pod rulant.xls

Upload: paultaras19

Post on 30-Oct-2015

528 views

Category:

Documents


20 download

DESCRIPTION

PO

TRANSCRIPT

podBREVIAR DE CALCULCARACTERISTICILE PODULUI RULANTALCATUIREA ANSAMBLULUI SINA DE RULARE - GRINDA DE RULARE - GRINDA DE FRANARECARACTERISTICI POD RULANT- prin tema de proiectare sau prevazut doua poduri rulante avand capacitatea de 16 tf, cu regim greu defunctionare- avand in vedere datele din tema de proiectare, precum si dimensiunile halei, se alege din STAS 800-82un pod PC12.10 cu urmatoarele caracteristici:19800- deschiderea haleilmin =350- distanta de la fata stalpului superior la axul grinzii de rularec1* = lmin + 400 =750- distanta minima din axul stalpului superior la axul gr. de rulareLp* = L - 2 x c1* =18300- deschiderea maxima admisa a podului rulantLp =18300- deschiderea podului rulant, conform STAS 800-82750Q =16000- capacitatea podului rulantGc =410- greutatea carucioruluiGp =24300- greutatea podului, inclusiv caruciorulPnmax =15000- apasarea maxima pe roataA =4500- ampatamentul podului ( ecartament E18 )B =5900- lungimea totala a podului intre tampoane ( ecartament E18 )

incarcari1.1. Greutate proprie sina de rulare ( otel 60 x 60 - STAS 334-74 )gns = 0.06 x 0.06 x 1.00 x 7850 =28.26daN / m1.2. 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 staticaQ =( gplatf + p ) x l + P- incarcarea permanenta totala ce actioneaza asupra grinziil =11.3m- deschiderea grinzii de rulare ( traveea halei )- se calculeaza in prealabil:gplatf = gts x ( bs / 2 + c1 ) / 2- greutatea platformei ( pasarelei )gts =50daN / m2- greutatea tablei striate pentru platformabs =0.8m- inaltimea sectiunii stalpului superiorc1 =m10daN / m150daN / m230daN / mP = n x Pmax4- apasarea maxima pe roataP =0Q =452- rezulta:11.7559221351daN / m40.0159221351daN / mgcs = 1.35 x gns =38.151daN / mgcgr = 1.35 x gngr =15.8704948824daN / m54.0214948824daN / mPnl = ( Pmax ) / 10 = 2 x Pmax / 10 =00Q =- capacitatea podului rulantGc =- greutatea caruciorului2Pc = P = np x x Pnmax =01.2 =1.3-coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare,capacitate pod,Pcl = L = n0 x x Pnl =01.3 =1.8- coeficient dinamic functie de suspensie,grupa functionare capacitate pod,Pct = H = n0 x x Pnt =0

solicitari- 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 egaledaN / m0daN / mmMmaxx = Pmax,i x hi x l- momentul incovoietor maxim, pe directia xTmaxx = Pmax,i x hi- forta taietoare maxima, pe directia x- in plan orizontal, datorita discontinuitatii grinzii de franare ( in speta a pasarelei ) in dreptul stalpilor,grinda se considera simplu rezemata- solicitarile se determina in mod asemanator celor din plan vertical- momentul incovoietor maxim, pe directia y- forta taietoare maxima, pe directia yundeHi- sarcina orizontala mobila maxima

permanenteTABELUL 1CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI PERMANENTE ( greutate proprie sina + greutate grinda de rulare )coef. de influenta - acoef. de influenta - a011.3000.395010.03400.295020.05900.195030.07300.095040.0780-0.005050.0720-0.105060.0570-0.205070.0310-0.30508-0.0040-0.40509-0.050-0.505010-0.1050-0.60501011.30-0.10500.526011-0.05800.426012-0.0200.3260130.00800.2260140.02500.1260150.03300.0260160.030-0.0740170.0180-0.174018-0.0040-0.274019-0.0370-0.374020-0.0790-0.47402011.30-0.07900.50

