talpa petru incercare la poduri 2.bak

7/27/2019 Talpa Petru Incercare La Poduri 2.Bak

1/32

~ 1 ~

Cuprins

1. Introducre.1.1. Elementele principale ale podului i noiunea lor.

2. Condiii climaterice.2.1. Relieful i vegetaia2.2. Date iniiale

3. Determinarea caracteristicilor geometrice i a eforturilor interioare M iQ n elementele suprastructurii.

3.1. Determinarea eforturilor interioare.3.2. Calcalul plcii la rezisten la stadia de exploatare dup

momentul ncovoitor.

3.3. Calculul plcii la rezisten la aciunea forei transversale.3.4. Calulul rezistenei grinzii la rezistena de fisurare.

4. Calculul grinzii principale a deschiderii de construcie.4.1. Determinarea eforturilor interioare.

5. Construirea podului din beton cu grinzi.Fabricarea industrial a elementelor prefabricate din beton armat

pentru podurile la uzini i poligoane.Standartizarea.Transportarea

suprastructurii.

6. Bibliografie.


2/32

~ 2 ~

Introducerea

Poduleste lucrarea de art care asigur continuitatea cii peste un obstacol (vi, ruri, ci

de comunicaii).

n Moldova pe larg sint folosite podurile prefabricate din grinzi de beton armat.Deoarece

relieful Moldovei nu este accentuat prin care-va situaii de teren extraordinare sint folosite

poduri tipice pentru traversarea obstacolelor,datorit acestor condiiia fost posibil

industrializarea i tipizarea construcia de poduri din beton armat.n Republica Moldava

sunt 1247 de poduri. Podul const din suprastructuri care susin partea carosabil cu

trotuarele i structura amplasat pe pile ce transmit sarcina suprastructurilor prin pmnt.

1.1. Elementele principale ale podului i noiunea lor.

Infrastructura-partea podului care susine suprastructura i transmite ncrcrile laterenul de fundaie.

Suprastructura- partea din pod care conine calea i structura eicare prezintelementul principal de rezisten.

Culee-element de infrastructur care susine traveea de capt i sprijinterasamentele de la capetele podului.

Pil-element intermediar al infrastructurii unui pod care,din alt material dectlemnul.

Bancheta cuzineilor- partea superioar a pilei sau a culeei,in care se inglobeazcuzeneii.

Zid de gard-element al celeei,aezat deasupra feei superioare a bancheteicuzeneilor,care oprete umplutura din spatele culeei s cad pe bancheta

cuzeneilor.

Zid ntors- zid construit n prelungirea culeei n lungul cii,pe fundaii propriu sauscos n consol din culee,care servete la spriginirea terasamentului.

Sfert de con-umplutur de pmnt ce realizeaz racordarea terasamentului cu feelelaterale ale culeelor.


3/32

~ 3 ~

Aparat de fix-elementele prin care se realizeaz transmiterea incrcrilor de lasuprastructur la infrastructur , cu asigurarea mobilitii conform schemei statice.

Cuzine-partea a unui element de construcie din beton,armat n vederea preluriiunor compresiuni locale foarte mari,situat n zona de rezemare sau ancorare.

Travee-poriune de pod intre dou elemente nclinate ale infrastructurii. Tablier-suprastructura ubui pod pe lungimea grinzilor principale. Lonjeron-grinda longitudional din suprastructura unui pod metalic sau din beton

armat, care se reazem pe elementele transversale de rezisten.

Longrina- grinda secundar longitudional. Grinzele cii-lonjeroanele i antretoazele unui pod.

2. Condiii climaterice.

Telenetise caracterizeaz printr-o clim temperat continental cu iarna blnd i vara

cald i lung. Din suma anual de precipitaii aproximativ 65-75 % cad n perioda cald a

anului (aprilienoiembrie) i numai 25-35% n perioda rece a anului (decembriemartie)

sub form de zpad i lapovi.

Tabelul 1 Temperatura anului nconjurtor

Media pe luni C

Mediape

an

Maximum

absolut

Maximum

absolut

I II III IV V VI VII VIII IX X XI XII-3,5 -2,5 2,6 9,5 15,9 19,3 21,5 20,7 15,9 10,1 3,9 -0,9 9,4 39 -32

Tabelul 2 Umiditatea relativ a aerului

Umiditatea relativ a aerului pe luni

Umiditatea

medie laora 13:00

Cantitatea

precipitaiilor

I II III IV V VI VII VIII IX X XI XIICeamai

rece

lun

Ceamai

cald

lun

Pean

Mixtpean

Maximum

pezi

4,4 4,6 5,4 7,2 10,8 14,5 15,7 15 11,8 8,8 7,2 5,6 76 45 533 490 218

Tabelul 3 Direcia i viteza vnturilor ianuarie iulie

Reprezentarea direciilor vntului i a linitei totale


4/32

~ 4 ~

Ianuarie

Linitea

totala

Vitezadin

media

Perumb

N NE E SE S SW W NW

11/4 8/4,3 11/3,4 20/3,5 8/2,3 7/1,8 11/1,9 24/3,5 31 3,5

Iulie

Linitea

totala

Viteza

din

media

N NE E SE S SW W NW

15/2,7 7/2,7 6/1,9 9/2,9 10/2,6 6/2,5 14/2,5 33/3,4 33 0

Conform tabelului ilustrat construim rozetele vnturilor ce ne dau posibilitate mai mare de

nzepezire, rspndirea aruncrilor deeurilor de la motoarelor de transport. Pentru

regiunea Orhei unde se va construi drumul sunt caracteristice vnturile ce vin din direcia

de NE, N i NWn perioada de iarn, n perioda de var NW, SE i NE.

