BREVIAR DE CALCUL CARACTERISTICILE 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 de functionare - avand in vedere datele din tema de proiectare, precum si dimensiunile halei, se alege din STAS 800-82 un pod PC12.10 cu urmatoarele caracteristici: 19800 lmin = 350 c1* = lmin + 400 =750 Lp* = L - 2 x c1* 18300 = Lp = 18300 750 Q= 16000 Gc = 410 Gp = 24300 Pnmax = 15000 A= 4500 B= 5900 - deschiderea halei - distanta de la fata stalpului superior la axul grinzii de rulare - distanta minima din axul stalpului superior la axul gr. de rulare - deschiderea maxima admisa a podului rulant - deschiderea podului rulant, conform STAS 800-82 - capacitatea podului rulant - greutatea caruciorului - greutatea podului, inclusiv caruciorul - apasarea maxima pe roata - ampatamentul podului ( ecartament E18 ) - lungimea totala a podului intre tampoane ( ecartament E18 )

regim greu de STAS 800-82

grinzii de rulare la axul gr. de rulare

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 = x ( b x Q x l ) 2/3, unde: = 0.0675 - coeficient functie de modul de executie al grinzii (sudat) si calit.otel = 0.45 - coeficient functie de natura incarcarii si schema statica Q= ( gplatf + p ) x l + P - incarcarea permanenta totala ce actioneaza asupra grinzii l= 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 platforma bs = 0.8 m - inaltimea sectiunii stalpului superior c1 = m 10 daN / m 150 daN / m2 30 daN / m P = n x Pmax 4 - apasarea maxima pe roata P = Q= - rezulta: 452 11.75592 daN / m 0

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

Q= Gc = 2

0 - capacitatea podului rulant - greutatea caruciorului

Pc = P = np x x Pnmax = 0 1.2 = 1.3 -coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare,capacitate pod,

Pcl = L = n0 x x Pnl = 0 1.3 = 1.8 - coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare capacitate pod,

Pct = H = n0 x x Pnt =

0

t) si calit.otel

a asupra grinzii

are,capacitate pod,

are 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 / m 0 daN / m m

Mmaxx = Pmax,i x hi x l Tmaxx = Pmax,i x hi

- momentul incovoietor maxim, pe directia x - 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

TABELUL 1

CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI PERMANENTE ( greutate proprie sina + greutate grin coef. de influenta - a coef. de influenta - a 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 20 11.3 0 0.034 0.059 0.073 0.078 0.072 0.057 0.031 -0.004 -0.05 -0.105 -0.105 -0.058 -0.02 0.008 0.025 0.033 0.03 0.018 -0.004 -0.037 -0.079 -0.079 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0.395 0.295 0.195 0.095 -0.005 -0.105 -0.205 -0.305 -0.405 -0.505 -0.605 0.526 0.426 0.326 0.226 0.126 0.026 -0.074 -0.174 -0.274 -0.374 -0.474 0.5 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

11.3

0

11.3

0

eutate proprie sina + greutate grinda de rulare )

TABELUL 2 CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI TEMPORARE ( pod rulant ) P - pe dir. x H - pe dir. yMmaxx Mmaxy Tmaxx Tmaxy ( daN ) ( daN ) ( daNm ) ( daNm ) ( daN ) ( daN ) 28548 1189 0 39910.1 2318.55 32033.71 51617.64 60290.52 58611.9 84210.89 5068.7 75538.01 57352.93 21822.09 -47001.4 -83091.8 -69771.3 2318.55 28548 1189 -83091.8 67772.95 -54275.5 26018.65 50358.67 69383.06 75258.24 5010.44 45043.03 42245.33 68263.98 12170.01 -28816.4 28548 1189 -28816.4

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 20

TABELUL 3

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20

0 1539.772 2671.956 3305.98 3532.417 3260.693 2581.382 1403.909 -181.15 -2264.37 -4755.18 -2626.67 -905.748 362.2992 1132.185 1494.484 1358.622 815.1732 -181.15 -1675.63 -3577.7

0 32033.71 51617.64 60290.52 58611.9 84210.89 75538.01 57352.93 21822.09 -47001.4 -83091.8 -54275.5 26018.65 50358.67 69383.06 75258.24 45043.03 42245.33 68263.98 12170.01 -28816.4

