Universitatea Tehnica a MoldoveiFacultatea Cadastru,Geodezie si ConstructiiCatedra Constructii si Mecanica Structurilor

MEMORIU EXPLICATIV

Tema: Calculul elementelor de rezisten ale unei hale industriale tip parter

A elaborat : st. gr. CIC-1202 Busuioc Vladimir

A verificat: lector universitarBradu Aurelia

Chiinau 2014

38

Date iniiale:

1. Regim de funcionare a podurilor rulante: G2. Capacitatea de ridicare a podurilor rulante (dou poduri n deschidere) (t) : 803. Deschiderea halei (m) : 30 4. Traveea (m) : 65. Lungimea cldirii (m) : 1686. Cota inei de rulare (m) : 12.27. Materialul elementelor structurii: Stlpii: oel clasa C235 Ferme: oel clasa C235 Grinzi de rulare: oel clasa C235 Fundaii beton: clasa B15

8. Locul de construire a halei: Kiev9. Cerine suplimentarea: Seismicitatea terenului 7 grade Categoria terenului A

Introducere Cladirile industiale adapostesc procesele tehnologice care se desfasoara cu ajutorul diferitelor utilaje si masini,unele dintre care au mase mari si sunt asezate pe fundatii speciale.Cladirile industriale se realizeaza ca hale parter sau cu mai multe niveluri. Halele cu un singur nivel pot avea o deschidere sau doua si mai multe. Ansamblul de elemente portante care preiau sarcinile de diferite proveniente (permanente, climatice, de la utilajul de ridicat si de transportat, sarcini seismice, tehnologice etc.) si le transmit fundatiilor, formeaza structura de rezistenta a halei care se numeste carcasa sau schilet.Scheletul halei poate fi realizat din otel, beton sau mixt (stilpii din beton armat, iar grinzile de rulare si fermele din metal). Varianta finala se alege dupa o studiere tehnico-economica.Scheletul metalic se utilizeaza pentru deschideri, inaltimi mari si poduri rulante cu capacitatea mare de ridicare. Elementele de inchidere care protejeaza incapera de influenta mediului ambiant , caile transportului, diverse platforme, etc., se prind de carcasa halei. Halele industriale se prevad de regula cu utilaj de ridicat si transportat (poduri rulante, grinzi de rulare sau carucioare) suspendate de fermele acoperisurilor.Elementul de rezistenta principal este cadrul transversal alcatuit din stilpi ancorati in fundatie si rigle legate de stilpi articulat sau rigid. Pe stilpi se aseaza in lungul cladirii grinzi de rulare.Constructiile halei trebuie pe deplin sa satisfaca destinatiile cladirii si sa fie trainice si cit mai ieftine. Reiesind din aceste considerente, catre elementele halelor se inainteaza cerinte de exploatare si factori economici. (a) Cerinte de exploatare Alcatuirea constructiva a unei hale este influentata in mod hotaritor de conditiile necesare desfasurarii procesului tehnologic si deaceea forma constructiva se determina in dependenta de tehnologia procesului, de dimensiunile si asezarea utilajului de constructie si de transport.Cerinte generale Comoditatea deservirii si reparatiei utilajului de producere ce necesita asezarea stilpilor, grinzilor de rulare, contravintuirilor si altor elimente a carcasei; Exploatarea normala a podurilor rulante si a altor mecanisme de ridicare, inclusiv accesibilitatea examinarii reparatiei; Necesitatile de iluminare naturala si aerisire a spatiului din interior cind au loc mari degajari de caldura si gaz; Trainicia constructiilor, care depinde de gradul de agresiune a mediului interior; Securitatea la explozie (b) Factori economici fac parte cheltuelile legate de constructia cladiri, fabricarea si montajul constructiei.

Calculul static al cadruluiAlcatuirea schemei constructive a carcasei Proiectarea unei hale se incepe cu alegerea schemei constructive si alcatuirea ei. Materialul initial pentru proectare este schema tehnologica in care se indica asezarea si dimensiunile utilajului tehnologic, numarul de poduri, capacitatea lor de ridicare si regimul de functionare. Ea mai contine date despre regiunea de constructie si conditiile de exploatare. La alcatuirea schemei constructive se rezolva urmatoarele probleme: amplasarea stilpilor in plan, determinarea dimensiunilor interioare a cladirii si determinarea dimensiunilor elementelor de baza portante a halei. Amplasarea stilpilor in planStilpii se pozitioneaza in plan tinind cont de factorii tehnologici si economici. Amplasarea trebuie sa fie concordata cu asezarea si dimensiunile utlajului si directia cailor de circulatie a productiei. Fundatiile sub stilpi se concordeaza cu dimensiunile constructiilor subterane. Stilpii se aseaza in asa mod, ca ei sa formeze cadre transversale. La travee diferite la hale cu mai multe deschideri, stilpii se aseaza pe aceeasi axa transversala. Stilpii se aseaza in retele modulare. Modulul de baza este de 10cm. Pentru dimensiunile in plan se utilizeaza cu 60 m. Deci rezulta deschideri de L=18; 24; 30; 36; 42m, traveele pot fi de l=6; 12m. Pentru halele cu o singura deschidere si pentru stilpi marginali a halelor cu mai multe deschideri, traveea nu depinde de asezarea utilajului tehnologic. Se alege marimea traveei prin comparatia diferitor variante dupa indicii economici. Stilpii de la frontoane se dezaxeaza fata de axa transversala cu 500mm inauntru pentru formarea marginii cladirii din elemente standarde cu lungimea de 6m.La cladiri cu lungimi mari de la variatia temperaturii in elementele carcasei apar tensiuni suplimentare. Pentru a nu tine cont de aceste tensiuni, cladirea se fragmenteaza in blocuri cu ajutorul rosturilor transversale si longitudinale. Dimensiunile blocurilor de temperatura a carcaselor metalice sint cel mult mai mari ca acele din beton armat. Aceasta se lamureste prin faptul ca in carcasele metalice deformatiile sunt consumate de jocurile imbinarilor de suruburi si de dezvoltarea deformatiilor plastice a otelului. Halele industriale cu schelet metalic au stilpi mai flexibili si mai rari, care se deformeaza mai usor. Distantele maximale dintre rosturile de temperatura cind nu se iau in consideratie tensiunile suplimentare pot fi: Hale incalzite lungimea maxima in lungul constructiilor 230-166m, latimea 150-110m; Hale neincalzite si cu procese calde lungimea blocului 200-140m, latimea 120-90m.Pentru carcase mixte: Hale incalzite lungimea si latimea de 65m; Hale neincalzite cu procese calde lungimea si latimea de 45m.