Fig.1 Rozete vnturilor pentru luna ianuarieiulie

Ianuarie

Iulie


5/32

~ 5 ~

2.1 Relieful i vegetaiaRelieful raionului Teleneti este mprit n urmtoarele uniti orografice mari:

Podiul Moldovei centrale reprezint o combinaie de cumpene nguste n form decreast cu vi adnci i largi, versani crora sunt fragmentai de depresiuni numite

hrtoape .

Cmpia ondulat a Moldovei deNord care este caracterizat prin forme domole derelief, fapt ce determin manifestare relativ a procesului de eroziune a soluriloravnd ns altitudinea absolute mai mici 200-250 m unde se ncadreaz valea Rut

care strbate de la NS.

Fondul forestier din suprafaa raionului constitue aproape 2300 de specii a plantelorslbatice , sunt evideniate aproape 68 specii de mamiferi, 270 specii a psrilor i

10000 specii de animale nevertebrate.

2.2 Condiiile geologice i hidrologiceResursele acvatice a raionului sunt compuse din: apele subterane, apele rurilor (Nistru,

Prut), ruleelor(Vatici, Cula, Coglnic), iazuri i apele freatice i fluviale.

Pe teritoriul raionului sunt circa 162 de lacuri i iazuri artificiale care ocup o suprafa de

975 ha. n graniele oraului i n mperjurimile lui se evideniaz 2 etaje structurale. Etajul


6/32

~ 6 ~

inferior reprezint plci de granit din epoca arhaic, iar partea superioar a seciunii

geologice a acestei structuri este reprezentata de roci sedimentare. La

suprafaa solului apar depunerilor reprezentate prin argile, marne , calcare, nisip lutos,

argil lutoas, nisipuri i pietri. Anume aceste depuneri servesc drept baza pentru

construcia majoritii cldirilor i construcia oraului.

2.2. Date iniiale:

Podul se proecteaz pe drumul auto de categoria II, gabaritul partii carosabile a podului

este G-8,0+2x1,0. Deci podul are dou benzi de circulaie a cte 3,0 m i dou benzi de

siguran a cte 1,0 m, i dou trotuare a cte 1,0 m. Trotuarele sunt separate de banda de

circulaie de un parapet de siguranta cu nlimea de 0,75 m, iar la marginea trotuarului,

spre nafar, sunt poiectate parapete pietonale cu nlimea de 1,1 m de fiacare margina a

podului.

Schema podului este de 9+18+9 cu grinda principala care se ia in calcul de 18m.

Unghiul de intersecie cu obstacolul-900si sarcinile care actioneaz sunt:AK-11,

NK-80, NG-60 si multimea de trotuare.

Deci gabaritul real al podului care include dou parapete pietonale a cte 0,2m i 2

parapete direcionalea cte 0,45m:

G 8,0 2,0 1,0 2,0 0,2 2,0 0,45=11,3m

Adoptm 5 grinzi(2 marginale i 3 intermediare)cu rostul intre ele a cte 0,505m.


7/32

~ 7 ~

3. Determinarea caracteristicilor geometrice i a eforturilor interioare M i Q

n elementele suprastructurilor.

3.1. Determinarea eforturilor interioare.

Placa deschiderii de consrucie se prevede transversal deschiderii podului ca o grind

continu cu multe deschideri aezndu-se pe reazeme elastice. Momentul ncovoitor n

deschideri pe reazem a acestei grinzi l determinm dup momentul M0 al grinzii cu o

singur deschidere cu ajutorul coeficientului de corecie care ia n considerare micorarea

momentului din contul aciunii ncostrii grinzii n nervuri i flexibilitii ultimelor.

Momentul M0este momentul ncovoietor n gr cu o deschidere:

N1=0,001*kb

p

IGD l

**

3

D-rigiditatea cilindric a plcii: 23

112

*

fb hED

;

Hf - grosimea plcii(15cm);

lp- deschiderea de calcul a plcii(2,145m);

Ik - momentul de inerie la rsucire;

Eb- modulul de elasticitate a betonului;

Gbmodulul de curgere a betonului=0,42*Eb;

- coeficientul lui Poison=0,2;

La intensitatea sarcinii pe band: qbond=11kN/m= mkNqc /2

11 banda distribuit la

rostul cii b=0,505m i distribuirea sarcinii n grosimea mbrcm rutiere H=0,15m sub

unghi 45, limea suprafeei distrib sarcinii n lungul deschiderii plcii:


8/32

~ 8 ~

1b b 2 H 0,505 2 0,15 0,805

Fig.2. ncrcarea plcii cu o singur cale cu sarcina A II pentrudeterminarea sarcinii (m).

