand in vedere datele din tema de proiectare, precum si dimensiunile halei, se alege din STAS 800-82un pod PC12.10 cu urmatoarele caracteristici:

19800 - deschiderea haleilmin = 350 - distanta de la fata stalpului superior la axul grinzii de rularec1* = lmin 750 - distanta minima din axul stalpului superior la axul gr. de rulareLp* = L - 2 18300 - deschiderea maxima admisa a podului rulantLp = 18300 - deschiderea podului rulant, conform STAS 800-82

750Q = 16000 - capacitatea podului rulantGc = 410 - greutatea carucioruluiGp = 24300 - greutatea podului, inclusiv caruciorulPnmax = 15000 - apasarea maxima pe roataA = 4500 - ampatamentul podului ( ecartament E18 )B = 5900 - lungimea totala a podului intre tampoane ( ecartament E18 )

- prin tema de proiectare sau prevazut doua poduri rulante avand capacitatea de 16 tf, cu regim greu de

- avand in vedere datele din tema de proiectare, precum si dimensiunile halei, se alege din STAS 800-82

- distanta de la fata stalpului superior la axul grinzii de rulare - distanta minima din axul stalpului superior la axul gr. de rulare

- lungimea totala a podului intre tampoane ( ecartament E18 )

1.1. Greutate proprie sina de rulare ( otel 60 x 60 - STAS 334-74 )gns = 0.06 x 0.06 x 1.00 x 7850 = 28.26 daN / m

1.2. Greutatea proprie a grinzii de rulare - se apreciaza cu relatia: gngr = θ x ( b x Q x l ) 2/3, unde:θ = 0.0675 - coeficient functie de modul de executie al grinzii (sudat) si calit.otelβ = 0.45 - coeficient functie de natura incarcarii si schema staticaQ = ( gplatf + p ) x l + ∑P - incarcarea permanenta totala ce actioneaza asupra grinziil = 11.3 m - deschiderea grinzii de rulare ( traveea halei ) - se calculeaza in prealabil:

gplatf = gts x ( bs / 2 + c1 ) / 2 - greutatea platformei ( pasarelei )gts = 50 daN / m2 - greutatea tablei striate pentru platformabs = 0.8 m - inaltimea sectiunii stalpului superiorc1 = m

10 daN / m

150 daN / m230 daN / m

∑P = n x Pmax4

- apasarea maxima pe roata∑P = 0

Q = 452 - rezulta:

11.75592 daN / m

40.01592 daN / m

gcs = 1.35 x gns = 38.151 daN / m

gcgr = 1.35 x gngr = 15.87049 daN / m

54.02149 daN / m

Pnl = ( ∑Pmax ) / 10 = 2 x Pmax / 10 = 0

0Q = - capacitatea podului rulantGc = - greutatea caruciorului

2

Pc = P = np x Ψ x Pnmax = 01.2

Ψ = 1.3 -coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare,capacitate pod,

Pcl = L = n0 x α x Pnl = 01.3

α = 1.8 - coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare capacitate pod,

Pct = H = n0 x α x Pnt = 0

- coeficient functie de modul de executie al grinzii (sudat) si calit.otel

- incarcarea permanenta totala ce actioneaza asupra grinzii

-coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare,capacitate pod,

- coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare capacitate pod,

- grinda de rulare se trateaza ca grinda continua cu 12 deschideri ( 12 travei ), deci in calculul static se

- calculul se face pentru primele doua travei; fiecare travee se imparte in 10 segmente egale

daN / m0 daN / m

m

Mmaxx = ∑Pmax,i x hi x l - momentul incovoietor maxim, pe directia xTmaxx = ∑Pmax,i x hi - forta taietoare maxima, pe directia x

- in plan orizontal, datorita discontinuitatii grinzii de franare ( in speta a pasarelei ) in dreptul stalpilor,grinda se considera simplu rezemata

- solicitarile se determina in mod asemanator celor din plan vertical - momentul incovoietor maxim, pe directia y - forta taietoare maxima, pe directia y

unde Hi - sarcina orizontala mobila maxima

- grinda de rulare se trateaza ca grinda continua cu 12 deschideri ( 12 travei ), deci in calculul static se

- in plan orizontal, datorita discontinuitatii grinzii de franare ( in speta a pasarelei ) in dreptul stalpilor,

TABELUL 1

CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI PERMANENTE ( greutate proprie sina + greutate grinda de rulare )

coef. de influenta - a coef. de influenta - a

0 11.3 0 0 0.395 01 0.034 0 0.295 02 0.059 0 0.195 03 0.073 0 0.095 04 0.078 0 -0.005 05 0.072 0 -0.105 06 0.057 0 -0.205 07 0.031 0 -0.305 08 -0.004 0 -0.405 09 -0.05 0 -0.505 0

10 -0.105 0 -0.605 010 11.3 0 -0.105 0 0.526 011 -0.058 0 0.426 012 -0.02 0 0.326 013 0.008 0 0.226 014 0.025 0 0.126 015 0.033 0 0.026 016 0.03 0 -0.074 017 0.018 0 -0.174 018 -0.004 0 -0.274 019 -0.037 0 -0.374 020 -0.079 0 -0.474 020 11.3 0 -0.079 0 0.5 0

CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI PERMANENTE ( greutate proprie sina + greutate grinda de rulare )

TABELUL 2

CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI TEMPORARE ( pod rulant )

P - pe dir. H - pe dir. Mmaxx Mmaxy Tmaxx Tmaxy( daN ) ( daN ) ( daNm ) ( daNm ) ( daN ) ( daN )

0 28548 1189 0 39910.1 2318.551 32033.712 51617.643 60290.524 58611.95 84210.89 5068.76 75538.017 57352.938 21822.099 -47001.43

10 -83091.81 -69771.31 2318.5510 28548 1189 -83091.81 67772.9511 -54275.4612 26018.6513 50358.6714 69383.0615 75258.24 5010.4416 45043.0317 42245.3318 68263.9819 12170.0120 -28816.3520 28548 1189 -28816.35

TABELUL 3

0 0 01 1539.772 32033.712 2671.956 51617.643 3305.98 60290.524 3532.417 58611.95 3260.693 84210.89 5068.76 2581.382 75538.017 1403.909 57352.938 -181.1496 21822.099 -2264.37 -47001.43

10 -4755.177 -83091.8111 -2626.669 -54275.4612 -905.748 26018.6513 362.2992 50358.6714 1132.185 69383.0615 1494.484 75258.24 5010.4416 1358.622 45043.0317 815.1732 42245.3318 -181.1496 68263.9819 -1675.634 12170.0120 -3577.704 -28816.35

T T

0 1825.359 39910.1 2318.551 1363.2432 901.12683 439.01054 -23.105825 -485.22216 -947.33847 -1409.4558 -1871.5719 -2333.687

-2795.804 -69771.31 -51357.85 2318.552430.732 67772.95 30317.97

11 1968.61512 1506.49913 1044.38314 582.266515 120.150216 -341.966117 -804.082418 -1266.19919 -1728.315

-2190.4312310.582

0 1825.359 39910.1 2318.5510 5226.53 65660.4 2318.5520 4501.01 59180

9226872568

980021001300

490 816.6667

- se adopta: h = 800

9.4ti >= 1.5 x T 10.46654

6.4 …. 8

- se adopta: ti = 18

3. Inaltimea totala optima a grinzii de rulare - hopt :hopt ~= k x Wnec / ti unde:k = 1.15 - pentru grinzi sudate cu sectiune constantaWnec = Mmax / R 4393.714 cm3ti = 1.8 cm - rezulta: hopt ~= 568.1689 - avand in vedere solicitarile mari si deschiderea grinzii, se pastreaza totusi valoarea h adoptata initial pentru inaltimea totala a grinzii de rulare .

