Download - Plate Laj
DATE DE TEMA
D = 13.20m - deschiderea platformei
t =4.60m - traveea platformei H = 8.00m - cota superioara a platformei a = 1.90m - distanta maxima dintre grinzile secundare P1 = 20kN - incarcarea concentrata data de utilajul ce reazema pe platforma c = 4.0 KN/m2 - incarcare data de spatiul tehnic (instalatii) v1 = 2.5 KN/m2 - incarcare variabila v2 = 5.5 KN/m2 - incarcare variabila
Alegerea distantei dintre grinzile secundare: Se propune distanta egala de 1.90m intre grinzile secundare, pornind dinspre axul de simetrie
al platformei (axul B) catre axele “A” respectiv “C”. Adiacent axelor “A” si “C” distanta dintre grinzile secundare va fi de 1.80m.
CALCULUL PLATELAJULUI
Tipuri de table striata:
Evaluarea incarcarilor
S.L.S.: ∑∑ ⋅++ ikiIkjk QQG ,,0,, ψ
unde Ψ0,i este factorul de simultaneitate al efectelor pe structura ale actiunilor variabile Ψ0,i=0.7 S.L.U.: ∑∑ ⋅⋅+⋅+⋅ ikiIkjk QQG ,,0,, 5.15.135.1 ψ
Incarcari Tip Valoare [KN/m2]
S.L.S. S.L.U. Coeficient Valoare
[KN/m2] Coeficient Valoare
[KN/m2] Greutate proprie platelaj G 0.70 1.00 0.70 1.35 0.945
Inc. cvasipermanenta G 4.00 1.00 4.00 1.35 5.40 Inc. variabila v1 Q 2.50 0.70 1.75 1.05 2.625 Inc. variabila v2 Q 5.50 1.00 5.50 1.50 8.25
TOTAL pSLS=11.95 kN/m2 pSLU=17.22 kN/m2
Platelajul va fi alcatuit din tabla striata, rigidizata cu platbanda, din otel S235. Se recomanda ca distanta dintre rigidizari sa fie cuprinsa intre 250…400mm. Se alege distanta dintre rigidizari de d=350mm.
Incarcarea pe platelaj este uniform distribuita, pe tot platelajul
Sectiunea de calcul a platelajului tine seama de faptul ca o parte din tabla dintre doua rigidizari
(marcata cu * in figura de mai sus) poate voala datorita incovoierii; sectiunea de calcul este:
235
yf=ε →
1235235
==ε
Incarcarea aferenta
sectiunii de calcul este q=p x d
qSLU=pSLU x d →
qSLU = 17.22 x 350x10-3 = 6.027 kN/m
qSLS =pSLS x d →
qSLS = 11.95 x 350x10-3 = 4.183 kN/m
72,28
9,1027,68
22
max,=
⋅=
⋅=
aqMSLU
SLUEd
kN m
89,18
9,1183,48
22
max,=
⋅=
⋅=
aqMSLS
SLSEd
kN m
Sectiunea este solicitata la incovoiere. Din conditia de rezistenta (tensiunea maxima σ din incovoierea fie mai mica decat tensiunea admisibila) rezulta modulul de rezistenta necesar sectiunii:
y
MEdnec f
MW 0γ⋅= , unde 2235
mmNf y =
=0Mγ coeficient partial de siguranta pentru rezistenta sectiunilor transversale; =0Mγ 1.0
→ 336 1057.11235
0.11072.2 mmWnec ⋅=⋅=
Se propune grosimea tablei striate de 6mm si grosimea rigidizarii tot de 6mm; rezulta sectiunea de calcul a platelajului, cu urmatoarele dimensiuni: tpl= 6 mm bpl= 186 mm tr= 6 mm hr= 80 mm
Se determina pozitia centrului de greutate a sectiunii; zCG – este distanta dintre centrul de
greutate al sectiunii si fata exterioara a tablei striate
∑∑ ⋅
=i
iiCG A
zAz →
mmzCG 93.15159625428
68061864668036186
==⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅
=
Se calculeaza caracteristicile geometrice ale sectiunii:
( )∑ ∑ ⋅+= −− iiiyyyy zAII , →
( ) ( ) ( ) ( ) 432233
109.8799.154680639.15618612806
126186 mmI yy ⋅=−⋅⋅+−⋅⋅+
⋅+
⋅=−
maxzI
W yyy
−= → 333
1055.12)9.1586(
109.879 mmWy ⋅=−⋅
=
Se verifica conditia de dimensionare necy WW ≥ → 12.55·103 mm3 > 11.57·103mm3
Pentru o dimensionare economica, se recomanda ca necy WW ≤⋅9.0
0.9 ·12.55·103 mm3 = 11.3 ·103 mm3 (< 11.57·103mm3)
Verificarea de rezistenta (S.L.U.)
1,
≤Rdc
Ed
MM
, unde 0
min,,M
yelRdc
fWM
γ⋅= , ,iar 33
min, 1055.12 mmWW yel ⋅==
kNmkNmmM Rdc 95.210949.20.1
2351055.12 63, ≅⋅=⋅⋅=
922.095.272.2
= (<1)
Verificarea de deformabilitate (S.L.S.)
admff ≤max
in lipsa unor limitari tehnologice ale deformatiilor, deformata platelajului se limiteaza la:
200afadm = → mmfadm 50.9
2001900
==
yy
SLS
IEaqf−⋅⋅
⋅=4...
max 3845 → mmf 84.3
109.879101.21900183.4
3845
35
4
max =⋅⋅⋅
⋅⋅= (< 9.50mm)
CALCULUL GRINZII SECUNDARE Evaluarea incarcarilor Evaluarea incarcarilor uniform distribuite pe toata suprafata platformei, preluate de catre grinzile
secundare:
Incarcarea concentrata la nivelul grinzilor secundare provenita din greutatea proprie a utilajului
este: P1
S.L.S=20 kN; P1
S.L.U.=1.35 x 20 = 27 kN
Schema statica si calculul eforturilor sectionale qSLU=pSLU x a → qSLU=17.49 x 1.9 = 33.23kN/m qSLS=pSLS x a → qSLS=12.15 x 1.9 = 23.09kN/m
281
2 tPtqMSLUSLU
SLUEd
⋅+
⋅=
kNmM SLUEd 9.120
26.427
86.423.33 2
=⋅
+⋅
=
281
2 tPtqMSLSSLS
SLSEd
⋅+
⋅=
kNmM SLSEd 1.107
26.420
86.409.23 2
=⋅
+⋅
=
Dimensionare (la S.L.U.)