Intensitatea acestei sarcini pe 1m21

116,83

2*0,805

ciik

qq KPa

b

.

Presiunea unei roi a cruciorului acioneaz pe limea cii pe o lungime dea=0,2m.

n curmezi deschiderea plcii limea suprafeei de distribuire se ia :

p

1

l 2,145a a 2 H 0,2 2 0,15 1,215m.

3 3

Aceast valoare nu trebuie s depeasc:

p2 2l 2,145 1, 433 3

Mai departe n calcul vom folosi a1=1,43.

Intensitatea sarcinii de la o singur roat a cruciorului presiunea asupra sarcinii

atat t

1 1

P 110P 110kN Q 47,78kPa.

2 a b 2 1,43 0,805

Coeficientul dinamic:

45 45 2,145

1 1 1 1,317135 135

Fora transversal se determin ca la grinda cu o deschidere fr consideraia continuitii.

Sarcina permanent asupra plcii suprastructurii se repartizeaz din masa proprie a

mbrcmintei rutiere i a masei proprii. Calculele normative i calculul de sarcini snt date

n tabelul 2.12 Livi.

Sarcin temporar la calcul din AK11 sau NK-800

Pentru benzile plcii cu limea 1m momentul se calculeaz:


9/32

~ 9 ~

2

1

0 1

2

0,31

8 4

8,9 2,145 2,145 0,30,8051,32 1,2 6,83 1,5 47,8 0,805 46,16

8 4

t t

p p

fA k fA

g l l bM q q b

kNm

2

1

0 1

0,5

23,878 4

n p p

n k t

g l l b

M q q b kNm

- momentul ncovoitor normativ

y

Fig.3. ncrcarea plciicu dou ci cu sarcinaA1 II pentrudeterminarea sarcinii(m).

fA = 1,2- coeficientul de ncredere pentru sarcina unei benzi;

tfA =1,5- coeficientul de ncredere pentru crucior la calculul elementelor prii carosabile a

podului.

n deschiderea plcilor se includ dou sarcini a dou ci A-11 de la dou benzi maximale

apropiate una de alta.

Considerm c suprafaa de distribuie a presiunii de la dou ci culimea:

b2=C+b1=1,1+0,805=1,905m, ce este mai mic dect lp=2,145. Intensitatea distribuirii

sarcinii de band qk=qbond/b2=11/1,905=5,77kPa.


10/32

~ 10 ~

Intensitatea sarcinii qt=1

11038,0

1,56 2

at

r

PkPa

a b

Momentul ncovoietor n mijlocul deschiderii benzii plcii cu limea de 1m va fi:

2 2

0

2 2

18 8

8,9 2,145 2,1451,32 1, 2 5,77 1,5 38,0 54, 28 ;

8 8

t

p p

fA k fA t

g l lM q q

KNm

2 2 2 2

0

8,9 2,145 2,1455,77 38,0 29,89 ;

8 8 8 8

n p p

n k t

g l lM q q kNm

La determinarea forei transversale se ia n consideraie c limea suprafeei de distribuirela reazeme este transversal deschiderii plciia0=a+2*H, dar mai mic dect lp/3

a0H=0,2+2*0,15=0,50< lp/3=2,34/3=0,715m.

Se ia mai departe 0,715.

Ordonata liniei de influen sub sarcin:

1

1 0,45 1 2,145 0,450,79

2,145

p

p

ly

l

2

1 0, 45 1,10,28

p

p

ly

l

Fora transversal de calcul lng corpul grinzii:

2 2

0

1 11 /2 2 2

8,9 2,145 11 110 0,79 0,281,32 1,2 0,79 0,28 1,5 101,35

2 2 2 1,43

p ocufA i At i i

i i

g l q P

Q Y Y a

kN


11/32

~ 11 ~

F

Fig.4. ncrcarea grinzii cu

Nk- 00 pentru determinarea

efectului ncovoietor (m).

n deschiderea plcii se distribuie o singur roat a sarcinii Nk-800. Pentru limea roii

b=0,8m cu distribuirea presiunii de la grosimea H=0,15m sub unghi de 45.

3b b 2 H 0,8 2 0,15 1,1m.

n lungul micrii limea suprafeei de distribuire corespunde cu limea suprafeei cu roatacruciorului a1=1,15m.

p2/ 3 l 2 / 3 2,145 1,43

1,43m ins nu poate fi admis mai mare ca distana dintre roi a1=1,20m cu intensitatea

sarcinii pe 1m2qk=1 3

800 80075,75

8 1,2 1,1

HkP kPaa b

Coeficientul dinamic pentru sarcina HK-800 pentru lungimea de ncrcare =1,1 ce

acioneaz pe o lungime de mai mult de 1m pn la 5m.