2036 54

- se adopta: 20

3188.143

160 266.6667159.4071

600 - se adopta: 200

1. ALCATUIREA ANSAMBLULUI GRINDA DE RULARE - CALE DE ACCES

h =0

ti =

1000

2. CALCULUL CARACTERISTICILOR GEOMETRICE SI STATICE

2.1. Stabilirea pozitiei centrelor de greutate0

1550 18.7 289858000 560 4480000

0 1150 0∑ 9550 4508985

rezulta Xcg 472.145

2.2. Aria sectiunii grinzii de rulare ( dublu T )0

2.3. Momente de inertie

0 0 0 00 0 0 0

0 0 0 0∑ 0 0 0

rezulta Ix 0

0 0 75.7855 066666.67 80 8.785497 6174.797

80.8 15.5 45.3445 31869.92∑ 66747.47 95.5 38044.72

rezulta Iy 104792.2

2.4. Modulul de rezistenta

00 cm

#DIV/0! cm3

00 cm

#DIV/0! cm3

00 cm

#DIV/0! cm3

104792.267.7855 cm

1545.938 cm3

- modul rezistenta dupa axa y-y in raport cu punctul 3Wy3 = Iy / x3 , unde: 104792.2

x3 = 41.2145 cmWy3 = 2542.605 cm3

3. VERIFICARI LA S.L.U.R.

Mxg + MxP + MxL = 87471.58 - momentul incovoietor total pe directia x3260.69

84210.890

0.06 m

5068.7 - momentul incovoietor total pe directia y0

- ef.unitar normal in punctul 1#DIV/0!

- ef.unitar normal in punctul 2#DIV/0!

Mxg + MxP + MxL = 76752.72 - momentul incovoietor total pe directia x1494.48475258.24

05010.44 - momentul incovoietor total pe directia y

0

- ef.unitar normal in punctul 1#DIV/0! 0

- ef.unitar normal in punctul 3197.0593 0

Mxg + MxP + MxL = 87846.99 - momentul incovoietor total pe directia x4755.17783091.81

00 - momentul incovoietor total pe directia y

054153.652795.804 - forta taietoare din incarcari permanente51357.85 - forta taietoare din incarcari temporare

- ef.unitar normal in punctul 1#DIV/0! 0

s4 = Mx / Wx4 + N / A = < R - ef.unitar normal in punctul 4s4 = #DIV/0! 0t = Tx / ( hi x ti ) = < Rf - ef.unitar tangential in punctul 4

( aria talpii 0 mm2 > 0.15 x A = 0 mm2 )t = #DIV/0! < Rf =sL = Pmax / ( z x ti ) = < R - tensiunea locala in punctul 4

( vezi figura 1 )z = 50+2x( 60 + t ) = 170

sL = #DIV/0! 0sech = ( s42 + sL2 - s4 x sL + 3 x t2 ) 1/2 = < m x R

m = 1.25 - coeficient pentru zona de reazemsech = #DIV/0! < m x R 0

Figura 1: repartizarea incarcarii locale la inima grinzii de rulare

3.4. Sectiunea 10: - forta taietoare maxima pe reazemMxg + MxP + MxL = 67143.97 - momentul incovoietor total pe directia x

4755.17762388.79

00 - momentul incovoietor total pe directia y

072567.112795.804 - forta taietoare din incarcari permanente69771.31 - forta taietoare din incarcari temporare

#DIV/0! 0s4 = Mx / Wx4 + N / A = < Rs4 = #DIV/0! 0t = Tx / ( hi x ti ) = < Rft = #DIV/0! < Rf = 0sL = Pmax / ( z x ti ) = < RsL = #DIV/0! 0sech = ( s42 + sL2 - s4 x sL + 3 x t2 ) 1/2 = < m x Rsech = #DIV/0! < m x R 0

4. VERIFICARI LA S.L.E.N.

- sageata se verifica in plan vertical si in plan orizontal, luand in calcul valoarea normata a solicitarilor4.1. In plan vertical: - sageata admisibila ( poduri cu capacitatea < 50 tf )

fa = l / 600 = 0 cm - sageata efectiva

- in prima deschidere

fxI = [ Mmax,Ix / 10 + ( M0af + M10af ) / 16 ] x [ l2 / ( nP x y x E x Ix )] - in a doua deschidere

unde:84210.89 - momentul maxim pe directia x, in deschiderea I

0-5700941073

-5169723907

l = cm

Ψ = 1.22100000

0

#DIV/0! cm 0 cm#DIV/0! cm 0 cm

0 cm - sageata efectiva

unde:3213

104792.2

α =#DIV/0! 0 cm

- ef.unitar tangential in punctul 4

- imbinarile intre tronsoanele grinzii de rulare se realizeaza in zonele cu solicitari minime, situate de regulala l / 5 fata de reazeme ( sectiunile 8 si 12 )

1. STABILIREA EFORTURILOR IN SECTIUNILE DE IMBINARE

-123431499

-57140Tyaf ~= T10,y,staf = -1226

2. CALCULUL MARIMILOR STATICE ALE SECTIUNII TRANSVERSALE A GRINZII DE RULARE

- se cunosc:b1 = cmt1 = cmb2 = 0 cmt2 = 0 cmhi = cmti = cmd = 0 cm

- rezulta:Ai = hi x ti = 0 - aria sectiunii inimiiAt1 = b1 x t1 = 0 - aria sectiunii talpii superioareAt2 = b2 x t2 = 0 - aria sectiunii talpii inferioareIxi = ti x hi3 / 12 = 0 - momentul de inertie al sectiunii inimii

0 - momentul de inertie al intregii sectiuni a gr.de rulare

Mi = Mx x Ixi / Ix = #DIV/0!#DIV/0! - momentul preluat de talpa superioara#DIV/0! - momentul preluat de talpa inferioara#DIV/0! - momentul total preluat de talpi

3.2. Momentul My - este preluat de talpa superioara

3.3. Forta taietoare Tx

- este preluata de inima

3.4. Forta taietoare Ty - este preluata de talpa superioara

3.5. Forte axiale N - talpa superioara este solicitata la intindere, iar talpa inferioara la compresiune

#DIV/0!#DIV/0!

4. STABILIREA CARACTERISTICILOR GEOMETRICE ALE CORDONULUI DE SUDURA

- tonsoanele grinzii de rulare se prelucreaza la capete ca in figura urmatoare, astfel incat sudurasa se execute in sectiuni decalate

4.1. Dimensiunile principale ale cordonului de suduraa1 = ti = 0 - grosime cordon sudura inimaL1 = hi - 2 x a1 = 0 - lungime cordon sudura inimaa2 = t = 0 - grosime cordon sudura talpi L2 = b1 - 2 x a2 = 0 - lungime cordon sudura talpi

4.2. Calculul marimilor statice ale cordoanelor de suduraAsi = a1 x L1 = 0 - arie cordon sudura inimaWxsi = a1 x L12 / 6 = 0 cm3 - modul rezistenta cordon sudura inimaAst = a2 x L2 = 0 - arie cordon sudura talpiWyst = a2 x L22 / 6 = 0 cm3 - modul rezistenta cordon sudura talpi

5. VERIFICAREA EFORTURILOR UNITARE IN CORDOANELE DE SUDURA

5.1. Inimassi = Mi / Wxs = #DIV/0! < Ris = 1700 daN / cm2tsi = Tx / Asi = #DIV/0! < Rfs = 1300 daN / cm2sech = ( sis 2 + 3 x tis 2 )1/2 = #DIV/0! < Ris = 1700 daN / cm2

5.2. Talpa superioarasst1 = Nt1 / Ast + My / Wyst = #DIV/0! > Ris = 1700 daN / cm2tst1 = Ty / Ast1 = #DIV/0! < Rfs = 1300 daN / cm2

#DIV/0! < Ris = 1700 daN / cm2

#DIV/0! < Rcs = 2100 daN / cm2

- imbinarile intre tronsoanele grinzii de rulare se realizeaza in zonele cu solicitari minime, situate de regula

- momentul de inertie al intregii sectiuni a gr.de rulare

- avand in vedere ca cordonul de sudura de la talpa superioara nu este suficient pentru preluareaeforturilor, este necesar sa se prevada doua platbande suplimentare de-o parte si dealta a inimii, la partea inferioara a talpii superioare, din tabla de 20 mm, conform figurii:

u = 100v = 75

- dimensiunile noilor cordoane de sudura vor fi:a3 = t = 0 a4 = t = 0L3 = v = 75 L4 = u + 2 100 - marimile statice caracteristice Ast1 = a2 x L2 + 4 x a3 x L3 + 2 x a4 x L4 = 0Wyst1 = Wys,2 + Wys,3 + Wys,4 = 0 cm3Wys,2 = a2 x L22 / 6 = 0 cm3Wys,3 = 4 x [ a3 x L33 / 12 + a3 x L3 x ( v / 2 + ti / 2 )2 ] / ( v + ti / 2 ) = 0 cm3Wys,4 = 2 x [ L4x a43 /12 + a4x L4x ( ti /2 + v + a4 /2 )2] / ( ti /2 + v + a4 ) = 0 cm3 - rezulta:

CALCULUL RIGIDIZARILOR INIMII GRINZII DE RULARE

- necesitatea rigidizarii inimii grinzii de rulare se verifica cu relatiah0 / ti > 70 x ( 21 / R ) 1/2 unde:

h0 = hi = - inaltimea inimiiti = - grosimea inimii

21 daN/mm2 - rezistenta de calcul a oteluluih0 / ti = #DIV/0! > 70 x ( 21 / R ) 1/2 = 70 deci rigidizarile sunt necesare

100 x ti = 0 0mm, se calculeaza numarul de campuri

#DIV/0! 100

400 100

6.6666670 8

unde1616

533.3333

5.773503 cm

00.99

57140

3607.323 3150

mm, se calculeaza numarul de campuri

VERIFICAREA STABILITATII LOCALE A TALPILOR SI INIMII GRINZII DE RULARE1. VERIFICAREA STABILITATII LOCALE A TALPILOR - stabilitatea locala a grinzilor cu inima plina, realizate in varianta sudata, se verifica cu relatia:

a1 = < 15 x t x ( 24 / sc )1/2 in care s-a notat:a1 = ( b - ti ) / 2 = - partea laterala in consola a talpii

- grosimea talpiisc = 24 daN/mm2 - limita de curgere pentru otelul OL37

a1 = 0 < 15 x t x ( 24 / sc )1/2 = 0

2. VERIFICAREA STABILITATII LOCALE A INIMII - se verifica in prealabil relatia:

hi / ti = #DIV/0! > 80 x ( 21 / R )1/2 = 80hi = - inaltimea inimiiti = - grosimea inimii

21 daN/mm2 - avand in vedere cele de mai sus, se impune verificarea la stabilitate locala a inimii grinzii de rulare

2.1. Gruparea I de eforturi: - momentul maxim ( in sectiunea 6 )

Taf = 0 - forta taietoare aferenta ( aproximativ nula in sectiunea 6 ) - verificarea se face cu relatia:

[ ( s / scr + #DIV/0! < m = 0.9 unde:s = M / Wx4 = - efortul unitar normal in inima la nivelul imbinarii

dintre inima si talpa scr = k0 x ( ti / hi )2 x 104 = #DIV/0! - tensiune normala critica

g = c x ( b / hi ) x ( t / ti )3 = k0 = 7060c = 2 - coef. pt. cazul cand sina de rulare nu este sudata de grinda

sL = - tensiunea locala in inima la nivelul imbinarii dintreinima si talpa ( v. verif. grinda )

sLcr = k1 x ( ti / a )2 x 104 = #DIV/0! - tensiune locala criticak1 este un coeficient de voalare care se calculeaza in functie de g si in functie de raportul a1 / hi

g = 0 k1 = 2525a1 / hi = #DIV/0!a = - distanta dintre rigidizarile transversale

t = T / ( hi x ti ) = #DIV/0! - efortul unitar tangential tcr = ( 1250 + 950 / a2 ) x ( 100 x ti / d ) = #DIV/0! - tensiune tangentiala critica

a = a / hi = #DIV/0! - raportul dintre latura mare si latura mica a panouluid = hi = 0 - latura mica a panoului de inima ( portiunea dintre

2.1. Gruparea II de eforturi:Maf = - momentul aferent fortei taietoare maxime ( in sectiunea 10 )

- forta taietoare maxima ( apare in sectiunea 10 ) - verificarea se face cu relatia:

[ ( s / scr + #DIV/0! < m = 0.9 unde:s = M / Wx4 = - efortul unitar normal in inima la nivelul imbinarii

dintre inima si talpa scr = k0 x ( ti / hi )2 x 104 = #DIV/0! - tensiune normala critica

g = c x ( b / hi ) x ( t / ti )3 = 0 k0 = 7060c = 2 - coef. pt. cazul cand sina de rulare nu este sudata de grinda

sL = 0 - tensiunea locala in inima la nivelul imbinarii dintreinima si talpa ( v. verif. grinda )

sLcr = k1 x ( ti / a )2 x 104 = #DIV/0! - tensiune locala criticak1 este un coeficient de voalare care se calculeaza in functie de g si in functie de raportul a1 / hi

g = 0 k1 = 2525a1 / hi = #DIV/0!a = 0 - distanta dintre rigidizarile transversale

t = T / ( hi x ti ) = #DIV/0! - efortul unitar tangential tcr = ( 1250 + 950 / a2 ) x ( 100 x ti / d ) = #DIV/0! - tensiune tangentiala critica

a = a / hi = #DIV/0! - raportul dintre latura mare si latura mica a panouluid = hi = 0 - latura mica a panoului de inima ( portiunea dintre

- avand in vedere cele de mai sus, se impune verificarea la stabilitate locala a inimii grinzii de rulare

60 - forta taietoare aferenta ( aproximativ nula in sectiunea 6 )

- efortul unitar normal in inima la nivelul imbinarii

- coef. pt. cazul cand sina de rulare nu este sudata de grinda

k1 este un coeficient de voalare care se calculeaza in functie de g si in functie de raportul a1 / hi

- tensiune tangentiala critica - raportul dintre latura mare si latura mica a panoului - latura mica a panoului de inima ( portiunea dintre

2 rigidizari )

- momentul aferent fortei taietoare maxime ( in sectiunea 10 )

- efortul unitar normal in inima la nivelul imbinarii

- coef. pt. cazul cand sina de rulare nu este sudata de grinda

k1 este un coeficient de voalare care se calculeaza in functie de g si in functie de raportul a1 / hi

- tensiune tangentiala critica - raportul dintre latura mare si latura mica a panoului - latura mica a panoului de inima ( portiunea dintre

2 rigidizari )

0 …. 04000

0 …. 02100

2400 …. 32000 …. 0

7 0

#DIV/0!

#DIV/0!#DIV/0!#DIV/0!

- invelitoarea acoperisului se realizeaza din tabla cutata

1. EVALUAREA INCARCARILOR1.1. Incarcari permanente

- greutate proprie tabla cutatagtbn ~= 15 daN / m2 - incarcarea normatagtbc = gtbn x 1.1 = 16.5 daN / m2 - incarcarea de calcul

1.2. Incarcari variabile - zapada ( conform STAS 10101 / 21 - 92 ): zona de calcul B

pzn = czi x ce x gz = 96 daN / m2czi = 1 - coeficient aglomerare cu zapadace = 0.8 - coeficient de expuneregz = 120 daN / m2 - greut. de referinta a stratului de zapada

pzc = dF x pzn = 205.2 daN / m2dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) = 2.1375 - coeficient partial de sigurantada = 2.2gpn = gtbn - incarcarea verticala permanenta

- praf industrialppfn = 50 daN / m2 - incarcarea normatappfc = ppfn x 1.4 = 70 daN / m2 - incarcarea de calcul

- incarcari utilepun = 75 daN / m2 - incarcarea normatapuc = pun x 1.4 = 105 daN / m2 - incarcarea de calcul( avand in vedere ca incarcarea din zapada este mai mare, in calcule se va folosi

valoarea acesteia, fara a considera si sarcina utila )

2. CALCULUL STATIC - calculul se face pentru o fasie de latime unitara ( 1 m ), asimiland invelitoarea cu o grinda simplu rezemata

2.1. Stabilirea incarcarilor preluate de invelitoare

daN / m - incarcarea normatadaN / m - incarcarea de calcul

m00

21000 cm3

se alege un profil de tabla cutata tip 35 / 187.5 cu grosimea tablei de 1.25 mm care are12.5 cm329.1

0

2100000 - modulul de elasticitate a otelului OL370 cm - sageata efectiva0 cm

- coeficient aglomerare cu zapada

- greut. de referinta a stratului de zapada

- coeficient partial de siguranta

( avand in vedere ca incarcarea din zapada este mai mare, in calcule se va folosi

- calculul se face pentru o fasie de latime unitara ( 1 m ), asimiland invelitoarea cu o grinda simplu rezemata

CALCULUL PANEI CURENTE

1. EVALUAREA INCARCARILOR1.1. Incarcari permanente - greutate proprie pana

gpn = Q x ( b x Q x L )2/3 = 0 daN / m - incarcarea normataQ = 0.0625 - coef. in functie de mod executie si calit. otelb = 0.0333 - coef. in functie de schema statica si mod incarcare

m - deschiderea panei ( traveea halei )Q = ( gn + pn ) x L = 0 - incarcarea totala normata pe pana

gn = gtbn x l = daN / m - incarcari permanente normatepn = ( pzn+ppfn ) x l = daN / m - incarcari variabile normate

gpc = gpn x 1.1 = 0 daN / m - incarcarea de calcul - greutate proprie tabla cutata

gtbn = 13.33 daN / m2 - greutatea tablei alese, de tipul 35 / 187.5 x1.25 mm14.663 daN / m2

1.2. Incarcari variabile

daN / m2pzc = dF x pzn = 0 daN / m2

dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) = - coeficient partial de sigurantada = 2.2gpn = 29.33 - incarcarea verticala permanenta

( gpn ~= 16 daN / m2 - Mateescu, tab. 7.4 )

ppfn = 50 daN / m2ppfc = ppfn x 1.4 = 70 daN / m2

2. CALCULUL STATIC - VARIANTA GRINDA CONTINUA ( A )

- se cunosc:m

m

#DIV/0! daN / m#DIV/0! daN / m#DIV/0! daN / m

#DIV/0! daN / m#DIV/0! daN / m#DIV/0! daN / m

- avand in vedere ca se admite calculul in domeniul plastic, diagrama de momente redistribuite va fi:

M1Cx = qpcx x Lx2 / 11 = #DIV/0!M1Rx = qpcx x Lx2 / 16 = #DIV/0! ( valoare absoluta )M2Cx = qpcx x Lx2 / 16 = #DIV/0!