y
MSLUEdnec f
MW 0γ⋅= , unde 2235
mmNf y = iar =0Mγ 1.0
→ 336 105.514235
0.1109.120 mmWnec ⋅=⋅⋅=
A. Sectiune din profil laminat la cald (INP)
Incarcari Tip
Valoare [KN/m2]
S.L.S. S.L.U. Coeficient Valoare
[KN/m2] Coeficient Valoare
[KN/m2]Greutate proprie platelaj G 0.70 1.00 0.70 1.35 0.945 Greutate proprie grinda secundara G 0.20 1.00 0.20 1.35 0.27 Inc. cvasipermanenta G 4.00 1.00 4.00 1.35 5.40 Inc. variabila v1 Q 2.50 0.70 1.75 1.05 2.625 Inc. variabila v2 Q 5.50 1.00 5.50 1.50 8.25
TOTAL pSLS=12.15 kN/m2 pSLU=17.49 kN/m2
Daca utilizam un profil laminat la cald, va trebui sa alegem din tabel un profil cu modulul de rezistenta mai mare decat cel necesar:
Tabel 1: caracteristici geometrice ale profilelor INP
Din tabelul de mai sus observam ca profilul INP 280 are Wel,y=542·103mm3, deci poate fi utilizat
ca sectiune a grinzii secundare. Dimensiunile profilului sunt: b=119mm; tw=10.1mm; tf=15.2mm; h=280mm Masa unitara: m =47.9 kg/m B. Sectiune din table sudate
33105.514 mmWnec ⋅= Grosimea tablelor utilizate este: tw, tf ={5; 6; 7; 8; 9; 10; 12; 14l 15; 16; 18; 20; 22; 25; 30; 35, 40, 45...}mm Se recomanda ca latimea tablelor utilizate se va modula la 5mm, 10mm sau 50mm in functie de latime, astfel:
- pentru latimi mai mici de 100mm, tablele se vor modula la multiplu de 5mm;
- pentru latimi cuprinse intre 100…500mm, tablele se vor modula la multiplu de 10mm;
- pentru latimi cuprinse intre 500…1000mm, tablele se vor modula la multiplu de 5mm;
Se propune o grosime pentru tabla folosita la inima grinzii: tw=5mm
w
necoptimw t
Wh ⋅= 15.1 → mmhoptimw 369
5105.51415.1
3
=⋅
⋅=
Se alege inaltimea inimii multiplu de 10mm, hw=370mm
Se verifica supletea inimii grinzii: ε⋅≤124w
w
th , unde 1
235235
235=== yf
ε
745
370==
w
w
th (<124)
Se propune o grosime pentru tabla folosita la talpi de tf=(1.2…2.2)tw →tf =8mm Se calculeaza aria necesara a unei talpi:
6
ww
w
nectalpanec
thh
WA ⋅−≅ → 2
3
10826
5370370
105.514 mmAtalpanec =
⋅−
⋅≅
Se determina latimea necesara a talpii:
f
talpanec
nec tAb = → mmbnec 3.135
81082
==
Latimea talpii va trebui sa fie mai mare decat cea necesara, multiplu de 10mm. Se propune latimea talpii b=140mm
Se verifica supletea talpii: ε⋅≤
−
142f
w
t
tb
→ 44.882
5140
≤
−
(<14)
Sectiunea grinzii secundare este: Caracteristicile geometrice: Moment de inertie in rapoar cu axa y-y:
( )233
22
122
12 ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=−
fwf
fwwyy
thtb
tbhtI
( ) 46233
1013.1012
83708140212
81402123705 mmI yy ⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=−
Aria sectiunii inimii:
www htA ⋅= → 218503705 mmAw =⋅= Modulul de rezistenta:
fw
yyyyyel
thI
zI
W+
== −−
2max
, → 336
, 105248
2370
1013.101 mmW yel ⋅=+
⋅=
Se verifica: necyel WW ≥, → 514.5·103 mm3 > 524·103mm3
Aria sectiunii: bthtA fww ⋅⋅+⋅= 2 → 24090140823705 mmA =⋅⋅+⋅=
Masa unitara: m = A · 1.00m ·7850kg/m3 = 4090 ·10-6 ·1.0 ·7850 = 32.1 kg/m Obs: se poate observa ca greutatea unitara a sectiunii alcatuita din table sudate este mai mica
decat greutatea unitara a sectiunii alcatuita din profile laminate la cald.
Verificari de rezistenta (SLU)
kNPtqV 93.1162
2736.423.3323 1 =
⋅+⋅=
⋅+⋅=
kNVVEd 93.116max ==
kNxqVVEd 72.7815.123.3393.11611 =⋅−=⋅−=
21
111 xxqxVM Ed ⋅⋅−⋅=
kNmM Ed 5.112215.115.123.3315.193.1161 =⋅⋅−⋅=
281
2max tPtqM Ed
⋅+
⋅=
kNmM Ed 9.1202
6.4278
6.423.33 2max =
⋅+
⋅=
I. Verificarea in sectiunea centrala: M= MEd
max=120.9 kNm, V=0
1,
≤Rdc
Ed
MM , unde
0min,,
M
yelRdc
fWM
γ⋅= ,
A. Sectiunea din profil laminat INP 280:
Wel, y=542·103mm3
kNmkNmmM Rdc 4.1271037.1270.1
23510542 63, ≅⋅=⋅⋅=
949.04.1279.120= (<1)
B. Sectiunea din table sudate:
Wel, y=524·103mm3
kNmkNmmM Rdc 1.1231014.1230.1
23510524 63, ≅⋅=⋅⋅=
982.01.1239.120= (<1)
II. Verificarea in sectiunea de reazem: M= 0 ; V=VEd
max=116.93kN
( ) 13/ 0
≤⋅ My
Ed
f γτ
A. Sectiunea din profil laminat INP 280: Aw=2670 mm2
w
Ed
wyy
EdEd A
VtISV
≅⋅⋅
=−
τ → 2
3
79.432670
1093.116mm
NEd =
⋅=τ
( ) ( ) 323.00.13/235
79.433/ 0
=⋅
=⋅ My
Ed
f γτ (<1)
B. Sectiunea din table sudate: Aw=1850 mm2
w
Ed
wyy
EdEd A
VtISV
≅⋅⋅
=−
τ → 2
3
21.631850
1093.116mm
NEd =
⋅=τ
( ) ( ) 466.00.13/235
21.633/ 0
=⋅
=⋅ My
Ed
f γτ (<1)
Obs.