temporareTABELUL 2CALCULUL EFORTURILOR IN SECTIUNILE CAII DE RULARE DIN INCARCARI TEMPORARE ( pod rulant )P - pe dir. xH - pe dir. yMmaxxMmaxyTmaxxTmaxy( daN )( daN )( daNm )( daNm )( daN )( daN )0285481189039910.1042318.55132033.7108251617.6388360290.5212458611.8988584210.89045068.7675538.008757352.932821822.09129-47001.427210-83091.8088-69771.312318.5510285481189-83091.808867772.9511-54275.45761226018.64721350358.6721469383.05921575258.23765010.441645043.03441742245.33041868263.97761912170.012420-28816.351220285481189-28816.3512

centralizator momTABELUL 300011539.77151862732033.710822671.956458793951617.638833305.980025287460290.521243532.417013320758611.898853260.692627680784210.89045068.762581.381663580575538.00871403.90932580757352.9328-181.149590426721822.09129-2264.3698803338-47001.427210-4755.176748701-83091.808811-2626.6690611872-54275.457612-905.747952133526018.647213362.299180853450358.672141132.184940166969383.0592151494.484121020375258.23765010.44161358.621928200345043.034417815.173156920242245.330418-181.149590426768263.977619-1675.63371144712170.012420-3577.7044109274-28816.3512

centralizator taiTT01825.359393330339910.1042318.5511363.24309122142901.12678911243439.01048700354-23.10581510545-485.22211721446-947.33841932337-1409.45472143238-1871.57102354129-2333.6873256502-2795.8036277591-69771.31-51357.852318.552430.73174909367772.9530317.97111968.6154469841121506.4991448752131044.382842766214582.266540657315120.150238548316-341.966063560617-804.082365669618-1266.198667778519-1728.3149698874-2190.43127199642310.5815105447

centralizator reactiuni01825.359393330339910.1042318.55105226.5365660.42318.55204501.0159180

sectiune gr.rulare9226872568980021001300490816.6666666667- se adopta:h =8009.4ti >= 1.5 x T / ( h x Rf ) =10.46653846156.4.8- se adopta:ti =183. Inaltimea totala optima a grinzii de rulare - hopt :hopt ~= k x Wnec / tiunde:k =1.15- pentru grinzi sudate cu sectiune constantaWnec =Mmax / R =4393.7142857143cm3ti =1.8cm- rezulta:hopt ~=568.1689470404- avand in vedere solicitarile mari si deschiderea grinzii, se pastreazatotusi valoarea h adoptata initial pentru inaltimea totala a grinzii de rulare .203654- se adopta:203188.1428571429160266.6666666667159.4071428571600- se adopta:200