#DIV/0! ( valoare absoluta )

2.2. Calculul eforturilor dupa directia " y "

0 mMCy = qpcy x Ly2 / 8 = #DIV/0!



3. CALCULUL STATIC - VARIANTA GRINDA SIMPLU REZEMATA ( B ) - in aceasta varianta se asimileaza pana cu o grinda simplu rezemata, incarcarile pe cele doua directii

principale ale panei, fiind aceleasi ca in varianta ginda continua

3.1. Calculul eforturilor dupa directia " x "Lx = L = 0 m

Mx = qpcx x Lx2 / 8 = #DIV/0!qpcx x Lx / 2 = #DIV/0!

3.2. Calculul eforturilor dupa directia " y " - eforturile sunt identice cu cele calculate la varianta grinda continua

4. DIMENSIONAREA SECTIUNII PENTRU VARIANTA A - dimensionarea se face mai intai pentru a doua deschidere, urmand ca in prima deschidere pana sa se

intareasca cu 2 profile U

MxII = #DIV/0! daN cmMy = #DIV/0! daN cmWxIInec = ( MxII + k x My ) / ( 1.1 x R ) = #DIV/0! cm3

k = Wx / W 9 ( pentru profile I )2100

se alege un profil I26 cu IxII = 5740288

WxII = 442 cm351 cm3

h = 26 cmti = 0.94 cm

257 cm3

MxI = #DIV/0! daN cmMy = #DIV/0! daN cm

#DIV/0! cm3#DIV/0!#DIV/0!

36443.260.7 cm311.1 cm3728

86.4121.4 cm3

22.2 cm36468

374.4563.4 cm3

73.2 cm3

#DIV/0! 2100#DIV/0! 2100#DIV/0! 2310#DIV/0! 1300

sxI = #DIV/0! 2100#DIV/0! 2100#DIV/0! 2310

2100000#DIV/0! cm#DIV/0! cm

#DIV/0! cm#DIV/0! cm#DIV/0! cm

#DIV/0! cm0

pentru reducerea deformatiei se impune utilizarea tirantilor!

4.2.1. combinatia Mxmax si Myaferent

MxII = #DIV/0! daN cmMy = 0 daN cmWxIInec = ( MxII + k x My ) / ( 1.1 x R ) = #DIV/0! cm3


se alege un profil I20 cu IxII = 2140117


h = 20 cmti = 0.75 cm

125 cm3

MxI = #DIV/0! daN cmMy = 0 daN cm


se aleg 2 profile U5 cu 26.49.1210.6 cm33.75 cm352.8

18.2421.2 cm3

7.5 cm32192.8135.24

235.2 cm333.5 cm3

#DIV/0! 21000 2100

#DIV/0! 2310#DIV/0! 1300

sxI = #DIV/0! 21000 2100

#DIV/0! 2310

2100000#DIV/0! cm#DIV/0! cm


#DIV/0! cm0 cm > fI sau fII

4.2.2. combinatia Mymax si Mxaferent

MxII ~= 0 daN cmMy = #DIV/0! daN cmWxIInec = ( MxII + k x My ) / ( 1.1 x R ) = #DIV/0! cm3


ramane acelasi profil I20 cu IxII = 2140117


h = 20 cmti = 0.75 cm

125 cm3

MxI ~= M1Cx / 2 = #DIV/0! daN cmMy = #DIV/0! daN cm


ramane aceasi intarire ( 2U5 ) 26.49.1210.6 cm33.75 cm352.8

18.2421.2 cm3

7.5 cm32192.8135.24

235.2 cm333.5 cm3

0 2100#DIV/0! 2100#DIV/0! 2310#DIV/0! 1300

sxI = #DIV/0! 2100#DIV/0! 2100#DIV/0! 2310

2100000

#DIV/0! cm#DIV/0! cm


#DIV/0! cm0 cm > fI sau fII

5. DIMENSIONAREA SECTIUNII PENTRU VARIANTA B - in toate deschiderile, valoarea eforturilor este aceeasi

5.1. Varianta fara tirant:Mx = #DIV/0! daN cmMy = #DIV/0! daN cmWxnec = ( Mx + k x My ) / ( 1.1 x R ) = #DIV/0! cm3


9800451

Wx = 653 cm3Wy = 72.2 cm3h = 30 cmti = 1.08 cmSx = 381 cm3

sx = Mx / Wx = #DIV/0! 2100sy = My / Wy = #DIV/0! 2100s = Mx / Wx + My / Wy = #DIV/0! 2310

Tx x Sx / ( ti x Ix ) = #DIV/0! 1300

2100000sageata efectiva fx = ( 5 / 384 ) x ( qpnx x Lx4 ) / ( E x Ix ) = #DIV/0! cm

fy = ( 5 / 384 ) x ( qpny x Ly4 ) / ( E x Iy ) = #DIV/0! cm#DIV/0! cm

0

CONCLUZIE: - VARIANTA CEA MAI ECONOMICA PENTRU EXECUTAREA PANELOR ESTE CEA IN CARE SE

CONSIDERA PANA CA GRINDA CONTINUA, IAR PE DIRECTIA " Y " SE PREVADE 1 TIRANT.

y = 4 x f x z x ( L' - z ) / L'2y = M1Rx = #DIV/0!f = M1Cx = #DIV/0!L' = 7 x d / 8 = 0d = 0

- inlocuind termenii cunoscuti in ecuatia parabolei, se obtine: z1 = 1700z2 = 5900

- incarcarea totala normata pe pana - incarcari permanente normate

- greutatea tablei alese, de tipul 35 / 187.5 x1.25 mm

- avand in vedere ca se admite calculul in domeniul plastic, diagrama de momente redistribuite va fi:

- in aceasta varianta se asimileaza pana cu o grinda simplu rezemata, incarcarile pe cele doua directii

- dimensionarea se face mai intai pentru a doua deschidere, urmand ca in prima deschidere pana sa se

unde:

mm

EVALUAREA INCARCARILOR SI CALCULUL STATIC AL FERMEI1. EVALUAREA INCARCARILOR1.1. Incarcari permanente - greutate proprie tabla cutata, tip 35 / 187.5 x 1.25 mm

gtbn = 13.33 daN / m214.663 daN / m2

- greutate proprie pana, profil I 2026.3 daN / m

gpc = gpn x 1.1 = 28.93 daN / m

16 daN / m2m

d = m

16 daN / m2

1.2. Incarcari variabile

daN / m2pzc = dF x pzn = 0 daN / m2

dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) =da = 2.2gpn = gtb + gpn + gfn =

ppfn = 50 daN / m2ppfc = ppfn x 1.4 = 70 daN / m2

2. CALCULUL STATIC2.1. Incarcari concentrate in noduri

0 - incarcarea transmisa de pana marginala0 - incarcarea transmisa de pana curenta

( qfc = gtbc+ gfc+ pzc+ ppfc = 100.663

0

0 hr = m0 h = m0 0 m

Nodul 10.994 cos b = 0.7660.109 sin b = 0.643

N1-2 x cos a + N1-7 x cos b = 0N1-2 x sin a + V1 - N1-7 x sin b - Pm = 0

N1-2 = -38033 N1-7 = 44640Nodul 2

0.9940.109

N2-3 x cos a - N1-2 x cos a = 0N2-3 x sin a - Pc - N1-2 x sin a - N2-7 = 0

N2-3 = -38033 N2-7 = -6361

0.687 cos b = 0.7660.726 sin b = 0.643

-26394 57497

- incarcarea transmisa de pana marginala - incarcarea transmisa de pana curenta

Lfx Lfy

-45244 251.47 251.47 750-45244 251.47 251.47 750-93456 251.47 251.47 750-93456 251.47 251.47 500