Relatia aproximativa a tensiunilor tangentiale w
EdEd A
V≅τ este valabila numai daca Af/Aw ≥ 0.6:
- Sectiunea din profil IPE: Af/Aw=(119·15.2)/2670=0.677 - Sectiunea din table sudate: Af/Aw=(140·8)/(370·5)=0.605 Daca se tine seama de slabirea sectiunii in zona de rezemare a grinzii secundare pe grinda principala, verificarea sectiunii alcatuita din table sudate se face in sectiunea slabita.
mmA
zAz
i
iiCG 9,108
34058140178340548140
=⋅+⋅
⋅⋅+⋅⋅=
⋅=∑∑
33109,1422
1,23951,239 mmS ⋅=⋅⋅= ; 331049,1179,1048140* mmS ⋅=⋅⋅=
442233
10824,361,6934059,1048140123405
128140 mmI yy ⋅=⋅⋅+⋅⋅+
⋅+
⋅=−
26
33max 75,90
510824,36109,1421093,116
mmN
tISV
wyy
EdEd =
⋅⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅
=−
τ
26
33** 61,74
510824,361049,1171093,116
mmN
tISV
wyy
EdEd =
⋅⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅
=−
τ
26
33*** 66,2
14010824,361049,1171093,116
mmN
bISV
yy
EdEd =
⋅⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅
=−
τ
Verificarea tensiunii maxime:
( ) ( ) 669.00.13/235
75,903/ 0
=⋅
=⋅ My
Ed
f γτ (<1)
III. Verificarea in sectiunea 1-1 (la distanta de 0.25·t fata de un reazem): M=MEd
1=112.5kNm ; V=VEd1=78.72 kN
1/
3/
2
0
2
0
≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ
, unde zIM
yy
EdEd ⋅=
−
σ , si w
EdEd A
V=τ
Obs. Deoarece sectiunea este constanta pe toata lungimea grinzii secundare, iar M1<Mmax si V1<Vmax, nu mai este necesara verificarea la σmax sau τmax; verificarea sectiunii se va face la legatura dintre inima si talpa, acolo avem tensiuni σ si τ.
A. Sectiunea din profil laminat INP 280: Iy-y=75.9· 106 mm4; Aw=2670 mm2
zIM
yy
EdEd ⋅=
−
σ →
26
6
166112109.75105.112
mmN
Ed =⋅⋅⋅
=σ
w
EdEd A
V=τ →
2
3
48.292670
1072.78mm
NEd =
⋅=τ
546.0047.0499.00.1/235
48.2930.1/235
166/
3/
222
0
2
0
=+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛=⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ (<1)
B. Sectiunea din table sudate: Iy-y=101.13· 106 mm4; Aw=1850 mm2
zIM
yy
EdEd ⋅=
−
σ →
26
6
2061851013.101105.112
mmN
Ed =⋅⋅⋅
=σ
w
EdEd A
V=τ →
2
3
43.421850
1072.78mm
NEd =
⋅=τ
866.0098.0768.00.1/235
43.4230.1/235
206/
3/
222
0
2
0
=+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛=⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ (<1)
Verificari de deformabilitate (SLS)
admff ≤max In lipsa unor limitari tehnologice ale deformatiilor, deformata grinzii secundare se limiteaza la:
250tfadm = →
mmfadm 40.182504600
==
fmax=f1+f2+f3 Nota: verificarile de deformabilitate se vor face pentru sectiunea cu momentul de inertie mai mic (sectiunea alcatuita din table sudate).
yy
SLS
IEtqf
−⋅⋅
⋅=4...
1 3845 → mmf 34.6
1013.101101.2460009.23
3845
65
4
1 =⋅⋅⋅
⋅⋅=
yy
SLS
IEtPf−⋅⋅
⋅=3
12 48
1 → mmf 91.11013.101101.2
46001020481
65
33
2 =⋅⋅⋅
⋅⋅⋅=
yy
SLS
IEtPf−⋅⋅
⋅=3
13 384
11 → mmf 63.21013.101101.2
4600102038411
65
33
3 =⋅⋅⋅
⋅⋅⋅=
fmax=6.34 + 1.91 + 2.63 =10.88 (<18.40)
CALCULUL GRINZII PRINCIPALE Evaluarea incarcarilor Evaluarea incarcarilor uniform distribuite pe toata suprafata platformei, preluate de catre grinzile
principale:
qutilaj = (nr. gr. sec. x 3 x P1
S.L.S )/(2 D x t) =( 15 x 3 x 20 kN) / (2 x 13.2m x 4.6) = 7.411 kN/m2
Schema statica si calculul eforturilor sectionale qSLU=pSLU x t/2 → qSLU=16.92 x (4.6/2) = 38.92kN/m qSLS=pSLS x t/2 → qSLS=12.53 x (4.6/2) = 28.82kN/m uSLU=vSLU x t/2 → uSLU=10.88 x (4.6/2) = 25.02kN/m uSLS=vSLS x t/2 → uSLS = 7.25 x (4.6/2) = 16.68kN/m
Starea de eforturi se va calcula pentru 2 ipoteze de calcul:
- Ipoteza 1: incarcarea variabila este distribuita pe intreaga suprafata a platformei - Ipoteza 2: incarcarea variabila este distribuita doar pe o singura deschidere (pe jumatate din
platforma)
Incarcari Tip
Valoare [KN/m2]
S.L.S. S.L.U. Coeficient Valoare
[KN/m2] Coeficient Valoare
[KN/m2]Greutate proprie platelaj G 0.70 1.00 0.70 1.35 0.945 Greutate proprie grinda secundara G 0.20 1.00 0.20 1.35 0.27 Greutate proprie grinda principala G 0.22 1.00 0.22 1.35 0.297 Greutate utilaj G 7.411 1.00 7.411 1.35 10.005 Inc. cvasipermanenta G 4.00 1.00 4.00 1.35 5.40
TOTAL pSLS=12.53 kN/m2 pSLU=16.92 kN/m2 Inc. variabila v1 Q 2.50 0.70 1.75 1.05 2.625 Inc. variabila v2 Q 5.50 1.00 5.50 1.50 8.25
TOTAL vSLS=7.25 kN/m2 vSLU=10.88 kN/m2
IPOTEZA 1
mkNDuqM
mkNDuqM
kNVVV
kNDuqVkNDuqVV
rIEd
cIEd
BdrI
EdstI
Ed
B
cA
⋅=⋅+⋅=⋅+=
⋅=⋅+⋅=⋅+=
====
=⋅+⋅=⋅+==⋅+⋅=⋅+==
13932,13)02,2592,38(125,0)(125,0
9,7792,13)02,2592,38(07,0)(07,0