295,114

1,13,13,11

Momentul de incovoiere este

2

0

8,9 2,145 2,145 0,5 1,11,295 75,75 1,1 48,88

8 4M kN m

0

8,9 2,145 8001,295 0,744 80,32

8 8 1,2Q kN

, unde


12/32

~ 12 ~

0,744- ordonata liniei de influen a forei transversale a corp grinzii provenit de la roat n

calitate de efort a plcii cu o singur deschidere.

Fig.5. Schema determinrii efortului

transversal de la sarcina Nk-800 (m).

n calitate de efort al plcii cu o deschidere pentru calculul la rezisten primim valoarea

maxim luat pentru ncrcarea a dou ci cu sarcina A-11 de la sarcina cruciorului

M0=54,28kN*m; Q0=101,35kN.

Pentru calcularea la fisuri folosim efortul de la normele Mon=29,89kN*m

Momentul simplu rezemat se determin folosind coeficientul din tabelul 2.11 din Livi.

Pentru aceast seciune a grindei aducem o form dreptughiular pentru fig.6.

Fig.6. a) grinda n plan transversal; b) grinda adus la form dreptunghiular.

Tasarea grosimii plcii superioare:

2 2210 15 30 16 0, 5 60 3019,83

210h f cm

Tasarea interioar grosimii 60cm:


13/32

~ 13 ~

60 15 23 16 0,5 23 2326,88

60hf cm

Momentul de inerie la torsiune

34

1

10,63

3

ir i

i

bI

bi - lungimea dreptunghiului I ce este compus n seciuni transversaleilimea dreptunghiului I ce este compus n seciuni transversale

4 4 4 3 41 210 45,2 600,63 18 0,63 16 0,63 26,8 7,1 10

3 18 16 26,8r

I m

Rigiditatea cilindric a plcii:

3 3

2 2

18676,74

12 1 12 1 0,2

b f bb

E h ED E

,

3 2

5

676,64 2,1450,001 0,001 22,4

0,42 7,1 10

p b

b k b

D l En

G I E

pentru n1=22,4


14/32

~ 14 ~

M0n=-0,8*29,89=-23,91 kN*m

M0n=+0,25*29,89=+7,47 kN*m

Fora transversal lng corpul grinzii:

Qmax=Q0=101,35kN

3.2. Calculul plcii la rezisten la stadia de exploatare dup momentul ncovoitor

Pentru placa grinzii este primit beton de clasa B-40, Rb=20Mpa; Rbn=29Mpa; A II

Rs=270Mpa; Rsn=300Mpa.

Rbrezistena betonului la comprimarea axial;Rbnrezistena betonului normativ la comprimare;

Rsrezistena armaturii netensionate la ntindere;

Rsnrezistena armturii normative la ntindere;

Pentru grosimea plcii:

Hf=15cm i armtura 12mm nlimea de lucru a plcii va fi hd15-2-1,2/2=12,4cm,

Si latimea placii de 100cm.Braul forei interioare primim Z0,875*hd

Calculul l efectum pentru o seciune cu limea b=100cm.

Conform momentului ncovoietor necesarul de armtur se calculeaz:

n deschiderea plcii grinzii zona inferioar:

M=+27,14kN*m

5

22

27,14 109,260,875 0,875 12,4 270 10

s

d s

MA cmh R

n deschiderea plcii n zona de sus:

M=-13,57kN*m

52

2

13,57 104,63

0,75 12,4 270 10s

A cm

Pentru M=-43,43 As=14,82

Pentru M=+13,57 As=4,63


15/32

~ 15 ~

Din rezultatele obinuteprimim c avem armarea dubl: n zona de jos 14mm, pas

143mm, As=10,77cm2>9,26cm2/m; n zona de sus avem 18mm, pas 166mm, cu

As=15,26cm2/m>14,82 cm2/m.

Verificarea armrii primite

Conform momentului pozitiv(As=10,77cm2) tensiunea n armtur n zona dejos:

29 100 12,415,5 15,5 895,64 ;

10,77

bn da

s

R b hMPa

A >Rsn=300Mpa

Corespunztor avem i primul caz de calcul cnd s=Rs=270Mpa

nlimea zonei de comprimare270 10,77

1,4520 100

s s

b

R Ax

R b

Rsa=300Mpa.

De aici primim primul caz de calcul s=Rs270 15,26

2,0620 100

x cm


16/32

~ 16 ~

Aici rezistena betonului Rb=17,5Mpa primit pentru clasa betonului B-35, dar nu pentru B-

40 n corespundere cu normele indicate.

Verificarea capacitii portante a betonului:

2

bt d maxQ 0,75 R b h 0,75 1,27 10 100 12,4 118,11kN Q 101,35kN Q 118,11kN

Concluzie: pentru grosimea plcii 15cm, placa este n stare s primeasc efortul de la fora

transversal fr armare transversal.