-107428 251.47 251.47 500-107428 251.47 251.47 500-101102 251.47 251.47 500

74510 500 500 750103022 500 500 500105627 500 500 500

58742 326.5 326.5 750-6564 237.14 189.712 237.14-6564 291.43 233.144 291.43-6564 345.71 276.568 345.7115261 400 320 400

-42973 363.8 291.04 363.826744 363.8 291.04 363.8

-16381 404.95 323.96 404.956120 404.95 323.96 404.952106 448.91 359.128 448.91

-9187 448.91 359.128 448.91

Calculul lungimilor de flambaj s-a facut astfel:

Talpi: - in planul grinzii: lf = l - transversal planului lf = l1

Diagonale si montanti de reazem: - in planul grinzii: lf = l - transversal planului lf = l

Celelalte zabrele: - in planul grinzii: lf = 0.8 x l - transversal planului lf = l

unde: l - lungimea elementului intre nodurile teoreticel1 - distanta intre nodurile fixate imotriva deplasarilor in planul transversal grinzii( s-a prevazut 5 contravantuiri perpendiculare pe planul fermei impartind ferma in sase parti )

Bara:Efort - N: 105627Lungime flambaj - lfx: 500 cmLungime flambaj - lfy: 500 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

Anec = N / R = 50.29857 aleg: cu:

Aef = 55ix = 3.65 cmiy = 5.35 cm

1. Verificarea de rezistenta:s = N / A = 1920.491 < Rt = 2100

2. Verificarea coeficientului de zveltete:136.9863 < 40093.45794 < 400

3. Distanta maxima intre placutele de solidarizare:3.65 cm292 cm


Anec = N / R = 35.48095 aleg: cu:

Aef = 55ix = 3.65 cmiy = 5.35 cm



3. Distanta maxima intre placutele de solidarizare:

3.65 cm292 cm

Bara:Efort - N: 58742Lungime flambaj - lfx: 326.5 cmLungime flambaj - lfy: 750 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

Anec = N / R = 27.97238 aleg: cu:

Aef = 55ix = 3.65 cmiy = 5.35 cm



3. Distanta maxima intre placutele de solidarizare:3.65 cm292 cm


Anec = N / R = 7.267143 aleg: cu:

Aef = 9.6ix = 1.51 cmiy = 2.43 cm



3. Distanta maxima intre placutele de solidarizare:1.51 cm

120.8 cm

Bara:Efort - N: 26744Lungime flambaj - lfx: 291.04 cmLungime flambaj - lfy: 363.8 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

Anec = N / R = 12.73524 aleg: cu:

Aef = 13.82ix = 1.82 cmiy = 2.85 cm




145.6 cm


Anec = N / R = 2.914286 aleg: cu:

Aef = 9.6ix = 1.51 cmiy = 2.43 cm


2. Verificarea coeficientului de zveltete:

214.543 < 400166.6461 < 400


120.8 cm


Anec = N / R = 1.002857 aleg: cu:

Aef = 9.6ix = 1.51 cmiy = 2.43 cm




120.8 cm

Bara:Efort - N: 45244Lungime flambaj - lfx: 251.47 cmLungime flambaj - lfy: 750 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

4.62

116.1968 87

228.5101 134

134 0.339

63.55387 aleg: 2 L 160 x 160 x 16, cu:

Aef = 98.2ix = 4.89 cmiy = 7.04 cm


102.5341 0.48

2. Verificarea de rezistenta:959.8608 < 2100


195.6 cm

Bara: 3-4, 4-5 Efort - N: 93465Lungime flambaj - lfx: 251.47 cmLungime flambaj - lfy: 750 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

4.62

80.84446 68

158.9869 107

107 0.458

97.17717 aleg: 2 L 160 x 160 x 16, cu:

Aef = 98.2ix = 4.89 cmiy = 7.04 cm


106.5341 0.458



195.6 cm

Bara: 5 - 6, 6 - 7, 7 -8Efort - N: 107428Lungime flambaj - lfx: 251.47 cmLungime flambaj - lfy: 500 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

4.62

75.40775 65

98.86348 79

79 0.626

81.71915 aleg: 2 L 160 x 160 x 16, cu:

Aef = 98.2ix = 4.89 cmiy = 7.04 cm


71.02273 0.68



195.6 cm


4.62

230.1413 134

189.6903 120

134 0.339

9.220396 aleg: cu:

Aef = 9.6ix = 1.91 cmiy = 2.43 cm


99.32461 0.502



76.4 cm


4.62

282.8271 150

233.1174 135

150 0.266

11.75081 aleg: 2 L 90 x 90 x 8, cu:

Aef = 27.8ix = 2.74 cmiy = 4.06 cm


85.08759 0.586



109.6 cm


4.62

335.513 150

276.5364 148

150 0.286

10.92907 aleg: 2 L 90 x 90 x 8, cu:

Aef = 27.8ix = 2.74 cmiy = 4.06 cm

1. Verificarea coeficientului de zveltete:100.938 < 120

85.15025 < 120

100.938 0.491



109.6 cm


4.62

137.9887 97

113.7338 87

97 0.513

39.88954 aleg: 2 L 100 x 100 x 12, cu:

Aef = 45.4ix = 3.02 cm

iy = 4.55 cm


96.37086 0.519



120.8 cm

Bara: 5 - 10Efort - N: 16381Lungime flambaj - lfx: 323.96 cmLungime flambaj - lfy: 404.95 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

4.62

248.7767 140

205.0481 126

140 0.318

24.5298 aleg: 2 L 90 x 90 x 8, cu:

Aef = 27.8ix = 2.74 cmiy = 4.06 cm


118.2336 0.405



109.6 cm


4.62

368.259 150

303.5268 150

150 0.286

15.29637 aleg: 2 L 100 x 100 x 12, cu:

Aef = 45.4ix = 3.02 cmiy = 4.55 cm


118.9172 0.4



120.8 cm

fef = S[(Ni x ni x Li) / (E x Ai)]0 cm

Li =2100000

- inarcarea unitara P = 1 se aplica la talpa inferioara, la mijlocul deschiderii

3. CALCULUL SAGETII EFECTIVE - calculul se organizeaza sub forma unui tabel in care sunt introduse toate datele necesare - avand in vedere simetria, calculul s-a facut pe jumatate, urmand ca rezultatul sa se multiplice cu 2!

- avand in vedere simetria, calculul s-a facut pe jumatate, urmand ca rezultatul sa se multiplice cu 2!

TABEL CENTRALIZATOR PENTRU CALCULUL SAGETII EFECTIVE A FERMEINi ni Li Ai E (Ni x ni x Li) / (E x Ai)

(cm2) (daN / cm2)-41130.91 -0.53 251.47 98.2 #DIV/0!-41130.91 -0.53 251.47 98.2 0 #DIV/0!

-84960 -1.29 251.47 98.2 0 #DIV/0!-84960 -1.29 251.47 98.2 0 #DIV/0!

-97661.82 -1.82 251.47 98.2 0 #DIV/0!-97661.82 -1.82 251.47 98.2 0 #DIV/0!-91910.91 -2.2 251.47 98.2 0 #DIV/0!67736.36 0.95 500 55 0 #DIV/0!93656.36 1.57 500 55 0 #DIV/0!96024.55 2.01 500 55 0 #DIV/0!53401.82 0.69 326.5 55 0 #DIV/0!

-5967.273 0 237.14 9.6 0 #DIV/0!-5967.273 0 291.43 27.8 0 #DIV/0!-5967.273 0 345.71 27.8 0 #DIV/0!13873.64 0.47 400 9.6 0 #DIV/0!

-39066.36 -0.61 363.8 45.4 0 #DIV/0!24312.73 0.5 363.8 13.82 0 #DIV/0!

-14891.82 -0.46 404.95 27.8 0 #DIV/0!5563.636 0.39 404.95 9.6 0 #DIV/0!1914.545 -0.37 448.91 9.6 0 #DIV/0!

-8351.818 0.32 448.91 45.4 0 #DIV/0!Total = fef / 2 = #DIV/0!