Alcatuirea cadrelor transversaleAlcatuirea cadrelor transversale se incepe cu determinarea dimensiunilor de baza in planul cadrului.Dimensiunile verticale se leaga de cota pardoselei care se ia egala cu zero. Dimensiunile orizontale se leaga de axele longitudinale.Alcatuirea cadrului cu o deschidereGabaritele verticale depind de procesul tehnologic si se determina cu distanta de la nivelul pardoselei pina la capul sinei de rulare (h1) si cu distanta de la capul sinei de rulare pina la talpa inferioara a fermei (h2). Aceste doua dimensiuni in suma ne dau inaltimea utila a halei.Dimensiunea (h2) depinde de gabaritele podului rulant:h2=hp+100+aunde,hp- inaltimea podului rulant (se ia din standartele pentru podurile rulante)100mm- joc de securitate intre pod si ferma a- sageata de incovoiere a fermei a=200400mm in dependenta de deschiderea fermei.Inaltimea h2 trebuie sa fie multipla cu 200mm.Inaltimea utila h=h1+h2. Valoarea lui h trebuie sa fie multipla cu 1,2m.Inaltimea partilor superioare si inferioare a stilpului se determina:l2=hgr+hs+h2hgr- inaltimea grinzii de rulare hgr=(1/81/10)ll- deschiderea grinzii de rulare hs- depinde de marcarea sinei de rulare si se ia din tabell1=(h-l2)+h3h3- partea stilpului situata sub nivelul pardoselei, se adopta (6001000)mm, insa nu mai mica de 150mml=l1+l2l- inaltimea totala a stilpului ho- partea stilpului la reazemul fermei- este egala cu inaltimea fermei la reazem, depinde de constructia fermei hl- inaltimea luminatorului- se determina prin calcul la iluminarea si este alcatuita din elementul de bord, sticlirea si elementul de cornise.Latimea luminatorului poate fi 6 sau 12 m. Latimea de 6m se ia pentru deschiderea fermei de 12 si 18m, iar pentru deschideri mai mari 12m. Inaltimea luminatorului pentru latimea lui de 6m se adopta dintr-o cercevea cu h=1500mm sau 1750mm si suma inaltimilor panourilor de bord si cornise (9001000)mm. Pentru latimea de 12m luminatorul se ia din 2 cercevele de 1250mm sau 1500mm si suma panourilor (13001500)mm.Racordarea muchiei stilpului dinafara fata de axa modulara bo poate sa fie 0; 250; 500mm.bo=0 se adopta pentru cladirile fara poduri rulante si cladirile joase cu traversa de 6m, cu poduri rulante cu capacitatea de pina la 30t. bo=500 se adopta pentru cladiri inalte cu poduri rulante cu Q100t, pentru regimul de lucru G si FG indiferent de capacitatea de ridicare. Pentru celelalte cazuri bo=250mm. Pentru regimurile de lucru G si FG pentru circulatia personalului de deservire se lasa un loc de trecere in stilp sau pe linga stilp. Pentru ca podul rulant in timpul deplasarii sa nu contacteze cu stilpul, distanta dintre axa grinzii de rulare si axa stilpului B1+(b2-bo)+75mm.In cazul daca golul de trecere se lasa pe linga stilp, valoarea lui se mareste cu 450mm: B1+(b2-bo)+75+450mm.B1- partea podului rulant care iese inafara axei grinzii de rulare, se ia din standedele pentru podurile rulante. Dimensiunea trebuie sa fie multipla cu 250mm si se adopta 750; 1000; 1250:75mm- jocul dintre pod si stilp. Deschiderea podului Lp=L-2Partea superioara a stilpului se proiecteaza cu sectiunea plina, iar cea inferioara a stilpului cu sectiunea plina pina la latimea de 1m si cu zabrele, daca latimea este mai mare.b1=bo+ Reesind din asigurarea rigiditatii stilpului b21/12l2b11/22l1 pentru regimul de lucru U sau Mb11/15l1 - pentru regimul de lucru G si FG

1. Determinarea Dimensiunilor Principale a Halei Industriale

Pentru podul rulant cu capacitatea Q = 80/20 t nalimea lui va fi Hp= 4000 mmDeterminm dimensiunea h2

Stabilim = 4400 mm (multipl dimensiunii 200 mm).

unde 100 mm este rostul minim dintre crucior i grinda acoperiului; - dimensiune, care ine seama de sgeata grinzii(fermei). Dimensiunea trebuie s fie multipl la 1200 mm. nlimea halei va fi:

Stabilim h =16800mm (multipl la1200 mm) i cota inei de rulare 12.2m. n tabelul 1.1 gsim nlimea inei de rulare hs=150 mm i nlimea orientativ a grinzilor de rulare hgr=1350 mm. Tabelul 1.1 Inlimea ine hs si a grinzilor de rulare hgr

Capacitatea de ridicare Q,tSina de rulare dupa GOST 4121-76*Inaltimea grinzii de rulare hgr,mm

Marca hs,mm6m12m

10..20R431408001100

32/5KR7012013001600

50/12,5KR8013013001600

80/20KR10015013501650

100/20KR12017017302030

125/20KR12017017302030

Calculm lungimile parii superioare i inferioare a stilpului:

Pentru fermele cu tlpile paralele nlimea la reazem h0=3150 mm i panta acoperiului i= 0,015 (1,5 %).nlimea acoperiului va fi:

Stabilim limea prii superioare a stilpului b2=750 mmParametrul trebuie s satisfac condiia

unde = 400 mm este lungimea consolei podului de rulare. Stabilim =750 mm (multiplu la 250 mm).

Calculm limea prii inferioare a stlpului:

Condiiile orientative de alctuire sunt satisfute:

Deschiderea podului rulant

Partea superioar a stlpului se va proiecta cu seciunea dublu T, iar cea inferioar cu inima plin sau din elmente deprtate solidarizate cu zbrele sau cu inim plin. Schema halei cu dimensiunile caracteristice este artat mai jos:

Fig.1.1 Dimensiunile caracteristice ale unei hale (n mm).

1.2. Determinarea ncrcrilor asupra halei metalice

1.2.1 ncrcri permanenteValoarea ncrcrilor permanente pe ferm este determinat de modul de alctuire a acoperiului. n tabelul 1.2 este calculat ncrcarea pe 1 m2 a acoperiului.

Tabelul 1.2 Calcului ncrcrilor permanente pe 1 m2 provenite de acoperi.

Componena arpantei i construciilor acoperiuluiCalculul greutatii proprii a elementuluiValoareade calcul,kN/ m2

Tabl exterioar LTP 45/0,5 mm 5 kg/m2x1.10,055

Tabl interioar LVP 20/0,4 mm4 kg/m2x1.10,044

Pan (la 1,2 m interval) Z150/2,5 mm5.1 kg/m2x1/1.2mx1.15 0,0489

Termoizolaie Therwoolin 120 mm0.03 kN/m20,03

Barier contra vapori (folie polietilena)0.01 kN/m20,01

Greutatea proprie a elementelor metalice ale acoperiului0,451,050,473

Total0.673

ncrcarea liniar pe ferm

Unde s-a considerat (pentru acoperiuri cu pant mic).

Tabelul 1.3 Calculul incarcarilor permanente pe 1 m2

Componena peretelui de protecie

Valoareanormat,kN/ m2Coeficientul de siguranta

Valoareade calculkN/ m2

Panou in trei straturi cu captuseala de otelCercevea de fereastra cu straturi duble de dimensiunea 6x1.2m0,183

0,2781,1

1,10,201

0,306

Total0,461-0,507

Reaciunile n reazeme din ncrcarea permanent a riglei

Tabelul 1.4: Valori orientative ale consumului de oel pentru diferite elemente ale halelor.

Capacitatea de ridicare a podului rulant, tConsumul de otel in kg/ m2

arpanta acoperiuluiStlpulGrinzi de rulare

5080...100125...150 30...4530...4530...4525...4545...6555...7520...3040...6040...70

Greutatea stilpului:

unde este coeficientul de al ncrcrii provenite din greutatea elementelor din oel; - greutatea orientativ ale stlpilor halei pe 1m2 (tab.1.4).