3.4. Calculul rezistenei grinzii la fisurare.

Deschiderea de construcie armat cu armturi din bare tensionate se atribuie la categoria

IIIb dup rezistena la fisurare pentru care se permite deschiderea fisurrii n limitele de

0,02cm pentru 14mm a armturii, r=6* =6*1,4=8,4cm.

Fig.7. Zona de interaciune.

Suprafaa zonei de interaciune

2

r

1,4A =L (h + +r)=100 2 8, 4 1110cm

2 2p

d

se limiteaz pe conturul interior de

interaciune.

n deschiderea plcii grinzii cu pasulprimit a armturii din bare 143mm, numrul de bare pe1m n=1000/143=7uniti.


17/32

~ 17 ~

Raza de armare1110

113,381 7 1,4

rr

AR cm

n d

, unde

Ar- zona de interaciune pentru seciile normale de mai sus r=6*d;

- coeficient de aderen dintre armtur i beton(conform tab 41 SniP 2.05.03.84);

d- barei(se includ i cazurile cnd amplasarea barelorse face n grup);

Pentru barele armturii coeficientul de armare va fi:2 21,5 1,5 113,38 15,97rR

Tensiunea n armtur5

, 14,95 10118,88

1,4510,77 12,4

2

np n

s

s

MMPa

A Z

Braul perechilor de fore interioare Z se determin din calculul la rezisten este

0Z h 0,5 X

Limea deschiderii fisurilor5

118,8815,97 0,009

2,1 10

scr

Q cmE


18/32

~ 18 ~

Braul perechilor de fore interioare Z se determin din calculul la rezisten este

0Z h 0,5 X

Limea deschiderii fisurilor 5148, 45

16,86 0,0122,1 10

scrQ cm

E


19/32

~ 19 ~

Hidroizolaie(=1cm)

0,01(11,3+2*0,32+2*1)*1,5*11,3

2,36 1,3 3,07

Stratul de egalizare(=3cm)

0,03(11,3+2*0,32+2*1)*2,1*11,3

9,92 1,3 12,9

Parapetul trotuarului

2,5*2

5 1,1 5,5

Parapet de siguran

2,0*2

4 1,1 5,5

Masa plcii din beton armat turnat monolit

sum trotuare(=7cm)

2,6*0,15*0,21*2,5*11,3

2,31 1,1 2,54

n total a doua parte a sarcinii permanente 59,14 79,57ns masa proprie a 5 grinzi principale

pentru masa uneia dup registru este egal

cu 278kN rezultat pentru o parte

278*577,22

18 1,1 84,94

TOTAL 136,36 164,51

Socotim saricinile permamente impartite intre toate cele 5 grinzi, atunci la o singura grinda

gn=136,36/5=27,27kn/m; g=164,51/5=32,9kn/m;

Distana ntre grinzi d=2,305m.

Deschiderea consolei este 1040mm=1,04m.

Deschiderea de calcul a grinzii principale lp=18-0,6=16,4.Momentul de inerie a plcii cu limea de 1m este:

3 33 41 0,15

0.281 1012 12

f

pl

b hI m

Momentul de inerie a grinzii l determinm din fig. 5.

Momentul static al seciunii transversale referitoare la limita inferioar a grinzii va fi:

326,8 45,2 1860 16 45,2 26,8 210 18 90 342710,082 2 2

bS cm

Suprafaa seciei 2bA 60 26,8 16 45,2 210 18 6111,2cm


20/32

~ 20 ~

Distanta de la limita inferioara a sectiunii pina la centrul ei de greutate ..VlbY Sb/Ab=56,08cm

Distana de la limita superioara a seciunii la centrul ei de greutate . . 120 78,7 33,92l ibY cm

Momentul de inerie a seciunii corespunztoare axei ce trece prin centrul axei: 2 23 3 3

2

3 4

210 18 18 16 45,2 45,2 60 26,8210 18 33,92 16 45,2 18 33,92 60

12 2 12 2 12

26,826,8 56,08 56,30 102

bI

m

Parametrii grinzii3 3 3

4 4 3

2,1 118,12 1012,8 12,8 0,28

17,4 0,281 10

b b

p b pl

E Id

l E I

Dup formulele pentru grinzile cu 4 deschideri cu console gsim ordonata liniei de influen

a presiunii asupra grinzii.

Pentru grinda 0 2 3

1 1

50 380 342 56 182,04B

2 3001

R 30 324 327 56 0,799B

2011

R 20 101 34 0,277B

2021

R 10-22 24 0,0115B

2

03

1R 0 6 0,004

B

2041

R -10 12 0,0372B

2 3 40 001 1,04

15 847 3052 1975 265 1,342031.85 2,5

R R

2 3 40 041 1,04

15 203 172 27 0,2252031,85 2,5

pR R

Analogic se determin ordonata liniei de influen a grindei 1 i 2 cu o precizie mai mic,

valoarea liniei de influen este posibil din grafice. Rezultatele n tabelul 4.