verificare gr.rulare1. ALCATUIREA ANSAMBLULUI GRINDA DE RULARE - CALE DE ACCESh =0ti =10002. CALCULUL CARACTERISTICILOR GEOMETRICE SI STATICE2.1. Stabilirea pozitiei centrelor de greutate0155018.7289858000560448000001150095504508985rezulta Xcg = AiXi / Ai =472.1450261782.2. Aria sectiunii grinzii de rulare ( dublu T )02.3. Momente de inertie000000000000000rezulta Ix = Ix + Ay2 =00075.7854973822066666.6666666667808.78549738226174.7971402180.815.545.344502617831869.920723664466747.466666666795.538044.7178638743rezulta Iy = Iy + Ax2 =104792.1845305412.4. Modulul de rezistenta00cm0cm300cm0cm300cm0cm3104792.18453054167.7854973822cm1545.9381221279cm3- modul rezistenta dupa axa y-y in raport cu punctul 3Wy3 = Iy / x3 , unde:104792.184530541x3 =41.2145026178cmWy3 =2542.6046142622cm33. VERIFICARI LA S.L.U.R.Mxg + MxP + MxL =87471.58- momentul incovoietor total pe directia x3260.6984210.8900.06m5068.7- momentul incovoietor total pe directia y0- ef.unitar normal in punctul 10- ef.unitar normal in punctul 20Mxg + MxP + MxL =76752.7217210203- momentul incovoietor total pe directia x1494.484121020375258.237605010.44- momentul incovoietor total pe directia y0- ef.unitar normal in punctul 100- ef.unitar normal in punctul 3197.0593450470Mxg + MxP + MxL =87846.985548701- momentul incovoietor total pe directia x4755.17674870183091.808800- momentul incovoietor total pe directia y054153.65362775912795.8036277591- forta taietoare din incarcari permanente51357.85- forta taietoare din incarcari temporare- ef.unitar normal in punctul 100s4 = Mx / Wx4 + N / A = < R- ef.unitar normal in punctul 4s4 =00t = Tx / ( hi x ti ) = < Rf- ef.unitar tangential in punctul 4( aria talpii At =0mm2 >0.15 x A =0mm2 )t =0< Rf =sL = Pmax / ( z x ti ) = < R- tensiunea locala in punctul 4( vezi figura 1 )z = 50+2x( 60 + t ) =170sL =00sech = ( s42 + sL2 - s4 x sL + 3 x t2 ) 1/2 = < m x Rm =1.25- coeficient pentru zona de reazemsech =0< m x R =0Figura 1: repartizarea incarcarii locale la inima grinzii de rulare3.4. Sectiunea 10:- forta taietoare maxima pe reazemMxg + MxP + MxL =67143.966748701- momentul incovoietor total pe directia x4755.17674870162388.7900- momentul incovoietor total pe directia y072567.11362775912795.8036277591- forta taietoare din incarcari permanente69771.31- forta taietoare din incarcari temporare00s4 = Mx / Wx4 + N / A = < Rs4 =00t = Tx / ( hi x ti ) = < Rft =0< Rf =0sL = Pmax / ( z x ti ) = < RsL =00sech = ( s42 + sL2 - s4 x sL + 3 x t2 ) 1/2 = < m x Rsech =0< m x R =04. VERIFICARI LA S.L.E.N.- sageata se verifica in plan vertical si in plan orizontal, luand in calcul valoarea normata asolicitarilor4.1. In plan vertical:- sageata admisibila ( poduri cu capacitatea < 50 tf )fa = l / 600 =0cm- sageata efectiva- in prima deschiderefxI = [ Mmax,Ix / 10 + ( M0af + M10af ) / 16 ] x [ l2 / ( nP x y x E x Ix )]- in a doua deschidereunde:84210.8904- momentul maxim pe directia x, in deschiderea I0-5700941073-5169723907l =cm =1.2210000000cm0cm0cm0cm0cm- sageata efectivaunde:3213104792.184530541 =00cm