5068.7

5010.44

T

T

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9

11 12 13 14 15 16 17 18 19

1825.359 39910.1 1363.243 901.1268 439.0105 -23.1058 -485.222 -947.338 -1409.45 -1871.57 -2333.69 -2795.8 -69771.3 -51357.9 2430.732 67772.95 30317.97 1968.615 1506.499 1044.383 582.2665 120.1502 -341.966 -804.082 -1266.2 -1728.31 -2190.43 2310.582

2318.55

2318.55

0 1825.359 10 5226.53 20 4501.01

39910.1 65660.4 59180

2318.55 2318.55

92268 72568 9800 2100 1300

490 - se adopta: h= 800

816.6667

9.4 ti >= 1.5 x T /10.46654 = ( h x Rf ) 6.4 . - se adopta: ti = 18 8

3. Inaltimea totala optima a grinzii de rulare - hopt : hopt ~= k x Wnec / ti unde: k= 1.15 - pentru grinzi sudate cu sectiune constanta Wnec = Mmax / R = 4393.714 cm3 ti = 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 .

- se adopta:

20 36 20

54

3188.143 160 159.4071 600 200 266.6667

- se adopta:

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 greutate 0

1550 8000 0 9550

28985 4480000 0 4508985 rezulta Xcg = AiXi / Ai = 472.145

18.7 560 1150

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

2.3. Momente de inertie

0 0 0 0

0 0 0 0 0 0 0 rezulta Ix = Ix + Ay2 = 0

0 0 0 0

0 66666.67 80.8 66747.47

0 75.7855 0 80 8.785497 6174.797 15.5 45.3445 31869.92 95.5 38044.72 rezulta Iy = Iy + Ax2 = 104792.2

2.4. Modulul de rezistenta 0 0 cm #DIV/0! cm3

0 0 cm #DIV/0! cm3

0 0 cm #DIV/0! cm3

104792.2 67.7855 cm 1545.938 cm3 - modul rezistenta dupa axa y-y in raport cu punctul 3 Wy3 = Iy / x3 , unde: 104792.2 x3 = 41.2145 cm Wy3 = 2542.605 cm3 3. VERIFICARI LA S.L.U.R.

Mxg + MxP + MxL =

87471.58

- momentul incovoietor total pe directia x

3260.69 84210.89 0 0.06 m 5068.7 0 - ef.unitar normal in punctul 1 #DIV/0! - ef.unitar normal in punctul 2 #DIV/0! - momentul incovoietor total pe directia y

Mxg + MxP + MxL =

76752.72 1494.484 75258.24 0 0

- momentul incovoietor total pe directia x

5010.44

- momentul incovoietor total pe directia y

#DIV/0! 197.0593

- ef.unitar normal in punctul 1 0 - ef.unitar normal in punctul 3 0

Mxg + MxP + MxL =

87846.99 4755.177 83091.81 0 0 54153.65 2795.804 51357.85

- momentul incovoietor total pe directia x

0

- momentul incovoietor total pe directia y

- forta taietoare din incarcari permanente - forta taietoare din incarcari temporare

#DIV/0! s4 = Mx / Wx4 + N / A = < R s4 = #DIV/0!

- ef.unitar normal in punctul 1 0 - ef.unitar normal in punctul 4 0

t = Tx / ( hi x ti ) = < Rf ( aria talpii At = t= #DIV/0! sL = Pmax / ( z x ti ) = < R

- ef.unitar tangential in punctul 4 0 mm2 > 0.15 x A = 0 mm2 ) < Rf = - tensiunea locala in punctul 4 ( vezi figura 1 ) z = 50+2x( 60 + t ) = 170 sL = #DIV/0! 0 sech = ( s42 + sL2 - s4 x sL + 3 x t2 ) 1/2 = < m x R m= 1.25 - coeficient pentru zona de reazem sech = #DIV/0! < mxR= 0 Figura 1: repartizarea incarcarii locale la inima grinzii de rulare

3.4. Sectiunea 10: - forta taietoare maxima pe reazem Mxg + MxP + MxL = 67143.97 - momentul incovoietor total pe directia x 4755.177 62388.79 0 0 - momentul incovoietor total pe directia y 0 72567.11 2795.804 - forta taietoare din incarcari permanente 69771.31 - forta taietoare din incarcari temporare

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

0 0 0 0 0

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

- sageata se verifica in plan vertical si in plan orizontal, luand in calcul valoarea normata a solicitarilor 4.1. 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 0 -57009 41073 -51697 23907 l= = 1.2 2100000 0 #DIV/0! cm #DIV/0! cm 0 cm 0 cm cm - momentul maxim pe directia x, in deschiderea I