5,5272/10552/
10552,13)02.2592.38(25.1)(25,15,3162,13)02,2592,38(375,0)(375,0
22,
22,
,,
IPOTEZA 2
mkNDuqM
mkNDuqM
kNDqVkNDuqV
kNDuqV
rIIEd
cIIEd
A
B
C
⋅=⋅⋅+⋅=⋅+=
⋅=⋅⋅+⋅=⋅+=
=⋅⋅−⋅=⋅−==⋅⋅+⋅=⋅+==⋅⋅+⋅=⋅+=
33,112220,13)02,25063,092,38125,0()063,0125,0(
21,89320,13)02,25096,092,3807,0()096,007,0(
85,17120,13)02,25063,092,38375,0()063,0375,0(6,84820,13)02,25625,092,3825,1()625,025,1(
98,33620,13)02,25437,092,38375,0()437.0375.0
22,
22,
DIMENSIONARE Grinda principala va avea sectiunea variabila, insa pastrand inaltimea grinzii constanta. Sectiunea din zona reazemului central (S1) va fi dimensionata la un moment MEd
r= max(MEdI,r,MEd
II,r) iar sectiunea din camp (S2) va fi dimensionata la un moment MEd
c= max(MEdI,c,MEd
II,c) MEd
r=max (MEdI,r, MEd
II,r) = max (1393 ;1122,3) = 1393 kNm MEd
c=max (MEdI,c, MEd
II,c)= max (779,9; 893,21) = 893,21 kNm Pentru a dimensiona inima grinzii principale, se calculeaza un moment ponderat M* pe toata lungimea grinzii principale, ca medie a celor doua momente: moment de dimensionare a sectiunii in camp si moment de dimensionare a sectiunii in reazem.
mDmDMDMM
cEd
rEd
3,022)3,0275,02(25,02*
⋅+⋅⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅⋅
=
30,0220,132)3,0220,1375,02(21,89320,1325,021393*
⋅+⋅⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅⋅
=M
mkNM ⋅=⋅+⋅
= 4,10150,27
4,2021,89360,61393*
Se calculeaza modulul de rezistenta necesar, pentru un element incovoiat, solicitat la momentul ponderat M*
y
M
fMW
nec
0* * γ⋅= , unde 2235
mmNf y = iar =0Mγ 1.0
→ 336* 104321235
0.1104,1015 mmWnec
⋅=⋅⋅=
Se propune o grosime pentru tabla folosita la inima grinzii: tw=8 mm
w
optimw t
Wh nec
*
15.1 ⋅= → mmhoptimw 2,845
810432115.1
3
=⋅
⋅=
Se alege inaltimea inimii multiplu de 50mm, hw=850 mm
Se verifica supletea inimii grinzii: ε⋅≤124w
w
th , unde 1
235235
235=== yf
ε
25,1068
850==
w
w
th (<124)
DIMENSIONAREA TALPII DIN SECŢIUNEA REAZEMULUI CENTRAL (S1) Se calculeaza modulul de rezistenta necesar:
y
MrEd
r
fMW
nec
0γ⋅= , unde 2235
mmNf y = iar =0Mγ 1.0
→ 336 105928235
0.1101393 mmW rnec
⋅=⋅⋅=
Se propune o grosime pentru tabla folosita la talpi de tf=(1.2…2.2) tw →tf,1 =15mm Se calculeaza aria necesara a unei talpi:
6
ww
w
rtalpanec
thh
WA nec ⋅
−≅ → 23
58416
8850850
105928 mmAtalpanec =
⋅−
⋅≅
Se determina latimea necesara a talpii:
1,
,1f
talpanec
nec tAb = → mmb nec 4,389
155841
,1 ==
Latimea talpii va trebui sa fie mai mare decat cea necesara, multiplu de 10mm. Se propune latimea talpii b1=400 mm
Se verifica supletea talpii: ε⋅≤
−
1421,
1
f
w
t
tb
→ 07.13152
8400
≤
−
(<14)
DIMNENSIONAREA TĂLPII DIN SECŢIUNE CENTRALĂ (S2)
Se calculeaza modulul de rezistenta necesar:
y
McEd
c
fMW
nec
0γ⋅= , unde 2235
mmNf y = iar =0Mγ 1.0
→ 336 103801235
0.11021,893 mmW cnec
⋅=⋅⋅=
Se propune aceeasi grosime de tabla pentru talpa, ca si in sectiunea de reazem →tf,2 =15mm Se calculeaza aria necesara a unei talpi:
6
ww
w
ctalpanec
thh
WA nec ⋅
−≅ → 23
33386
8850850
103801 mmAtalpanec =
⋅−
⋅≅
Se determina latimea necesara a talpii:
2,
,2f
talpanec
nec tAb = → mmb nec 5,222
153338
,2 ==
Latimea talpii va trebui sa fie mai mare decat cea necesara, multiplu de 10mm. Se propune latimea talpii b2=230 mm
Se verifica supletea talpii: ε⋅≤
−
1422,
2
f
w
t
tb
→ 4,7152
8230
≤
−
(<14)
CARACTERISTICILE GEOMETRICE ALE SECTIUNILOR
A. SECTIUNEA DE REAZEM (S1) Moment de inertie in raport cu axa y-y:
( )2
1,1,1
31,1
31
22
122
12 ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
fwf
fwwS thtb
tbhtIyy
( ) 46233
1 1026542
1585015400212
154002128508 mmI S
yy⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
Aria sectiunii inimii: www htA ⋅= → 268008508 mmAw =⋅=
B. SECTIUNEA DIN CAMP (S2)
( )2
2,2,2
32,2
32
22
122
12 ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
fwf
fwwS thtb
tbhtIyy
( ) 46233
2 1017002
1585015230212
152302128508 mmI S
yy⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
VERIFICARI DE REZISTENTA
A. VERIFICAREA SECTIUNII DIN REAZEMUL CENTRAL Solicitari: M=MEd
r = 1393, kNm ; V=VEdI,st
= VEdI,dr
=527,5 kN
A.1: Verificarea la moment maxim:
1,
≤rRdc
r
MM
Ed , unde 0
min,,,M
yryel
rRdc
fWM
γ⋅= ,
1,
1
max
1
min,,
2 fw
SSr
yel
thI
zI
W yyyy
+== −− → 33
6
, 108,603115
2850
102654 mmW yel ⋅=+
⋅=
mkNmmNM rRdc ⋅=⋅⋅=⋅⋅= 5,1417105,1417
0,1235108,6031 63
,
983,05,1417
1393
,
==rRdc
r
MM
Ed (<1) – se verifica
A.2: Verificarea la forta taietoare (verificarea la tensiune tangentiala maxima):