imbinare montaj- imbinarile intre tronsoanele grinzii de rulare se realizeaza in zonele cu solicitari minime, situate de regulala l / 5 fata de reazeme ( sectiunile 8 si 12 )1. STABILIREA EFORTURILOR IN SECTIUNILE DE IMBINARE-123431499-57140Tyaf ~= T10,y,staf =-12262. CALCULUL MARIMILOR STATICE ALE SECTIUNII TRANSVERSALE A GRINZII DE RULARE- se cunosc:b1 =cmt1 =cmb2 =0cmt2 =0cmhi =cmti =cmd =0cm- rezulta:Ai = hi x ti =0- aria sectiunii inimiiAt1 = b1 x t1 =0- aria sectiunii talpii superioareAt2 = b2 x t2 =0- aria sectiunii talpii inferioareIxi = ti x hi3 / 12 =0- momentul de inertie al sectiunii inimii0- momentul de inertie al intregii sectiuni a gr.de rulareMi = Mx x Ixi / Ix =00- momentul preluat de talpa superioara0- momentul preluat de talpa inferioara0- momentul total preluat de talpi3.2. Momentul My- este preluat de talpa superioara3.3. Forta taietoare Tx- este preluata de inima3.4. Forta taietoare Ty- este preluata de talpa superioara3.5. Forte axiale N- talpa superioara este solicitata la intindere, iar talpa inferioara la compresiune004. STABILIREA CARACTERISTICILOR GEOMETRICE ALE CORDONULUI DE SUDURA- tonsoanele grinzii de rulare se prelucreaza la capete ca in figura urmatoare, astfel incat sudurasa se execute in sectiuni decalate4.1. Dimensiunile principale ale cordonului de suduraa1 = ti =0- grosime cordon sudura inimaL1 = hi - 2 x a1 =0- lungime cordon sudura inimaa2 = t =0- grosime cordon sudura talpiL2 = b1 - 2 x a2 =0- lungime cordon sudura talpi4.2. Calculul marimilor statice ale cordoanelor de suduraAsi = a1 x L1 =0- arie cordon sudura inimaWxsi = a1 x L12 / 6 =0cm3- modul rezistenta cordon sudura inimaAst = a2 x L2 =0- arie cordon sudura talpiWyst = a2 x L22 / 6 =0cm3- modul rezistenta cordon sudura talpi5. VERIFICAREA EFORTURILOR UNITARE IN CORDOANELE DE SUDURA5.1. Inimassi = Mi / Wxs =0< Ris = 1700 daN / cm2tsi = Tx / Asi =0< Rfs = 1300 daN / cm2sech = ( sis 2 + 3 x tis 2 )1/2 =0< Ris = 1700 daN / cm25.2. Talpa superioarasst1 = Nt1 / Ast + My / Wyst =0> Ris = 1700 daN / cm2tst1 = Ty / Ast1 =0< Rfs = 1300 daN / cm2- avand in vedere ca cordonul de sudura de la talpa superioara nu este suficient pentru preluarea0< Ris = 1700 daN / cm2eforturilor, este necesar sa se prevada doua platbande suplimentare de-o parte si dealta a inimii, la partea inferioara a talpii superioare, din tabla de 20 mm, conform figurii:0< Rcs = 2100 daN / cm2u =100v =75- dimensiunile noilor cordoane de sudura vor fi:a3 = t =0a4 = t =0L3 = v =75L4 = u + 2 x a3 =100- marimile statice caracteristiceAst1 = a2 x L2 + 4 x a3 x L3 + 2 x a4 x L4 =0Wyst1 = Wys,2 + Wys,3 + Wys,4 =0cm3Wys,2 =a2 x L22 / 6 =0cm3Wys,3 =4 x [ a3 x L33 / 12 + a3 x L3 x ( v / 2 + ti / 2 )2 ] / ( v + ti / 2 ) =0cm3Wys,4 =2 x [ L4x a43 /12 + a4x L4x ( ti /2 + v + a4 /2 )2] / ( ti /2 + v + a4 ) =0cm3- rezulta:

rigidizari g.r.CALCULUL RIGIDIZARILOR INIMII GRINZII DE RULARE- necesitatea rigidizarii inimii grinzii de rulare se verifica cu relatiah0 / ti > 70 x ( 21 / R ) 1/2unde:h0 = hi =- inaltimea inimiiti =- grosimea inimii21daN/mm2- rezistenta de calcul a oteluluih0 / ti =0> 70 x ( 21 / R ) 1/2 =70deci rigidizarile sunt necesare100 x ti =00mm, se calculeaza numarul de campuri01004001006.666666666708unde1616533.33333333335.7735026919cm00.99571403607.32323232323150

stabilitateVERIFICAREA STABILITATII LOCALE A TALPILOR SI INIMII GRINZII DE RULARE1. VERIFICAREA STABILITATII LOCALE A TALPILOR- stabilitatea locala a grinzilor cu inima plina, realizate in varianta sudata, se verifica cu relatia:a1 = < 15 x t x ( 24 / sc )1/2in care s-a notat:a1 = ( b - ti ) / 2 =- partea laterala in consola a talpii- grosimea talpiisc =24daN/mm2- limita de curgere pentru otelul OL37a1 =0< 15 x t x ( 24 / sc )1/2 =02. VERIFICAREA STABILITATII LOCALE A INIMII- se verifica in prealabil relatia:hi / ti =0> 80 x ( 21 / R )1/2 =80hi =- inaltimea inimiiti =- grosimea inimii21daN/mm2- avand in vedere cele de mai sus, se impune verificarea la stabilitate locala a inimii grinzii de rulare2.1. Gruparea I de eforturi:- momentul maxim ( in sectiunea 6 )60Taf =0- forta taietoare aferenta ( aproximativ nula in sectiunea 6 )- verificarea se face cu relatia:[ ( s / scr + sL / sLcr )2 + ( t / tcr )2 ] 1/2 =0< m =0.9unde:s = M / Wx4 =- efortul unitar normal in inima la nivelul imbinariidintre inima si talpascr = k0 x ( ti / hi )2 x 104 =0- tensiune normala criticag = c x ( b / hi ) x ( t / ti )3 =k0 =7060c =2- coef. pt. cazul cand sina de rulare nu este sudata de grindasL =- tensiunea locala in inima la nivelul imbinarii dintreinima si talpa ( v. verif. grinda )sLcr = k1 x ( ti / a )2 x 104 =0- tensiune locala criticak1 este un coeficient de voalare care se calculeaza in functie de g si in functie de raportul a1 / hig =0k1 =2525a1 / hi =0a =- distanta dintre rigidizarile transversalet = T / ( hi x ti ) =0- efortul unitar tangentialtcr = ( 1250 + 950 / a2 ) x ( 100 x ti / d ) =0- tensiune tangentiala criticaa = a / hi =0- raportul dintre latura mare si latura mica a panouluid = hi =0- latura mica a panoului de inima ( portiunea dintre2 rigidizari )2.1. Gruparea II de eforturi:Maf =- momentul aferent fortei taietoare maxime ( in sectiunea 10 )- forta taietoare maxima ( apare in sectiunea 10 )- verificarea se face cu relatia:[ ( s / scr + sL / sLcr )2 + ( t / tcr )2 ] 1/2 =0< m =0.9unde:s = M / Wx4 =- efortul unitar normal in inima la nivelul imbinariidintre inima si talpascr = k0 x ( ti / hi )2 x 104 =0- tensiune normala criticag = c x ( b / hi ) x ( t / ti )3 =0k0 =7060c =2- coef. pt. cazul cand sina de rulare nu este sudata de grindasL =0- tensiunea locala in inima la nivelul imbinarii dintreinima si talpa ( v. verif. grinda )sLcr = k1 x ( ti / a )2 x 104 =0- tensiune locala criticak1 este un coeficient de voalare care se calculeaza in functie de g si in functie de raportul a1 / hig =0k1 =2525a1 / hi =0a =0- distanta dintre rigidizarile transversalet = T / ( hi x ti ) =0- efortul unitar tangentialtcr = ( 1250 + 950 / a2 ) x ( 100 x ti / d ) =0- tensiune tangentiala criticaa = a / hi =0- raportul dintre latura mare si latura mica a panouluid = hi =0- latura mica a panoului de inima ( portiunea dintre2 rigidizari )

dimensiuni ferma0.040000.021008752400.32000.0700000

invelitoare- invelitoarea acoperisului se realizeaza din tabla cutata1. EVALUAREA INCARCARILOR1.1. Incarcari permanente- greutate proprie tabla cutatagtbn ~=15daN / m2- incarcarea normatagtbc = gtbn x 1.1 =16.5daN / m2- incarcarea de calcul1.2. Incarcari variabile- zapada ( conform STAS 10101 / 21 - 92 ): zona de calcul Bpzn = czi x ce x gz =96daN / m2czi =1- coeficient aglomerare cu zapadace =0.8- coeficient de expuneregz =120daN / m2- greut. de referinta a stratului de zapadapzc = dF x pzn =205.2daN / m2dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) =2.1375- coeficient partial de sigurantada =2.2gpn =gtbn- incarcarea verticala permanenta- praf industrialppfn =50daN / m2- incarcarea normatappfc = ppfn x 1.4 =70daN / m2- incarcarea de calcul- incarcari utilepun =75daN / m2- incarcarea normatapuc = pun x 1.4 =105daN / m2- incarcarea de calcul( avand in vedere ca incarcarea din zapada este mai mare, in calcule se va folosivaloarea acesteia, fara a considera si sarcina utila )2. CALCULUL STATIC- calculul se face pentru o fasie de latime unitara ( 1 m ), asimiland invelitoarea cu o grinda simplu rezemata2.1. Stabilirea incarcarilor preluate de invelitoaredaN / m- incarcarea normatadaN / m- incarcarea de calculm0021000cm3se alege un profil de tabla cutata tip 35 / 187.5 cu grosimea tablei de 1.25 mm care are12.5cm329.102100000- modulul de elasticitate a otelului OL370cm- sageata efectiva0cm