Fig.1.2 Amplasarea elementelor verticale

Greutatea proprie a panourilor i a cercevelelor de pe lungimea B'=6 m (B' este distana de la stlpii de baz pn la stlpii intermediari) la nivelul treptei va fi egal (celelalte dimensiuni vezi fig.1.3).

unde 0,201 kN/m2 - greutatea panourilor de protecie 0,306 kN/m2 - greutatea ferestrelor (v. tab.1.3).Greutatea prii superioare a stilpului este luat ca 1/5 din greutatea total a stlpului

La nivelul treptei se aplic fora

i momentul concentrat:

unde

iar este grosimea panoului de protecie.

La cota inferioar a stlpului este aplicat fora:

ncrcrile permanente sunt reprezentate n fig.1.3.a.

1.2.2 ncarcri din greutatea zpezii:Pentru oraul Kiev valoarea normat a ncrcrii din zpad pe 1 m2 a proieciei orizontale (tab.4 [1]. ncrcarea liniar pe ferm este

unde - coeficient de siguran al ncrcrii din zpad - coeficient de trecere de la ncrcarea aplicat la nivelul pmntului la ncrcarea aplicat la nivelul acoperiului ( v. pct.5.3 din [1]).Reaciunile fermei din ncrcarea qzap vor fi:

Momentul la nivelul treptei:

ncrcrile provenite din greutatea stratului de zpad sunt reprezentate n fig.1.3.b.a) b)

Fig.1.3 ncrcri provenite din greutatea proprie (a) i zpad (b).

1.2.3 ncrcri din aciunea podurilor rulanteDin anexa A 14.1 pentru podul rulant cu capacitatea de ridicare Q=80/20 t rezult: Baza podului rulantB2=9600 mm Distana dintre axele roilor A2= 4600 mmA3=900mm Apsarea pe roat Fmax = F = 411 kN Masa podului rulant cu crucior mp = 126t

Fig.1.4 Schema amplasrii podurilor rulante rulante pe grinda de rulare pentru determinarea presiunii pe stlpul cadrului.

Schema de aciune a dou poduri cuplate este prezentat n fig. de mai jos. Ordinatele liniei de influien se pot calcula din asemnarea triunghiurilor respectivConform relaiei de mai jos calculm:

unde, conform tab. 1.4, greutatea proprie a grinzii de rulare

unde - coeficient de siguran (pct. 4.8 din [1]), - coeficient de grupare pentru poduri rulante cu regim greu de funcionare (pct. 4.17 din [1]), - limea grinzii de frnare, - ncrcarea temporar pe grinda de rulare, convenionala introdus n , (v. tab. 1 .4).

Presiunea minim pe roat:

unde - masa totatl a podului rulant, - numrul de roi pe un fir al cii de rulare.Valoarea de calcul a presiunii pe stlpul opus va fi

Momentele concentrate provenite din forele i la nivelul treptei se vor determina conform relaiilor:

unde Valoare normat a forei orizontale, provenite din frnarea sau demararea cruciorului pentru poduri cu suspensie flexibil a ncrcturii se determin: Fora de frnare pe o roat :

unde este numrul roilor podului rulant pe un fir al cii de rulare.Fora orizontal provenit din frnarea a dou poduri rulante transmis cadrului se va determina

Fora T este aplicat dintr-o parte sau alta a cadrului la nivelul inei de rulare (fig.1.6).

Fig.1.5. ncrcri provenite din aciunea podurilor rulante

1.2.4 ncrcri din aciunea vntului ncrcare de calcul datorat vntului ntr-un oarecare punct i se va determina cu relaia:

unde - valoarea normat a presiunii medii a vntului; - coeficient care ine seama de variaia presiunii vntului pe nlime i categoria terenului; c - coeficient aerodinamic care ine seama de configuraia cldirii; - coeficient de sigura; - limea panoului de calcul.Conform hrii raionrii dup presiunea vntului oraul Kiev se afl n zona II i presiunea de la vnt pe un metru ptrat este , coeficientul aerodinamic .Repartizarea sarcinii pe vertical pentru terenuri de categoria A este

Valorile i le calculm prin interpolare ;

Tabelul 1.5:Valoare coeficientului ki pentru cele trei categorii de terenuri.

Inaltimeaz,mCoeficientul k pentru ternuri de categoria

ABC

5102040600,751,01,251,51,70,50,650,851,11,30,10,40,550,81,0

Momentul n ncastrare din ncrcarea echivalent va fi

Fig.1.6. Schema atiunii vintului

Pentru i , conform tab 1.6 din [2].

unde semnul "minus" a fost omis.n partea dreapt a halei acioneaz ncrcarea i fora concentrat

1.2.5 ncrcri din aciunea seismicToate cadrele transversale sunt identice de aceea calculul se face pentru un singur cadru. Toat greutatea o considerm concentrat n dou puncte: 1 la nivelul treptei i 2 la nivelul tlpii inferioare a fermei. Q1- include greutatea proprie a podului rulant , a grinzilor de rulare, a prii inferioare a stlpului i a peretelui de protecie.Q2- include greutatea zpezii, a acoperiului, jumtate din greutatea prii superioare a stlpului i peretelui de protecie.Aceste greuti se vor calcula n felul urmtor:Calculul greutii Q1.Greutatea unui podului rulant fr crucior: Greutatea grinzilor de rulare: Greutatea pereilor de protecie, ferestrelor i stlpilor ce se afl ntre dou plane orizontale ce trec prin mijlocul nlimilor i (v.fig.1.4).

Calculul greutii Q2. Greutatea acoperiului: Greutatea zpezii:

Greutatea pereilor amplasai deasupratlpii de jos a fermei.

Greutatea unei jumti de perei i ferestre pe lungimea prii de sus a stlpului

Greutatea unei jumti a prii superioare a stlpului

n continuare vom calcula deplasrile din fora . Pentru aceasta n prealabil, determinm momentele de inerie , . Pentru determinarea orientativ a momentului de inerie al prii inferioare a stlpului poate fi recomandat relaia

unde, N este fora axial n stlp, provenit din ncrcarea permanent i zpad; - coeficient care depinde de nlimea cadrelor i traveea B; - rezistena de calcul a oelului C235; - limea prii inferioare a stlpului

Orientativ momentul de inerie al prii superioare a stlpului este

unde - limea prii superioare a stlpului; coeficient care ia n consideraie inegalitatea ariilor seciunilor transversale ale prilor inferioare i superioare ale. Momentul de inerie a fermei poate fi calculat cu relaia

unde =0,9 coeficient care ine seama de mrimea pantei acoperiului (acoperi cu pant mica).Valoarile deplasrilor provenite de la forele unitare snt: unde - au fost determinai prin interpolare conform tabelului 1.8 pentru :

Tabelul 1.6: Valorile coeficienilor n dependent de parametrii n i

0,10,20,30,40,50,60,70,81,0

0,20,30,40,50,6700557420289170587476358247150518426322223136471390297207127437363278194120411342262184114390324249175109374310239168105348287221156998

0,20,30,40,50,6785640481336214658561436312203577503400292193521460371275185480426347260177449398327247170424376310236163404357295226157373327270208147

0,20,30,40,50,6961965101011401400768796800833918679695696706743606624625629646553569572573582513526529530534481491494494496456462464464465

417

Masele respective:

Stabilim spectrul frecvenelor

Fig. 1.9 Schema halei la determinarea ncrcrilor seismice

Perioada proprii de vibraie

Determinm vectorii proprii egalnd cu unitatea ordonatele modurilor proprii la nivelul masei : - pentru modul 1 de vibraie:

- pentru modul 2 de vibraie:

Calculm coeficienii de forma : - pentru modul 1 de vibraie:

- pentru modul 2 de vibraie:

Verificm:

Calculm coeficienii dinamici . Pentru terenuri de categoria a I conform relaiei:

Forele seismice se vor determina cu relaia: unde - forele seismice static-echivalente; coeficient care ine seama de degradrile admise ale construciei; coeficient care ine seama de soluiile de alctuire ale construciei; A - coeficient egal cu 0,1; 0,2 i 0,4, respectiv pentru intensitatea aciunii seismice de 7, 8 si 9 grade; coeficient care ine seama de soluiile de amplasare n plan a elementelor construciei. - pentru modul 1 de viraie:

- pentru modul 2 de viraie:

Forele seismice snt prezentate mai jos: a) b)Fig.1.7 Schemele de aciune ale forelor seismice: n modul nti de vibraie (a)i n modul doi (b).Dup determinarea eforturilor provenite din ncrcrile seismice separat pentru fiecare form de vibraie se vor determina eforturile de calcul rdcin ptratdin suma ptratelor eforturilor provenite din primele dou moduri proprii de vibraie.

Pentru calculul spaial este nevoie de a determina reaciunile elastice Lund nvelitoarea acoperiului din tabl cutat din tabelul 1.9, pentru L=30 m obinem

Tabelul 1.7: Rigiditatea discurilor longitudinale a acoperiului alctuite din diferite elemente

Componenta disculuiRigiditatea la forfecareGA, kN

Panouri de beton armat mici(0.5x1.5 m)7000L

Panouri de beton armat 1.5x6 m19000L

Panouri de beton armat 3x6 m24000L

Platelaj din foi ondulate pe pene cu fixare in fiecare gofra4000L

Platelaj din foi ondulate pe pene cu fixare,peste o gofra400L

Platelaj din foi de otel pe pene100000L

Notaie L- deschiderea halei, m.Deformabilitatea reazemului elastic

Parametrul

Tabelul 1.8:Valorile coeficientului de trecere

10-110-0.5100 100.5101102

0,20,61,3 2,12,73,0

Din tabelul 1.10 i rigiditatea echivalent a discului la ncovoiere este:

Contravntuirile orizontale la nivelul tlpii inferioare a fermei snt alctuite din dou corniere 100 x 8 cu aria . Contravntuirile carcasei snt alctuite din dou ferme longitudinale cu limea de 6 m . Momentul de inerie al acestor ferme orizontale este:

Tabelul 1.9:Valorile coeficientilor , a, f si ci

nafcoc1c2c3c4c5

Legatura ferma-stlp rigid

0,050,20,30,40,110,120,130,0800,0640,0490,810,600,380,130,350,601,51,41,10,110,140,151,72,02,30,0230,250,53

0,10,20,30,40,0960,0970,100,0700,0560,0420,820,660,480,0840,240,451,51,51,30,120,150,171,61,92,2-0,0410,10,34

0,20,20,30,40,0790,0800,0800,0590,0480,0360,840,700,540,0620,170,341,41,51,40,150,180,201,41,72,1-0,098-0,0110,17

Rigiditatea la ncovoiere a contravntuirilor fixate cu uruburi

Rigiditatea total i momentul de inerie al acoperiului:

Pentru grinda de frnare, alctuit din tabl striat, rezemat pe talpa de sus a grinzii de rulare i pe un profil U:

unde, pentru grinzi cu travee independentePentru conform tabelului (1.13) pentru cadre cu legtura rigid ferm-stlp obinem:

Conform relaiilor de mai jos calculm:

Din tabelele 1.11 i 1.12 gsim:

Coeficienii de corecie pentru:

Reaciunile elastice snt:

1.3. Determinarea eforturilor de calcul n elementele cadruluiCalculul cadrelor solicitate de diferite ncrcri se efactueaz prin diferite metode studiate n mecanica structurilor (metoda forelor, elementelor finite etc.). Date iniiale:

L= 30m; l1= 11.7m; l2= 5.9m; hgr= 1,35m; I1= 0,00474m4 ; I2= 0,000847m4 I3= 0,0139m4 ; qacp= 4.038 kN/m; qzap= 13.44 kN/m Mgp= 24.765kNm; Mzap= 50.4kNm; F1= 66.047kN F2= 24.286kN; Dmax= 1233.79kN; Dmin= 334.022kN T= 41.468kN ; Mmax= 616.895kNm; Mmin= 167.011 kNm Ram= 23.903kN; Rfm=-0,321 kN; Rat= 4.315 kN Rft=0.543 kN; qecv= 2.016kN/m; qecv1=1.05kN/m W= 8.947kN; W1= 4.665kN; S11= 25.616 kN S12= 17.28 kN; S21= 13.78kN; S22=-10.15 kN n urma analizei statice se obin eforturile M, Q i N n seciunile de calcul a stlpului, provenite din diferite ncrcri. Valorile numerice ale acestora sunt prezentate n tab. 1.13.

Fig.1.11. Seciunile de calcul n stlpii cadrului transversal.

Tabelul 1.13: Eforturile n seciunile de calcul al stlpilor.