Tabelul 4. Ordonata liniei de influen


21/32

~ 21 ~

Puncte Ordonata liniei de influen la corpul grinzii

R0 R1 R2

k 1,34 0,184 -0,045

0 0,799 0,277 0,0116

1 0,277 0,424 0,2706

2 0,0115 0,2705 0,4358

3 -0,00402 0,0791 0,2706

4 -0,0372 0,001 0,0116

K 0,225 -0,043 -0,201

4.2. Construirea podurilor din beton pe grinzi.

4.3. Fabricarea industrial a elementelor prefabricate din beton armat pentru poduri la

uzine i poligoane. Standardizarea. Transportarea suprastructurii.

Podurile din beton i beton armat snt lucrri de construcie caracterizate prin ncrcri i

dimensiuni n plan, nlimi i condiii de exploatare.

Denumim podpe grinzi acele poduri la care principalele elemente de rezisten ale

suprastructurii snt grinzile de beton armat sau beton precomprimat.

Aplicarea precomprimrii i dezvoltarea metodelor moderne de execuie fac posibil

proiectarea podurilor pe grinzi cu deschiderea cuprins ntre 10 i 200m. De menionat c

podurile pe grinzi se aplic n cazul cnd condiiile de fundare nu snt dintre cele mai


22/32

~ 22 ~

favorabile, ntruct sistemul static poate fi adaptat mai uor la condiiile de teren. Se poate

afirma c n prezent cele mai des ntlnite snt podurile pe grinzi cu inima plin. Aceasta se

datorete multiplelor avantaje de ordin tehnic i economic pe care le ofer.

Peste aceste limite aplicarea de procedee speciale de realizare n console i altele permit

podurilor cu grinzi s devin competitive la deschideri foarte mari. O prim clasificare a

podurilor pe grinzi pot avea criteriile: Criteriul alctuirii constructive(monolit, prefabricat) Criteriul tensiunilor iniiale(din beton armat, cu tensiuni iniiale n

beton prefabricat).

Un alt criteriu de clasificare pentru podurile cu grinzi l-ar putea constitui mrimea

deschiderii. Acest sistem de clasificare trebuie raportat, n primul rnd, la condiiile din ar.

Pentru precomprimarea longitudinal cantitatea de oel superior depinde de: De numrul de deschideri;Mrimea deschiderii;nlimea de construcie;Tipul de oel de precomprimare;Gradul de precomprimare;Consumul de oel superior pentru precomprimare longitudinal se calculeaz

dup formula:2

L L

l L

l lC

h

, unde

l=L/n-deschiderea medie;n-numrul de deschidere;

h- nlimea de construcie;

L-rezistena de ntindere a oelului(N/m2)

A=B*L, unde

B-limea tablierului ce se afl ntre parapeii trotuarului;

CL- cantitatea de oel superior raportat la suprafaa podului A, considernd precomprimarea

parial;

Elementele prefabricate de construcie a podurilor din beton armat se execut la uzine sau

pe poligoane. Unele tipare de elemente pot fi executate la uzine staionare care produc nu


23/32

~ 23 ~

numai elemente de poduri, dar i alte elemente cu diferite destinaii. n componena

poligopnului unde snt fabricate unele elemente a suprafeei din beton armat conin:

Depozite pentru pstrarea materialelor de construcie; ncperi de producere, de depozitare a armturii(de ntindere) malaxare,

grinzilor, secii de reparaii .a.

Cile interioare pentru transportarea de materiale i prefabricate;Dacpentru montarea elementelor se folosesc cofraje de lemn atunci la uzinele mobile se

monteaz i secii de cofraje i metal.

La poligoane cofrajele sunt dispuse gata, ele sunt cele mai confortabile.

Analogic determinm ordonata liniei de influien a presiunii asupra grinzii 1 i 2 R1i R2.

Cu o precizis mai mic valoare liniei de influien este posibil de primit dup grafic

Fig.8. Ordonata liniei de influien.

Rezultatele sunt introduse n tabelul 5.

Tabelul 5. Ordonata liniei de influien.

Puncte Ordonata liniei de influen la corpul grinzii

R0 R1 R2

k 1,34 0,184 -0,045

0 0,799 0,277 0,0116

1 0,277 0,424 0,2706

2 0,0115 0,2705 0,4358


24/32

~ 24 ~

3 -0,00402 0,0791 0,2706

4 -0,0372 0,001 0,0116

K 0,225 -0,043 -0,201

Construim liniile de influen a presiunii pe grind la ncrcri cu sarcina temporar i

determinm coeficienii repartiiei transversala. Prevedem dou variante de ncrcare cu

sarcina A-11 i ncrcarea NK-800, fixnd greutile pe ordonata maximal a liniei deinfluen. Schema de repartizare a sarcinilor i ordonatelor liniei de influen pentru R0sunt

readuse n figura 9.

Fig.9. Linia de influen a sarcinii pe grind determinat dup metoda reazemului elastic i

schema lor de ncrcare.

Dou benzi de ncrcare cu sarcina A-11 maximal apropiat de nivelul de siguran .