panaCALCULUL PANEI CURENTE1. EVALUAREA INCARCARILOR1.1. Incarcari permanente- greutate proprie panagpn = Q x ( b x Q x L )2/3 =0daN / m- incarcarea normataQ =0.0625- coef. in functie de mod executie si calit. otelb =0.0333- coef. in functie de schema statica si mod incarcarem- deschiderea panei ( traveea halei )Q =( gn + pn ) x L =0- incarcarea totala normata pe panagn = gtbn x l =daN / m- incarcari permanente normatepn = ( pzn+ppfn ) x l =daN / m- incarcari variabile normategpc = gpn x 1.1 =0daN / m- incarcarea de calcul- greutate proprie tabla cutatagtbn =13.33daN / m2- greutatea tablei alese, de tipul 35 / 187.5 x1.25 mm14.663daN / m21.2. Incarcari variabiledaN / m2pzc = dF x pzn =0daN / m2dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) =- coeficient partial de sigurantada =2.2gpn =29.33- incarcarea verticala permanenta( gpn ~=16daN / m2- Mateescu, tab. 7.4 )ppfn =50daN / m2ppfc = ppfn x 1.4 =70daN / m22. CALCULUL STATIC - VARIANTA GRINDA CONTINUA ( A )- se cunosc:mm0daN / m0daN / m0daN / m0daN / m0daN / m0daN / m- avand in vedere ca se admite calculul in domeniul plastic, diagrama de momente redistribuite va fi:M1Cx =qpcx x Lx2 / 11 =0M1Rx =qpcx x Lx2 / 16 =0( valoare absoluta )M2Cx =qpcx x Lx2 / 16 =00( valoare absoluta )2.2. Calculul eforturilor dupa directia " y "0mMCy = qpcy x Ly2 / 8 =00mMCy = qpcy x Ly2 / 8 =00mMCy = qpcy x Ly2 / 8 =03. CALCULUL STATIC - VARIANTA GRINDA SIMPLU REZEMATA ( B )- in aceasta varianta se asimileaza pana cu o grinda simplu rezemata, incarcarile pe cele doua directiiprincipale ale panei, fiind aceleasi ca in varianta ginda continua3.1. Calculul eforturilor dupa directia " x "Lx = L =0mMx =qpcx x Lx2 / 8 =0qpcx x Lx / 2 =03.2. Calculul eforturilor dupa directia " y "- eforturile sunt identice cu cele calculate la varianta grinda continua4. DIMENSIONAREA SECTIUNII PENTRU VARIANTA A- dimensionarea se face mai intai pentru a doua deschidere, urmand ca in prima deschidere pana sa seintareasca cu 2 profile UMxII =0daN cmMy =0daN cmWxIInec =( MxII + k x My ) / ( 1.1 x R ) =0cm3k = Wx / Wy =9( pentru profile I )2100se alege un profil I26 cuIxII =5740288WxII =442cm351cm3h =26cmti =0.94cm257cm3MxI =0daN cmMy =0daN cm0cm30036443.260.7cm311.1cm372886.4121.4cm322.2cm36468374.4563.4cm373.2cm302100021000231001300sxI =02100021000231021000000cm0cm0cm0cm0cm0cm0pentru reducerea deformatiei se impune utilizarea tirantilor!4.2.1. combinatia Mxmax si MyaferentMxII =0daN cmMy =0daN cmWxIInec =( MxII + k x My ) / ( 1.1 x R ) =0cm3k = Wx / Wy =9( pentru profile I )2100se alege un profil I20 cuIxII =2140117WxII =214cm326cm3h =20cmti =0.75cm125cm3MxI =0daN cmMy =0daN cm0cm300se aleg 2 profile U5 cu26.49.1210.6cm33.75cm352.818.2421.2cm37.5cm32192.8135.24235.2cm333.5cm302100021000231001300sxI =02100021000231021000000cm0cm0cm0cm0cm0cm0cm > fI sau fII4.2.2. combinatia Mymax si MxaferentMxII ~=0daN cmMy =0daN cmWxIInec =( MxII + k x My ) / ( 1.1 x R ) =0cm3k = Wx / Wy =9( pentru profile I )2100ramane acelasi profil I20 cuIxII =2140117WxII =214cm326cm3h =20cmti =0.75cm125cm3MxI ~=M1Cx / 2 =0daN cmMy =0daN cm0cm300ramane aceasi intarire ( 2U5 )26.49.1210.6cm33.75cm352.818.2421.2cm37.5cm32192.8135.24235.2cm333.5cm302100021000231001300sxI =02100021000231021000000cm0cm0cm0cm0cm0cm0cm > fI sau fII5. DIMENSIONAREA SECTIUNII PENTRU VARIANTA B- in toate deschiderile, valoarea eforturilor este aceeasi5.1. Varianta fara tirant:Mx =0daN cmMy =0daN cmWxnec =( Mx + k x My ) / ( 1.1 x R ) =0cm3k = Wx / Wy =9( pentru profile I )21009800451Wx =653cm3Wy =72.2cm3h =30cmti =1.08cmSx =381cm3sx =Mx / Wx =02100sy =My / Wy =02100s =Mx / Wx + My / Wy =02310Tx x Sx / ( ti x Ix ) =013002100000sageata efectivafx = ( 5 / 384 ) x ( qpnx x Lx4 ) / ( E x Ix ) =0cmfy = ( 5 / 384 ) x ( qpny x Ly4 ) / ( E x Iy ) =0cm0cm0CONCLUZIE:- VARIANTA CEA MAI ECONOMICA PENTRU EXECUTAREA PANELOR ESTE CEA IN CARE SECONSIDERA PANA CA GRINDA CONTINUA, IAR PE DIRECTIA " Y " SE PREVADE 1 TIRANT.y = 4 x f x z x ( L' - z ) / L'2unde:y =M1Rx =0f =M1Cx =0L' =7 x d / 8 =0md =0m- inlocuind termenii cunoscuti in ecuatia parabolei, se obtine:z1 =1700z2 =5900