( ) 13/ 0
≤⋅ My
Ed
f γτ
w
Ed
w
I
Ed AV
tISV
yy
Ed ≅⋅
⋅=
−
1τ → 2
3
57,776800
105,527mm
NEd =
⋅=τ
( ) ( ) 572.00.13/235
57,773/ 0
=⋅
=⋅ My
Ed
f γτ (<1) – se verifica
A.3: verificarea in punctul critic al sectiunii transversale (legatura dintre inima si talpa):
1/
3/
2
0
2
0
≤⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ
, unde
*1 z
IM
yy
Ed
r
Ed ⋅=−
σ , si
w
r
Ed tISV
yy
Ed
⋅⋅
=−
1τ , in care
VEd – este valoarea de calcul a fortei de forfecare (a fortei taietoare) S – este momentul static al sectiunii situate deasupra punctului considerat Iy-y – este momentul de inertie la incovoiere al intregii sectiuni, in zona reazemului central al
grinzii principale (S1) tw – este grosimea peretelui in punctul considerat
26
6
1*
1 1,2232
850102654101393
2 mmNh
IM
zIM
wS
r
S
r
Edyy
Ed
yy
Ed =⋅⋅⋅
=⋅=⋅=−−
σ
331,1,1 102595
215
2850)15400(
22)( mm
thtbS fwf ⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⋅⋅= ;
26
33
47,648102654
102595105,527mm
NtISV
wyy
r
EdEd =
⋅⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅
=−
τ
127,1226,0901,00,1/235
47,6430,1/235
1,223/
3/
222
0
2
0
=+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛=⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ >1
Verificarea nu este satisfacuta → redimensionam sectiunea de reazem: Se propune marirea latimii talpilor
Se propune latimea talpii b1=420 mm
Se verifica supletea talpii: ε⋅≤
−
1421,
1
f
w
t
tb
→ 73.13152
8420
≤
−
(<14)
( ) 46233
1 106,27662
1585015420212
154202128508 mmI S
yy⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
26
6
1 2142
850106,2766
101393mm
NzIM
S
r
Edyy
Ed =⋅⋅⋅
=⋅=−
σ
331,1,1 102725
215
2850)15420(
22)( mm
thtbS fwf ⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⋅⋅=
26
33
95,648106,2766
102725105,527mm
NtISV
wyy
r
EdEd =
⋅⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅
=−
τ
058,1229,0829,00,1/235
95,6430,1/235
214/
3/
222
0
2
0
=+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛=⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ >1
Relatia nu este verificata, se propune marirea sectiunii. Daca se mareste mai mult latimea talpii la b1=430 mm, atunci supletea talpii va fi:
07.14152
8430
≤
−
(>14) → trebuie marita grosimea talpii.
Se propune tf,2 =16mm, iar latimea talpii b1=420 mm
( ) 46233
1 1029302
1685016420212
164202128508 mmI
yy⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
26
6
1 1,2022
850102930101393
mmNz
IM
yy
Ed
r
Ed =⋅⋅⋅
=⋅=−
σ
331,1,1 102910
216
2850)16420(
22)( mm
thtbS fwf ⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟⎟
⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⋅⋅=
26
33
5,658102930
102910105,527mm
NtISV
wyy
r
EdEd =
⋅⋅⋅⋅⋅
=⋅⋅
=−
τ
973,0233,0740,00,1/235
5,6530,1/235
1,202/
3/
222
0
2
0
=+=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛=⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛+⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛
My
Ed
My
Ed
ff γτ
γσ (<1)
– se verifica Obs: nici o dimensiune a sectiunii transversale nu a fost micsorata, si deci nu este nevoie de refacerea celorlalte verificari. Verificarea sectiunii de reazem (verificare exprimata in eforturi sectionale)
1,
≤rRdc
r
VV
Ed , unde 23
0, 6,92210
0,132356800
3 mmNf
AVM
yw
rRdc =⋅
⋅⋅=
⋅⋅= −
γ
Aw = hw·tw = 850 · 8 = 6800mm2
583,06,9225,537
,
==rRdc
r
VV
Ed
Daca 5,0,
≤rRdc
r
VV
Ed → 0
1
M
ySy
rRd
fWM
γ⋅=
Daca 5,0,
>rRdc
r
VV
Ed → ( )0
1 1M
ySy
rRd
fWM
γρ ⋅−⋅= , unde
027,016,922
5,537212 22
,
=⎟⎠
⎞⎜⎝
⎛ −⋅
=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−
⋅= r
Rdc
rEd
VVρ
366
max
11 10767,6
2/)16850(102930 mm
zI
W yySy ⋅=
+⋅
== − →
( ) kNmM rRdc 154710
0,1235027,0110767,6 66
, =⋅⋅−⋅⋅= −
1,
≤rRdc
r
MM
Ed → 900,015471393
=
B. VERIFICAREA SECTIUNII DIN CAMP Solicitari: M=MEd
c = 893,21 kNm ; V=0
1,
≤cRdc
c
MM
Ed , unde 0
min,,,M
ycyel
cRdc
fWM
γ⋅= ,
2,
2
max
2
min,,
2 fw
SSc
yel
thI
z
IW yyyy
+== −− → 33
6
, 106,386315
2850
101700 mmW yel ⋅=+
⋅=
mkNmmNM cRdc ⋅=⋅⋅=⋅⋅= 95,9071095,907
0,1235106,3863 63
,
984,095,90721,893
,
==cRdc
c
MM
Ed (<1) – se verifica
VERIFICAREA DE DEFORMABILITATE Verificarea de deformabilitate se calculeaza cu valorile incarcarilor din gruparea de incarcari la Starea Limita de Serviciu (SLS) Deformata maxima de obtine in mijlocul deschiderii grinzii, in ipoteza II de incarcari (situatia in care incarcarea variabila se afla numai pe o jumatate din platforma).