0 cm - sageata efectiva unde: 3213 104792.2 = #DIV/0! 0 cm

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

1. STABILIREA EFORTURILOR IN SECTIUNILE DE IMBINARE -12343 1499 -57140 -1226

Tyaf ~= T10,y,staf =

2. CALCULUL MARIMILOR STATICE ALE SECTIUNII TRANSVERSALE A GRINZII DE RULARE - se cunosc: b1 = t1 = b2 = t2 = hi = ti = d= - rezulta: Ai = hi x ti = At1 = b1 x t1 = At2 = b2 x t2 = Ixi = ti x hi3 / 12 = 0 0 0 0 0 - momentul de inertie al intregii sectiuni a gr.de rulare - aria sectiunii inimii - aria sectiunii talpii superioare - aria sectiunii talpii inferioare - momentul de inertie al sectiunii inimii

cm cm 0 cm 0 cm cm cm 0 cm

Mi = Mx x Ixi / Ix =

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

- momentul preluat de talpa superioara - momentul preluat de talpa inferioara - 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 sudura sa se execute in sectiuni decalate

4.1. Dimensiunile principale ale cordonului de sudura a1 = ti = 0 L1 = hi - 2 x a1 = 0 a2 = t = 0 L2 = b1 - 2 x a2 = 0 4.2. Calculul marimilor statice ale cordoanelor de sudura Asi = a1 x L1 = 0 Wxsi = a1 x L12 / 6 = 0 cm3 Ast = a2 x L2 = 0 Wyst = a2 x L22 / 6 = 0 cm3

- grosime cordon sudura inima - lungime cordon sudura inima - grosime cordon sudura talpi - lungime cordon sudura talpi

- arie cordon sudura inima - modul rezistenta cordon sudura inima - arie cordon sudura talpi - modul rezistenta cordon sudura talpi

5. VERIFICAREA EFORTURILOR UNITARE IN CORDOANELE DE SUDURA 5.1. Inima ssi = Mi / Wxs = tsi = Tx / Asi = sech = ( sis 2 + 3 x tis 2 )1/2 = 5.2. Talpa superioara sst1 = Nt1 / Ast + My / Wyst = tst1 = Ty / Ast1 = #DIV/0! #DIV/0! #DIV/0! < Ris = 1700 daN / cm2 < Rfs = 1300 daN / cm2 < Ris = 1700 daN / cm2

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

> Ris = 1700 daN / cm2 < Rfs = 1300 daN / cm2 < Ris = 1700 daN / cm2

#DIV/0!

< Rcs = 2100 daN / cm2

ituate de regula

sectiuni a gr.de rulare

- dimensiunile noilor a3 = t = L3 = v = - marimile statice ca Ast1 = a2 x L2 + 4 x a Wys,2 = Wys,3 = Wys,4 = - rezulta:

- avand in vedere ca cordonul de sudura de la talpa superioara nu este suficient pentru preluarea eforturilor, este necesar sa se prevada doua platbande suplimentare de-o parte si de

alta a inimii, la partea inferioara a talpii superioare, din tabla de 20 mm, conform figurii:

u= v=

100 75

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

0 cm3 0 cm3 0 cm3

CALCULUL RIGIDIZARILOR INIMII GRINZII DE RULARE - necesitatea rigidizarii inimii grinzii de rulare se verifica cu relatia h0 / ti > 70 x ( 21 / R ) 1/2 unde: h0 = hi = - inaltimea inimii ti = - grosimea inimii 21 daN/mm2 - rezistenta de calcul a otelului h0 / ti = #DIV/0! > 70 x ( 21 / R ) 1/2 = 70 deci rigidizarile sunt necesare

100 x ti =

0 #DIV/0! 0

0 mm, se calculeaza numarul de campuri 10

40 0

100

6.666667 0

8

unde 16 16 533.3333

5.773503 cm 0 0.99 57140 3607.323 3150

marul de campuri

VERIFICAREA STABILITATII LOCALE A TALPILOR SI INIMII GRINZII DE RULARE 1. 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 talpii sc = 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 = 80 hi = - inaltimea inimii ti = - 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: Taf = 0 - verificarea se face cu relatia: - momentul maxim ( in sectiunea 6 ) - forta taietoare aferenta ( aproximativ nula in sectiunea 6 )