Stlpul dinSeciuneaEforturile

MQN

Din ncrcarea permanent

stnga1-161.10277-5.13486360.57

2-230.80706-5.13486384.856

3-36.042059-5.13486384.856

4-4-54.03584-5.134863150.903

Stlpul dinSeciuneaEforturile

MQN

Din zpad

stnga1-1203.3732-17.09078201.6

2-2102.5376-17.09078201.6

3-320.11027-17.09078201.6

4-4-179.8518-17.09078201.6

Din Mmax, Dmax, Mmin, Dmin

stnga1-1-0.3127976-31.48628-3.7795

2-2-186.0818-31.48628-3.7795

3-3430.8132-31.486281230.011

4-462.42378-31.486281230.011

dreapta1-1113.0722-31.486283.7795

2-2-72.69685-31.486283.7795

3-394.31416-31.48628337.8015

4-4-274.0752-31.48628337.8015

Din Mmax, Dmax, Mmin, Dmin, ,

stnga1-160.15923-43.341450.2675405

2-2-195.5553-43.341450.2675405

3-3421.3397-43.662451234.058

4-4-89.5109-43.662451234.058

dreapta1-152.1330219.43845-0.2675405

2-2-62.5538419.43845-0.2675405

3-3104.457219.43845333.7545

4-4-122.972619.43845333.7545

Din fora de frnare T

stnga1-1-7.46534-14.76849-2.660142

2-2-38.6176426.69951-2.660142

3-3-38.6176426.69951-2.660142

4-4273.766626.69951-2.660142

dreapta1-172.3389114.76849-2.660142

2-2-14.795214.76849-2.660142

3-3-14.795214.76849-2.660142

4-4-187.586614.76849-2.660142

Din T, ,

stnga1-13.455778-16.76304-1.905726

2-2-39.4643924.70496-1.905726

3-3-39.4643924.70496-1.905726

4-4243.230524.70496-1.905726

dreapta1-160.6275712.448081.905726

2-2-12.8159112.448081.905726

3-3-12.8159112.448081.905726

4-4-158.45812.448081.905726

Din vnt

stnga1-1-62.939343.193206-4.64239

2-2-9.01094115.08761-4.64239

3-3-9.01094115.08761-4.64239

4-4305.499238.67481-4.64239

dreapta1-176.3323410.418794.64239

2-2-3.41379416.613794.64239

3-3-3.41379416.613794.64239

4-4-269.662428.898794.64239

Stlpul dinSeciuneaEforturile

MQN

Din forele seismice forma 1

stnga1-1-43.958880.9530201-4.173217

2-2-38.336070.9530201-4.173217

3-3-38.3360726.56902-4.173217

4-4272.521526.56902-4.173217

dreapta1-181.2376416.326984.173217

2-2-15.0915516.326984.173217

3-3-15.0915516.326984.173217

4-4-206.117216.326984.173217

Din forele seismice forma 2

stnga1-125.54556-9.2101721.034573

2-2-28.79445-9.2101721.034573

3-3-28.794454.5698281.034573

4-424.672544.5698281.034573

dreapta1-1-5.491637-0.9398274-1.034573

2-25.334807-0.9398274-1.034573

3-35.334807-0.9398274-1.034573

4-411.04933-0.9398274-1.034573

Tabelul 1.14: Eforturile de calcul provenite din diferite sarcini

Schemastlpu-luiSeci-uneaEfor-tulCoefi-cientdegru-parencrcriperma-nenteSarcini de scurt durat

dinzpadDmax pe stlpul dinT pe stlpul dinDin aciunea vintului

stnga

dreaptastnga

dreaptadinstnga

dindreapta

12345678

1-1M161.103203.37360.15952.1333.45660.628-62.93976.332

0,9183.03654.14346.923.1154.565-56.64568.699

N160.57201.6------

0,9181.44------

2-2M130.807102.538-195.555-62.55439.46412.816-9.011-3.414

0,992.284-176-56.29935.51811.534-8.11-3.073

N184.856201.6------

0,9181.44------

3-3M16.04220.11421.34+104.45739.46412.816-9.011-3.44

0,918.099+379.20694.01135.51811.534-8.11-3.073

N184.856201.61234.058+333.755----

0,9181.44+1110.652+300.379----

4-4M1-54.036-179.852-89.511-122.973243.231158.458305.499-269.662

0,9-161.867-80.56-110.676218.908142.612274.949-242.696

N1150.903201.61234.058333.755----

0,9181.441110.652300.379----

Q1-5.135-17.091-43.66219.43824.16212.44838.67516.614

0,9-15.382-39.29617.49421.74611.20334.80814.953

Tabelul 1.15: Eforturile din stlpul halei folosite pentru gruparea special

Schemastlpu-lui

Seci-uneaEfor-tulncrcri permanenteSarcini de scurt duratncrcriseismice

DinzpadDmax pe stlpul din

stngadreapta

1-1M+54.993+101.687+30.08+26.06750.843

N+54.513+100.8--4.3

2-2M+27.726+51.27-97.778-31.27747.945

N+76.37+100.8--4.3

3-3M5.43810.055210.6752.22947.945

N+76.37100.8+617.029166.8784.3

4-4M-48.632-89.926-44.755-61.487272.746

N+135.813100.8+617.029+166.8784.3

Q-4.622-8.546-21.8319.71926.959

Remarc: Sarcinile permanente au fost multiplicate cu coeficientul de grupare

sarcinile de scurt durat - cu coeficientul de grupare

Tabelul 1.16: Eforturile de calcul n seciunile stlpului halei

Schema stilpului

seciuneaEfortul

tab 1.14

tab 1.14specialtab 1.15

tab 1.14

tab 1.14specialtab 1.15

1-1M1,21,2,3,51,2,3,51,71,71,5

264.476301.392237.603-1.8364.4584.15

N+262.17+262.17+159.613+60.5760.57+50.213

2-2M1,21,21,2,51,31,31,3,5

133.345123.091126.941-164.748-145.193-117.997

N+286.456+266.296+181.4784.856+84.85672.07

3-3M1,31,2,3,51,2,3,51,51,51,5

427.382438.465274.108-33.422-29.476-42.507

N+1318.9141376.948798.49984.85684.856+72.07

4-4M1,71,71,51,81,2,4,6,81,2,4,5

251.463220.913224.114-323.698 - 748.981472.791

N150.903150.903+140.113+150.903+632.722+399.191

Q33.5429.67322.33721.749-29.179-30.408

Tabelul 1.16: (continuare)

Schema stilpului

seciuneaEfortul

tab 1.14

tab 1.14specialtab 1.15

tab 1.14

tab 1.14specialtab 1.15

1-1M1,21,21,2,51,21,21,2,5

264.476244.139207.523264.476244.139150.837

N+262.17+242.01+159.613+262.17242.01195.31

2-2M1,21,21,2,51,21,21,2,5

133.345123.091126.941133.345123.09131.051

N+286.456+266.296+181.47286.456+266.296181.47

3-3M1,31,2,31,2,3,51,31,2,31,2,3,5

427.382403.347274.108427.382403.347178.218

N+1318.9141376.948798.4991318.9141376.948798.5

4-4M1,31,2,31,2,3,51,31,2,31,2,3,5

-143.547-296.46389.433-143.547 - 296.463-456.06

N1384.9611442.995+857.942+1384.961+1442.995857.942

Q-48.797-59.813-61.958-48.797-59.813-61.958

II Proiectarea elementelor de rezisten ale halei. 2.1. Calculul stlpului n trepte a halei industriale Eforturile de calcul snt date n tabelul 1.16: pentru partea superioar a stlpului (seciunea 1-1): pentru partea inferioar: a) ramura de sub grinda de rulare: b) ramura exterioar: ; c) fora de forfecare maxim n stlp: d) eforturile de calcul pentru bazele stlpului cu zbrele: - pentru baza ramurii de sub grinda de rulare: ; - pentru baza ramurii ezterioare: ; e) eforturile pentru calculul uruburilor de ancoraj

Tabelul 2.1: Valorile coeficientilorde flambaj Numrul de deschideri ale cadruluiModul de mbinare al fermei cu stlpul

UnaArticulatRigid2,523233

Dou i mai multeArticulatRigid1,61,221,52,52

Determinm lungimile de flambaj n planul cadrului: ; ; Unde (conform tab. 2.1 pentru n afara planului cadrului lungimile de flambaj sunt:

2.1.1 Dimensionarea prii superioare a stlpuluiSeciunea prii superioare a stlpului o adoptm de form dublu T cu nlimea . Aria seciunii preventiv o calculm cu relaia:

Unde: ( pentru tabla din oel C 235 cu grosimea de 4...20mm)

Alctuim seciunea stilpului, lund

; ; ; ;

;

Fig. Sectiunea prii superioare a stlpului cu inim plin

Limea tlpii

;

adoptm talpile din platbanda ;cu aria Caracteristicile geometrice ale seciunii:

;

;

;

;

Zveltetea stlpului n planul cadrului

Zveltetea din planul cadrului

Razaa smburelui seciunii:; excentricitatea relativ

Conform Anexei 6 pentru ; ; calculm.

. Atunci

Pentru i gasim Verificm stabilitatea general n planul cadrului

Verificarea stabilitii prii superioare a stlpului din planul cadrului se va face la momentul maxim n treimea din mijloc a lui

unde momentul M2=-17.391kN este momentul de ncovoiere n seciunea 2-2 provenit din aceiai grupare de incarcari,

Pentru si

Calculam coeficientul cu relatia

Verificam stabilitatea generala a partii superioare din planul cadrului.