- rezulta a #DIV/0! cm < fad = cm

-45244 -41130.91-45244 -41130.91-93456 -84960-93456 -84960

-107428 -97661.82-107428 -97661.82-101102 -91910.91

74510 67736.36103022 93656.36105627 96024.55

58742 53401.82-6564 -5967.273-6564 -5967.273-6564 -5967.27315261 13873.64

-42973 -39066.3626744 24312.73

-16381 -14891.826120 5563.6362106 1914.545

-9187 -8351.818

[ cm ]L2 = ( Ncap x e1 ) / ( 2 x b x Rfs x a2 ) [ cm ]( Rfs = 1500 daN / cm2 - rezistenta de calcul a sudurii, la forfecare )

- lungimea efectiva a cordoanelor de sudura se obtine astfel:L1s = L1 + 2 x a1 ( multiplu de 5 mm )L2s = L2 + 2 x a2 ( multiplu de 5 mm )

- grosimea guseelor se stabileste conform recomandarilor din " C-tii Metalice " de D. Mateescu: - efortul axial maxim din diagonale sau montanti = 429 kN

t = 10 mm

- pentru barele supuse la eforturi de intindere, efortul capabil se calculeaza cu relatia: Ncap = A x Runde: A = aria sectiunii barei [ cm2 ]

2100

2.1. Talpa inferioara ( bara 11-12, zona imbinarii de montaj ) - sectiune bara: 2 L 120 x 120 x 12

55115500

2.2. Montantul 8-12 si diagonalele 5-11 si 11-7

9.620160

2.3. Diagonala 3-10 - sectiune bara: 2 L 60 x 60 x 6

13.8229022

unde:

A = aria sectiunii barei [ cm2 ]2100

3.1. Talpa superioara ( bara 7-8, zona imbinarii de montaj )

0.62698.2

129093.73.2. Montantul 2-9

0.5029.6

10120.323.3. Montantul 4-10

- sectiune bara: 2 L 90 x 90 x 80.586

27.834210.68

3.4. Montantul 6-11 - sectiune bara: 2 L 90 x 90 x 8

0.49127.8

28664.583.5. Diagonala 3-9


45.449481.46

3.6. Diagonala 10-5 - sectiune bara: 2 L 90 x 90 x 8

0.40527.8

23643.93.7. Diagonala 7-12


45.438136

- calculul s-a organizat sub forma tabelara, tinand cont de conditiile prezentate mai sus

TABEL CENTRALIZATOR PENTRU DIMENSIONAREA PRINDERII PRIN SUDURA A BARELOR FERMEI LA NODURICARACTERISTICI BARE FERMA

Sectiune bara Ncap Rfs

(daN / cm2(daN / cm22 L 120 x 120 x 12 115500 15002 L 160 x 160 x 16 129094 1500

montant 8 2 L 50 x 50 x 5 20160 1500daiagonala2 L 50 x 50 x 5 20160 1500diagonala 2 L 60 x 60 x 6 29022 1500montant 2 2 L 50 x 50 x 5 10120 1500montant 4 2 L 90 x 90 x 8 34211 1500montant 6 2 L 90 x 90 x 8 28665 1500diagonala 2 L 100 x 100 x 12 49481 1500diagonala 2 L 90 x 90 x 8 23664 1500diagonala 2 L 100 x 100 x 12 38136 1500

TABEL CENTRALIZATOR PENTRU DIMENSIONAREA PRINDERII PRIN SUDURA A BARELOR FERMEI LA NODURIGROSIME CORDOANE SUDURA LUNGIMI DE CALCUL ALE CORDOANELOR DE SUDURA

e a >= 3 mm (Ncap x e2) /L1 >= 40 mme1 e2 tmin 0.85tmin 0.70tmin a1<=0.85t a2<=0.70tmin L1 >= b( cm ) ( cm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm )

3.31 8.69 10 8.5 7 8 7 348.5052 348.50524.55 11.45 10 8.5 7 8 7 384.9287 384.9287

1.4 3.6 5 4.25 3.5 4 3 120.96 120.961.4 3.6 5 4.25 3.5 4 3 120.96 120.96

1.69 4.31 6 5.1 4.2 5 4 138.9831 138.98311.4 3.6 5 4.25 3.5 4 3 60.72 60.722.5 5.5 8 6.8 5.6 6 5 130.667 130.6672.5 5.5 8 6.8 5.6 6 5 109.4844 109.48442.9 9.1 10 8.5 7 8 7 156.3462 156.34622.5 5.5 8 6.8 5.6 6 5 90.38333 90.383332.9 9.1 10 8.5 7 8 7 120.4992 120.4992

LUNGIMI DE CALCUL ALE CORDOANELOR DE SUDURA LUNGIMI EFECTIVE L1 >= 40 mm (Ncap x e1) /L2 >= 40 mm L1 + 2a1 L2 + 2a2 Ls = multiplu de 5 mm

15a1 60a1 L2 >= b 15a2 60a2 L1s( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm ) ( mm )

120 480 151.7083 151.7083 105 420 364.5052 165.7083 365120 480 174.8148 174.8148 105 420 400.9287 188.8148 405

60 240 62.72 62.72 45 180 128.96 68.72 13060 240 62.72 62.72 45 180 128.96 68.72 13075 300 68.12108 68.12108 60 240 148.9831 76.12108 15060 240 31.48444 45 45 180 68.72 51 7090 360 71.27292 75 75 300 142.667 85 15090 360 59.71875 75 75 300 121.4844 85 130

120 480 56.94242 105 105 420 172.3462 119 17590 360 49.3 75 75 300 102.3833 85 105

120 480 43.88667 105 105 420 136.4992 119 140

Ls = multiplu de 5 mmL2s( mm )

150190

707080559090

12090

120

- se cunosc:10400

2510400

hr = 2100680

60c1 = 750Lp = 33500

35000 - deschiderea halei

106604950

495 330800

1150 11501040.667 709.5455

15010

e 175750

48b = 1.6

0.81.25

30 daN / m2

57.61.2

- se cunosc: md = 8.6 m

2.5 m0

Efort - N: 1850Lungime flambaj - lfx: 497.3 cmLungime flambaj - lfy: 497.3 cmRezistenta de calcul - R: 2100Grosime guseu - t: 10

4.62

1136.374 200

749.3026 200

200 0.178

4.949171 aleg: cu:

Aef = 18.8ix = 2.12 cmiy = 3.26 cm

1. Verificarea coeficientului de zveltete:234.5755 < 250

148.546 < 250

234.5755 0.178


3. Distanta maxima intre placutele de solidarizare:2.12 cm84.8 cm

gtbn = 13.33 daN / m214.663 daN / m2

6.2 daN / m2gpc = gpn x 1.1 = 6.82 daN / m2

2.5 md = 8.6 m

236

16 daN / m217.6 daN / m2

- incarcarea totala din acoperis:gn = gtbn + 35.53 daN / m2gc = gtbc + 39.083 daN / m2

- se mai cunosc: 35 m - deschiderea haleid = 8.6 m

- rezulta: P1 = ( L/2 ) 5881.992

1.2. Greutate treapta superioara stalp - P2m

- rezulta: 0

m - rezulta: 0

274.44 daN / m - rezulta: 2360.184

193.1 daN / m229061.55

70 daN / m210535

39596.55

- se cunosc: Gp = 38200Q = 10000 - capacitatea podului rulant

165007600 - incarcare minima din apasarea rotilor

- incarcari normate: - verticale Pv1n = Pma 16500

Pv2n = Pmi 7600 - orizontale transversale Ptn = 958 - orizontale longitudinale PLn = 9438

- incarcari de calcul: - verticale Pv1 = np x y x Pv1n = 23760

Pv2 = np x y x Pv2n = 10944unde: 1.2 - coef. incarcarii pt. sarcini verticale

1.2 - coef. dinamic - orizontale H = no x a x Ptn = 2739.88

26992.68unde: 1.3

2.2 - coef. dinamic

- reactiunea verticala maximaVmax = Pv1 x Shi = 57140

- reactiunea verticala minimaVmin = Pv2 x Shi = 26319.03

- reactiunea orizontala transversalaVH = H x Shi = 1226

2.5. Incarcari date de actiunea vantului

pvn = b x cni x ch(z) x gv in care:b = 1.6

0.8-0.5

ch(10.00) = 1 - coeficient de variatie a presiunii dinamice pt. z = 10 m

ch(12.39) = 1.14( pentru amplasament de tip I )