ferma-eforturiEVALUAREA INCARCARILOR SI CALCULUL STATIC AL FERMEI1. EVALUAREA INCARCARILOR1.1. Incarcari permanente- greutate proprie tabla cutata, tip 35 / 187.5 x 1.25 mmgtbn =13.33daN / m214.663daN / m2- greutate proprie pana, profil I 2026.3daN / mgpc = gpn x 1.1 =28.93daN / m16daN / m2md =m16daN / m21.2. Incarcari variabiledaN / m2pzc = dF x pzn =0daN / m2dF = da - 0.4 x gpn / ( ce x gz ) =da =2.2gpn =gtb + gpn + gfn =ppfn =50daN / m2ppfc = ppfn x 1.4 =70daN / m22. CALCULUL STATIC2.1. Incarcari concentrate in noduri0- incarcarea transmisa de pana marginala0- incarcarea transmisa de pana curenta( qfc =gtbc+ gfc+ pzc+ ppfc =100.66300hr =m0h =m00mNodul 10.994cos b =0.7660.109sin b =0.643N1-2 x cos a + N1-7 x cos b = 0N1-2 x sin a + V1 - N1-7 x sin b - Pm = 0N1-2 =-38033N1-7 =44640Nodul 20.9940.109N2-3 x cos a - N1-2 x cos a = 0N2-3 x sin a - Pc - N1-2 x sin a - N2-7 = 0N2-3 =-38033N2-7 =-63610.687cos b =0.7660.726sin b =0.643-2639457497

centralizator1LfxLfy-45244251.47251.47750-45244251.47251.47750-93456251.47251.47750-93456251.47251.47500-107428251.47251.47500-107428251.47251.47500-101102251.47251.475007451050050075010302250050050010562750050050058742326.5326.5750-6564237.14189.712237.14-6564291.43233.144291.43-6564345.71276.568345.7115261400320400-42973363.8291.04363.826744363.8291.04363.8-16381404.95323.96404.956120404.95323.96404.952106448.91359.128448.91-9187448.91359.128448.91Calculul lungimilor de flambaj s-a facut astfel:Talpi:- in planul grinzii:lf = l- transversal planului grinzii:lf = l1Diagonale si montanti de reazem:- in planul grinzii:lf = l- transversal planului grinzii:lf = lCelelalte zabrele:- in planul grinzii:lf = 0.8 x l- transversal planului grinzii:lf = lunde:l - lungimea elementului intre nodurile teoreticel1 - distanta intre nodurile fixate imotriva deplasarilor in planul transversal grinzii( s-a prevazut 5 contravantuiri perpendiculare pe planul fermei impartind ferma in sase parti )

intindereBara:Efort - N:105627Lungime flambaj - lfx:500cmLungime flambaj - lfy:500cmRezistenta de calcul - R:2100Grosime guseu - t:10Anec = N / R =50.2985714286aleg:cu:Aef =55ix =3.65cmiy =5.35cm1. Verificarea de rezistenta:s = N / A =1920.4909090909