Unde pentru

Stabilitatea locala a inimii va fi asigurata daca:

si

Stabilitatea inimii este asigurata fiindca

Stabilitatea locala a talpilor este asigurata din motivul ca

este latimea aripii.

2.1.3 Dimensionarea partii inferioare a stilpului cu inima plina(varianta 2)

Eforturile maxime de calcul: ;

(din tabelul 1.16 in sectiunea 4-4 provenite din sarcinele (1,2,3,5); eforturile in sectiunea 3-3sunt: ;

Pentru calculam aria sectiunii

Sectiunea partii inferioare a stilpului o acceptam dintr-un profil laminat dublu T33(din anexa 15: ;;;) si doua foi de otel cu dimensiunile: inima ;talpa.Aria totala a sectiunii: (fig. 2.3) Gasim pozitia centrului de grutate al sectiunii fata de axa ramurii sub grinda de rulare

unde 0.7 este grosimea inimii dublu T33.

Fig.2.3 La calculul stilpului cu inima plina

Caracteristicele sectiunii fata de axele centrale.

Pentru verificarea stabilitatii globale a stilpului in planul cadrului calculam

este jumatate din latimea talpii profilului dublu T33;.

. Stabilitatea stilpului in planul cadrului este asigurata.Coeficientul de zveltete limita,comform anexei A10.1:

unde

Zveltetea stilpului in planul cadrului si nu depaseste coeficientul de zveltete limita.

Zveltetea in afara planului cadrului: In acest caz:

Verificam stabilitatea partii de jos a stilpului din planul cadrului.Momentul maxim in treimea din centru

(este momentul in sectiunea 3-3 din aceiasi grupare de sarcini pentru care a fost calculate sectiunea 4-4;

.

Pentru calcu se ia .

pentru si , pentru

pentru avem .(anexa5)Stabilitatea locala a talpii exterioare este asigurata,deoarece

Pentru verificarea stabilitatii locale ale inimii in prealabil calculam parametrul cu relatia

Aici

Deoarece ,stabilitatea locala a inimii va fi verificata cu relatia

Prin urmare,stabilitatea inimii este asigurata. Calculul imbinarii partii superioare a stilpului cu cea inferioara este asemanator cu calculul aceleiasi imbinari din varianta precedenta.

Nodul de imbinare a partii superioare a stilpului cu cea inferioara.

Calculam imbinarea partii superioare a stilpului cu cea inferioara printr-o traversa,inaltimea carea se ia ;

adoptam ;grosimea traversei ; Eforturile in talpi le calculam dupa gruparea devavorabila pentru sectiunea 2-2(vezi tabela 1.15).Eforturile din cordoanele traversei

;

;

Prinderea talpilor partii superioare a stilpului de traversa se efectuiaza cu sudura semiautomata cu sirma de marca cu diametrul ; din tabelul 2.2 ;;;Calculul cordoanelor de sudura se va efectua prin metalul depus,deoarece

Unde (Anexa 1).

Lungimea cordonului de sudura

Grosimea cordoanelor de sudura: din stinga

-din dreapta

Din considerente constructive acceptam grosimea tuturor cordoanelor de sudura .

Cordoanele care prind traversa de sub grinda de rulare se calculeaza la reactiunea traversei provenite din eforturul partii superioare a stilpului (din sectiunea 2-2) si presiunea grinzii de rulare

Verificarea la rezistenta a traversei se face la eforturile (fig. 2.2 b).Reactiunea in reazemul din dreapta provenita din si

Momentul maxim in traversa sub talpa din dreapta(fig2.2b)

Forta de forfecare maxima

Sectiunea traversei reprezinta o bara cu sectiunea dublu cu dimensiunile: inimii -;talpile-.Caracteristicele geometrice ale sectiunii

2.1.4Calculul bazei stilpului.

Eforturile de calcul se iau din sectiunea 4-4:

Din considerente constructive latimea placii de reazem a bazei va alcatui

Aici este latimea stilpului.Adoptam, conform standartelor de platbande(anexa 13.6 ) .Calculam latimea placii de reazem cu relatia

Admitem fundatii din beton de clasa

Adoptam Tensiunile marginale in beton la muchia placii de reazem conform relatiei

Adoptam dimensiunile fundatiei de , precizam valoarea coeficientului

Fig.2.4 Calculul stilpului cu inima plina comprimat excentric:schema constructive a bazei (a); diagram tensiunilor de contact pentru verificarea rezistentei betonului (b); diagram tensiunilor de contactpentru calculul suruburilor de ancoraj (c).

Aceasta valoare este aproximativ egala cu cea luata anterior. Schema constructiei bazei este reprezentata in fig. 1.46a.

Tensiunile maxime pe sectorul placii le determinam din asemanarea triunghiurilor(v. fig .2.4,b)

; Determinam momentul de incovoiere pe sectoarele placii.

Sectorul1.Placa rezemata pe trei laturi ,avind raportul din tab.A13.9(anexa13)

Sectorul 2.Placa reazem,ca si in cazul precedent pe trei laturi

Determinam grosimea placii cu relatia

Adoptam

Inaltimea traversei se ia in limitele de la 300600mm.Adoptam si grosimea . Verificam rezistenta traversei,care se comporta ca o consola:

Verificam rezistenta cordoanelor de sudura ce prind traversa de stilp cu relatia

Unde ;prinderea traverseloreste realizata cu sudura semiautomata cu sirma de sudura

;

2.1.5Calculul surubului de ancoraj.

Eforturile de calcul in sectiunea 4-4 conform gruparii speciale alcatuesc si tensiunile de contact

Lungimea zonei comprimate

Forta de intindere a surubului de ancoraj se calculeaza cu relatia .

Aria neta necsara a unui surub rezulta:

unde este numarul de suruburi in zona intinsa;-rezistenta de calcul a suruburilor la intindere.

Comform anexei A13.8 se adopta doua suruburi cu si .2.2 Calculul fermelor halelor industriale.

La calculul fermelor halelor industriale apar o serie de particularitati, determinate in special,de aparitia unor efoturi suplimentare provenite din momentele din cadrul,cind imbinarea ferma-stilp este rigida.Aceste eforturi pot fi determinate analitic sau grafic,aplicind in reazemele fermei doua cupluri de forte cu valorile si ,unde se iau din tabelul 1.13 pentru sectiunea 1-1. Momentul se va lua pentru reazemul din dreapta pentru aceiasi grupare de incarcari,la care s-a calculat momentul sin reazemul din stinga. Pentru determinarea eforturilor de calcul in barele fermelor,se vor alcatui tabelele speciale (v.tabelul 2.3 ). Eforturile de calcul se determina din incarcarile permanente si temporare,sumind componentele de la fiecare incarcare in gruparea lor defavorabila.Dimensionarea barelor si alcatuirea nodurilor se face ca la nodurile obesnuite. Dimensionarea riglei (fermei) cadrului examinat la pct. 2.1

Materialul fermei otel marca .Barele fermei le proiectm din dou corniere aranjate n aa fel ca s obinem o seciune in form de T. Forele verticale n nodurile fermei provenite - din sarcina permament(acoperis):

din aciunea zpezii:

Pentru simplificari de calcul in tabelul 2.3 sunt date eforturile provenite din forta unitara momentul unitar ,care actioneaza in reazemul din stinga al fermei;

Fig.2.5 Schema geometrica a fermei

Eforturile de calcul din barele riglei sunt date in tabelul 2.3, ele au fost calculate folosind tabelul 2.2, inmultimd eforturile provenite din incarcarile unitare cu valorile respective ale incarcarilor reale.Tabelul 2.2: Eforturile in barele grinzii cu zabrele provenite din incarcari unitare.