30 daN / m2 - rezulta: pv1n = 38.4 daN / m2

pv2n = 43.776 daN / m2-24

-27.36 - intensitatea de calcul a componentei normale la suprafata expusa a incarcarii aplicate de vant,

pvc = pvn x gf in care:gf = ga = 1.2 - pt. S.L.U.R., constructii categoria C1, clasa de importanta III gf = gc = 1 - pt. S.L.E.N., constructii categoria C1, clasa de importanta III

- rezulta: pv1c = 46.08 daN / m2pv2c = 52.5312 daN / m2

-28.8 daN / m2-32.832 daN / m2

pv1c = 38.4 daN / m2pv2c = 43.776 daN / m2

-24 daN / m2-27.36 daN / m2

H* = hstr + 1.10 =y = -10

0.34

3828.142 daN / m

-4382.945 daN / m

-2392.589 daN / m

2739.341 daN / m

3. INCARCARI EXCEPTIONALE

3.1. Incarcarea din seism - se determina conform normativ P100-92 astfel: S1 = c1 x G 6160.901S1 = incarcarea din seism in modul 1 de vibratie

c1 = a x ks x b1 x y x e1 = 0.1 - coeficient seismic global, pt. modul 1 de vibratie1 - pentru clasa de importanta III

ks = 0.2b1 = 2.5 - pentru T1 < Tc

0.2 - pt. hale parter cu 1 deschidere, pe directia necontravantuita in plan vert.e1 = 1 - pentru un sistem cu 1 G.L.D.G = [ ( P1 + P2 + P3 + P4 ) / 1.1 + Pz / gf + Pf / 1.3 ] x 2 = 61609.01( gf = 2.01 stabilit la dimensionarea fermei )

4. TABEL CENTRALIZATOR CU INCARCARILE CADRULUI TRANSVERSAL CURENT

Tipul incarcDenumire incarcare Simbol Valoare in Cota de aplicarekN m m

P1 58.81992 16 0P2 0 10.66 0P3 0 0 0.175P4 23.60184 10.66 0.75P5 395.9655 16 0Vmax 571.4 10.66 0.75Vmin 263.1903 10.66 0.75VH 12.26 11.4W1 38.28142 10.66W2 -43.82945 16W'1 -23.92589 10.66W'2 27.39341 16S1 61.60901 16

- coef. incarcarii pt. sarcini verticale

- pt. S.L.U.R., constructii categoria C1, clasa de importanta III - pt. S.L.E.N., constructii categoria C1, clasa de importanta III

mmm

unde:

- coeficient seismic global, pt. modul 1 de vibratie

- pt. hale parter cu 1 deschidere, pe directia necontravantuita in plan vert.

I … IV = sectiuni caracteristiceHs =Hi =H = 0b = Hs / H =

Ii / Is =( n = 5 … 15 )

a1 = [( n - 1 ) x b1 + 1] / n = #DIV/0! e = 0.175 ma2 = [( n - 1 ) x b2 + 1] / n = #DIV/0! e1 = 0.75 ma3 = [( n - 1 ) x b3 + 1] / n = #DIV/0! ( e, e1 sunt excentricitatile conforma4 = [( n - 1 ) x b4 + 1] / n = #DIV/0! plansei cu alcatuirea stalpului )

M = P3 x e + P4 x e1 =#DIV/0!

MIV = 0#DIV/0!#DIV/0!#DIV/0!

m = Vmin x e1 =e = m / M = #DIV/0!X = (M/H) x 3 x (a2-b2) x (1+e) / (4xa3) = #DIV/0!MAIV = 0MAIII = X x Hs = #DIV/0!MAII = X x Hs - M = #DIV/0!MAI = X x H - M = #DIV/0!

MBIV = 0MBIII = - X x Hs = #DIV/0!MBII = - X x Hs + m = #DIV/0!MBI = - X x H + m = #DIV/0!

2.4. Incarcari variabile - inc. orizontale transmise de podul rulant ( franarea transversala pe stalpul A )a = m 0y = ( Hs - a ) / H = #DIV/0!

MAIII = X x Hs - VH x a =MAII = MAIII = 0MAI = X x H - VH x ( Hi + a ) =MBIII = - X x Hs = 0MBII = MBIII = 0MBI = - X x H = 0

2.5. Incarcari variabile - inc. date de vante1 = W'1 / W1 =e2 = W'2 / W2 =y = b = Hs #DIV/0!

X = W2x(1-e2)/2 + (W1/2)x[1-y x (3x a2 - y2)/(2xa3)]x(1-e1)= =

MAIII = ( X - W2 ) x Hs =MAII = MAIII = 0MAI = ( X - W2 ) x H - W1 x Hi =MBIII = - ( X - W'2 ) x Hs =MBII = MAIII = 0MBI = -(X - W'2) x H - W'1 x Hi =

2.6. Incarcari exceptionale - seismX = S1 / 2 = kN

MIII = - ( S1 - X ) x Hs =MII = MIII = 0MI = - ( S1 - X ) x H =

Valoarea eforturilor sectionale M, T, N rezultate din ipotezele de incarcare s-au centralizat tabelar.Verificarea rezultatelor obtinute pe cale analitica s-a facut cu ajutorul programului de calcul structural

Axis Student.

3. DETERMINAREA EFORTURILOR IN STALPI DIN GRUPARILE DE INCARCARI

I … IV = sectiuni caracteristicemmm

#DIV/0!5

( n = 5 … 15 )

( e, e1 sunt excentricitatile conformplansei cu alcatuirea stalpului )

kN

kN

2.4. Incarcari variabile - inc. orizontale transmise de podul rulant ( franarea transversala pe stalpul A )m

kN

X = W2x(1-e2)/2 + (W1/2)x[1-y x (3x a2 - y2)/(2xa3)]x(1-e1)=kN

Verificarea rezultatelor obtinute pe cale analitica s-a facut cu ajutorul programului de calcul structural

TABEL CENTRALIZATOR CU EFORTURI IN STALPUL "A" PENTRU DIFERITELE IPOTEZE DE INCARCARE

Ipoteza de Simbol Felul incarcarii Partea inferioara a stalpuluiSectiunea I - I Sectiunea II - IIM N T M N

kN kN kN1 5.12 -97.27 -2 -16.2 -97.272 0 -395.97 0 0 -395.973 Inc. vert. pod - caruci -54.07 -571.4 -23.99 -309.8 -571.44 Inc. vert. pod - caruci -177.09 -263.19 23.99 78.64 -263.19

5a Franare transversala p -88.09 0 8.95 7.31 05b -51.61 0 3.31 -16.38 06a Franare transversala pod pe stalpul din dr.6b Franare transversala pod pe stalpul din dr.

7 Vant de la stanga la d -568.45 0 54.32 -79.4 08 Vant de la dreapta la -613.03 0 46.86 -113.5 09 Seism de la stanga la -578.82 0 37.08 -183.55 0

10 Seism de la dreapta la 578.82 0 -37.08 183.55 0

TABEL CENTRALIZATOR CU EFORTURI IN STALPUL "A" PENTRU DIFERITELE GRUPARI DE INCARCARI

Gruparea dCombinatia de incarcari Partea inferioara a stalpuluiSectiunea I - I Sectiunea II - IIM N T M N

kN kN kNFundament 1 -43.543 -967.903 -23.591 -295.02 -967.903

2 -122.824 -967.903 -15.536 -288.441 -967.903-89.992 -967.903 -20.612 -309.762 -967.903

3 -563.368 -871.166 29.424 -321.712 -871.166-534.184 -871.166 24.912 -340.664 -871.166

4 -599.032 -871.166 23.456 -348.992 -871.166-569.848 -871.166 18.944 -367.944 -871.166

5 -154.261 -690.514 19.591 54.576 -690.5146 -619.2238 -722.9819 15.27015 -456.4439 -722.98197 538.4162 -722.9819 -58.88985 -89.34394 -722.98198 -721.7405 -466.1403 55.25348 -132.7439 -466.14039 435.8995 -466.1403 -18.90652 234.3561 -466.1403

Speciala

TABEL CENTRALIZATOR CU EFORTURI IN STALPUL "A" PENTRU DIFERITELE IPOTEZE DE INCARCARE

Partea superioara a stalpuluiSectiunea III - III Sectiunea IV - IV

T M N T M N TkN kN kN kN kN

-2 9.9 -58.82 -2 0 -58.82 -20 0 -395.97 0 0 -395.97 0

-23.99 118.75 0 -23.99 0 0 -23.9923.99 -118.75 0 23.99 0 0 23.99

8.95 7.31 0 8.95 0 0 -3.313.31 -16.38 0 3.31 0 0 3.31

54.32 -79.4 0 16.04 0 0 16.0446.86 -113.5 0 22.93 0 0 22.9337.08 -183.55 0 37.08 0 0 37.08