25/32

~ 25 ~

-Pentru grinda 0(zero):

CRTA =0,5(0,5842+0,2294+0,6(0,0929-0,0182))=0,429;

CRTAt=0,5(0,5842+0,2294+0,0925-0,0182)=0,444;

-Pentru grinda 1:

CRTA=0,5(0,3323+0,3426+0,6(0,277+0,1436))=0,464;

CRTAt=0,5(0,3323+0,3426+0,277+0,1436)=0,548;-Pentru grinda 2:

CRTA=0,5(0,6(0,1232+0,2889)+0,3545+0,2998)=0,451;

CRTAt=0,5(0,1232+0,2889+0,3545+0,2998)=0,533;

Dou benzi a sarcinei A-11 maximal apropiate de margina prii carosabile i se combin cu

mulimea pe trotuare

-Pentru grinda 0:CRTA=0,5(0,2791+0,0432)=0,161;

CRTAt=0,5(0,2791+0,0432)=0,161;

CRTY=0,89;

-Pentru grinda 1:

CRTA=0,5(0,3665+0,2532+0,6(0,1788+0,0603))=0,38;

CRTAt=0,5(0, 3665+0,2532+0,1728+0,0603)=0,426;CRTT=0,27;

-Pentru grinda 2:

CRTA=0,5(0,2651+0,3783+0,6(0,3207+0,1961))=0,477;

CRTAt=0,5(0,2651+0,3783+0,3207+0,1961)=0,58;

CRTT=0;

Sarcina NK-800 pe margina prii carosabile:

-Pentru grinda 0: CRTK=0,5(0,2977+0,0166)=0,157;



Pentru compararea CRT determinai dup metoda general a comprimrii excentrice

M.E.. dup aceast metod valoare maximal va fi ntotdeauna valoarea CRT

pentru grinda marginal. Ordonata liniei de influen sub centrele de greutate a grinzilor

marginale pentru sistema secionat.


26/32

~ 26 ~

y=2

1

22

1;

62

3

b ki

b b

a

Inlna

E I

sau cu evidena c 6b=0,42Eb y=2

1

2 2

1;

2 0,14 kib

a

Ina nl

I

Momentul de inerie a unei grinzi aparte Ibi Iksunt calculate anterior:

Ib=56,30*10-3m4; Ik=7,1*10

-3m4;

Numrul de grinzi n seciune transversal n=5

2 2 2 2 2

)2.503 6.3 10.5 157,20 ;ia m

y=2

2 3 3

1 10.5 10,3295;

5 2 156,20 0.14 6 16,4 7.5 10 /118.12 10 5

y1=1

0.3263 0,50115

y111

0.3263 0,18525

linia de influen a presiunii la grinda marginal i amplasarea de calcul a sarcinii sunt

indicate n figura 11.

Pentru dou benzi a sarcinii A-11 min mai apropiat de latura de siguran

CRTA=0,3842+0,6*0,197=0,503;

CRTAt=0,3842+0,1978=0,582;

Pentru doua benzi a sarcinii A-11 max apropiate de marginea parii carosabile

CRTA=0,291+0,6*0,1045=0,354;

CRTAt=0,291+0,1045=0,395;

Pentru trotuare CRTT=0,528;


27/32

~ 27 ~

Fig.10. Schema de determinare CRT dup metoda general a comprimrii excentrice.

Pentru sarcina NK-800 pe marginea prii carosabile CRTk=0,276;

Pentru seciunea lng corpul grinzii determinm coeficientul RT dup metoda prghiei

(fig.12.).

CRTA=0,5(0,0952+1+0,6*0,4762)=0,691;

CRTAt=0,5(0,0952+1+0,4762)=0,786;

CRTR=0,5*1=0,5

Fig.11. Schema de determinare a CRT dup metoda prghiei.


28/32

~ 28 ~

La determinarea momentelor ncovoietoare ne folosim de CRT, care sa primit dup metoda

cea mai precis- dup linia de influen a reaciei grinzii pe reazeme elastici.

Deschiderea proectat din grinzi tipice sunt alese dup eforturile maximale.

Linia de influen a momentului ncovoietor la mijlocul deschiderii i amplasarea sarcineicorespunztor Mmaxsunt n figura 12.

Fig.12. Schema de determinare a Mmaxn mijlocul deschiderii grinzii(m).

Suprafaa liniei de influen : 22 02,5204,2*04,2*125,0*125.0 mlM

Ordonata liniei de influen sub cruciorul ncrcat cu sarcina A-11 : y1=l/4=5,1 ;

y2=y1*0.5 1.5 0.5 17,4 1.5

5.1 4,560.5 0.5 17,4

l

l

m;

Ordonata sau roile transportului NK-800: y1=3,87m; y3=y4=y1 ;5,45.0

2.15.0m

l

l

y5=y10.5 1.2 1.2 0.5 20, 4 1.25.1 4,3 ;0.5 0.5 17.4

lm

l

Sarcina normativ temporar pe trotuare depinde de lungimea de ncrcare , egal n cazul

de fa cu lungimea de calcul a deschiderii l=17,4m, dar se primete nu mai puin de 2 kPa.