Din sarcina F=1Din momentul de reazem din stnga M=1

BaraValoarea efortuluiBaraValoarea efortuluiBaraValoarea efortului

1-4+3.931-4-0,28710-13-0,0940

4-7+9,644-7-0,22313-16-0,0300

7-10+11,57-10-0,158

2-30,0002-3+0,3179-11+0,126

3-5-7,263-5+0,25511-12+0,126

5-6-7,265-6+0,25512-14+0,0620

6-8-11,16-8+0,19114-15+0,0620

8-9-11,18-9+0,19115-170,00

1-3-5,971-3-0,045015-16+0,0450

3-4+4.833-4+0,047013-15-0,0470

4-5-1.0004-50,00013-140,000

4-6-3.454-6-0,047012-13+0,0470

6-72.076-7+0,047010-12-0,0470

7-8-1.0007-80,00011-100,000

7-9-0.6907-9-0,04709-10+0,0470

Tabelul 2.3 Determinarea eforturilor de calcul in grinda cu zabreleElementele rigleiNumrul bareiSi din F=1Eforturile din sarcina permanentEforturile din zpadEforturile provenite din momentele de reazemMomentele din grupriEforturile de calcul, kN

S1i din M1=1S2i din M2=1S1i+S2iDin sarcina permanent: (S1i+S2i)Mp Mp=61.103 kNm, N=5.134 kNDin zpad (S1i+S2i)Mz Mz=203.373N=17.09Din gruparea nefavorabil a altor ncrcri (cu coficientul de grupare nc=0.9)

S1Mmax (Mmax==+170.184)S2Mmax (Mmax==+61.054)Aciune sumar

123456789101112131415

Talpa superioar2-30,00000+0,3170+0,317+19.37+64.47+53.950+53.959;10;13+137.8

3-5-7,26-87.95-292.7+0,255+0,062+0,317+19.37+64.47+43.4+3.79+47.194;5-380.7

5-6-7,26-87.95-292.7+0,255+0,062+0,317+19.37+64.47+43.4+3.79+47.194;5-380.7

6-8-11,1-134.4-447.5+0,191+0,126+0,317+19.37+64.47+32.51+7.69+40.24;5-582

8-9-11,1-134.4-447.5+0,191+0,126+0,317+19.37+64.47+32.51+7.69+40.24;5-582

Talpa inferioar1-4+3,93+47.6+158-0,287-0,030-0,317-24.5-81.59-48.84-1.83-50.674;5+206.1

4-7+9,64+117+389-0,223-0,094-0,317-24.5-81.56-37.95-5.74-43.694;5+505.6

7-10+11,5+139+463-0,158-0,158-0,316-24.4-81.55-26.86-9.65-36.544;5+602.9

Zbrelele 1-3-5,97-72.32-240.7-0,045+0,045000-7.66+2.75-4.914;5;13-317.9

3-4+4,83+58.5+195+0,047-0,047000+8-2.87+5.134;5;13+258.4

4-5-1,00-12.11-40.32000000004;5-52.434

4-6-3,45-41.79-139-0,047+0,047000-8+2.87-5.134;5;13-186

6-7+2,07+25.1+83.5+0,047-0,047000+8-2.87+5.134;5;13+113.7

7-8-1,00-12.11-40.320,0000,0000000004;5-52.434

7-9-0,69-8.36-27.82-0,047+0,047000-8+2.87-5.134;5;13-41.31

Eforturile de calcul din barele riglei sint date in tabelul 1.20. Ele au fost calculate folosind tabelul 1.19, inmultind eforturile provenite din sarcinele unitare cu valorile respective ale sarcinelor reale.

Fig.2.6 Talpa fermei din dou corniere cu aripi neegaleTalpa superioara.

Efortul N1 = -582.02N (barele 2-3;3-5;5-6;6-8;8-9)

Din cauza lungimii sporite din planul fermei , bara se va proiecta din corniere cu aripi neegale aranjate cu aripile mici mpreun. ;potrivind efortului din diagonalele de reazem din tabelul 2.4 adoptm grosimea guseului.

Calculam

;

Talpa inferiora.

Efortul N2= +603N (barele 4-7;7-10)

Adoptam ;; potrivind efortului din tabelul 2.4 adoptm grosimea guseului

Calculam

;

Elementele zabrelei.

Efortul N3= -328 N (bara 1-3;4-6)

Calculam raza de inertie necesara

Adoptam ; ; ; ;

;

;

Coeficientul de zveltete limita.

Tabelul 2.4 Dimensionarea barelor

Elementele rigleiNumrul bareiEfortul de calcul kNMarca oeluluiSeciunea barei Aria seciunii bareei, cm2Lugimea de flambaj, cmRaza de enerieFlexibilitatea

minc, MPaRy c, MPa

lef,xlef,yixiy2x y

12345678910111213141516

Talpa superioar2-3+137.79C235

44,42755752,566,77107.4284.93-0,9548.87219

3-5-380.67

44,43006002,566,77117.18888,60,6350,95135219

5-6-380.67

44,43006002,566,77117,18888,60,6350,95135219

6-8-582.02

44,43006002,566,77117,18888,60,6350,95206219

8-9-582.02

44,43006002,566,77117,18888,60,6350,95206219

Talpa inferioar1-4+206.07

14.55755751,423.87135.7116.2-0,95170219

4-7+505.46

32,06006002,286,058263.158 61-0,95158219

7-10+602.99

32,06006002,286,058263.15861-0,95188219

Zbrelele1-3-317.94

34.43344183,394.8798.6485.830,5650,8164184

3-4+258.39

34.43484353.394.8798.5289.32-0,95133219

4-5-52.343

17.562523152,33.44109.5791.570,4950,860.3184

4-6-186.02

27.53484353,084.4511397.750,4750,8142184

6-7+113.67

21,223484352,784.04125.18107.7-0,95132219

7-8-52.434

17.562523152,33.44109.5791.570,4950,860.32184

7-9-41.309

18.763484352,473,72140.89116.90,3260,867.5184

Calculul nodurilor fermei consta in determinarea dimensiunilor cordoanelor de sudura si a guseelor. Coeficientii (pentru temperature de exploatare ). Daca sudura se efectuiaza manual cu electrozi sau sirma .pentru otel ;

Fig. 2.7 Repartizarea eforturilor in barele fermei Efortul din bara se reprezinta neuniform la cordoanele de la muchie si aripa(v.fig. 2.7). Fixind cateta cordonului de sudura, se calculeaza lungimea lui la marginele cornierei cu relatia

in care coeficientii se vor lua conform fig. 2.7 Cordoanele de sudura ce prind talpa superioara de guseu se calculeaza la rezultanta din nod. Ilustram cele expuse prin calculul nodului nr.6 al talpii superioare Nodul 6.