-37.08 183.55 0 -37.08 0 0 -37.08

TABEL CENTRALIZATOR CU EFORTURI IN STALPUL "A" PENTRU DIFERITELE GRUPARI DE INCARCARI

Partea superioara a stalpuluiSectiunea III - III Sectiunea IV - IV

T M N T M N TkN kN kN kN kN

-23.591 116.775 -415.193 -23.591 0 -415.193 -23.591-15.536 123.354 -415.193 -15.536 0 -415.193 -26.57-20.612 102.033 -415.193 -20.612 0 -415.193 -20.61229.424 47.228 -375.596 -1.2 0 -375.596 -11.00824.912 28.276 -375.596 -5.712 0 -375.596 -5.71223.456 19.948 -375.596 4.312 0 -375.596 -5.49618.944 0.996 -375.596 -0.2 0 -375.596 -0.219.591 -96.975 -415.193 19.591 0 -415.193 19.591

15.27015 -75.59167 -211.8607 15.27015 0 -211.8607 15.27015-58.88985 291.5083 -211.8607 -58.88985 0 -211.8607 -58.8898555.25348 -273.5083 -211.8607 55.25348 0 -211.8607 55.25348

-18.90652 93.59167 -211.8607 -18.90652 0 -211.8607 -18.90652

STABILIREA LUNGIMII DE FLAMBAJ A STALPULUI CADRULUI TRANSVERSALLungimea de flambaj pentru fiecare din cele doua tronsoane ale stalpului, se determina conform

STAS 10108/0-78, punctul 6.4.4.

1. LUNGIMI DE FLAMBAJ IN PLANUL CADRULUI TRANSVERSAL - se cunosc:

L1 = Hi = mL2 = Hs = mP1* = P2+P4+Vmax= kN #DIV/0!P2* = P1+P5= kN

#DIV/0!#DIV/0!

L2 / L1 = #DIV/0! m11 =I2 / I1 = 1 / n = Ԁ

#DIV/0!#DIV/0!

- rezulta:#DIV/0! m#DIV/0! m

0 m0 m

0.821.565

0.40.22

bs = mmm

#DIV/0! 0.944

#DIV/0! m 85 cm

0.0085 m 1 cm

12 201.2 cm

30 cm - se cunosc:

41519 20.943812100

157184933.6

5407.08334.32086 cm5.868562 cm

43.7 cm4231.891 cm3

15 cm360.4722 cm3

0 0.9510 fy = 0.593

2.2. Verificarea conditiei de rezistenta29151 41519

Naf = 21186 Maf = 123355889

sx = Naf / A + Mmax / Wx = 823.7836 < R = 2100 daN / cm2sx = Nmax / A + Maf / Wx = 555.9295 < R t = Tmax / ( hi x ti ) = 69.28235

42.5 cm804.8681 < R = 2100 daN / cm269.28235813.7646

2.4. Verificarea stabilitatii generale a sectiuniiN / ( f x A ) + cx x Mx / [ fg x ( 1 - s / se ) x Wx ] = 653.4327 < R = 2100 daN / cm2unde: N = Naf = 21186

f = min ( fx, fy ) = 0.593cx = 0.548Mx = 2915100 daNcmfg = 0.89

134.942733160

12.08333 15unde: b' = ( b - ti ) / 2 = 14.5 cm

1.664684unde: s = 804.8681

-534.9828

hi / ti = 85 < 100 x 2 x k3 / s x [ 2 - y + ( y2 + 4d2 )1/2] = 236.1796in care: k3 = 47 ( STAS 10108/0-78, tab.35, in functie de y )

d = 0.07 x k3 x t / s = 0.2832( t = Taf / ( hi x ti ) = 0.692824 daN / mm2 )

2.7. Verificarea necesitatatii rigidizarilor transversalehi / ti = 85 > 70 x ( 21 / R )1/2 = 70 trebuie prevazute rigidizari transversalebr >= hi / 30 + 40 = 68.33333 adopt br = 70

( latimea rigidizarii )tr > = br / 15 = 4.666667 adopt tr = 6

( grosimea rigidizarii )d= ( 2.5 … 3 ) x hi = 2125 …. 2550 ( distanta dintre rigidizari )

< R = 2100 daN / cm2

( distanta dintre rigidizari )

DIMENSIONAREA TREPTEI INFERIOARE A STALPULUI - dimensionarea se face in sectiunea I -I ( cea mai solicitata ):

Mmax = 72174 Maf = 12282Naf = 46614 Nmax = 96790Taf = 5525 Taf = 1554

- avand in vederea ca aceste eforturi au fost calculate in axa schemei statice a cadrului transversal ( axatreptei superioare a stalpului ), se procedeaza la reducerea eforturilor in axa geometrica a

m72174 1228246614 96790

5525 1554

0.490.32

0 m #DIV/0!1.548333 m

230.4524

360 A = 61.9h = 7.5 13380ti = 12 516

b= 145A = 123.8 d = 7.5

61.91049.409

26760 - momentul de inertie fata de axa y-yWx = 2798.425 cm3 - modul de rezistenta fata de axa x-xWy = 1486.667 cm3 - modul de rezistenta fata de axa y-yix = 2.911469 cm - raza de giratie fata de axa x-xiy = 14.70221 cm - raza de giratie fata de axa y-y

14.70221 cm - raza de giratie a unei ramuri, fata de axa y-yLfxi = cm - lungimea de flambaj in planul cadrului transversalLfyi = cm - lungimea de flambaj in planul perpendicular pe planul cadrului

lx = Lfxi / ix = 0 0.943ly = Lfyi / iy = 0 fy = 0.468

lyr = Lfyi / iyr = 0 fyr = 0.673

2.2. Verificarea conditiei de rezistentasx = Naf / A + Mmaxred / Wx = 2955.62 < R = 2100 daN / cm2sx = Nmax / A + Mafred / Wx = 1220.715 < R = 2100 daN / cm2

0 cmsx = Naf / A + Mmaxred x y / Ix = 376.5267 < R = 2100 daN / cm2tmax = Tmax / ( hi x ti ) = #DIV/0!

#DIV/0!#DIV/0!

2.4. Verificarea stabilitatii generale a sectiuniiN / ( f x A ) + cx x Mx / [ fg x ( 1 - s / se ) x Wx ] = 2664.225 < R = 2100 daN / cm2unde: N = Naf = 46614

f = min ( fx, fy ) = 0.468cx = 0.626 ( STAS 10108/0-78, tab.28, pentru M2 / M1 = 0.2 )Mx = 7217400 daNcmfg = 0.88

376.526728000

ymax = h/2 + b/2 = 7.625 cm52818.1

3269440fyr = 0.673

78481.57 < R = 2100 daN / cm2

ye = yi = hi / 2 = 0 cm0

s = 376.5267376.5267

hi / ti = 0 < 100 x 2 x k3 / s x [ 2 - y + ( y2 + 4d2 )1/2] =

in care: k3 = 48 ( STAS 10108/0-78, tab.35, in functie de y )d = 0.07 x k3 x t / s = #DIV/0!

( t = Taf / ( hi x ti ) = #DIV/0! daN / mm2 )2.7. Verificarea necesitatatii rigidizarilor transversalehi / ti = 0 > 70 x ( 21 / R )1/2 = 57.15476 trebuie prevazute rigidizari transversale

R = 31.5 daN / mm2br >= hi / 30 + 40 = 40 adopt br = 100

( latimea rigidizarii )tr > = br / 15 = 6.666667 adopt tr = 8

( grosimea rigidizarii ) - distanta intre rigidizari trebuie sa satisfaca conditiile:

d < = 2 x hi = 0d < = 3 x ho' = 0

( ho' = hi / 0 mm )

- avand in vederea ca aceste eforturi au fost calculate in axa schemei statice a cadrului transversal ( axatreptei superioare a stalpului ), se procedeaza la reducerea eforturilor in axa geometrica a

0.2

152.5

- lungimea de flambaj in planul perpendicular pe planul cadrului

< R = 2100 daN / cm2

< 100 x 2 x k3 / s x [ 2 - y + ( y2 + 4d2 )1/2] =#DIV/0!

( STAS 10108/0-78, tab.35, in functie de y )

daN / mm2 )

calcul proiect metal

Documents