Biletel la metale 2

8/7/2019 Biletel la metale 2

1/41

B. 2 .Componena carcasei i scheme constructive ale ei.Elementul de baz portant al carcasei l constituie cadrul transversal alctuit din

stlpi ancorai n fundaie i rigle legate rigid sau articulat de stlp.O carcas estereprezentat prin deschidere i travee. Pe rigle reazim construciile nvelitorii. Rigiditateai stabilitatea elementelor carcasei n plan vertical de aciune a sarcinilor gravitaionaleeste asigurat prin contravntuiri i legturi dispuse cum n planul acoperiului aa i n

planul stlpului. n hale cu o singur deschidere fermele se prind rigid de stlpipentru a asigura o rigiditate sporit la fore orizontale.Stlpii sesocot ancorai n fundaie n planul cadrului, iar din planul cadruluiarticulat.ns se pot utiliza scheme constructive la care stlpul dinmijloc este legat rigid n fundaie iar cei mrginali articulat.nacest caz stlpul din mijloc se proiecteaz cu oseciune spaial

n hale cu mai multe deschideri se pot folosi scheme constructive cu ferme prinsearticulat de stlpi. n afar de aceste elemente n componena carcasei obligatoriu mai ntru

construcia paiantei de capt, nunele cazuri n lungul cldirii sunt platformele, scrile ialte elemente a constr. La halele cu traveele de aceeai mrime pe toate irurile de stlpi seutilizeaz scheme constructive cu cadre transversale pe care se aeaz grinzile de rulare iconstruciile nvelitorii.

Aceast schem se utilizeaz pentru cldiri fr iluminatoare ,doar cu iluminator longitudional, cu pod rulant i fr.Seutilizeaz pe travee mici ( 6,12).La necesitatea traveelor maripe toate rndurile se utilizeaz schema constr. cu iluminatorlongitudinal construcia crora suport o parte din sarcinaacoperiului. n acest caz construcia iluminatorului se sprijin

pe ferme, iar pe ele se sprijin panele nvelite care se aeaz paralel cu fermele.

Schema pentru hale cu deschideri (12-24m)i nlimi mici alecldirii (5-8m) fr poduri rulante i cu poduri rulante cucapacitatea de ridicare pn la 20t cu iluminatoare longitudinalei fr. Se utilizeaz schema constructiv din cadre nchise.Aceste cadre se proiectez cu schema fr articulaii cu tirant.Seciunea cadrului se proiecteaz din profile U i foi ondulate.

Grinzile de rulare se sprijin pe consol sau peestacade uoare. Pentru cldiri cu travee mari peirurile din mijloc se utilizeaz schema constructivcu ferme sub cpriori, care se aeaz pe rndurile dinmijloc i pe dnsele fermele acoperiului.

Schema constructiv difer i dup modul delegtur a fermelor cu stlpii.Legtura poate fi rigidsau articulat. Nodul rigid poate suporta i transmite

momentul ncovoietor. Deplasrile nodului de la sarcina orizontal sunt mici n acest cazn schemele de calcul nodul de sus se consider rigid.

Se utilizeaz astfel de schemecnd apare necesitatea de a avea o


2/41

carcas cu o rigiditate mare la cldiri nalte nzestrate cu pod rulant, cu regim defuncionare greu i foarte greu. n celelalte cazuri se utilizeaz scheme constructive culegtur articulat.La halele industriale cu mai multe deschideri cu aceiai nlime sarcinile orizontale snt

reluate de mai muli stlpi i legtura lor va fi articulat.

La cldirile cu mai multe deschideri cu nlimeadiferit se utilizeaz scheme constructive combinatelacare unele ferme se leag rigid altele articulat. Stlpiise socot ancurai n fundaie n planul cadrului, iar dinplanul cadrului articulai.

ns se pot utiliza scheme constructive la

care stlpul din mijloc este legat rigid, nfundaie, iar cei marginali articulat. n acest cazstlpul din mijloc se proiecteaz cu o seciunespaial. Se urilizeaz astfel de scheme pentrucldiri cu degajri mari de cldur.

B.3. AMPLASAREA STLPILOR N PLAN. ROSTURI DE DELATARE.


3/41

Stlpul se proiecteaz n plan innd cont de factorii tehnologici i economici.Amplasarea trebuie s fie concordat cu dimensiunea i aezarea utilajuluitehnologic.Aezarea lui depinde de circulaia produciei.n planul orizontal stlpii seplaseaz pe axe paralele. Stlpii se aeaz n reele modulare. Pentru dimensiunile n planse folosete modulul 60 M=6cm. Deschiderele se iau de 12, 24 36, i 42m, iar traveele deregul 6 sau 12m. Se alege mrimea traveei prin comparaia variantelor din punct de

vedere economic.La frontoane stlpii se dezaxeaz cu 500mm nuntrul cldirii pentruformarea colurilor cldirii cu elemente standarte.La cldirile lungi n carcase pot aprea tensiuni suplimentarede variaia a temperaturii. n aceste cazuri pentru a nu ine contde aceste tensiuni suprafaa cldirii se mparte n blocuri cuajutorul rosturilor transversali i longitudinali.Cu ct stlpii suntmai departe de mijlocul halei cu att mai mult ele senconvoaie.Temperatura produce modificri a lungimiielementelor carcasei mrimea acestor modificri depinde de

modul cum e aezat construcia n aer liber sau adpostit,hala e nclzit sau nenclzit.Pentru eforturile mari necontrolate distanele maxime ntre rosturi nu trebuie sdepeasc:Lungimea maxim a halei ntre dou rosturi:-hale nclzite 230m-hale nenclzite 200m-estacade 130mLimea maxim ntre dou rosturi:-hale nclzite 150m-hale nenclzite 120m-estacade 100m

Rosturile de delatare transversale se formeaz prin dublarea cadrului transversal,stlpii crora se dezaxeaz n ambele pri cu 500mm. Rosturi longitudinale se formeazntre deschideri pe 2 iruri de stlpi sau pentru aezarea riglelor cadrelor mobile pe stlpi aunui sau a ambelor capete cilindre, sau alte dispoziii. n primul caz se ntroduc o ax

suplimentar longitudional la o distan de 1500mm de la axele de baz.La aezarea reciproc a2 deschideri ntre dnsle se

las un rost de 1000mm.

B.4.Alctuirea cadrelor transversale. Elementele structurii de rezisten..


4/41

Se ncepe cu stabilitatea dimensiunii de baz a elementelor constructive. Alctuireacadrelor cu odeschidere i mai multe.Gabaritele verticale depind de procesul tehnologic i se determin cu distana de la nivelulpardoselei pn la capul inei de rulare i cu distana de la capul inei de rulare pn latalpa inferioar a fermei h2.Aceste dou dimensiuni ne dau n sum nlimea util a halei

h. Dimensiunea h2 depinde de

gabaritele podului rulanth2=hp+100+ahp- nlimea podului rulant se iadin standartele pentru podurirulante.100-rostul minim dintre cruciori grinda acoperiiluia=200-400mm n dependen dedischiderea halei.

Valoarea h2 se multiplic cu 200.h=h1+h2; h-multiplu cu 1200mm.nlimea l2 rii superioare astlpului l2=h2+hgr+ht unde:hgr- nlimea grinzii de rulare;ht-nlimea inei de rulare.

nlimea prii de jos astlpului sub nivelul grinzii

podului rulant l1=h-l2+h3 unde: h3-cota de jos a plcii de reazem a bazei stlpului.h,l- iluminatorului se determin prin calcul la iluminare i este alctuit din

elementul de bord, stecluirea i elementul de corni, nlimea cercevelei-1250, 1500,1750. Limea iluminatorului 6,12m. nlimea iluminatorului pentru limea lui de 6m seadopt dintr-o cercevea cu dimensiunea 1500, 1750 i suma nlimilor panourilor de bordi corni (900-1000mm). Pentru limea 12m luminatorul se ia din 2 cercevele de 1250,1500 i suma panourilor 1300, 1500mm. Racordarea muchiei stlpului din afar fa de axamodular b0=0,250,500; b=0 pentru cldiri fr pod rulant i cldiri joase cu traveia 6m cupod rulant cu capacitatea de ridicare pn la 30t inclusiv; b 0=500 pentru cldiri cu podurirulante cu capacitatea de ridicare de 100t i mai mare. Pentru regimul de lucru G,FG,independent de capacitatea de ridicare n celelalte cazuri b0=250. Limea seciunii priisuperioare a stlpului b2=500;750. Pentru ca podul rulant n timpul deplasrii s nu contacteze cu stlpuldistana dintre axa grinzii de rulare i axa stlpului =B1+(b2-b0)+75mm. Valoarea lui leanda multipl cu250 se adopt 750, 1000, 1250mm.Deschiderea podului Lp=L-2.Seciunile stlpului trebuie s satisfaccondiiile: b1=1000mm>l1/22; b2=500mm>l2/12.

Alctuirea cadrului transversal cu mai multe deschideri.La hale cu mai multe deschideri este dedorit ca deschiderea s fie paralel i s aib aceleai mrimi i nlimi. La halele nclzite aparenecesitatea de a organiza scurgerea apei n afara cldirii, n acest caz acoperiul se face cu 2 pante nslimea cldirii nu trebuie s depeasc 70-80m.Stlpii din mijloc sunt mai solicitai ca stlpii de lamargine.Dimensiunile h1,h2se determin ca pentru stlp mrginal b2=500,750,1000mm; b1=2-limea

prii inferioare, dimensiunea b0,b2, se determin ca pentru cldiri cu o singur deschidere.=b0+tp+B+450+75mm.

B.5- 6Contravntuirile ntre stlpii halelor. Contravntuiruile acoperiului.


5/41

Fora orizontal care acioneaz n direcia longitudional provenite din vnt,frnarea podurilor rulante,aciuni seismice se transmite fundaiilor prin intermediul

contravntuirilor. Contravntuirilestlpilor mai asigur meninereaformei geometrice i capacitii portante a elementelor n direcia

longitudinal a cldirii i stabilitiistlpului din planul cadruluitransversal. Pentru ndiplinireaacestor funcii e necesar de a avut nlungul cldirii nu mai puin de unbloc rigid. n bloc rigid ntr 2 stlpigrinda de rulare i contravntuirile.n traveea de la margineatronsonului pe partea de jos a

stlpului nu se instaleazcontravntuirile suplimentare de lavariaia temperaturii.

n timpul montrii construciei de la margine se introduc contravntuiri, care dupmontare se scot. Pe partea superioar a stlpului contravntuirile verticale se introduc i ntraveea de la margine, fiindc partea superioar a stlpului este mai flexibil.Distana maxim dintre contravntuiri sunt limitate de norme. Distana maximal de lamarginea cldirii pn la axa primei contravntuiri este pentru hale nclzite 90m,nenclzite cu procese calde 75m. Distana maximal dintre 2 contravntuiri pentru halenclzite 60m, nenclzite 50m. Forma contravntuirilor depinde de mrimea traveei ilungimii prii inferioare a stlpului i poate fi din zbrele care lucreaz la ntindere icomprimare.

Contravntuirile arpantei acoperiului au destinaia de a asigura oregiditate spaiala carcasei. Ele redestribuie forele provenite din aciunile podurilor rulante la mai multecadre transversale. Sistema de contravntuiri a arpantei conine legturi orizontale iverticale.

B. 8. Sarcini permanente i sarcini provenite din aciuni climaterice.


6/41

Asupra carcasei acioneaz sarcini care provin din greutatea proprie a elementului deconstrucie, sarcini care provin din greutateaproprie a elementului de construcie, sarcini care provin din aciunea temporar ale utilizrii

tehnologice(pod rulant, pod suspendat) i sarcinicare provin din aciuni climatice(vnt, zpad,variaii de temperatur). n zonele seismicetrebuie luate n consideraie sarcina provenitdin aciuni seismice. n unele cazuri se iau n

consideraie ncrcrile provenite de la accidentele tehnologice i tasrile de la fundaii.Sarcina de la acoperi se socoate uniform distribuit i se determin de la construcianvelitorii, greutatea fermei, luminatorului, contravntuirilor podului rulant suspendat peferme.

Sarcina de calcul loiniar: q1=q0*b/cos; q0-sarcina de calcul de la greutatea acoperiuluipe 1 m2 reeind din greutatea acoperiului;b-traveea. Reaciunea n reazem din sarcina q1Fr1=q1*L/2. Dac ferma se prinde articulatde stlp,va aprean un moment ncovoietor egalcu: M0=Fr1*ef. La nivelul treptei acioneaz foraF2=Fp+FsFp-greutatea panourilor de protecie care snt suspendate pe partea superioar a stlpului;Fs-greutatea proprie a prii superioare a stlpului. Din cauza deplasrii centrelor de greutateale prilor superioare i inferioare ale stlpului la nivelul treptei acioneaz momentul

M2=Fp(e+b0+/2)+(Fs+Fr1)*e; e=0.5(b1-b2); -Grosimea panouluide protecie.Aciunea de la zpadValorile normative ale zpezii pe 1m2 ale proiectrii orizantale aacoperiului se determin pe baza datelor serviciuluihidrometeo. Intensitatea normat a ncrcrii cu zpad se vacalcula cu relaia: pn=p0; p0-greutatea stratului de zpad pe unmetru ptrat al suprafeei orizontale n dependen dezonificarea terenului. Pentru acoperiuri cu unghiul de nclinaie

fa de orizont 250 =1. Sarcina liniar de calcul pe rigl

provenit din stratul de zpad seva determinaq cu relaia: q2=fpnbb-traveea; -coief. de siguran alsarcinii

Reaciunea riglei din sarcina q2:Fr2=0.5q2L

Momentul la nivelultreptei:M2=Fr2*eAciuni datorate vntului.

De la aciunea vntului apar forestatice i dinamice. Pentru hale cunlimea pn la 36m componena


7/41

pulsant a vntului nu se ia n seam. De la aciunea vntului apar presiuni i seciuni.Presiunea i seciunea au aceeai direcie ca i derecia aciunii vntului. Sarcinile normalede la vnt: Wn=W0*k*c; W0-presiunea normat din norme;k-coef. care ine seama de variaia presiunii vntului dup nlime;c-coief. aerodinam

Sarcina liniar de calcul datorat vntului pe stlpul cadrelor ntr-un punct oarecare:qi=fWnb'=fW0*k*c*b'; f=1.4-coef. de siguran; b'-limea blocului de pe care sarcina

din vnt se transmite cadrului. Sarcina de la vnt de linia frntpoate fi nlocuit cu osarcinuniform distribuitde intensitate qe=2M/h2; M-momentul ncovoietor din sarcina vntului.n norme sunt indicate 3 categorii a terenului A,B,C: A-terenuri deschise fr

obstacole; B-urbane cu obstacole cu h peste 10m; C-urbane cu obstacole cu h peste 25m;c-coief. aerodinamic care depinde de configuraia i dimensiunile cldirilor.

Sarcina care acioneaz de la nivelul de jos al fermei pn la nivelul cel mai nalt aliluminatorului se nlocuiete cu o for concentrat aplicat la nivelul de jos al fermei.


8/41

B. 9. Sarcini provenite din aciunea podurilor rulante.La miscarea podului rulant pe ine apar fore de trei direcii:

-fore verticale exercitate de roile podului rulant asupra inelor de rulare;- fore orizontale transmise de roile podului datorita frnarii lui de-a lungul inelor;-fore orizontale provenite din frnarea cruciorului care sunt perpendiculare pe axa

inei de rulare.Fora vertical pe o roata a podului depinde de greutatea proprie a podului cucrucior si a ncrcrii suspendate.Aceast for este dinamic din cauza loviturii roilordeina si ridicrii simultane a ncrcturii.

Forele maxime apar pe roile podului cnd cruciorul cu ncrctura se gasete laextrimitaile podului(fig.1.19a).Valorile forelor maxime pe roi F,F1 sunt date n anexe.Odiferen mic ntre F si F1 se datoreaz deplasrii posibele a cabinei podului de rulare.

O importan mare asupra forelor orizontale are modul de prindere i ridicare ancrcturii.Podurile cu suspensie rigid provoac fore orizontale mai mari.La podurile cu

suspensie elastic(prinderea se face cu cabluri) are loc o amortizare a forelor orizontaledatorit flexibilitii cablurilor.Solicitrile maxime asupra grinzilor de rulare i stlpilor se calculeaz din dou

poduri rulante cuplate.Fora maxim transmis stlpului de roile podului rulant se poate calcula cu

ajutorul funciei de influien D(fig.1.19b)pentru cea mai defavorabil poziie a podurilorrulante

bgrjb

nqfgr

Gfi

yiFcnfD ++= maxmax (1.18)

undef

este coefficient de siguran a sarcinelor,cn -coeficient de grupare a sarcinelor( cn =0.85,pentru dou poduri cu regim uor imediu de funcionare i cn

= 0.95,pentru dou poduri cu regimgreu i foarte greu de funcionare)

maxiF -fora vertical maxim de

apsare a unei roi.iy -ordinatele funciei de influien.

grG -greutatea normat a grinzilor de

rulare(convenional introdus insarcina temporar)nq -sarcina normat pe grinda de

frnare( 2/5.1 mqn )grjb -limea grinzii de frnare(

1bbgrj )

b -traveea halei.

Pe cellalt ir de stlpi ( Stlpii din

partea drept fig. 1.19 a ) se vortransmite de roile podului forei maimici. Fora minim pe stlp Dmin se va

calcula cu relaia ( 1.18), unde Fimax se va nlocui cu


9/41

( )max

0

min Fn

gGQ pF

+

=(1.19)

Unde Q este masa ncrcturii maxime;Gp- masa podului, inclusiv masa cruciorului;n0 numrul de roi dintr-o parte a podului rulant; g acceleraia gravitaional.

Forele Dmax i Dmin acioneaz cu o excentricitate e1 fa de axa stlpului, de aceea

prile de jos ale stlpilor snt solicitate de momentele ncovoietoare( fig.1.20)Mmax= Dmax e1, Mmin= Dmin e1, ( 1.20)

Unde2

11b

e

Datorit frnrii cruciorului apare osarcin orizontal perpendicular pe ina derulare. Pentru poduri rulante cu suspensieflexibil a ncrcturii fora de frnare normateste

( )gGQT cn

o += 05.0 (1.21)

pentru poduri rulante cu suspensie rigid ancrcturii

( )gGQT cn

o += 01.0 (1.22)

n relaiile (1.21) (1.22) Q este capacitateade ridicare ( masa maxim a ncrcturii), Gc masa cruciorului. Fora orizontal noT este

transmis prin roile podului rulant numai unei grinzi de rulare.Aceast for poate findreptat n interiorul sau n afara cadrelor ( fig.1.20) .Fora normat de frnare pe o roata podului rulant este

o

n

on

rn

TT = (1,23)unde noeste numrul de roi dintr-o parte a podului rulant.

Fora maxim de frnare,care revine unui cadru se va calcula cu relaia=i

i

n

rcf yTnT max unde s-au folosit notaiile din relaia(1,18).

B. 10. Sarcini provenite din aciuni seismice asupra halelor i determinarea lor.n timpul cutremurilor de pmnt apar fore de inerie, care depend de aceeleraia,

vitez, timp i de proprietile elastoplastice ale structurilor etc. Valorile forelor de ineriese determin conform normelor de proiectare.

De regul, schemele de calcul n majoritatea cazurilor se modeleaz ca bare n formde console ncastrate rigid sau elastic n fundaii cu mase concentrate ( fig.1.22).

Deplasrile construciei depind de deformabilitatea ei i a fundaiei. Pentru cldiri joase cu un etaj o nsemntate mare au deformaiile de forfecare, spre3 deosebire decldirile nalte la care predomin informaiile de ncovoiere. Aciunile orizontale asupraconstruciei se datoreaz deplasrii fundaiei la cutremur, care se produce n plan orizontal.

Aciunea seismic n contextul general al solicitrilor se prezint ca o for staticechivalent aciunilor dinamice.


10/41

Fora seismic Sik aplicat n punctul k i care corespunde tonului oscilaiei proprii i se determin cu relaia: Sik= k1k2 Svik (1.27) unde k1 este coeficient, care ine seama dedeteriorrile admisibile ale construciei; pentru halele industriale n care pot fi admiseinformaii remanente, fisuri, deteriorrile unor elemente etc. k1= 0.25

k2- coef. care ine seama de soluia constructiv a halelor; pentru hale industriale cuschelet metalic k2=1.5. Svik valoarea

sarcinii seismice n punctul k pentrutonul i al oscilaiilor construciei,determinat n faza elastic de comportarecu relaia :

Svik = ikik kAQ ,(1.28) undeQkeste greutatea cldirii sau aconstruciei raportate punctului k ; A-coeficient care caracterizeaz raportuldintre acceleraia micrii terenului la g

acceleraia gravitaional i are valori egale cu 0.1; 0.2; 0.4 pentru seismicitate decalculrespectiv de 7, 8, 9 grade; i-coeficient de amplificare dinamic care corespundetonului i al oscilaiilor proprii ale cldirii sau construciei;

k - coeficient de amortizare; pentru hale industriale k = 1; ik - coeficieni care depindde forma deformrii structurii de rezisten la oscilaiile proprii cu tonul i i de punctulk de aplicare al sarcinii, S-a observat c intensitatea cutremului crete odat cu scdereadensitii grundurilor i cu creterea saturaiei cu ap . Aprecierea seismicitii terenului deconstrucii se face n dependen de caracteristicile grundurilor. Conform normelor

grundurile pot fi clasificate n 3 categorii: 1- grunduri stncoase fr sau cu dezagregareslab; 2-grunduri stncoase dezagregate; 3- nisipuri afnate, grunduri lutoase.Determinarea intensitii aciunilor seismice se efectueaz n conformitate cu hrile

de zonare seismic, aceast fiind concretizat prin microzonarea seismic.Coeficienii dinamici ise determin cu formulele:Grund categoria I i= 1/Ti nu mai mari de 3 s-1 ;Grund categoria II i= 1/Ti nu mai mari de 2.7 s-1 ; (1.29)Grund categoria III i= 1/Ti nu mai mari de 2 s-1 ;n toate cazurile valorile coeficienilor ise iau nu mai mici dect 0.8 .n expresia (1.29) Ti este perioada oscilaiilor proprii dup forma i , legat cu

frecvena acestei oscilaii icu relaia Ti=1

2

; coeficienei formei oscilaiilor proprii

( fig.1.23 b,c)

( ) ( )

( )

=

==n

j

jij

n

j

jijki

ik

xxim

xxmxx

1

2

1 (1.30)

unde ( )ki xx - snt deplasrilor k al halei , care corespunde oscilaiilor proprii dup

tonul i ; mj este masa cldirii raportate punctului j ; xk deprtarea punctului k de lamarginea de sus a fundaiei.


11/41

Pentru determinarea frecvenilor oscilaiilor proprii pot fi folosite metode dinmecanica structurilor. Pentru sisteme cu 2 mase concentrate aceste frecvene pot ficalculate prin egalarea cu 0 a determinantului

2

222

2

121

2

122

2

111

1

1

mm

mm

= 0 (1.31)

unde ik este deplasarea punctului i sub aciunea unei ore unitare, aplicate npunctul k .

Din relaia (1.31) obinem 2 frecvene diferite

0

0

2

00

2,1

2

B

BAA = (1.32)

unde : A0 = 222111 mm + , B0= ( )2122211212 mm . Formele oscilaiilor proprii se vorcalcula cu relaiile

( ) ( )2

222

2

121

12

1 i

iii

m

mxXxX

= ; (i=1,2) (1.33)

n care valoarea ( )1xXi poate fi luat arbitrar ( de exemplu 1).

Perioaqda oscilaiilor proprii : T1=

1

2

; T2=2

2

; (1.34).

Deplasrile ik pot fi calculate prin diferite metode calculate nmecanica structurilor. La sarciniorizontale se pot neglija ungiurile derotire ale noduerilor superioare alecadrelor ceea ce nseamn c rigla poate fi considerat absolut rigid( fig.1.23),

Aceast ipotez nu va da mari erori n cazurile cnd raporturile dintre rigitile relativeale riglei i stlpului este mare:

( )1.116

1

3

+=

LI

lIc ; unde 1

2

1 =I

I , celelalte notaii snt indicate n fig.1.23a.

Pentru simplificare vom considera c rigla este absolut rigid ( I3= ). ntr-o formmai general ( pentru F 1 ) deplasrile ik pot fi reprezentate prin relaiile :

1

4

3

1111

10 EI

Flk= ;

1

4

3

12

211210 EI

Flk== ;

1

4

3

22

2210 EI

Flk= ; (1.35). Unde k11, k22, k12 snt

coeficieni, care depind de parametril

l2= ;1

2

I

In = .

Valorile coeficienilor kij snt date n tab.Forele seismice se vor calcula cu relaiile (1.27;1.28).Pentru acesta este necesar de a

determina greutatea cldirii i construciilor raportate punctului k n modelul dinamic alhalei. Sarcinile verticale se vor lua concentrate n urmtoarele centre de reducere:

a) la nivelul prii de jos a grinzilor de rulare din :- greutatea proprie a grinzilor de rulare i frnare;


12/41

- greutatea unui pod rulant fr ncrctur n fiecare travee;- greutatea panourilor de protecie i stlpilor care se gsesc ntre 2 planuri orizontale,

care trec prin mijlocl nlimilor l1 i l2.b) la nivelul prii de sus al stlpului ( la nivelul tlpii de jos a fermei) din:- greutatea proprie a acoperiului ( inclusiv greutatea tavanului suspendat, greutatea

proprie a grinzilor rulante suspendate, fr greutatea proprie a ncrcturii, cnd grinzile

rulante se mic perpindicular planului cadrului), zpezii, panourilor de protecie istlpilor , care se gsesc mai sus de planul care trece prin mijlocul nlimii l2.

B. 12. Influena conlucrrii spaiale asupra eforturilor n cadrele transversale.Cadrele transversale snt legate ntre ele prin elementele acoperiului, contravntuiri

la nivelul stlpilor de sus i de jos a fermelor i grinzilor de frnare. Datorit acestor

elemente forele locale ( provenite din presiunea pe roi a podurilor rulante , din frnareacruciorului .a ) se vor transmite mai multor cadre. Aceast participare de preluare a unei pri din sarcina aplicat a unui cadru de ctre cadrele vecine constituie efectul deprelucrare spaial.

Gradul de conlucrare spaial depinde de rigiditile elementelor, care particip laredistribuirea eforturilor. Aceste rigiditi, de obicei, snt amplasate la nivelul priisuperioare a stlpului i la nivelul treptei ( fig.1.24). Schema de calcul precizat esteartat n fig.1.25. La nivelul acoperielui i grinzelor de frnare se vor introduce reazimileelastice 1,2, care modeleaz forele de reinere de ctre cadrele vecine.


13/41

Reaciunile n reazime depind derelaia dintre rigiditatea reazimului ia barei (care modeleazcontravntuirile). Rigiditateareazemului depinde de nlimea

stlpului, rigiditatea prilor inferioarei superioare ale lui, mrimea traveiietc.

Pentru determinarea forelor dereinere Ra i Rf este necesar de acunoate rigiditile acoperiului,contravntuirilor i grinzilor defrnare.

Cercetrile au demonstrat c

deplasrile discului acoperiului dintabl cutat sau din plci de beton armat se determin prin rigiditatea de forfecare GA.Pentru determinarea rigiditilor de forfecare au fost ntreprinse un ir de cercetri,

care au dat posibilitatea de a preciza valorile lor n dependen de tipul acoperiului.

Deplasarea contravntuirilor orizontale la nivelul tlpilor inferioare ale fermelor ideplasrile grinzilor de frnare depind derigiditile lor la ncovoiere EI.

Pentru a avea posibilitatea de a adunarigiditile nvelitorilor i contravntuirilor estea trece de la rigiditatea la forfecare a nvelitoriila o rigiditate wchivalent de ncovoiere. Cacriteriu de echivalen se ia egalitateadeplasrilor rezimului din mijloc a unei grinzicontinu cu 4 deschideri lund n consideraie

sau numai deformaiile de forfecare sau numai deformaiile de ncovoiere.Deformabilitatea rezimului elastic este egal cu deplasarea cadrului transversal la

nivelul riglei din fora orizontal F=1, aplicat la acelai nivel.1

4

3

22

22

10 Fl

lk== (1.36) unde

coeficientul k 22 se va ua din tabel n funcie de parametriil

l2= ;1

2

I

In = . Deplasarea


14/41

reazimului 2 din fora F=1 (fig.1.26) , cnd snt n consideraie numai deformaiile de

forfecare poate fi determinat cu relaia

155

13*

2

2

2

1++

++==

aa

aax ;(1.37) undeb

GAa

* = .

Dac se va lua n consideraie rigiditatea la ncovoiere EI, deplasarea reazemului 2 se

va calcula cu relaia

76820

7362

2

2 ++++

= bbbb

(1.38),unde 3*3 bE I

b = .Din condiia c deplasrile s coincid 21 = se va determina rigiditatea echivalent:

3

2GAbkEI ee = (1,39) unde ke-coeficient de trecere este dat n tabel.

Rigiditatea de calcul a contravntuirilor longitudinale la nivelul tlpilor de jos alefermelor depinde esenial de modul de prindere a contravntuirilor.Rigiditatea lancovoiere se poate calcula cu relaia: coec EIkEI = (1,40)unde Ico este momentul de inerieal grinzelor cu zbrele(al fermelor) formate din elementele contravntuirilor;kc-coeficientcare depinde de modul de prindere a contravntuirilor; kc=0,8 cnd prinderea se face cu

sudur; kc=0,15 cnd prinderea se face cu uruburi.Rigiditatea total a acoperiului EIa=EIe+EIc(1,41)Rigiditatea grinzelor de frnare

depinde de seciunea grinzii de frnare i modul de fixare al grinzilor de rulare pestlpi.Prinderea poate fi rigid sau articulat.Rigiditatea de calcul a grinzilor de frnare seva determina cu relaia foff EIkEI = (1,42)unde Ifoeste momentul de inerie algrinzii(fermei)de frnare.

Coeficientul de trecere kf depinde de modul de fixare al grinzilor sau fermelor defrnare pe stlpi:kf=1 pentru grinzi de frnare continue; kf=0,2 pentru grinzi cu traveeindependente; kf=0,8 pentru ferme de frnare cu prindere rigid de stlpi; kf=0,15 pentru

ferme cu fixare ariculat pe stlpi.Dup determinarea rigiditilor discurilor orizontale(ale acoperiului,alecontravntuirilor longitudinale i ale construciilor de frnare)se poate face calculul spaialal halei.

B. 15-16. Stlpii halelor. Tipuri de seciuni.lungimi de flambaj ale stlpilor.


15/41

Forme constructive ale stlpilor.Stlpii cadrelor pot fi cu seciune plin sau din 2ramuri solidarozate cu zbrele sau plcue. Dup nlime seciunile stlpilor pot fi

constante (fig.1.36 a,b,c)sau variabile ( n trepte)( fig 1.36 d,e,f) . Stlpii cuseciune constant se

folosesc n hale cunlime pn la 10 m , cu poduri rulante cucapacitate mic de ridicare( Q 15...20 t). Pentrueconomii de oel acetistlpi deseori se proiecteaz din betonarmat.

Stlpii cu seciunivariabile sunt frecveniutilizai n hale industriale. Partea superioar, deregul, se execut cuseciune plin; ceainferioar cu seciune plin sau din 2 ramurisolidarizate ntre ele cuzbrele.

Lungimi deflambaj. La determinarealungimilor de flambaj alestlpilor din componenacadrului transversal se fac

o serie de ipoteze simplificatorii.Pentru stlpi de seciune constant coeficientul de reducere se determin n

dependen de modul de prindere a stlpului n fundaie i raportul dintre rigiditilerelative ale riglei i stlpului. n acelai timp se consider c toi stlpii simultan pierd

stabilitatea ( fig. 1.37) . Lungimile de flambaj se obin rezolvnd ecuaiile respective alestabilitii considernd elementele vericale ale cadrelor ca bare cu capetele ncastrateelastic.

Normele de proiectare propun pentru determinarea coeficientului de reducere

relaia14.0

56.0

+

+=n

n , coeficientul n se va determina cu relaiile:

-pentru stlpii cadrelor cu o deschiderest

st

r

r

I

l

l

in = ;

-pentru stlpii centrali n cadre cu mai multe deschideri :

+= 22

1

1

r

r

r

r

st

st

l

I

l

I

I

ln

.n cadre cu mai multe deschideri coeficientul lungimii de flambaj pentru stlpii

marjinali se va determina ca n stlpii cadrelor cu o deschidere.


16/41

n cadre cu stlpi n trepte se admit urmtoarele simplificri:- cadru cu o singur deschidere se studiaz n situaia cnd ambii stlpi i pierd

stabilitatea concomitent; n acest caz fiecare stlp se poate cerceta separat ca un stlp cudiferite moduri de prindere a capetelor ( fig.1.38 a,b ) ;

- n cadre cu mai multe deschideri se consider c captul superior nu se deplaseazorizontal i tlpii nu-i pot pierde stabilitatea concomitent ( fig.1.38 c,d) .

Pentru stlpi cu o treapt lungimile de flambaj see vor determina separat pentru parteainferioar 111 llef = i superioar 222 llef = .n cadrele cu o singur deschidere coeficientul 1este funcie de 2 parametri n i :

21

12

1

2

lI

lI

i

in == ;

2

1

1

2

2

1

I

l

l

l== ; (1.47) unde

2

21

F

FF += .

Valorile coeficientului 1 n funcie de n i snt date n anex. Coeficientul 2 se

va calcula cu relaian

1

2

= .

n cadre cu dou i mai multedeschideri problema determinriicoeficientului 1 este mai

complicat. Pentru 6,01

2 l

li

22

1 F

F valorile coeficienilor pot

fi determinate conform datelor dintabel . Pentru alte valori ale

raportului1

2

II , valorile

coaeficientului 1se va determinaconform normelor de proiectare .

Din planul cadrului lungimeade flambaj se ia egal cu distanadintre punctele de fixare ale

stlpului.

B. 17. Calculul si alcatuirea stilpilor cu inima plina comprimatiexcentric:

Dimensionarea stilpilor cu inima plina:

Dimensionarea preventiva a sectiunii poate fi realizata reesind dinrelatia aproximativa de determinare a tensiunilor intr-o bara comprimatacentric.


17/41

=N/ sA+M/WxN(1.25+2.2*e/b)/Ry c (2).Unde: b- inaltimea sectiunii;

e=M/N.Momentul M si forta normala N se iau din gruparea

defavorabila.De obicei, stilpul este solicitst de m/multe gruparide sarcini. Daca nu-I evident care grupare este mai periculoasa,atunci aria A se va determina p/u fiecare grupare cu relatia (2);sectiunea cuvenita va fi cea cu aria m/mare.Dupa determinareaariei A se va stabili forma sectiunii, care poate fi de forma dubluT dintr-un profil laminat, sudat sau de alte forme:In sectiunicompuse din tabla de otel aria se va destribui in asa fel, incit safie asigurata atit stabilitatea generala cit si cea locala.Stabilitateagenerala a stilpului se verifica cu relatia: = mN/ eA< Ry c

Conditiile de stabilitate a talpilor si inimilor stilpilorcomprimati centric sau excentric pot fi reprezentate in forma:bef/tf< uf RyE/ ; hef/tw


18/41

Ramurile stilpilor cu elemente departate se vorcalcula ca stilpi comprimati centric la eforturile:Ramura 1: Nr1=N1*y2/h0+M1/h0 (1). Ramura 2:Nr2=N2*y1/h0+M2/h0 (2).

Valorile Ni si Mi sint eforturile de calcul p/uramurile respective.

y1,y2 preventiv pot fi stabilite aproximativ egalecu: y1 (0.450.5)h0 y2h0-yUn rezultat mai satisfacator poate fi obtinut

calculind y1 prin relatia:

0

21

21 h

MM

My

+= (3)

Dupa determinarea eforturilor in fiecare ramura se va face dimensionarea lor ca

stilpi comprimati centric.Calculam ariile ramurilor: Ar1=

y

r

R

N

0

1

; Ar2=

y

r

R

N

0

2

.

0=(0.70.9)Din norme alegem profilul si stabilim urmatoarele caracteristici:Ar1; Ix; Iy; ix1; Wy1;

gr1; Ix2; Ac; ix0; Ar2; z0.Precizam pozitia centrului de greutate al ramurii fata de marginea platbandei:

Z1=i

ii

A

zA

Iy=Ip+2(Ix0+Aca12)Ix2=Apap2+2(Ix0+Aca22)

Calculam razele de inertie:2r

y

yA

Ii =

2

22

r

xx

A

Ii =

Se calculeaza flexibilitatea:y

ef

yi

l=

ix

ef

ixi

l

,

, =

Se determina max min.

min

cy

riy

riy R

A

N

=

.

min

cy

rix

rix R

A

N

=

Verificarea la stabilitate a zabrelelor:Stabilim forta de forfecare maxima Qmax si forta de forfecaea conventionala:

Qfic=0.2(Ar1+Ar2)

Eforturile de forfecare din diagonala:sin2

maxQNd = sin =b1/ld

Din tabela alegem un profil cu urmatoiarele caracteristici A; imin.lungimea diagonalei ld=b1/sin , flexibilitatea minima min=ld/imin, min d

Tensiunile in diagonala sunt: cydd

d RA

N

=

Verificam stabilitatea stilpului in planul de actiune a momentului ca o bara unica stabilind

caracteristicile


19/41

geometrice ale sectiunii:A=Ar1+Ar2 ix=A

Ix 222

2

11 yAyAI rrx +=

x

ef

xi

l=

Flexibilitatea conventionala a stilpului in planul cadrului conform relatiei: ef= xPentru gruparea de sarcini defavorabila p/u ramura sub grinda de rulare Nsi M calculam:

mx= xy

lN

AM

1

11

= ef ERy

pentru mx si e

tensiunile in ramura: cyc

RA

N

=

In mod analog se determina si tensiunile in ramura exterioara


20/41

B. 19. Rezemarea grinzilor de rulare. Alcatuirea si calculul prinderii partiisuperioare a stilpului de partea inferioara.

Partea superioara a stilpului cu o treapta se proiecteaza de regula cu inima plina. P/utransmiterea efortului de la partea superioara astilpului si de la grinzile de rulare, la partea

inferioara a stilpului se folosesc traverse. EfortulDmax se transmite prin placa cu grosimea de 16-24mm la o traversa cu inaltimea ht (fig.1).

Inaltimea traversei se ia egala cu (0.50.8)b1,(b1-latimea partii inferioare a stilpului). Muchiasuperioara a traversei se va freza. Traversa subgrinda de rulare este supusa strivirii si se verifica curelatia:

cp

trstr

R

tl

D = max (1)

unde: lstr=bn+2tpl este latimea suprafetei de strivire;bn-latimea nervurii de reazem a grinzii de rulare

tpl- grosimea placii superioareEforturile M,N de la partea superioara a stilpului se transmit la traversa prin

cordoane verticale, care prind talpile de traversa. Aceste cordoane se vor verifica laeforturile: Nt=N/2 M/b2De exemplu lungimea unui cordon, din cele 4, care prind talpa inferioara de traversa:

cwwf

tw

Rk

Nl

min)(4

Inaltimea traversei: htr=lw+2tpl+2cm.In stilpii cu zabrele traversa se va verifica la rezistenta ca o bara cu sectiunea dublu

cu deschiderea b, sub actiunea eforturilor M, N, Dmax.

Grinzile de rulare sint elemente portante de baza ale cailor de rulare. In majoritateacazurilor se folosesc grinzi de rulare cu inima plina, simplu rezemate pe stilpi sau grinzicontinuie.

Grinzile simplu rezemate necesita un consum m/mare de otel, insa ele au uneleavantaje ca: independenta eforturilor de tasarea diferentiata a rezemelor si de temperatura,comportarea m/ buna la solicitari repetate; rezolvarea constructiva a rezemarii pe stilp estem/simpla decit la grinzile continuie; montarea simplificata.

Grinda continua, fata de grinda simplu rezemata, are unele avantaje ca: un consumde metal m/redus, o inaltime m/mica; o sporire a rigiditatii longitudinale a halelor.

Grinzile cu zabrele(care se folosesc in cazul deschiderilor mari ale grinzii de rularesi ale podurilor de rulare cu capacitate redusa de ridicare) dau posibilitatea de a reduceconsumul de otel cu 15%20%, fata de grinzile de rulare cu inima plina, insa necesita omanopera de confectionare si montaj m/sporita.

In general, solutia cu grinzi simplu rezemate este m/raspindita, m/ales p/u podurilerulante cu capacitate de ridicare m/mare de 100t.


21/41

B. 20. Bazele stilpilor cu sectiune plina, alcatuirea i calculul lor.

Fig.1 Baza stilpului uirea si calculul lor. cuinima plina comprimat centric :a)-schema generala ;b)-diagrama tensiunilor de contact ;

Pentru rezemarea si prinderea stilpuluicomprimat excentric de fundatie se proiecteaza obaza, care este compusa dintr-o placa de reazem,traverse, nervuri, suruburi de fundatii si o

instalatie de prindere a suruburilor de baza.Constructia bazei depinde de forma constructivasi modul de prindere a stilpului de fundatie. Inhale industriale de regula, in planul cadrelorstilpii au o prindere rigida de fundatie(incastrare). Pentru stilpi cu inima plina se proiecteaza o singura baza ; pentru stilpi cuzabrele se proiecteaza bare separate pentru

fiecare ramura ;Particularitatile care apar la calculul bazei stilpilor cu inima plina le vom schita

pentru bza din fig.1.Din considerente consructive determinam latimea placii de reazem :B=bf+2ttr+2co (1), unde bf latimea talpii stilpului ; ttr grosimea traversei ; co

latimea consolei, care se ia 3050 mm.Lungimea placii de reazem se determina din conditia de rezistenta a betonului la

tensiunile de contact dintre placa si fundament; max =N/(B*L)+(6*M)/(B*L2)Rb,loc ; (2) unde Rb,loc =* Rb, =Af/Apl ;

Rb- rezistenta la comprimare a betonului ;Af,Apl- aria fundatiei si placii de reazem.

Din relatia (2) determinam lungimea placii de reazem : L[N/(2Rb,loc)]2+(6M /(B*Rb,loc (3).

Dupa precizarea dimensiunilor B, L se vor calcula tensiunile maime si minime.max,min=N/(B*L)(6*M)/(B*L2) (4)Tensiunile intermediare (de axemplu 1 din fig.1) se vor determina din asemanarea

triungiurilor respective. La determinarea grosimii placii de reazem se va admite solicitareaei pe fiecare sector aparte din o sarcina uniform distribuita, valoarea careia q i se ia egala cuvaloarea maxima a tensiunilor de contact de pe acest sector (qi= max).

Forta de intindere din suruburile de ancoraj se va determina din ecuatia de echilibru

a momentelor fata de centrul de greutate a diagramei tensiunilor de comprimare (fig.1).M-Na-Z*y=0

de unde gasim forta sumara in suruburile de ancoraj : Z=(M-Na) /y (5)


22/41

Aria totala neta a suruburilor de ancoraj : AbnZ/Rba=(M-Na)/(y*Rba) unde Rba esterezistenta de calcul a surubului de ancoraj : Rba=0.4*Run ; Run-rezistenta de calcul dupalimita de rupere a otelului suruburilor.

Din relatia geometrica calculam (fig.1.a):a=yo-co/3; co=( max*L)/( max- | min|); y=L+e-co/3.

Dupa efortul Z sau dupa aria Abn din tabel se vor alege suruburile necesare.


23/41

B.22-23. Solutii constructive ale acoperisului (cu pana si fara). Panele invelitorilor,comportarea si calculul lor.

Acoperisul include fermele,contravintuirile dintre ele, panele si invelitoarea.Invelitoarea asigura izolarea hidrofuga sau hidrofuga si termica. Aceste invelitori serealizeaza din panouri de tabla ondulata din otel, aluminiu sau asbaiment care se reazemape pane. Distanta intre pane este de 3m si mai mare. Capacitatea portanta a panourilor este

asigurata prin stabilirea cuvenita a inaltimii profilului si grosimii foii.Fig.1 Elemente ale acoperisului.

1-ferme;2-pane;3-panouri din tabla ondulata ;4-suruburi autofiletale ;

Panourile se prind pe pane cu suruburi autofiletante.Schema acoperisului cu pane si modul de prindere a

panourilor din tabla ondulata este prezentata in fig.1.Elementele de prindere asigura o legatura suficientaa panelor, formind un disc de rigiditate, care preia forteledin planul acoperisului si transmite contravintuirilor.

Fig.2. Rezemarea panourilor din beton armat pe ferme :1-panou ;2-izolatie termica ;3-strat de nivelare ;4-izolatie hidrofuga ;5-elemente inglobate din corniere.

Pentru invelitori pot fi folosite panouri din beton armat, pecarese aseaza izolatia

termica si hidrofuga. Pentru acoperisurile halelorse folosesc : panouri din beton armat cu nervuri culatimea de 3m si lungimea de 6m sau 12m.Nervurile longitudinale sint rezemate in nodurile

fermei si elementele inglobate se prind prin sudurade talpa fermei in cel putin 3 colturi de panouri(fig.2).

Panourile se realizeaza din profile laminatedublu T, U, din profile cu goluri in inima(fig.a,b,c) si se folosesc, de regula, pentru traveede 6m. Mai rationale sunt panele din profile C(fig.3.d,e). Pentru invelitori usoare si sarcini micidin zapada pot fi folosite pane din profileC cu

lungimea de 12m. Pentru sarcini mai mari se vor folosi pane cu sectiunea dublu Tperforate sau pane cu zabrele (fig. 3.f)


24/41

Fig.4 schema de calcul a panei.Panele sunt solicitate de greutatea invelitorii si

de zapada. Scema de calcul a panei este aratata infig.4.Fig.3. Tipuri de pane.

Sarcina verticala pe pana se va determina cu relatia : q=(qo/cos+p)*a+qp (1)unde : qo -este sarcina de calcul pe 1m2 din greutatea proprie a invelitorii ;

p-sarcina de calcul pe 1m2 din zapada ;qp-greutatea proprie liniara a paneia-distanta dintre pane ;-unghiul de inclinatie a acoperisului (fig.4).

Componentele sarcinii qx,qy, care provoaca incovoiere fata de axele respectiv sint :qx=q*cos ; qy=q*sin ; (2)

Valorile momentelor maxime de incovoiere (fig.4,a)Mx=(qx*b2)/8 ; My=(qy*b2)/8;Unde: q este sarcina verticala liniara pe pana;

=Mx/(Cx*Wx+My/(Cy*Wy)Ry*c (3)unde Cx, Cy sint coeficienti, care tin cont de forma sectiunii la deformatii plastice.Momentul de rezistenta fata de axa y este mic de aceea este nevoie de a micsora

momentul de incovoiere My. Acest scop poate fi atins adaugind unul sau doi tiranti (fig.5)

Fig.5 Schema de calcul a panelor cu tiranti.

Daca invelitoarea este prinsa rigid de pane,componenta qy este preluata de invelitoare si se vaefectua numai verificarea tensiunilor provenite dinmomentul Mx (My=0). Componenta My poate fi neglijatasi in cazul cind unghiul (fig.4.b) este mic (


25/41

B. 24. Ci de rulare. Alctuirea cilor de rulare. Tipuri de seciuni ale grinzilorde rulare.

Cile de rulare preiau sarcinile provenite din aciuniile instalaiilor de ridicare itransportare.Astfel de instalaii sunt podurile rulante, care circurile pe ci de rulare fixatepe stlpii halelor industriale sau grinzile rulante suspendate. Cile de rulare fixate pe stlpii

halelor industriale sunt compuse din. Grinzi sau fierme de rularte, care preiau foreleverticale din podurile rulante. Grinzi sau fierme care preiau forele orizontale provenite dindemararea sau frnarea cruciorului podului rulant. Contravntuiri, care asigur rigiditateacilor de rulare. ine de rulare, aezate pe grinzile (fermele) de rulare. Tanpoane, carelimitiaz cursapodurilor rulante la captul grinzilor de rulare.

1 grinda de rulare, 2 grinda de frnare, 3 in, 4 contravntuirile tlpii

inferioare, 5 contravntuiri verticale transversale.Grinzile de rulare sun elemente portante de baz ale cilor de rulare. n majoritatea

cazurilor se folosesc grinzi de rulare cu inima plin, simpu rezemate pe stlpi (1), saugrinzi continui (2).

n cazul deschiderilor mari ale grinzilor de rulare i ale podurilor rulante cucapacitatea de ridicare redus (Q30kN) pot fi folosite grinzi cu zbrele cu talpasuperioar rigid.

Grinzile simple rezemate necesit un consum mai mare de oel, ns ele au uneleavantaje: - independena eforturilor de tasare difereniat a reazemelor i de temperatur, -compartarea mai bun la solicitri repetate, - rezolvarea constructiv a rezemrii pe stlpieste mai simpl dect la grinzile continuie, - montarea simplificat.

Grinda continu , fa de grinda simplu rezemat are unele avantaje ca: - un consumde metal redus, - o nlime mai mic, - o sporire a rigiditii longitudionale a halelor.

Grinzile cu zbrele dau posibilitate de a reduce consumul de oel cu 15...20%fa degrinzile de rulare cu inima plin, ns ns necesit o manoper de confecionare i montasporit.

Se mai folosesc i instalaii de ridicare i transportare suspendate de ferme care au ocapacitate de ridicare redus (Q5t) i se deplaseaz pe ci de rulare prinse de construciileacoperiului. Aceste instalaii snt specifice industriei constructoare de maini. Ele sunt-------- i grinzile rulare suspendate.


26/41

Grind rulant suspendatO simplificare a cilor podului rulant, se poate face la podurile rulante cu o

capacitate mic de ridicare ale halelor cu regim normal de exploatare i travei de 6m lacare se pot exclude grinzile de frnare, n acest caz grinda de rulare va avea talpasuperioar mai dezvoltat dect cea inferioar pentru preluarea forelor de frnare acruciorului.

Grinzi secundare cu seciunea asimetric la podurile de mic capacitate.-------------------------------------------------------------


27/41

B. 25. calculul grinzilor de rulare. Aciuni, care solicit cile de rulare.Determinarea eforturilor de calcul.

La calculul grinzilor de rulare apar unele particuleriti cauzadte de: caracterulmobil al sarcinilor, apariia n inima grinzii sub roile podului rulant a unor tensiuni localesporite, prezena forilor orizontale laterale i longitudionale, provenite din frnare,caracterul dinamic al sarcinilor. Efortul de calcul (momentul ncovoietor i fora

deformrii maxime) se determin pentru dou poduri rulante cuplate, solicitate dencrctura maxim. Momentele ncovoietoare i forele de forfrecare provenite dinncrcrile verticale de convoiul de de fore mobile se determin cu ajutorul liniilor deinfluien, aeznd convoiul de fore n poziia ce mai defavorabil.

S considerm, c grinda de rulare este simplu rezemate.Momentul maxim din 2 poduri rulante cuplate apare n grind cnd rezultanta convoiuluide for de pe grind i cea mai apropiat de ea sunt egale deprtate de la mijlocul grinzii.Momentul maxim rezult n seciunea z sub fora cea mai apropiat de rezultant, numit

critic i se calculiaz folosind linia de influien: = i iyriFMmax unde: yi ordinatele

liniei de influien a momentului n seciunea z.Pentru a determina fora maxim de fporfrecare convoiul de for se va amplasa

dup cum urmeaz:

=i i

yriFQmax

n grinzile continuie determinate eforturile

maxime e mai dificil din cauza liniilor de influien mai coplicate.Ordinatele liniilor de influien pentru seciunile de reazem i cele intermediare potfi grinzile de ndrumare. De regul grinda este divizat n 10 pri egale. Puntru fiecareseciune cu cea mai defavorabil ncrcare se determin valorile momentului ncovoietor iale forelor de frecare. Pe baza acestor date se construiesc nfurtoarele eforturilor M iQ, care dau posibilitate de a calcula valorile lormaxime. Determinarea valorilor maxime sepoate face cu programe de calcul, folosind calculatorul.

Eforturile de calcul se for calcula cu relaia: max;max QxQMxM == , unde:=1,03...1,05 coeficient care ine seama de sporirea eforturilor provenite din

greutatea proprie a grinzilor.Eforturile de calcul n planul orizontal se poate calcula cu relaia:

rF

rTMyM max= ,rF

rTQyQ max= ; unde: Tr, Fr valorile maxime ale forelor verticale i

orizontale.


28/41

B. 26-27. Dimensionarea seciunilor grinzilor de rulare. Verificarea rezisteneigrinzilor de rulare.

Din cauza tensiunilor sporite n partea de sus a grinzii verticale seste raionalde a o proiecta cu talpa superioar mai dezvoltat dect cea inferioar.Calculm:

cyRxW

xM

yW

yM

xW

xM =+=1 , unde:

yWxM

xWyM+=1 - coeficient care ine cont de

sporirea tensiunilor n talpa superioar din momentul My, care apare n grinda de rulare dinforele de frnare. Pentru un calcul prealabil se poate lua: ,21

fhxM

hyM+ unde: h

nlimea grinzilor de rulare, hf nlimea grinzii de frnare convenional.nlimea grinzii de rulare h poate fi luat preventiv (1/6...1/10), iar nlimea

grinzii de frnare hf, egal cu limea prii inferioar a stlpului b1.

Modululde rezisten:cyR

xMxW

- nlimile optime i minime: wtxWk

opth =

xEM

nxMoyR

hln

24

5

min = , unde: k=1,15 pentru grinzi sudate, k=1,25 pentru grinzi cu buloane, no=[l/f] axa 11, l deschidereagrinzilor de rulare, tw- grosimea inimii.

nlimea grinzii se va lua: opthhh min .Grosimea minim a inimii se determin din condiie c tensiunile de

forfrecare s nu fie mai mari dect rezistena de calcul la forfrecare Rs. Pentru grinzi

simplu rezemate:wtsR

Qwt

5.1 , unde: Q fora de forfrecare maxim n seciunea de reazem.

Aria total a seciunii tlpilor pentru grinzi cu asimetrie nensemnat se va

calcula cu relaia: .232hxW

fA =

Verificarea la rezisten convenional se admite c sarcinile verticale sntpreluate numai de grinda de rulare iar cele orizontale numai de grinda de frnare. Prinurmare, dup schema de calcul se fac verificrile:

cyRxyI

yMny

xI

xMn

+=111 ,

1 tensiunile maxime n talpa superioar(punc.1).Tensiunile maxime n talpa inferioar (punc. 2)

cyRxI

xMn

=2 .

Linia grinzilor de rulare este supus unei stri de tensiuni complexe i severific la tensiunile echivalente: cyRxylocyxlocyxech ++= 23,2,2

Unde: =1,15 pentru grinzi simplu rezemate,

=1,3 pentru grinzi continuie,eflwt

rFflocy

=

,


29/41

Verificarea tensiunilor locale n inim se face cu relaia: cyRlocilocy + ,, , unde:

shrTlrFrM

tf

bsIrTrI

wtrM

loci

75.0

3/31

,2

,

+=

+==.

B. 28. Verificarea rigiditii i stabilitii grinzii de rulare.Pentru asigurarea exploatrii normale a onstruciei, normele de proiectare

limiteaz sgeata relativ a grinzii cilor de rulare [f/l].


30/41

Sgeata relativ admisibil depinde de regimul de funcionare al podurilorrulante:

[f/l] 1/400 pentru regim uor,[f/l] 1/500 pentru regim mediu,[f/l] 1/600 pentru regim greu i foarte greu de funcionare.

Verificarea rigiditii se face cu relaia:

=l

f

xEI

lnM

l

f

10, unde: Mn

momentul maxim de ncovoiere i se va calcula din sarcinile noprmale ale unui singru pod

rulant. Verificarea stabilitatea local a tlpii este asigurat dup relaia:yR

E

ft

efb

5.0

.Conform normelor de proiectare,verificarea stabilitii locale a inimii grinzii nu este

necesar dac: 5.2

=

E

yR

wt

whw .Dac relaia nu este satisfcut, inima se ntrete cu

nervuri. Verificarea stabilitii panourilor dintre nervuri se face cu relaia:

ccrloccr

loccrx

+

+

22

, , unde: x tensiunile marginale de comprimare a inimii grinzii,

loc tensiunile locale, =1,1, tensiunile medii de forfrecare n inima grinzii:

.1

;

eflwt

pFf

locwhwt

Q

== cr, cr,loc,cr - tensiunile critice respective.Aplasarea convoiului de

fore se va face n aa fel, n ct panoul cuvenit s apar cele mai marieforturi.Tensiunile xi se vor calcula pe baza momentului i forei de forfrecare medii pe poriunea de panourespectiv (unde sunt cele mai mari eforturi). Schema de calcul:

Nervurile de rigiditate, care asigur stabilitatea local a inimii trebuie s aib o

lime mai mic de 90 mm. Nervurile simetrice nu se sudiazde tlpile grinzii. O ateniedeosebit se acord transmiterii presiunii de la talp la inim prin capul nervurii, aceasta serealizeaz prin contact direct pe suprafeele pre mecanic a nervurilor. La grinzele de rularecu regim greu i foarte greu. Mai raional este utilizarea nervurilor din corniere.

Iar la grinzile de rulare pentru podurile cu regim de funcionare uor i mediu seadmite solidarizarea inimii cu nervuri de rigiditate dintr-o singur parte sudate de inim italpa superioar. Dimensiunile nervurilor de rigiditate se adopt ca i pentru grinzileobinuite.

B.29. Ferm.Domeniul de aplicare.Tipuri de ferme,dispunera zbrelelor

Grinzile cu zbrele reprezint o construcie rigid,economic n privina consumuluide metal,siml la execuie i elegant ca aspect exterior. Sistemelor de zbrele li se poate


31/41

da orice form,reeind din condiiile tehnologice de arhitectur i cum ele lucreaz subaciuni. Sistemele cu zbrele se execut pentru cele mai variate capaciti portante de laconstruciile uoare din corniere i chiar bare rotunde,pn la construciile grele alctuitedin mai multe elemente. Varietatea cea mai mare de ferme se ntlnete la grinzile cuzbrele pentru arpante care susin nvelitoarea cldirilor industriale i civile aangarelor,paveleoanelor,etc. Podurile,estacadile,pilonii antenelor,stlpii penru firele

electrice,podurile rulante,n majoritatea cazurilor sunt construcii cu zbrele. Sistemele cuzbrele se proiectez sub form de grinzi,grinzi suspendate,arce ,cadre.Fermele pot fi:simplu rezemate,continuie i n form de console. Ferma cu reazeme

dependente este cea mai simpl la execuii i montare. Fermele continuie se utilizeazpentru construcii grele i dschderi mari.Un sistem intermediar ntre o grind i o ferm este sistemul combinat alctuit dintr-o

grind cu inim plin ntrit fie la partea inferioarntrit cu o bar sau o grind,fie la partea superioar-cu un arc sau oferm. Aceasta micoreaz valoarea

momentului ncovoietor n grind ceea ce lamicorarea consumului de metal. Se utilizeaz astfelde sisteme cnd sarcina nu este aplicat n noduri,daruniform disribuit sau mobil.

Ferma grinzilor cu zbrele este determinat dedestinaia cldirilor i de coordonarea ei constructiv cudiferite elemente ce vin n contact cu ea,deexemplu:forma fermelor pentru arpantele cldirilor

industriale depinde de tipul nvelitorii,de destinaia cldirilor,de tipul i dimensiunileluminatorului,de modul de mbinare a fermelor cu stlpii(articulat sau rigid) i deschema de aezare a penelor. Exist urmtoarele tipuri de ferme:

1. Ferma de form triunghiular.

Forma triunghiular se folosete pentrufermele,pentru arpantele console,turnuri. Pentru arpantese folosete n cazul cnd panta acoperiului este mare.

Astfel de ferme au un ir de dezavantage constructive:nodul de reazem ascuit estecomplicat i asigur numai o mbinare articulat cu stlpii,ceea ce micoreaz

rigiditatea transversal a cldirii,aceste ferme la mijloc au o nlime foartemare,jumtate din deschidere i zbrelele la mijlocul fermii sunt foarte lungi iseciunea lor se alege dup flexibilitatea maxim ceea ce aduce la majorareaconsumului de metal. Forma fermei nu corespunde cu configuraia epureimomebntului.

2. Ferme de form trapezoidal.Aceste ferme asigur att legtura articulat ct i legtura

rigid,zbrelele au o lungime mai mic,forma fermei este maiaproape de configuraiadiagramei momentului. Se utlizeaz pentru pante mici ale

acoperiului.3. Ferme poligonale.

Se utilizeaz pentru acoperiuri grele i deschideri mari,suntfoarte rspndite la poduri,fiindc seciunea se schimb n fiecare


32/41

nod,ferma se proiecteaz din elemente aparte i se strnge la antier. Pentru ferme uoarenu se folosete aceast form,fiindc cheltuielile de munc se mresc.

4. Ferme cu tlpi paralele.Sunt cele mai rspndite. Barele tlpilor i a zbrelelor au aceeai

lungime,nodurile au aceeai construcie i aceste ferme pot fi tipizate.Se folosesc pentru acoperiuri fr pante,la

poduri,estacade,piloni,cotravntuiri la cdiri nalte,la poduri rulante.Dimensiunile de baz ale fermelor sunt nlimea i lungimea. Deschiderea fermii sedetermin reeind din condiia de exploatere ialctuirea de baz a construciilor.Lungimea de calcul a fermei depinde de distana dintre reazeme i construcia reazemelor.

La aezarea fermelor pe stlpi deschiderea de calcul lef=l+2

a; l-distana dintre feele

interioare ale stlpului;a-limea rezemului. La legtura lateral a fermelor lef=l-distanadintre stlpii interiori. La fermele triunghiulare nlimea este funcie de deschidere ipanta acoperiului care la rndul ei depinde de materialul nvelitorii. Fermele triunghiularese proiectez de obicei pentru nvelitori cu pante de 20450 si au nimea l1=(1/21/4)l.nlimea fermelor trapezoidele i cu tlpi paralele se stabilete pe baza cerinelorconstructive i a coordonrii fermelor cu reazeme. n caz cnd nu exist restricii, nlimiafermei se stabilete reeind din consumul minim de oel,din greutatea maxim a tlpilor izbrelelor:

hopt=lp 17.0 +n ; hopt= 17.0 +nnl

; lp= nl

; n-numrulde noduri ;lp-lungimea panoului.

Pentru astfel de ferme hopt=(1/41/5)*l,n realitate nimea fermei reeind din considerenteconstructive se ia mai mic h=(1/71/9)*l. Reeind din condiia de transportare h3,85m.nalimea fermei la reazeme depinde de nlimea fermei la mijloc i panta tlpii i se

adopt h0=(1/10...1/15)*l. Pentru fermele standartizate nlimea la reazeme se adopth0=2250mm pentru L=1824m i h0=3150mm pentru L=3042m.Dispunerea zbrelelor. Zbrelele fermelor lucrez la fora tietoare ndeplinind funciainimii grinzilor cu inima plin sistemul de zbrele determin greutatea fermei,volumul delucru,aspectul exterior,zbrelele trebuie s corespund schemei de aplicare a sarcinilordeoarece sarcinile se aplic de obicei numai n noduri:

1. Sistemul triunghiulor. Lungimea total a zbrelelor inumrul de noduri este minim. Calea parcurs a efortului dela locul de aplicare pn la reazem este cea mai mic. Pentru a

micora distana dintre noduri i a micora lungimea de calcul a barelor comprimatese introduc montani.n caz dac avem construcii suspendate de ferme se introduc terani.

2. Sistemul dreptunghiular este alctuii din montani i diagonale.

Diagonalele se aeaz cu captul de jos mai aproape de mijloc

B. 30. Calculul eforturilor n barele fermelor. Lungimi de flambaj. Verificareabarelor la rezisten i stabilitate.La calculul fermelor se socoate c n noduri avem articulaii ideale , barele sunt

liniare, axele lor sunt n acelai plan i se ntretaie ntr-un punct n nodul fermei. La astfel


33/41

de sistem n barele fermei apar numai eforturi axiale(comprimare sau ntindere).Tensiunile calculate dup aceste eforturi sunt de baz. Fiindc guseele fermelor sunt rigiden bare pot aprea tensiuni suplimentare de la apariia momentelor ncovoietoare care sedetermin ca pentru grinzi continuie. Aceste tensiuni suplimentare nu se iau nconsideraie la calculul fermelor dac raportul dintre nlimea barei i lungimea ei estemai mic ca 1/15(h/l1/15). Tensiunile suplimentare pot aprea de la centrarea imperfect

a barelor mai ales la variaia seciunii tlpilor. n cazul dat tensiunile suplimentare nu seiau n consideraie, dac deplasarea axelor centrelor de greutate nu depete 1,5% dinnlimea barei(e1,5%h). Schemele de calcul pentru calculul static al fermelor sealctuiesc pentru fiecare sarcin aparte. Se determin eforturile de calcul cu ajutorulcalculatoarelor ce dau posibilitatea de a calcula ferma de orice configuraie i la oricesarcin. Dac lipsesc mainele de calcul , atunci se determin eforturile prin metodagrafic construind diagrama lui Kramer. Dac ferma este legat rigid de stlp atunci pe axatlpii inferioare a fermei acioneaz momentele ncovoietoare din seciunea 1-1 a stlpului.n acest caz se mai construiete diagrama Cramer de la momentul unitar care acioneaz

din partea stng sau din parte dreapt. Dac forele verticale n noduri nu suntegale(pentru ferme cu laminator) diagramele se construiesc de la forele reale. Pentruferme simple cu tlpi paralele cu noduri puin mai simple este metoda analitic dedeterminare a eforturilor. Dac sarcinile sunt mobile eforturile se determin dup liniile deinfluen. Se recomand ca eforturile de la fiecare sarcin s se introduc ntr-o tabel cucoeficientul de grupri hc=1 i 0,9. Eforturile de calcul pentru fiecare bar se determinprin alctuirea gruprilor. n toate cazurile la determinarea eforturilor de calcul se iaueforturile de la sarcina permanent i zpad cu coef. Hc=1. Eforturile de la celelaltesarcini se iau n consideraie numai dac ele aduc la majorarea eforturilor de la sarcinapermanent i zpad sau dac se schimb semnul. n acest caz eforturile n afar mde lasarcina permanent se ia coef. Hc=0,9.LUNGIMI DE FLAMBAJ

De obicei distrugerea fermelor are loc prin pierderea stabilitii barelor comprimate.Pierderea stabilitii se ncepe fr apariia unor semen preventive i pn la pierdereastabilitii nu se tie care bare i vor pierde stabilitatea De regul i pierd stabilitateabarele comprimate din mijlocul fermelor nectnd la aceea c tensiunile din Aceste baresunt mici. Aceasta are loc fiindc exist nedesvriri geometrice i fizice care apar ntimpul executrii sau transportrii, mai ales a ndoiturilor. Se ine cont de acestenedesvriri la calculul diagonalelor comprimate prin ntroducerea coef. Condiiilor de

lucru c=0,8.ntr-o ferm cu articulaii ideale n noduri, lungimea de calcul a barelor esteegal cu distana dintre noduri.Fiindc nodurile sunt rigide la pierderea stabilitii bareicomprimate ea se nconvoaie i fiindc ea este legat rigid de guseu ncearc s roteascguseul. Celelalte bare care se prind de acest guseu se mpotrivesc acestorrotiri. Se mpotrivesc mai tare barele ntinse fiindc la comprimare ele trebuie s seapropie. Barele comprimate se mpotrivesc acestor rotiri. Cu ct mai multe bare ntinsesunt prinse de acest nod cu att mai mult este mai rigid nodul. Se prind 3 bare comprimatei una ntins deaceea Aceste noduri se socot articulate. Lungimea de calcul a bareicomprimate lef=*l ; l-distana dintre noduri; - coef. ce depinde de rigiditatea nodului.

Pentru tlpile comprimate lungimile de calcul n planul fermei lef,x=l. Pentru tlpile ntinselef,y=2l. n nodurile tlpii inferioare se prind 3 bare ntinse i una comprimat. Nodul sesocoate rigid. n acest caz lungimea de calcul a zbrelelor comprimate se capt ly,x=0.77.Dup norme se ia ly,x=0.8l. Cu excepia diagonalei i montantului de reazem pentru care


34/41

lef,x=0. Lungimea de calcul a zbrelelor comprimate din planul fermei lef,y=l(distana dintrenoduri). La proiectarea fermelor barele se proiecteaz rigide. O importan deosebit demare o are valoarea flexibilitii =lef/i Dac rigiditatea este mai mic barele se curbeazuor sub aciunea sarcinilor dau sgei mari de la greutatea proprie sau pot vibra de laaciunile dinamice. Deaceea pentru barele comprimate se stabilete o valoare normat aflexibilitii i anume:

-pentru tlpile comprimate precum i pentru diagonalele i montanii de reazemflexibilitatea limitat maximal se adopt []max=120.-pentru celelalte bare comprimate ale fermei []max=150.-pentru barele comprimate ale contravntuirilor []max=200.

Barele ntinse deasemenea trebuie s fie nu prea flexibile. n caz contrar ele se potndoia n timpul transportrii. Mai ales o influen mare asupra lor o au sarcinile dinamicefiindc ele pot vibra. La solicitri dinamice se adopt urmtoarele flexibiliti maximale:-pentru barele tlpilor ntinse, diagonalelor i atiranilor de reazem []max=250.-pentru celelalte bare ntinse []max= 350.

-pentru barele ntinse ale contravntuirilor []max=400VERIFICAREA BARELOR LA REZISTEN I STABILITATE

La solicitri statice pentru toate barele ntinse ale fermei []calc.


35/41

n noduri avem articulaii ideale.Pentru aceasta axele centrelor de greutate ale barelor secentreaz n centrul nodului rotungindu-se pn la 5 mm.Dac axele nu corespund lacentrare apare un moment platband ncovoietor M=N*l de la care apartensiunisuplimentare. Nu se ine cont de aceste tensiuni suplimentare daca valoarea ei nueste depaete 5% din inlimea seciunii. Cornierele se taie normal fa de axa cu unghi 9grade;a=6tg50 mm. Nodurile se proiecteaz prin intermediul guseelor care se introduce

ntre corniere. Forma guseului depinde de construcia nodului i lungimea cordoanelor desudur.Guseul se sudeaz de tlpi i de zbrele. Guseul este n afara tlpilor cu 10-15 mmn afar de locul unde se sprijin pe talp i se sudeaz pe nucleu i arip.n locul unde setaie guseul nu se sudeaz.Dac pe talpa superioar se sprijin panoul din beton armat igrosimea cornierii este mai mic ca 10 mm, talpa superioar se ntrete cu platbande .Grosimea platbandei se ia de 12 mm, dac traveea este de 6mm i 14 mm, dac traveeaeste de 12m.La variaia seciunii tlpii, corniera cu aripa mai mare trece peste nod cu300500mm (de la nod pn la captul cornierii). Prinderea guseului de tlpi se calcul ladiferena dintre eforturi.

N=22

21 )( FNN + Se adopt grosimea cordonului i se calculeaz lungimea cordonuluide muchie.Lw=

cwuf Rnk

FNN

min

22

21

)**(

)(2 ++12 cm ,n- numr de cordoane ,kf-cateta minim a

cordoanelor.w-coef. pentru temperature de exploatare.Dac fRwf


36/41

la calculul fermelor halelor industriale apar particulariti determinante, n special,de apariia unor eforturi suplimentare provenite din cadru, cnd mbinarea ferm-stlp esterigid. Aceste eforturi pot fi determinate analitic sau grafic, aplicnd n reazemele fermeidou cupluri de fore cu valorile, H1=M1/hr, i H2=M2/hr, unde M1 i M2 se iau din tabel.Momentul M2 se va lua pentru reazemul din dreapta, pentru acceai grupare de aciune lacare sa calculat momentul M1 din reazemul din stnga.

Pentru determinarea eforturilor n bazele fermelor, se vor alctui tabele speciale.Eforturile de calcul se determin di sarcinile permanente i temporare, nsumndcomponentele din fiecare sarcin n gruprile lor defavorabile.

ntreaga sarcin care acioneaz asupra unei ferme se consider, de obicei aplicat nnodurile fermei n care se fixeaz elementele transversale ale construciei (paneleacoperiului, sau grinzile tavanului), ce transmite sarcina la o ferm. Dac sarcina esteaplicat n oanou n schema fundamental de calcul, ea se repartizeaz tot la nodurile celormai apropiate ale ferme, n acest caz se ine seama n puls de ncovoerea local aelementelor tlpii sub aciunea sarcinii aplicate pe ele, sau talpa se consider ca o grind

cu inima plin ntrit cu zbrele.Pentru a simplifica calculul, se recomand s se determine eforturile din bareseparat pentru fiecare din catergoriile din sarcini. Astefel la ferm trebue s se alctueascseparat schemele de calcuol pentru urmtoarele sarcini de baz, - sarcina permanent de lanvelitori i construciile portante ale acoperiului i sarcina de la zpad.- sarcina permanent de calcul ce acioneaz n orice nod al unei ferme se determin cu

ajutorul formulei: ffdd

Bg

gF 2)

cos( 21inf

++= , unde: gf greutatea proprie afermei,

kN/m2, a proieciei orizontale a nvelitorii, ginf greutatea nvelitorii, kN/m2, unghiul de nclinare a tlpii superioare fa de orizontal, B distana dintre ferme, d 1,d2 distana dintre nodurile fermei, f coeficient de supra sarcin a sarciniipermanente.

n unele cazuri la sarcina rezultant din formula de ami sus se adaug i greutateailuminatorului, iar la nodurile ce se gsesc sub iluminator se scade geutatea nvelitorii.

Valoarea de calcul a sarcinii de la zpad se determin cu relaia: CPP f 0+= , P0 greutatea stratului de zpad pe un m2 de proiecie orizontal a nvelitorii, f=1.4,coeficient de supra sarcin al ncrcrii de zpad, C coeficien ce ine cont deneregularitatea distribuirii zpezii de pe acoperi. Coeficientul C depinde de configuraiaacoperiului.

Pentru cldirile industriale cu iluminatoare se examineaz 2 variante de ncrcare cuzpad.


37/41

Sl=hl ns nu mai mare ca b.n cele mai multe cazuri eforturile maxime n tlpile i diagonalele fermei apar la

ncrcri la varianta 1. varianta 2 este determinarea pentruanouri, platelaje, pane i pentrumontanii fermelor, aezai n locuri cu ncrcri sporite de la zpad.


38/41

34 . Alc tuirea nodurilor fermelor de stilpi. Calculul prinderilor. ndiri de montare afermei.Grinzile cu zbrele folosite ca ferme de acoperi prezint anumite particulariti. nprincipiu se deosebesc dou tipuri de ferme: ferme pentru nvelitori cu pane i fermepentru velitori realizate din panouri de acoperi aezate direct pe talpa fermelor.

Fermele cu pane se realizezeaz n mod obinuit cu perete simplu; exepie fac

fermele cu deschiderea foarte mare, peste 50m, unde se aplic soluia cu perete dublu.Nodurile fermelor cu pane se aeaz la 2,5 ... 3 m n funcie de dimensiunile panoului.n cazul acoperiului de foi de azbociment ondulat cu pane la 1,5 m se prevd zbreleintermediare sau se ntrete talpasuperioar astfel nct s fie capabil sreziste i la ncovoiere ntre noduri.

Fig.1 Ferme cu baresuplimentare(a) i cu tlpi intrite(b).

n cazul deschiderilor mari, mai

mari de 24 m, fermele se prevd cucontrasgei ale tlpilor inferioare.Fig.2 Ferm de acoperi cu

contrasgeat.n prezent cele mai economice soluii snt realizate cu tlpi din oel slab aliat cu limita

de curgere c = 36 daN/mm2, sau chiar mairidicat. Diagonalele , snt mai puinsolicitate i de aceea snt prevzute din oelOL37; diagonalele cu eforturi mai mari delng reazem pot fi realizate economic dinoel cu caracteristici mecanice superioare.

Cele mai economice soluii de alctuirea fermelor tipizate este aceea a realizriitlpilor din seciuni compuse prin sudare, seciuni T, sauseciuni nchise. Seciunea compus permite dimensionareastrict a barelor i obinerea unei rezolvri economice. n cazulbarelor din profile U sau L discontinuitile sortimentului potduce la unele supradimensionri, n schimb folosirea deseciuni compuse prin sudur conduce la un consum sporit de

mina de lucru, la complicarea lucrrilor in atelier deoareceplatbandele trebuie tiate (debitate) din table groase i apoiresudate pentru alctuirea profilelor.Necesitile de transport cer ca fermele s se uzineze in doutronsoane, de regul simetrice, carese nndesc pe antier cusudura sau cu uruburi de nalt rezisten; ultima soluie esteindicat la oelurile slab aliate care cer anumite msuri specialede sudare (prenclzirea pieselor, uscarea electrozilor etc.) lafolosirea electrozilor cu nveli, bazic. So lu i i de inn-dire,

a fermelor s in t artate n figurile 3-4


39/41

Fiii. 5. Efectul forelororizontale din nodul dereazem : ii schemaconstructivii; 6 eforturi ielare; c - Irtilbca Isititi Inlaicul Ct itazim.

Folosirea evilor la realizarea fermelor conduce Iaeconomia de metal; se recomand prinderea direct lanoduri. Rezemarea panelor se face prin intermediul unorscaune sudate de talpa superioar. O soluieFig. 4. inndirea fermelor cu tlpi n T : a, b, -lnaidiri sudate ; c si d Inadiri cu uruburi de

nalta rezistenta pretensionate.interesant o constituie folosirea integral a evilordreptunghiulare, sau combinarea evilor rotunde cu celedreptunghiulare, respectiv a evilor cu profilele laminate.Barele realizate din evi prezint ca avantaje comportareamai bun la solicitri de compresiune, suprafee de vopsit

mai reduse i posibilitatea executrii prinderilor directfr intermediul guseelor.

La calculul fermelor care face parte dintr-o structur trebuie s se ia n considerare i

unele solicitri suplimentare introduse de legtura cu stlpii halei. In cazul fermelor legatearticulat de stlpi, forele orizontale provenite din ncrcri orizontale se transmit de laferm la stlp cu o excentricitate corespunztoare nlimii guseului de reazem; rezultimplicit necesitatea ca acest guseu s aib o nlime ct mai redus (fig. 5,a). MomentulM H h0se preia de cele dou bare aferente noduluiproporional

cu rigiditile lor liniareK=I/l capatul opus al barelor seconsider articulat (linia continu de pe figuia 5, b) :

; .KKt dM M M M t dK K K K t td d= =

+ +

In cazul tlpilor comprimate rigide, influena momentuluipoate fi considerat c se extinde pn la primul nod rigid(linia ntrerupt de pe figura 5, b).

Barele se verific la for axial i moment ncovoietor.Talpa care este mai rigid se ncarc mai mult si

deseori rezult necesar consolidarea ei pe oanumit lungime (fig. 5, c).Transmiterea forelor se realizeaz prin plcue decentrare i prin blocaje corespunztoare care sesudeaz dup centrarea fermei. Asigurareatoleranelor de montaj se realizeaz prin gurile maimari sau ovalizate ale uruburilor de prindere destilp.

n cazul prinderii rigide a fermelor de stlpi primadiagonal se realizeaz de regul ascendent, ceea ce asigur orepartizare mai raional a eforturilor n zona de reazem a fermei. n figura 6, a se prezinto prindere cu uruburi care cere o precizie mai mare n ceea ce privete lungimea fermeiraportat la deschiderea propriu-zis. Prinderea se efectueaz eu uruburi grosolane.


40/41

Rezemarea se realizeaz prin intermediul unui scaun: suprafaa frontal a guseului dereazem si a scaunului se prelucreaz mecanic pentru asigurarea, unei suprafee de contactcorespunztoare. O variant care permite tolerante mai mari la montaj o reprezint soluiade prindere cu plcue sudate la montaj (fig. 6, b si c). Prinderea

Fig. 6. Prinderea

rigid a fermelor destilpi.

cu sudur rezult mairigid asigurnd otransmitere mai bun aeforturilor.

Realizareacontinuitii cu plcue

sudate la ferme continueeste artat n figurile 6.c i d.

Fermele i prinderilede stlpi n cazulcontinuitii se verific la efectul momentelor de pe reazeme si al forelor axialedin efectul de cadru.

Momentele de pe reazem se transmit sub forma unui cuplu de fore (fig. 7, a ) : I1 M1 /h1,iar fora axial N se poate considera c se transmite numai la talpa

inferioar acolo unde se transmite si reaciunea vertical R. innd seama cmomentele din efectul de cadru sint inegale la extremiti schema de ncrcare afermei va fi cea din figura 7, b.Eforturile astfel obinute din bare se suprapun eforturilor din ipoteza fermei staticdeterminate :

O M NT I I I i i i i

= + + ,

In care OIi este efortuldin nclcare pe grinda static determinat ;MIi efortul din

moment: NIi -efortul din fora axial (de exemplu 7-v

Prinderea propriu-zis severific laeforturilerezultate dinefectul de

cadru;reactiuneavertical a


41/41

fermei se transmite integral la scaun. n nodul inferior datorit momentului de pe reazemse dezvolt de regul o for decompresiune care, se preia princontactul direct cu stlpul n cazulprinderii cu uruburi sau prin suduran cazul prinderii cu plcue sudate.

Dac fora orizontal care acioneazla nivelul tlpii fermei nu solicitcentric prinderea, se ine seama si demomentul H*e n care H esterezultanta solicitrilor pe orizontal(fig. 8): se urmrete ca excentri-citatea s nu fie prea mare astfel incitin prindere snu apar eforturi de n tindere. Dac totui se dezvolt, prinderile cu u-

ruburi se verific cu relaia :

max

max 2

H e h HN

nhi

= +

Documents

Biletel la metale 2