;;;;

;Lungimea cordoanelor de sudura care prind corniele talpii superioare de guseu

Unde s-a luat

Adoptam la aripa cornierei talpii superioare cordoane de sudura de aceeiasi lungime ca la muchie ,calculam cateta minima a cordoanelor de la aripa cornierei.

Conform tabelului A2.2 (anexa 2) pentru grosimea guseului . Lungimea cordoanelor de sudura care prind bara 4-6 de guseu:

In mod analogic calculaam prinderea barei 6-7:

Nr. noduluiNumrul bareiEfortul de calcul kNEf. de calcul a cordoanelor kNSeciunea bareiCordonul

1234567891011

11-4+206.1206.1

133.951063.1572.12481.5

1-3-317.9317.9

222.551098.3295.354104

22-3+137.8137.8

89.561045.5448.22457.8

32-3+137.8521

338.710144.4182.44191

3-5-380.7

1-3-317.9317.9

222.551098.3295.384105

3-4+258.4258.4

180.871081.7777.5486.9

41-4+206.1713.5

463.710194249.74258

4-7+505.5

3-4+258.4258.4

180.871081.7777.5486.9

4-5-52.4352.43

36.71024.5615.73425.6

4-6-186186

130.211061.6755.8465.4

53-5-380.752.43

34.081023.5218.35428.2

5-6-380.7

4-5-52.4352.43

36.71024.5615.73425.6

65-6-380.7208.1

135.241063.6772.82482.2

6-8-582

4-6-186186

130.211061.6755.8465.4

6-7+113.7113.7

79.571041.5734.1443.8

74-7+505.5110.3

71.971038.5538.75443.8

7-10+603

6-7+113.7113.7

79.571041.5734.1443.8

7-8-52.4352.43

36.71024.5615.73425.6

7-9-41.3141.31

28.921021.4712.39422.3

86-8-58252.43

34.081023.5218.35428.2

8-9-582

7-8-52.4352.43

36.71024.5615.73425.6

98-9-58252.43

34.081023.5218.35428.2

9-11-582

7-9-41.3141.31

28.921021.4712.39422.3

9-10-41.3141.31

28.921021.4712.39422.3

Tabelul 2.5 Calculul cordoanelor de sudura,care prind barele grinzii cu zabrele de guseu

2.3 Calculul grinzii de rulare

S se realizeze calculul grinzii de rulare al irului marginal de stlpi cu deschiderea ( b este traveea halei ), solicitat de dou poduri rulante cu capacitatea de ridicare a cte 50/12,5 t fiecare i regim greu de funcionare. Deschiderea halei L=30m, materialul grinzii: oel marca C235 (pentru t=2...20 mm ).ncrcrile grinzii de rulare. Conform standartelor respective pentru podul rulant

Q = 80/20 t, fora normat maxim pe roat kN; masa cruciorului Gc =39 t.masa podului rulant Qp = 126 t ; ina de rulare de tip KP-100 ( h = 150 mm ). Schema ncrcrilor provenite din aciunile podurilor rulante este prezentat :Scheme de calcul ale grinzilor de rulare: schema sarcinilor din aciunile podului rulant ( a); liniile de influien, respectiv, pentru Mmax (b), Qmax (c), Qcoresp (d) Mxn(e)

Fora de calcul maxim pe roat

Fora de frnare transversal pe roat

unde este coeficient de siguran al sarcinii; este coeficient de grupare, care ine cont de probabilitatea apariiei n acelai timp a sarcinilor maxime din dou poduri rulante: - pentru poduri rulante cu regim greu de funcionare; snt coeficieni care in seama de caracterul dinamical sarcinii .

Fora orizontal normat pe o roat depinde de modul de prindere a ncrcturii. Pentru poduri rulante cu suspensie flexibil a sarcinii:

unde este numrul de roi ale podului rulant pe un fir al cii de rulare; - pentru t ; - este masa cruciorului; g acceleraia cderii libere. Eforturile de calcul. Distana de la roata marginal pn la rezultanta tuturor forelor verticale, care snt amplasate pe grind

Distana de la fora critic pn la rezultant

C=l/2+a/2=(6000+767)/2=3.383mMomentul ncovoietor maxim n planul vertical conform relaiei de mai jos obinem

unde Momentul ncovoietor maxim n planul orizontal conform relaiei

Fora de frecare vertical maxim conform relaiei

Fora de frecare orizontal maxim

Eforturile de calcul n plan vertical

unde este coeficientul care ine seama de sporirea eforturilor provenite din greutatea proprie a grinzii.

Dimensionarea grinzii de rulare. Modulul de rezisten neceasar:

aici nlimea optim a grinzii de rulare conform relaiei:

n care preventiv s-a luat .

Valoarea momentului ncovoietor normat se va determina dup linia de influen a momentului n seciunea critic, provenit din sarcinile unui singur pod rulant

unde

nlimea minim a grinzii

Adoptm nlimea inimii .Grosimea inimii din condiia de rezisten la forfecare

Inima grinzii de rulare se va realiza din tabl groas de oel laminat 8000 x 10 mm.Momentul de inerie al grinzii de rulare

unde .Momentul de inerie al inimii grinzii

Tlpilor grinzii de rulare le revine momentul de inerie

Aria seciunii unei tlpi

Limea unei tlpi ; adoptm Verificarea stabilitii locale a tlpii comprimate

Stabilitatea local a tlpii comprimate este asigurat.

Fig 2,10 Seciunea transversal a grinzii de rulareCaracteristicile reale ale seciunii grinzii adoptate

n componena grinzii de frnare intr: talpa superioar a grinzii de rulare (platband 360 x 25 mm), foaia de tabl striat de grosimea t = 6 mm i limea ; un profil U24 ( A = 30,6 cm2 ; z0 = 2,42 cm ).Distana de la axa grinzii de rulare pn la centrul de greutate al grinzii de frnare

Momentul de inerie al seciunii grinzii de frnare fa de axa y

Qcoresp este fora de forfecare, calculat pentru poziia convoiului de fore, ce corespunde momentului ncovoietor maxim Verificarea stabilitii locale a inimii se face pentru fiecare panou aparte, amplasnd convoiul de fore verticale n poziia cea mai defavorabil.Modulul de rezisten

Tensiunile normale maxime n punctul 1 al tlpii superioare

Seciunea grinzii de rulare-frnare Verificarea rezistenei inimii la strivire sub roata podului rulant:

unde

( v. standartul inelor de rulare: anexa 12 )Verificarea de rezisten a inimii grinzii de rulare la tensiuni echivalente, determinate la nivelul cordoanelor de sudur talp-inim se face cu relaia:Verificarea stabilitii locale a inimii grinzii de rulare. Determinm flexibilitatea convenional a inimii:

Deci, verificarea la stabilitate local este necesar.

Inima grimzii se va consolida cu nervuri amplasate la distana maxim . Admitem

Seciunea nervurilor: ; lum

Grosimea nervurilor: lum Verificarea la stabilitate local a panourilor obinute se va efectua ca n grinzi obinuite amplasnd n mod respectiv convoiul de fore.

Rigidizarea de reaze, a grinzii de rulare se calculeaza la reactiunea

Din conditia de rezistenta la strivire se determina aria necesara

Unde rezistenta la strivire Rp=350 MPaSe adopta latimea rigidizarii de reazem egala cu latimea talpilor grinzii:

Grosimea regidizarii:

Grosimea cordonului de sudura,care prinde rigidizarea de reazem de inima grinzii este:

innd seama de tab. A2,2 kf = 5mm.