[ ( s / scr + sL #DIV/0! + 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 cm My = #DIV/0! daN cm Wxnec = ( Mx + k x My ) / ( 1.1 x R ) = #DIV/0! k = Wx / Wy = 9 ( pentru profile I ) 2100 9800 451 Wx = 653 Wy = 72.2 h= 30 ti = 1.08 Sx = 381 sx = sy = s= Mx / Wx = My / Wy = Mx / Wx + My / Wy = Tx x Sx / ( ti x Ix ) = #DIV/0! #DIV/0! #DIV/0! #DIV/0!

cm3

cm3 cm3 cm cm cm3 2100 2100 2310 1300

2100000 sageata efectiva fx = ( 5 / 384 ) x ( qpnx x Lx4 ) / ( E x Ix ) = fy = ( 5 / 384 ) x ( qpny x Ly4 ) / ( E x Iy ) = #DIV/0! cm 0

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

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'2 y= M1Rx = #DIV/0! f= M1Cx = #DIV/0! L' = 7xd/8= 0 d= 0

- inlocuind termenii cunoscuti in ecuatia parabolei, se obtine:

z1 = z2 =

1700 5900

rmata pe pana

35 / 187.5 x1.25 mm

e pana sa se

unde:

m m

EVALUAREA INCARCARILOR SI CALCULUL STATIC AL FERMEI 1. EVALUAREA INCARCARILOR 1.1. Incarcari permanente - greutate proprie tabla cutata, tip 35 / 187.5 x 1.25 mm gtbn = 13.33 daN / m2 14.663 daN / m2 - greutate proprie pana, profil I 20 26.3 daN / m gpc = gpn x 1.1 = 28.93 daN / m

d=

16 daN / m2 m m

16 daN / m2 1.2. Incarcari variabile daN / m2 pzc = dF x pzn = 0 daN / m2 dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) = da = gpn = gtb + gpn + gfn = ppfn = ppfc = ppfn x 1.4 = 50 daN / m2 70 daN / m2

2.2

2. CALCULUL STATIC 2.1. Incarcari concentrate in noduri 0 0 100.663 - incarcarea transmisa de pana marginala - incarcarea transmisa de pana curenta

( qfc =

gtbc+ gfc+ pzc+ ppfc =

0

0 0 0

hr = h=

m m 0m

Nodul 1 0.994 0.109 cos b = sin b = 0.766 0.643

N1-2 x cos a + N1-7 x cos b = 0 N1-2 x sin a + V1 - N1-7 x sin b - Pm = 0 N1-2 = Nodul 2 0.994 0.109 N2-3 x cos a - N1-2 x cos a = 0 N2-3 x sin a - Pc - N1-2 x sin a - N2-7 = 0 N2-3 = -38033 0.687 0.726 N2-7 = -6361 cos b = sin b = 0.766 0.643 -38033 N1-7 = 44640

-26394

57497

a de pana marginala a de pana curenta

Lfx -45244 -45244 -93456 -93456 -107428 -107428 -101102 74510 103022 105627 58742 -6564 -6564 -6564 15261 -42973 26744 -16381 6120 2106 -9187 Calculul lungimilor de flambaj s-a facut astfel: Talpi: - in planul grinzii: lf = l - transversal planului grinzii: lf = l1 Diagonale si montanti de reazem: - in planul grinzii: lf = l - transversal planului grinzii: lf = l Celelalte zabrele: - in planul grinzii: lf = 0.8 x l - transversal planului grinzii: lf = l unde: 251.47 251.47 251.47 251.47 251.47 251.47 251.47 500 500 500 326.5 237.14 291.43 345.71 400 363.8 363.8 404.95 404.95 448.91 448.91 251.47 251.47 251.47 251.47 251.47 251.47 251.47 500 500 500 326.5 189.712 233.144 276.568 320 291.04 291.04 323.96 323.96 359.128 359.128

Lfy 750 750 750 500 500 500 500 750 500 500 750 237.14 291.43 345.71 400 363.8 363.8 404.95 404.95 448.91 448.91

l - lungimea elementului intre nodurile teoretice l1 - distanta intre nodurile fixate imotriva deplasarilor in planul transversal grinzii ( s-a prevazut 5 contravantuiri perpendiculare pe planul fermei impartind ferma in sase parti )

in sase parti )

Bara: Efort - N: Lungime flambaj - lfx: Lungime flambaj - lfy: Rezistenta de calcul - R: Grosime guseu - t: Anec = N / R = 50.29857 Aef = ix = iy = 1. Verificarea de rezistenta: s=N/A= 1920.491

105627 500 cm 500 cm 2100 10 aleg: 55 3.65 cm 5.35 cm cu: