Ministerul ÎnvăţămîntuluiUniversitatea Tehnică a Moldovei

Catedra: Constructii şi mecanica structurilor

Memoriul explicativ la proiectul de curs Nr.2

La disciplina constructii metalice

Tema: Calculul elementelor unei hale industriale

A elaborat: stud. grupei CIC-097 Belibov V.

A verificat: Creţu Ion

Chişinău 2012

Capitolul 1

Determinare dimensiunilor principale si incarcarilor asupra halei metalice

1.1 Determinarea dimensiunilor principale a halei industriale.

Amplasarea elementelor unei hale industriale cu deschiderea inzeztrata cu doua poduri de rulare cu capacitatea de ridicare cu regim greu de

functionare.Cota sinei de rulare ;traveia halei - ;raionul de constructie:

Din anexa 13 pemtru podul rulant cu capacitatea de ridicare gasim inaltimea podului de rulare (de la sina de rulare pina la marginea de sus a

caruciorului )

-inaltimea intre utilajul tehnologic si nivelul de jos al acoperisului.

Stabilim (multipla la 200mm)Inaltimea halei

Acceptam h=14400mm(multipla la 1200).

In tabelul 1.1 gasim inaltimea sinei de rulare si inaltimea orientativa a

grinilor caii de rulare dupa traveeia de .Calculam l1 si l2.

Pentru fermele cu talpi paralele inaltimea la reazem si panta acoperisului Atunci inaltimea fermei la centru

Stabilim lăţimea părţii superioare a stilpului Parametrul λ trebuie să satisfacă condiţia

2

Deschiderea podului rulant

Fig. 1.1:Dimensiunile caracteristice ale halei(in mm)

1.2 Determinarea acţiunilor asupra halei metalice

1.2.1. Incarcari permanente

Incarcarile permanente .Incarcarile permanente pe rigla este determinata de structura acoperisului.In tab. 1.2 este calculata incarcarea pe al acoperisului.

.Incarcarea liniare pe riglă cu cosα≈1

Presiunea pe reazem din incarcarea permanent ape rigla

L=42m-este deschiderea fermeiGreutatea stilpului

3

unde γ f=1 .05 este coeficientul de siguranta pentru incarcare; g0 -greutatea metalului pe 1 m2 provenita din greutatea stilpulor calculate cu ajutorul tab. 1.4Greutatea proprie a panourilor si a cercevelelor de pe lungimea ( este distanta de la stilpii de baza pina la stilpii intermediari) la nivelul treptei va fie gala (celelalte dimensiuni –vezi fig. 1.2).

Greutatea părţii superioare a stilpului poate fi luată ca 1/5 din greutatea stilpului:

La nivelul treptei se aplică forţa şi momentul

În partea de jos a stilpului este aplicată forţa

Incarcrcarile permanente sunt prezentate in fi.1.5b.

Fig 1.2 Amplasarea elementelor de protective verticale

1.2.2.Incarcarile din greutatea stratului de zapada

4

Pentru Republica Moldova sarcina de la zăpadă pe 1m2 a proiecţiei orizontale

S0=0 . 5 kN (presiunea normata), γ f =1.6…Pn/S0¿ 0.8;γ f =1.4…Pn/S0¿ 0.8.(Pn=1.633-tab1.2), γ f=1 .4 , μ=1 ,Incarcarea liniara pe rigla q2

Reacţiunea riglei de la incarcarea q2

Momentul la nivelul treptei

Incarcarile din greutatea stratului de zapada sunt aratate in fig. 1.5b.

Fig 1.3:Incarcari provenite din:greutatea proprie(a) si zapada(b)

Încărcări verticale de la poduri rulante

Baza podului rulant B2=7200 mm Distanţa dintre axele roţilor din mijloc A2- 5950 mm Apăsarea pe roată F-500 kN Masa podului rulant cu cărucior Gp(mp)- 50 t

5

Fig. 1.4:Schema amplasarii podurilor rulante pe grinda de rulare pentru determinarea presiunii pe stilpul cadrului.

Valoarea de calcul a presiunii pe stilpul de care este apropiat caruciorul podului rulant rezulta:

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

,unde ال f=1,1-coeficient de siguranta; ѱ=0,95 este coeficient de grupare pentru

poduri rulante cu regim greu de functionare.

Presiunea minimă pe roată:

unde,

Momentele concentrate provenite din forţele şi la nivelul treptei se vor determina conform relaţiilor:

6

unde,

Forţa orizontală de frînare a căruciorului pentru poduri cu suspensie flexibilă a încărcăturii se determină:

Forţa de frînare pe o roată :

unde, este numărul roţilor podului rulant pe un fir al căii de rulare.

Forţa orizontală provenită de la frînarea a două poduri rulante transmisă cadrului se va determina

Forţa T este aplicată dintr-o parte sau alta a cadrului la nivelul şinei de rulare

Fig 1.5:Incarcari provenite din actiunea podurilor rulante

1.2.4. Incarcarile provenite din presiunea vintului

Pentru Republica Moldova presiunea de la vînt pe un metru pătrat este de 0,3 kN.Repartizarea sarcinii pe verticală pentru terenuri de categoria B este

7

Sarcina de calcul de la vînt în orce punct pe verticală.

; coeficientul aerodinamic

Pentru simplificari de calcul incarcarea reală provenita din vînt din fig. 1.6a se va înlocui cu una convenţională reprezentata in fig. 1.6bValoarea incarcarea echivalente se va afla din relatia

Forţa concentrată la nivelul tălpii de jos a fermii

Alegem coeficientul c3=0.4.Din partea dreaptă a halei acţionează sarcina echivalentă şi forţa concentrată:

8

Fig 1.6:Schema actiunii vintului1.2.5: Sarcina de la acţiunea seismică .

Toate cadrele transversale sunt identice de aceea calculul se face pentru un singur cadru. Toată greutatea o considerăm concentrată în două puncte: 1 la nivelul treptei şi 2 la nivelul acoperişului

Q1- include greutatea proprie a podului rulant , a grinzilor de rulare, a părţii inferioare a stîlpului şi a unei părţi a pereteluiQ2- include greutatea zăpezii, a acoperişului, greutatea părţii superioare a stîlpului şi peretelui de protectie.Aceste greutati se vor calcula in felul urmator.

Calculul greutatiiGreutatea podului rulant

Greutatea grinzilor de rulare

Greutatea panourilor de protectie ,cercevelelor si stilpilor care se gasesc intre doua planuri orizontale care trec prin mijlocul inaltimilor l1 si l2

Calculul greutatiiQ2

Greutatea acoperişului

Greutatea zăpezii

9

Greutatea peretelui situat deasupra tălpii de jos a fermei

Greutatea unei jumătăţi de perete cu cercevea de pe lungimea partii de sus a stilpului l2

Greutatea unei jumătăţi a părţii superioare a stîlpului

Calculăm deplasarea pentru F =1,pentru aceasta ,in prealabil ,determinam momentele de inertie I1 si I2.Pentru determinarea momentului de inertie al partii inferioare a stilpului poate fi recomadata relatia.

I 1=( N+2 Dmax )b1

2

k1¿ Ry

unde N este forta axiala in stilp,provenita din incarcarea permanenta si zapada; k 1¿

-coeficient care depinde de inaltimea cadrelor si traveea B : Pentru B=6m coeficientul

; Ry - rezistenta de calcul a otelului ; b1 - latimea inferioare a stilpului. Momentul de inertie al partii superioare a stilpului

Unde b2 este latimea partii superioare a stilpului;k 2¿=1 . 2. .. 1 .6 este un coefficient care

tine seama de inegalitatea ariilor sectiunilor transversale ale partilor iferioare si superioare ale stilpului .Forta axiala in stilp

Luind ; calculam

Momentul de inertie al riglei poate fi calculat cu relatia

unde µ=0,9-coeficient ce tine seama de panta acoperisului.

Valoarea deplasărilorδ ij provenite de la forţa unitară (F=1) sunt

10

unde

α=l2

l;n=

I 2

I 1

Masele respective

Calculăm frecvenţele

Perioada oscilaţiei respective

Calculăm deplasările halei la nivelul masei m2, luînd deplasarea la nivelul masei m1 egală cu o unitate:-pentru forma întîi a oscilaţiilorX1 ( x1)=1,0

-pentru forma a doua de oscilaţiiX 2( x1)=1,0

11

Calculăm coieficienţii ηik

Calculăm coieficienţii primei forme

Coieficienţii formei doi

Verificam:

Calculam coeficientii dinamici βi. Pentru grunduri de categoria a II si a IIIβ i=1+17∗T i pentruT i≺0 . 1 s−1

β i=2,7 pentru0,1≤T i≤0,5 s−1

β i=1 ,35

T i pentruT i≻0,5 s−1 dar nu mai mic 0,8 s−1

Acceptam si β2=2,7 s−1

Incarcarile seismice se vor calcula cu relatiile:Sik=k1 k2 Soik=k1 k2 AQk β i kψ ηik

k 1-coeficient care tine seama de deteorarile admisibile in constructii pentru halele industriale in care pot fi admise deformatii remanente,fisuri,deteriorarile unor elemente k 1=0 , 25 .k 2- coeficient care tine seama de solutia constructive a halelor ,pentru halele

industriale cu schelet metallic k 2=1,5

Soik -valoarea sarcinii seismice in punctual k pentru tonul i al oscilatielor constructiei.A- coeficient care caracterizeaza raportul dintre acceleratia miscarii terenului la g –acceleratia gravitantiala si are valori egale cu 0.1;0.2;0.4; pentru seismicitatea de calcul respective de 7;8;9 grade.β i -coeficient de amplificare dinamica care corespunde tonului i al oscilatielor proprii ale cladirii sau constructiei;k ψ -coeficient de amortizare pentru hale industriale k ψ=1 ηik - coeficient care depinde de forma deformarii structurii de rezistenta la oscilatii proprii cu tonul i si de punctual k de aplicare al sarcinii.Pentru forma intii

12

Pentru forma a doua

Fortele seismice sunt reprezentate in fig 1.10a,b.

Fig 1.7:Schema de actiune ale fortelor seismice:dupa prima forma(a);dupa a doua fprama(b). 1.2.6: Conlucrarea spatial a cadrelor transversale

Dupa determinarea eforturilor provenite din incarcarile seismice separat pentru fiecare forma de oscilatii se vor determina eforturile de calcul in sectiunile caracteristice cu media patratica a eforturilor din prima forma si forma a doua a oscilatiilor.

Pentru calculul spatial este nevoie de a determina rectiunile Ra ,Rf.Luind invelitoarea acoperisului din tabla cutata din tabelul 1.6,pentru L=42m gasim

Deformatiile reazemului elastic

Parametrul

;

Din tabelul 1.8 si rigiditatea echivalenta a discului la incovoiere este:

Contravintuirile orizontale la nivelul talpii de jos a fermei sunt alcatuite din doua

corniere 100x8 cu aria .Contravintuirile carcasei sunt alcatuite din doua ferme longitudinale cu latimea de 6m.Momentul de inertie al acestor doua ferme orizontale este:

13

Rigiditatea la incovoiere a contravintuirilor fixate cu suruburi (kc=0.15)

Rigiditatea totala si momentul de inertie al acoperisului

Pentru grinda de frinare, alcatuita din tabla striata, rezemata pe talpa de sus a grinzii de rulare si pe un profil U cu dimensiunile respective

Unde k f=0 . 2 pentru grinzi cu travee independente. ;Pentru conform tabelului 1.11,pentru cadre cu legatura rigida ferma–stilp obtinem:

Calculam λ1 , λ2 , D

Din tabelele 1.9 si 1.10 gasim

; Coeficientii de corectie pentru

sunt

Reactiunile elastice sunt:

14

Fig.1.8: Schema de calcul la incarcari din actiunile podului rulant cu evidenta conlucrarii spatial a structurii

1.3 Determinarea eforturilor de calcul in elementele cadrului

Calculul cadrelor solicitate de diferite incarcari se efectiaza prin diferite metode studiate in mecanica structurilor(metoda fortelor,elementelor finite etc.)

15

DATE INITIALE

L=42m l1=9,12m l2=5.43mhgr=1,3m I1=0,00418m4 I2=0.000746m4

I3=0,0235m4 qacp=11,46kN/m qzap=4.2kN/mMgp=69kNm Mzap=22,05kNm F1=51.08kNF2=21,076kN Dmax=990,3kN Dmin=295.8kNT=31,04kN Mmax=495,2kNm Mmin=147.9kNmRa

M=16,75kN RfM=0,062kN Ra

T=1.89kNRf

T=0,88kN qecv=1,27kN/m q’ecv=0.635kN/mW=5,47kN W’=2.735kN s11=55.87kNS12=75,35kN s21=37.87kN s22=-24.9kN

Tabelul 1.12: Eforturile de calcul provenite din diferite incarcari pentru gruparile fundamentale

Schema

stîlpu-lui

Secţi-unea

Efor-tul

Coefi-

cientde

gru-pare

Sarci-nile

perma-nente

Sarcini de scurtă durată

dinzăpadă

Dmax pe stîlpul din

T pe stîlpul din

din actiunea vintului

stînga dreapta stînga dreapta stînga dreapta

1 2 3 4 5 6 7 8

3 -

1 -

2 -

- 44 -

- 3

- 1

- 2

1-1M

1 +309.9 +113.6 +51.4 +57.6 ±2.9 ±38.2 -29.1 +35.50.9 +102.2 +46.3 +51.8 ±2.6 ±34.4 -26.2 +32

N1 +240.7 +88.2 -

---

--

--

--

--0.9 +79.4

2-2M

1 +107 +39.2 -159.5 -62.3 ±17.3 ±12.1 +1.23 -6.80.9 +35.3 -143.6 -56.1 ±15.6 ±10.9 +1.1 -6.1

N1 +261.7 +88.2 -

---

--

--

--

--0.9 +79.4

3-3M

1 +38 +13.9 +335.7 +85.6 ±17.3 ±12.1 +1.23 -6.80.9 +12.5 +302.1 +77 ±15.6 ±10.9 +1.1 -6.1

N1 +261.7 +88.2 +990.2 +295.9 -

---

--

--0.9 +79.4 +891.2 +266.3

4-4

M1 -302.8 -111 -18.9 -115.7 ±156 ±96.6 +136.5 -119.9

0.9 -99.9 -17 -104.1 ±140.4 ±86.9 +122.9 -108

N1 +312.8 +88.2 +990.2 +295.9 -

---

--

--0.9 +79.4 +891.2 +266.3

Q1 -37.4 -13.7 -38.9 +22.1 ±19 ±9.3 ±20.6 ±15.3

0.9 -12.3 -35 +19.9 ±17.1 ±8.4 ±18.5 ±13.8

16

Tabelul 1.13: Eforturile de calcul provenite din diferite incarcari pentru gruparea specială

Schemastîlpu-

luiSecţi-unea

Efor-tul

Sarci-nile

perma-nente

Incarcari de scurtă durată

SarciniseismiceDin

zăpadă

Dmax pe stîlpul din

stînga dreapta

3 -

1 -

2 -

- 44 -

- 3

- 1

- 2

1-1M +278.9 +56.8 +25.7 +28.8 ±165

N +216.6 +44.1 - - ±9.1

2-2M +96.3 +19.6 -79.8 -31.2 ±74.2

N +235.5 +44.1 - - ±9.1

3-3M -34.2 +7 +167.9 +42.8 ±74.2

N +235.5 +44.1 +495.1 +148 ±9.1

4-4

M -272.5 -55.5 -9.5 -57.9 ±686.1

N +281.5 +44.1 +495.1 +148 ±9.1

Q-33.7 -6.9 -19.5 +11.1 ±79.9

Remarcă: Sarcinile permanente au fost multiplicate cu coeficientul de grupare

sarcinile de scurtă durată - cu coeficientul de grupare

Tabelul 1.14: Eforturile de calcul în secţiunile stîlpului halei

Schemastîlpu-

luiSecţi-unea

Efor-tul

3 -

1 -

2 -

- 44 -

- 3

- 1

- 2

1-1 M1,2

+423.51,2,4,6,8+530.3

1,2,4,5+529.5

1,7+283.3

1,7+283.7

1,5+113.9

N +329 +320.1 +269.8 +240.7 +240.7 +225.7

2-2 M1,2

+146.21,2

+142.31,2,5

+190.11,3,5-69.8

1,3,5,8-58.3

1,3,5-57.7

N +349.9 +341.1 +288.7 +261.7 +261.7 +244.6

3-3 M1,3,5+391

1,2, 3,5,7+369.3

1,2,3,5283.3

1,8+31.2

1,8+31.9

1,5-40

N +1251.9 +1232.3 +783.8 +261.7 +261.7 +244.6

4-4M

1,3,5-165.7

1 ,3,5,7-56.5

1,5+413.6

1,4,5-574.5

1,2,4,5,8-755.2

1,2,4,5-1072

N +1303 +1283.4 +290.6 +608.7 +658.5 +482.7Q -95.3 -36.8 -113.6 -0.4 -100.5 -109.4

Tabelul 1.14: (continuare)Schemastîlpu-lui

Secţi-unea

Efor-tul

17

3 -

1 -

2 -

- 44 -

- 3

- 1

- 2

1-1

M 1,2+423.5

1,2,4,6,8+530.3

1,2,4,5+529.5

1,7+280.8

1,2,3,6,7+397.8

1,2,5+170.7

N +328.9 +320.1 +269.8 +240.7 +320.1 +269.8

2-2 M1,2+146.2

1,2,7+143.4

1,2,5+190.1

1,2+146.2

1,2,3,5,8-23

1,2,3,5-31.1

N +349.9 +341.1 +288.7 +349.9 +341.1 +288.7

3-3 M1,3,5+391

1,2, 3,5,7+369.3

1,2,3,5283.3

1,3,5+356.4

1,2,3,5,8+330.9

1,2,3,5+135

N +1251.9 +1232.2 +783.8 +1153 +1232.3 +784

4-4M

1,3,5-165.7

1,2,3,5,7-155.5

1,2,3,5+348.6

1,3,5-477.7

1,2,3,5,8-668

1,2,3,5-1023.6

N +1303 +1283.4 +829.8 +1204 +1283.4 +830Q -95.3 -120.3 -140 -89.5 -115.6 -140

Capitolul 2

Proiectarea elementelor de rezistenta ale halei

2.1. Calculul stîlpului în trepte al halei industriale

Eforturile de calcul:

- pentru partea superioară a stîlpului;

- pentru partea inferioarăa)ramura de sub grinda de rulare

;

b)ramura exterioară

; c)forţa de forfecare maximă în stîlp

18

d)eforturile de calcul pentru bazele stîlpului cu zăbrele:

-pemtru baza ramurii de sub grinda de rulare.

; -pentru baza ramurii exterioare

;

e)eforturile pentru calcululşuruburilor de ancoraj

; ;

Determinăm lungimile de flambaj în planul cadrului

Lungimile de flambaj din plaul cadrului

2.1.1: Dimensionarea partii superioare a stilpului

Secţiunea părţii superioare a stîlpului o adoptăm de formă dublu T cu înălţimea

. Aria secţiunii preventv o calculăm cu relaţia:

Unde: (oţel C235) Alcătuim secţiunea stilpului,

luînd hw/ tw=60 . .. 120 ; b f / l2=1 /20 . .. 1/30 ; ; ;

;

Lăţimea tălpii

;

adoptăm talpile din platbanda ;cu aria

19

Zveltetea stîlpului în planul cadrului

Zveltetea din planul cadrului

Raza a sîmburelui secţiunii: ;excentricitatea relativă

20

Fig.2.1:Sectiunile stilpului in trepte.

Pentru ; ;

Pentru şi gasim Verificăm stabilitatea generală în planul cadrului

21

Verificarea stabilităţii părţii superioare a stîlpului din planul cadrului se va face la momentul maxim în treimea din mijloc a lui

unde momentul M2 este momentul de încovoiere în secţiunea 2-2 provenită din aceiaşi grupare de incarcari(1,2,4,6,8), pentru care s-a determinat momentul

în sectiunea 1-1

Pentru si

calculam coeficientul c:Pentru 5<mx<10 c se calculeaza cu formula:

, unde

Pentru ,deci

Verificam stabilitatea generala a partii superioare din planul cadrului.

Unde pentru

Stabilitatea locala a inimii va fi asigurata daca:

si

Stabilitatea inimii este asigurata fiindca

Stabilitatea locala a talpilor este asigurata din motivul ca

22

este latimea aripii.

2.1.2: Dimensionarea partii inferioare a stilpului cu zabrele(varianta 1).

Sectiunea partii inferioare este alcatuita din doua ramuri consolidate cu zabrele

dintr-o corniera.Inaltimea sectiunii .Proectam ramura sub grinda de rulare dintr-un profil cu sectiunea dublu T laminat si ramura exterioara din doua corniere cu

aripi egale solidarizate cu o placa din otel .Preventiv acceptam

Calculam pozitia centrului de greutate

Eforturile din ramuri

Calculam ariile ramurilor,luind preventive

Pentru ramura 1(sub grinda de rulare ) acceptam profilul dublu T45 cu urmatoarle caracteristici(axele si sunt prezentate in fig. 2.1)

; ; ;

; ; ; .

Ramura exterioara o alcatuim din doua corniere ;

si o platbanda ; Precizam pozitia centrului de greutate al ramurei fata de marginea platbandei.(fig 2.1)

23

;

Precizam eforturile in ramuri

Verificam stabilitatea ramurilor in afara cadruluiPentru ramura de sub grinda de rulare

;

Pepntru ramura exterioara

;

Verificam stabilitatea ramurilor in planul cadruluiDin conditia ca flexibilitatile ramurii de sub grinda de rulare in ambele directii sa fie egale, gasim distanta dintre nodurile zabrelelor:

;

Acceptam ;acesta marimeeste multipla dimensiunii

;Verificam stabilitatea ramurei in olanul cadrului.Ramura 1(sub grinda de rulare ):

; ;

;

Ramura 2(exterioara):

;

24

;Verificarea la stabilitate a zabrelelor.

Forta de forfecare maxima .Forta de forfecare conventionala:

Eforturile de comprimare in diagonala

unde:

Zabrele le proectam dint-o cornira cu ; ;

; coeficientul de zveltete minim:

; ;

Verificarea la stabilitate a stilpuluiVerificam stabilitatea stilpului in planul de actiune al momentului ca o bara unica.Caracteristicele geometriceale sectiunii.

;

;

.Coeficientul de zvelteta conventional al stilpului in planul cadrului,tinind cont de notatia axelor conform fig. 2.1

unde se calculeaza cu relatia Pentru gruparea de incarcari defavorabila pentru ramura sub grinda de rulare

; calculam

;

Pentru si gasim ;

In mod analogic verificam tensiunile in ramura exterioara:

; ;

; ;

25

Stabilitatea stilpului ca o bara unica din planul cadrului este asigurata,deoarece este asigurata stabilitatea fiecarei ramuri aparte.

Imbinarea partii superiore a stilpului cu partea inferioara

Calculam imbinarea partii superioare a stilpului cu cea inferioara printr-o

traversa,inaltimea carea se ia ;

adoptam ;grosimea traversei ; (fig 2.2)

Eforturile in talpi le calculam dupa gruparea devavorabila pentru sectiunea 2-2.Eforturile din cordoanele traversei

Prinderea talpilor partii superioare a stilpului de traversa se efectuiaza cu sudura

semiautomata cu sirma de marca cu diametrul ;

; ; ;Calculul cordoanelor de sudura se va efectua prin metalul depus,deoarece

Unde .Lungimea cordonului de sudura

Grosimea cordoanelor de sudura:- din stinga

-din dreapta

Din considerente constructive acceptam grosimea tuturor cordoanelor de sudura

.

26

Fig2.2 Nodul de imbinare a partii superioare a stilpului cu cea inferioara: solutia constructive a nodului(a);schema de calcul a traversei (b);sectiunea traversei(c).

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

presiunea grinzii de rulare

Verificarea la rezistenta a traversei se face la eforturile (fig. 2.2 b).Reactiunea in

reazemul din dreapta provenita din si

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

Forta de forfecare maxima

27

Sectiunea traversei (fig. 2.2c) reprezinta o bara cu sectiunea dublu cu dimensiunile: inimii - ;talpile- .Caracteristicele geometrice ale sectiunii

Bazele stilpilor cu zabrele se proiecteaza ,de regula,separate pentru fiecare ramura. Suruburile de ancoraj se calculeaza la o grupare speciala cu forta minima in ramuri,insotitata de moment maxim.Pentru exemplu cercetat din tabelul 1.14.

; Efortul maxim de intindere in ramura de sub grinda de rulare

Rezistenta de calcul a suruburilor de ancoraj : .Pentru otel de marca

si .Aria sectiunii suruburilor de ancoraj

Adoptam prinderea bazelor cu doua suruburi de diametrul cu aria sectiunii

unui surub .

2.1.3: Dimensionarea partii inferioare a stilpului cu inima plina(varianta2).

Eforturile maxime de calcul:

Pentru calculam aria sectiunii

Consideram sectiunea inferioara a stilpului alcatuita dintr-un profil laminat dublu T cu

caracteristicile si doua table de otel cu dimensiunile: inima 972x8mm; talpa 200x25.

Pozitia centrului de greutate a sectiunii fata de axa ramurii de sub grinda de rulare:

unde 0.7 este grosimea inimii profilului dublu T33.

28

Fig.2.3:Stilp in trepte cu inima plina.

29

Carcteristicile sectiunii in raport cu axele centrale

Pentru verficarea stabilitatii generale a stilpului in planul cadrului se calculeaza

a1=70mm este jumatate din latimea talpii profilului dublu T33; h=b=100mm.

Stabilitatea stilului in planul cadrului este asigurata. Coeficientul de zvelteta limita este

unde

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

Zveltetea in afara planului cadrului: Verificam stabilitatea partii inferioare a stilpului in planul cadrului. Momentul

maxim in treimea din centru

30

Consideram

aici pentru si pentru

Stabilitatea locala a talpii exteriore este asigurata, deoarece se respecta conditia

Pentru verificarea stabilitatii locale a inimii in prealabil calculam parametrul

Deoarece stabilitataea locala a inimii se verifica cu relatia:

Prin urmare stabilitatea inimii este asigurata.

31

2.1.4: Calculul bazei stilpului

Eforturile de calcul se iau din sectiunea 4-4:

Din considerente constructive latimea placii de reazem a bazei va alcatui

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

Admitem fundatii din beton de clasa

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

Adoptam dimensiunile fundatiei de , precizam valoarea coeficientului

Aceasta valoare este aproximativ egala cu cea luata anterior. Schema constructiei bazei este reprezentata in fig. 2.4a.

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

; Determinam momentul de incovoiere pe sectoarele placii.

Sectorul1.Placa rezemata pe trei laturi ,avind raportul deci

32

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

Determinam grosimea placii cu relatia

Adoptam

Inaltimea traversei se ia in limitele de la 300…600mm.Adoptam si

grosimea . Verificam rezistenta traversei,care se comporta ca o consola:

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

;

unde ;prinderea traverseloreste realizata cu sudura semiautomata cu sirma de

sudura

;

2.1.5: Calculul suruburilor de ancoraj

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

Lungimea zonei comprimate

Schema de calcul este prezentata in fig.2.4c.Forta de intindere a surubului de ancoraj se calculeaza cu relatia .

33

Aria neta necsara a unui surub rezulta:

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

Se adopta doua suruburi cu si .

2.2. Calculul fermelor halelor industriale La calculul fermelor halelor industriale apar o serie de particularitati, determinate in special,de aparitia unor efoturi suplimentare provenite din momentele din cadrul,cind imbinarea ferma-stilp este rigida.Aceste eforturi pot fi determinate analitic

sau grafic,aplicind in reazemele fermei doua cupluri de forte cu valorile si

,unde se iau din tabelul 1.12 pentru sectiunea 1-1 .Momentul se va lua pentru reazemul din dreapta pentru aceiasi grupare de incarcari,la care s-a

calculat momentul din reazemul din stinga.Pentru determinarea eforturilor de calcul in barele fermelor,se vor alcatui tabelele speciale (v.tabelul 2.1 ).Eforturile de calcul se determina din incarcarile permanente si temporare,sumind componentele de la fiecare incarcare in gruparea lor defavorabila.Dimensionarea barelor si alcatuirea nodurilor se face ca la nodurile obesnuite. Dimensionarea riglei (fermei) cadrului examinat la pct. 2.1 Materialul fermei otel marca .

34

Fig.2.5:Schema geometrica a fermeiBarele fermei le proiectăm din două corniere aranjate în aşa fel ca să obţinem o secţiune in formă de T. Forţele verticale în nodurile fermei provenite - din sarcina permamentă:

-din acţiunea zăpezii:

Pentru simplificari de calcul in tabelul 2.1 sunt date eforturile provenite din forta unitara ,momentul unitar ,care actioneaza in reazemul din stinga al fermei(

;

)

Tabelul 2.1: Eforturile in barele fermei provenite din incarcari unitare.

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

Bara Valoarea efortului

Bara Valoarea efortului

Bara Valoarea efortului

2-3 0.00 2-3 +0.317 12-14 +0.1363-5 -10.9 3-5 +0.273 14-15 +0.1365-6 -10.9 5-6 +0.273 15-17 +0.0906-8 -18.5 6-8 +0.227 17-18 +0.0908-9 -18.5 8-9 +0.227 18-20 +0.0449-11 -22.3 9-11 +0.181 20-21 +0.044

35

11-12 -22.3 11-12 +0.181 21-23 0.00

1-4 +5.68 1-4 -0.296 13-16 -0.1134-7 +15.2 4-7 -0.250 16-19 -0.067

7-10 +20.9 7-10 -0.204 19-22 -0.02110-13 +22.8 10-13 -0.158

1-3 -8.63 1-3 -0.032 12-13 +0.0333-4 +7.60 3-4 +0.033 13-15 -0.0334-5 -1.00 4-5 0.00 15-16 +0.0334-6 -6.21 4-6 -0.033 16-17 0.006-7 +4.83 6-7 +0.033 16-18 -0.0337-8 -1.00 7-8 0.00 18-19 +0.0337-9 -3.45 7-9 -0.033 19-20 0.009-10 +2.07 9-10 +0.033 19-21 -0.03310-11 -1.00 10-11 0.00 21-22 +0.03210-12 -0.690 10-12 -0.033 22-23 0.00

Eforturile de calcul in barele fermei sunt prezentate in tab. 2.2. Ele s-au calculat multiplicind eforturile provenite din incarcarile unitare cu valorile respecive ale incarcarilorreale.

36

Tabelul 2.2: Determinarea eforturilor de calcul in grinda cu zabrele

Ele

men

tele

rig

lei

Nu

măr

ul b

arei

Efo

rtu

l din

n =

1

Efo

rtu

rile

din

sar

cin

a p

erm

anen

tă

Efo

rtu

rile

din

zăp

adă

Eforturi provenite din momentele de reazem

Mom

ente

le d

ingr

up

ăril

e

Efo

rtu

rile

de

Cal

cul,

kN

S11

din

M1=

1

S21

din

M2=

1

S11

+ S

21

Din

sar

cin

a p

erm

anen

tă:

(S11

+S

21)*

Mp

(Mp=

310k

Nm

N=

37k

N)

Din

zăp

adă:

(S

11+

S21

)*M

z

(Mz=

114k

Nm

N=

12 k

N)

Din gruparea nefavorabilă a altor încărcări (cu coieficientul de

grupare nc=0,9)S1*Mmax

(Mmax==+118.2kNm)

S2*Mmax

(Mmax= =+22.7kNm)

Acţiune sumară

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15

Tal

pa

sup

erio

ară

2 – 3 0 0 0 +0.317 0 +0.317 +98.3 +36.1 +37.5 0 +37.5 9,10,13 +171.93 – 5 -10.9 -357 -137 +0.273 +0.044 +0.317 +98.3 +36.1 +32.3 +1 +33.3 4,5 -5125 – 6 -10.9 -357 -137 +0.273 +0.044 +0.317 +98.3 +36.1 +32.3 +1 +33.3 4,5 -5126 – 8 -18.5 -636 -233 +0.227 +0.09 +0.317 +98.3 +36.1 +26.8 +2 +28.8 4,5 -8698 –9 -18.5 -636 -233 +0.227 +0.09 +0.317 +98.3 +36.1 +26.8 +2 +28.8 4,5 -869

9 – 11 -22.3 -767 -281 +0.181 +0.136 +0.317 +98.3 +36.1 +21.4 +3.1 +24.5 4,5 -104811 – 12 -22.3 -767 -281 +0.181 +0.136 +0.317 +98.3 +36.1 +21.4 +3.1 +24.5 4,5 -1048

Tal

pa

infe

rioa

ră 1 – 4 +5.68 +195 +72 -0.296 -0.021 -0.317 -135.6 -48.1 -35 -0.5 -35.5 4,5 +2674 – 7 +15.2 +523 +192 -0.25 -0.067 -0.317 -135.6 -48.1 -29.6 -1.5 -31.1 4,5 +7157 – 10 +20.9 +719 +263 -0.204 -0.113 -0.317 -135.6 -48.1 -24.1 -2.6 -26.7 4,5 +98210 – 13 +22.8 +784 +287 -0.158 -0.158 -0.316 -135.6 -48 -18.7 -3.6 -22.3 4,5 +1071

Zăb

rele

1 – 3 -8.63 -297 -109 -0.032 +0.032 0 0 0 -3.8 +0.7 -3.1 4,5 -4063 – 4 +7.6 +261 +96 +0.033 -0.033 0 0 0 +3.9 -0.7 +3.2 4,5 +3574 – 5 -1 -34 -13 0 0 0 0 0 0 0 0 4,5 -47

4 – 6 -6.21 -214 -78 -0.033 +0.033 0 0 0 -3.9 +0.7 -3.2 4,5 -2926 – 7 +4.83 +166 +61 +0.033 -0.033 0 0 0 +3.9 -0.7 +3.2 4,5 +2277– 8 -1 -34 -13 0 0 0 0 0 0 0 0 4,5 -477 – 9 -3.45 -119 -43 -0.033 +0.033 0 0 0 -3.9 +0.7 -3.2 4,5 -1629 – 10 +2.07 +71 +26 +0.033 -0.033 0 0 0 +3.9 -0.7 +3.2 4,5 +9710 – 11 -1 -34 -13 0 0 0 0 0 0 0 0 4,5 -4710 – 12 -0.69 -24 -9 -0.033 +0.033 0 0 0 -3.9 +0.7 -3.2 4,5 -33