PT=4-0,02 =4-0,02*17,4=3,592kPa>2kPa

Coeficienii de siguran pe sarcin:

-pentru cruciorul A-11


29/32

~ 29 ~

jAt=1,5- 2.130

3.0

; jAt=1,5- 30

4.20*3.0 1,296>1,2;

-pentru sarcina pe band A-11 jA=1,2;

- pentru sarcina NK-800 jk=1;

-pentru mulimea de trotuare cu considerarea ei mpreun cu sarcina A-11 ft=1,2;Coeficientul dinamic:

-pentru sarcina A-11

(1+ )A=1+45 45 17.4

1 1.18135 135

-pentru sarcina NK-800 =23,4>5(1+ )k=1,1;

Momentul ncovoietor n grinda 1 de la sarcina A-11 i mulimea pe trotuarte:

M1=g* M+(1+ )A* jA*qpcl*CRT* M+jAt*PAT*CRTAT(y1+y2) + jT*qT*bT*CRT*

M=27,98*52,02+1,18(1,2*11*0,36*52,02+1,5*110*0,426(5,1+4,35)+1.2*3,53*1*52.02=

=1455,52+1075,50+220,35=2751,37kN*m.

M1n=23,83*52,02+11*0,38*52,02+110*0,426*9,45+3,532*0,27*52,02=1239,64+218,2+

+442,83+49,60=1950,3 kN*m.

Momentul ncovoietor n grinda 2 de la sarcina A-11:

M2=27,98*52,02+1,18(1,2*11*0,477*52,02+1,266*110*0,58*9,45)=1455.52+1524,45=

=2980 kN*m.

M2n=23,83*52,02+11*0,477*52,02+110*0,58*9,45=1239,64+272,95+602,91=

=2115.5 kN*m.

Momentul ncovoietor n grinda 2 de la sarcina NK-80:

M2=27,98852.02+1,1*1*200+0,3*(5,1+2*4,5+3,9)=1455.52+1185=2643,52 kN*m.

M2n=23,84*52,02+200*0,3*21=1244.45+1260=2504,45 kN*m.

n aa fel momentul ncovoietor maxim apare n grinda 2 cu ncrcarea deschiderii de

construcie cu sarcina A-11 i a mulimii pe trotuare: momentul de calcul folosit la calculele

la rezisten:

M=2980N*m; momentul normativ folosit pentru calculele rezistenei la fisurare,Mn=2115,5kN*m ; momentul ncovoietor de la sarcinile permanente:


30/32

~ 30 ~

-de calcul Mg=1455,52 kN*m.

-normativ Mgn=1239,6 kN*m.

Pentru determinarea forei transversale maxime, ne folosim de partea de mijloc a deschiderii

CRT, primit dup linia de influen a grinzii pe reazeme elastice, lng pil-dup metoda

prghiei.

Pe sectoarele lng pile cu lungimea 1/5lp=1/5*17,4=3,4m se primete msurarea liniar aCRT de la valoarea pentru partea mijlocie a deschiderii pn la CRT gsit dup metoda

prghiei.

Fig.13. Schema de determinare a forei transversale la reazemul grinzii(m).

a-schema de incrcare a grinzii cu sarcina A-11;

b-grafic de msurare CRT pentru A-11 pe lungimea deschiderii;

c-linia de influen a forei transversale;

Pe figura 13 sunt evideniate amplasrile sarcinilor A-11 ce corespund valorii mai mari a

forei transversale lng pila A, linia de influen QA i graficul de schimbare a CRT pe

lungimea deschiderii. Pe grafic snt artate valorile CRT pentru crucior i n paranteze

pentru sarcina pe band.

Pe figura 14 sunt indicate situarea sarcinei NK-80 pentru QAmax, linia de influen QAi

graficul de schimb a CRT pentru NK-80 pe lungimea deschiderii.


31/32

~ 31 ~

Fig.14. Schema de determinare a forei transversale n grind de la sarcina NK-80.

n corespundere cu caracterul de schimbri a CRT pentru sarcina pe band pe lungimea

deschiderii prelucrm trei sectoare a liniea de influen a forei transversale (fig.13).


32/32

Bibliografie.1. SniP 2.05.03.84 Most i trub.

2. A. Livii Primer rasciota jelezobetonnx mostov, Kiev 1986.

3. Indicaia metodic pentru ndeplinirea lucrrilor practice la disciplina Lucrri de art-

Chiinu 2003.

4.P.I.Radu Poduri din beton armat.

5.P.I.Polivanov Proiectirovanie i rasciot J/b metaliceschih mostov M. Transport, 1970.6. Poduri masive de cale ferat: curs-Bucureti.

7. Poduri de beton armat : probleme speciale: vol.1-/I.C. Facultatea ci ferate drumuri i

poduri. Bucureti 1974, Negoescu E.

talpa petru incercare la poduri 2.bak

Documents