admff ≤max
in lipsa unor limitari tehnologice ale deformatiilor, deformata grinzii principale se limiteaza la:
350Dfadm = → mmfadm 7,37
35013200
==
Deformata maxima a grinzii se poate calcula prin metoda suprapunerii efectelor:
2
4......
1)(
3845
S
SLSSLS
yyIE
Duqf−
⋅⋅+
⋅= →
mmf 38,50101700101.2
13200)68,1682,28(384
565
4
1 =⋅⋅⋅⋅+
⋅=
2
2,
2 161
S
rSLS
yy
Ed
IEDM
f−
⋅
⋅⋅= , unde →
2, )063,0125,0( DuqM rIIEd ⋅+=
2, 20,13)68,16063,082,28125,0( ⋅⋅+⋅=rIIEdM
mkNM rIIEd ⋅= 8,810,
mmf 73,24101700101.2
13200108,810161
65
26
1 =⋅⋅⋅
⋅⋅⋅=
mmfff 85,2573,2458,5021max =−=−= (< admf ) – se verifica
VERIFICAREA IMPOTRIVA PIERDERII LOCALE A STABILITATII INIMII GRINZII PRINCIPALE Verificarea panoului de inima se face la solicitarile maxime MEd si VEd MEd = 1393 kNm VEd = 527,5 kN a = distanta dintre rigidizarile transversale a = 1900mm Observatie: nu este necesara rezistenta la voalare din forfecare daca
τεη
kth
w
w ⋅≤31 ,
unde η = 1,2 pentru oteluri cu fy≤460 N/mm2 iar kτ este un coeficient de voalare:
daca 1≥wh
a atunci 2
0,434,5 ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+=
ahk w
τ
daca 1<wh
a atunci 2
34,50,4 ⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+=
ahk w
τ
124,2850
1900≥==
wha → 14,6
19008500,434,5
2
=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅+=τk
01,6414,612,1
3131=⋅⋅=⋅ τε
ηk → este necesara verificarea de voalare
36
max
10767,6 mmzI
W yyy ⋅== − ;
362
62
, 10804,56
885010767,66
mmthWW wwyyf ⋅=
⋅−⋅=
⋅−=
Se verifica daca 0,1/ 0
1 ≤⋅
=Myy
Ed
fWM
γη → 1876,0
0,1/23510767,6101393
6
6
1 <=⋅⋅⋅
=η
Se calculeaza tensiunea ⎥⎦⎤
⎢⎣⎡
⎟⎠⎞
⎜⎝⎛⋅= 2
2
190000mm
Ndtw
Eσ , unde d = min{a, hw} →
d = min (1900mm; 850mm) = 850mm → 2
2
83,16850
8190000mm
NE =⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛⋅=σ
Se calculeaza tensiunea critica de voalare elastica τστ kEcr ⋅= → 23,10314,683,16mm
Ncr =⋅=τ
Se determina coeficientul 508,13,103
235, ===cr
wyw
fτ
λ
Se calculeaza wχ astfel:
ηχ =w daca ηλ /83,0≤w
ww λχ /83,0= daca 08,1/83,0 << wλη
)7,0/(37,1 ww λχ += daca 08,1≥wλ
In situatia noastra, 08,1>wλ → )508,17,0/(37,1 +=wχ =0,620
Se determina 1
, 3 M
wwywwRdbw
thfV
λχ
⋅
⋅⋅⋅= → kNV Rdbw 45,57210
0,138850235620,0 3
, =⋅⋅
⋅⋅⋅= −
Se calculeaza ⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅⋅⋅
+⋅= 2
6,125,0
ww
f
httb
ac → mmc 5,4788508
164206,125,01900 2 =⎟⎠⎞
⎜⎝⎛
⋅⋅⋅
+⋅=
Se determina 362
62
, 10804,56
885010767,66
mmthWW wwyyf ⋅=
⋅−⋅=
⋅−=
Se determina 0
,,M
yyfRdf
fWM
γ⋅= → kNmM Rdf 136410
0,123510804,5 66
, =⋅⋅⋅= −
Se calculeaza ⎟⎟
⎠
⎞
⎜⎜
⎝
⎛
⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−⋅
⋅⋅⋅
=2
,1
2
, 1Rdf
Ed
M
yfffRdbf M
Mc
ftbV
γ →
kNNV Rdbf 27,22269136413931
0,15,47823516420 22
, −=−=⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⎟⎠⎞
⎜⎝⎛−⋅
⋅⋅⋅
=
Se calculeaza capacitatea de rezistenta la forfecare Vb,Rd kNVVV RdbfRdbwRdb 18,57027,245,572,,, =−=+=
Se verifica daca 1
, 3 M
wwywRdb
thfV
λη
⋅
⋅⋅⋅≤
kNthf
M
wwyw 1107100,13
88502352,13
3
1
=⋅⋅
⋅⋅⋅=
⋅
⋅⋅⋅ −
λη
→ 570,18 < 1107 – se verifica
Se determina Rdb
Ed
VV
,3 =η → 918,0
7,5745,527
3 ==η
Se verifica daca 13 ≤η → se verifica (daca nu, se mareste tw)
Se verifica daca ( ) 1121 23
,1 ≤−⋅⎟
⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛−+ ηη
y
yf
WW
( ) 975,0699,0142,0876,01918,0210767,610804,51876,0 2
6
6
=⋅+=−⋅⋅⎟⎟⎠
⎞⎜⎜⎝
⎛⋅⋅
−+ → se verifica
DIMENSIONAREA IMBINARII DE MONTAJ Imbinarea de montaj se realizeaza la distanta de 0,25D (0,25·13,2m=3,30m) fata de reazemul central (din axul B). Se verifica distanta dintre axul imbinarii si cea mai apropiata rigidizare verticala de pe inima grinzii. Aceasta trebuie sa fie cel putin 400mm pentru a se putea realiza imbinarea.
EVALUAREA INCARCARILOR
qSLU= 38,92kN/m; uSLU=25,02kN/m kNDuqV I
C 5,316)(375,0 =⋅+= ;
kNDqV IIA
85,171)063,0375,0( =⋅−= ; kNDuqV IIC 98,336)437.0375.0( =⋅+=
kNDuqVV IC
IEd 5,3162,1375,0)02,2592,38(5,31675.0)( =⋅⋅+−=⋅+−=
kNDqVV IIA
IIEd 5,2132,1375,092,3885,17175.01 =⋅⋅−=⋅−=−
kNDuqVV IIC
IIEd 2962,1375,0)02,2592,38(98,33675.0)(2 =⋅⋅+−=⋅+−=−
2)2,1375,0()02,2592,38(2,1375,05,316
275,075.0)(75,0
2⋅⋅+−⋅⋅=⋅⋅+−⋅⋅=
DDuqDVM IC
IEd
038,313335,3133 ≅−=IEdM
2)2,1375,0(92,382,1375,085,171
275,075.075,0
21 ⋅
⋅−⋅⋅=⋅⋅−⋅⋅=− DDqDVM IIA
IIEd
kNmM IIEd 2063,19073,17011 =−=−
2)2,1375,0()02,2592,38(2,1375,0337
275,075.0)(75,0
22 ⋅
⋅+−⋅⋅=⋅⋅+−⋅⋅=− DDuqDVM IIC
IIEd
kNmM IIEd 20338,31333,33362 =−=−
Eforturile capabile ale sectiunii grinzii in dreptul imbinarii:
kNf
AVM
ywRd 6,92210
31235)8508(
33
1
=⋅⋅
⋅⋅=⋅
⋅= −
γ
( ) 46233
1017902
1685016230212
162302128508 mmI J
yy⋅=⎟
⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅+
⋅=
−
463
, 10410128508 mmI J
wyy⋅=
⋅=
− → 229,0
10179010410
6
6, =
⋅⋅
==−
−J
yy
Jwyy
II
α
( ) 4623
, 1013802
1685016230212
162302 mmI Jfyy
⋅=⎟⎠⎞
⎜⎝⎛ +⋅⋅+
⋅=
−
→ 771,0101790101380
6
6, =
⋅⋅
==−
−J
yy
Jwyy
II
β
kNmf
zI
MM
yj
yyJRd 95410
0,1235
441101790 6
6
0max
=⋅⋅⋅
=⋅= −−
γ
Imbinarea de montaj se va dimensiona si verifica la eforturile sectionale din combinatiile
urmatoare: Ipoteza 1: MJ
Ed = min (1,3·MIEd ; MJ
Rd) = min (1,3·0 ; 954) = 0 kNm VJ
Ed = min (1,3·VIEd ; VRd) = min (1,3·316,5 ; 923) = 411,5 kN
Ipoteza 2: MJ
Ed = min (1,3·MII-1Ed ; MJ
Rd) = min (1,3·206 ; 954) = 267,8 kNm VJ
Ed = min (1,3·VII-1Ed ; VRd) = min (1,3·213,5 ; 923) = 277,6 kN
Ipoteza 3: MJ
Ed = min (1,3·MII-2Ed ; MJ
Rd) = min (1,3·203 ; 954) = 263,9 kNm VJ
Ed = min (1,3·VII-2Ed ; VRd) = min (1,3·296 ; 923) = 384,8 kN
Distributia solicitarilor la inima si talpi va fi urmatoarea: MJ,w
Ed = momentul preluat de inima in zona imbinarii → MJ,wEd = α· MJ
Ed MJ,f
Ed = momentul preluat de talpi in zona imbinarii → MJ,f Ed = β· MJ
Ed VJ,w
Ed = momentul preluat de inima in zona imbinarii → VJ,wEd = VJ
Ed VJ,f
Ed = momentul preluat de talpi in zona imbinarii → VJ,f Ed = 0
DIMENSIONAREA SI VERIFICAREA ECLISELOR A. ECLISELE DE PE INIMA
Solicitari: Ipoteza 1: MJ,w
Ed = α· MJEd = 0
VJ,w Ed = VJ
Ed = 411,5 kN Ipoteza 2: MJ,w
Ed = α· MJEd = 0,229·267,8 = 61,33 kNm
VJ,w Ed = VJ
Ed = 277,6 kN Ipoteza 3: MJ,w
Ed = α· MJEd = 0,229·263,9 = 60,43 kNm
VJ,w Ed = VJ
Ed = 384,8 kN Dimensiunea ecliselor de pe inima
twp - grosimea ecliselor pe inima; twp≥tw/2 hwp - inaltimea ecliselor pe inima; hwp = hw – 2 x(30…60mm) Se propun eclise pe inima cu grosimea de twp = 5mm Se propune inaltimea inimii de hwp =750mm
Caracteristicile geometrice ale sectiunii ecliselor sunt: 2750075052 mmAP
w =⋅⋅=
463
, 106,3511275052 mmI P
wyy⋅=
⋅=
−
332
, 105,937675052 mmW P
wyy⋅=
⋅=
−
Capacitatea eclisei la forta taietoare in sectiunea bruta:
0, 327,1 M
ypPwp
wRd
fAVγ⋅
⋅= → kNV pwRd 2,80110
0,13235
27,17500 3
, =⋅⋅
⋅= −
Capacitatea eclisei la incovoiere in sectiunea bruta:
0,,
M
yPwy
PwRd
fWM
γ⋅= → kNmM P
wRd 3,220100,1
235105,937 63, =⋅⋅⋅= −
Verificari de rezistenta ale ecliselor de pe inima, in sectiunea bruta: Verificare la moment maxim (ipoteza 3 de incarcare):
1,
,
≤PwRd
wJ
MM
Ed → 278,03,220
33,61
,
,
==PwRd
wJ
MM
Ed < 1 ( se verifica )
Verificare la forta taietoare maxima (ipoteza 1 de incarcare):
1,
≤rRdc
r
VV
Ed → 514,02,8015,411
,
==rRdc
r
VV
Ed < 1 ( se verifica )
B. ECLISELE DE PE TALPI Solicitari: Ipoteza 1: MJ,f
Ed = β· MJEd = 0
Ipoteza 2: MJ,fEd = β· MJ
Ed = 0,771·267,8 = 206,5 kNm Ipoteza 3: MJ,f
Ed = β· MJEd = 0,771·263,9 = 203,5 kNm
Dimensiunea ecliselor de pe talpi
Se claculeaza forta axiala ce solicita eclisele de pe talpi: Fj,f
Ed=Mj,fEd /(hw+tf) = 206,5 / [(850+16)·10-3]=238,5 kN
Se propune o latime a ecliselor de pe talpi bp,f :
mmtb
b wffp 40...20
2, −−
≈ → mmb fp 30...202
8420, −
−≈ → mmb fp 170, =
Se calculeaza grosimea necesara a unei eclise de pe talpi:
fp
Myp
fjEd
fp bf
F
t,
0
,
, 4 ⋅⋅
≥γ
→ mmt fp 49,1680
9,10141704
0,1235105,238 3
, ==⋅⋅⋅
≥
Se alege constructiv tp,f = 8mm Se calculeaza capacitatea eclisei la forta axiala, in sectiunea bruta: Nj,f
Rd = 4·bp,f · tp,f · fyp/γM0 = 4·170 · 8 · 235/1,0·10-3 = 1278 kN Verificarea de rezistenta ale ecliselor de pe talpi, in sectiunea bruta:
1,
,
≤fjRd
fJ
NN
Ed → 187,01278
5,238,
,
==fjRd
fJ
NN
Ed < 1 ( se verifica )
C. SURUBURI DE PE INIMA Distributia suruburilor pe inima:
Se vor utiliza suruburi de inalta rezistenta, grupa 8.8 sau 10.9. Valorile nominale pentru limita de
curgere fyb si rezistenta la rupere a suruburilor fub este: - pentru suruburi grupa 8.8: fyb=640 N/mm2 ; fub=800 N/mm2 - pentru suruburi grupa 10.9: fyb=900 N/mm2 ; fub=1000 N/mm2 Se propun distantele: e1=45mm e2=40mm p1=110mm p2=60mm Se calculeaza:
( )∑ =+ 22ii zx (14·302 + 4·1102 + 4·2202 + 4·3302)=690200mm
xmax= 30mm zmax = 330mm
..
,
surubnrVF
wJEdV
Ed = ; ∑ +
=)( 22
max,,max,
ii
wJEd
xMEd zx
zMF ; ∑ +
=)( 22
max,,max,
ii
wJEd
zMEd zx
xMF
( ) ( )2,max,
2,max,
VEd
zMEd
xMEd
rezEd FFFF ++=
Ipoteza 1:
kNFVEd 4.29
145.411== ; 0,
max, =xMEdF ; 0,
max, =zMEdF
( ) ( ) kNF rezEd 4,294,2900 22 =++=
Ipoteza 2:
kNFVEd 8.19
146.277== ; kNF xM
Ed 32,29690200
3301033,61 3,max, =⋅⋅= ;
kNF zMEd 67,2
690200301033,61 3,
max, =⋅⋅= → ( ) ( ) kNF rezEd 94,368,1967,232,29 22 =++=
Ipoteza 3:
kNFVEd 5,27
148,384== ; kNF xM
Ed 89,28690200
3301043,60 3,max, =⋅⋅= ;
kNF zMEd 63,2
690200301043,60 3,
max, =⋅⋅= → ( ) ( ) kNF rezEd 74,415,2763,289,28 22 =++=
Se calculeaza capacitatea de preluare a fortei perpendiculare pe tija surubului, pentru un surub:
CpM
sRds FnkF ,
3, ⋅
⋅⋅=
γμ , unde:
- ks – coeficient care tine seama de tipul gaurilor in care sunt introduce suruburile; pentru suruburi utilizate in gauri normale, ks=1,0.
- n – numarul suprafetelor de frecare; in situatia de fata n=2 - μ – coeficient de frecare; pentru imbinarea dimensionata se va lua in calcul μ=0,4 (pentru
clasa B a suprafetei de frecare) . - γM3 – coeficient de siguranta; valoarea recomandata de norma pentru γM3=1,25 - Fp,C – forta de pretensionare din surub, care se calculeaza cu formula: subCp AfF ⋅⋅= 7,0,
Se propun suruburi M16 gr. 8.8 → ( ) 222
0 2,1594
1689,014,34
mmdAs =⋅⋅
=⋅
=π
subCp AfF ⋅⋅= 7,0, → kNF Cp 15,89102,1598007,0 3, =⋅⋅⋅= −
kNF Rds 1,5715,8925,1
4,021, =⋅
⋅⋅=
Se verifica: 1,
max
≤Rds
Ed
FF → 73,0
1,5774,41
= < 1 ( se verifica )
D. SURUBURILE DE PE TALPI Distributia suruburilor pe talpi:
Se propune acelasi tip de surburi, M16, gr. 8.8 → kNF Rds 1,57, =
Numarul necesar de suruburi pe o talpa este n = FEdj,f / Fs,Rd
n = 238,5 kN / 57,1 = 4,18 suruburi → se vor distribui cate 3 suruburi pe fiecare pereche de eclise de pe talpi, in total 6 suruburi pe fiecare talpa Verificarea sectiunii nete a ecliselor:
Forta capabila a ecliselor (platbandelor) in sectiunea neta este: 2
,9,0
M
unetRdu
fANγ
⋅⋅=
2,,, 489681748170444 mmttbA fpfpfpnet =⋅⋅−⋅⋅=⋅Φ⋅−⋅⋅=
kNN Rdu 179825,1
1051048969,0 3
, =⋅⋅⋅
=−
> FEd=238,5 kN