37

Tabelul 2.3: Determinarea eforturilor de calcul in grinda cu zabrele

Ele

men

tele

ri

glei

Nu

măr

ul

bar

ei

Efo

rtu

l de

calc

ul,

kN

Mar

ca

oţel

ulu

i

Secţiunea barei Ari

a se

cţiu

-n

ii b

arei

, Lungimea deflambaj, cm

Raza de inerţie Flexibilitatea

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

Tal

pa

sup

erio

ară

2 – 3 +172

C24

5

2L 200 x 125 x 12 75.8 275 575 3.57 9.61 77 60 - 0.95 22.7 2283 – 5 -512 2L 200 x 125 x 12 75.8 300 600 3.57 9.61 84 62 0.656 0.95 103 2285 – 6 -512 2L 200 x 125 x 12 75.8 300 600 3.57 9.61 84 62 0.656 0.95 103 2286 – 8 -869 2L 200 x 125 x 12 75.8 300 600 3.57 9.61 84 62 0.656 0.95 175 2288 –9 -869 2L 200 x 125 x 12 75.8 300 600 3.57 9.61 84 62 0.656 0.95 175 228

9 – 11 -1048 2L 200 x 125 x 12 75.8 300 600 3.57 9.61 84 62 0.656 0.95 211 22811 – 12 -1048 2L 200 x 125 x 12 75.8 300 600 3.57 9.61 84 62 0.656 0.95 211 228

Tal

pa

infe

rioa

ră 1 – 4 +267 2L 80 x 50 x 5 12.72 575 575 1.41 4.09 408 141 - 0.95 210 2284 – 7 +715 2L 125x80x8 32 600 600 2.28 6.94 263 86 - 0.95 223 2287 – 10 +982 2L 160x100x10 50.6 600 600 2.84 7.77 211 77 - 0.95 194 22810 – 13 +1071 2L 160x100x10 50.6 600 600 2.84 7.77 211 77 - 0.95 212 228

Zăb

rele

1 – 3 -406 2L 125x8 39.4 334 418 3.87 5.55 86 75 0.642 0.8 161 1923 – 4 +357 2L 100x7 27.5 348 435 3.08 4.52 113 96 - 0.95 130 2284 – 5 -47 2L 63x4 9.9 252 315 1.95 3.01 129 105 0.370 0.8 128 192

4 – 6 -292 2L 125x8 39.4 348 435 3.87 5.55 90 78 0.612 0.8 121 1926 – 7 +227 2L 100x7 27.5 348 435 3.08 4.52 113 96 - 0.95 83 2287– 8 -47 2L 63x4 9.9 252 315 1.95 3.01 129 105 0.370 0.8 128 1927 – 9 -162 2L 100x7 27.5 348 435 3.08 5.55 90 78 0.612 0.8 96 1929 – 10 +97 2L 70x5 13.7 348 435 2.16 3.30 161 132 - 0.95 71 22810 – 11 -47 2L 63x4 9.9 252 315 1.95 3.01 129 105 0.370 0.8 128 19210 – 12 -33 2L 70x5 13.7 348 435 2.16 3.30 161 132 0.354 0.8 67 192

38

Dimensionarea se începe cu barele cele mai solicitate ale tălpii superioare şi inferioare. În proiectul dat, pentru talpa superioară avem în bara 9-11 si 11-12 efortul N =-1048 kN

Lungimile de flambaj: ( în planul fermei ); .

Luînd în prealabil , calculăm aria necesară a barei;:

Din cauza lungimii de flambaj sporite din planul fermei, bara se va proiecta din corniere cu aripi neegale, aranjate cu aripile mici împreună.

Adoptăm 2L 200 x 125 x 12 cu aria totală ; ;

; .Conform efortului din diagonala de reazem N = 405.4kN adoptăm grosimea

guseului tg =12 mm Calculăm

Pentru talpa inferioară avem efortul maxim în bara 10-13; N = 1071 kN. Aria necesară a secţiunii o determinăm cu relaţia:

Adoptăm 2L 160 x 100 x 10 cu ;

Razele de inertie

Bara 10-12 avînd un efort de comprimare redus (N= 32.6kN) şi o lungime considerabilă (l = 4350 mm), se va dimensiona din condiţia de flexibilitate limită: [λ]=210-60*α=210-60*0.5=180;

;

;

39

Calculăm raza de ineţie necesată

Adoptăm 2L 70 x 5 cu ;

Se calculeaza coeficientul de zveltete limitata(v.anexa A10.1):

Calculul nodurilor fermei constă în determinarea dimensiunilor cordoanelor de sudură şi a guseielor.

Coieficienţii ( pentru temperatura de exploatare ).

Sudura se realizează manual cu electrozi E42 sau sîrmă CB – 08; .

Pentru oţel C245 .

Fig.2.6: Repartizarea efortulului in sudurile barelor fermei.

Lungimea cordoanelor de sudură care prind cornierele tălpii superioare de guseu:

unde s-a luat Cordoanele de sudură ce prind talpa superioară de guseu se calculează la

rezultanta din nod. Prezentăm cele expuse mai sus prin calculul nodului nr. 6 al tălpii superioare

40

Lungimile cordoanelor de sudură care prind cornierele talpii superioare de guseu:

Adoptînd la aripa cornierei tălpii superioare cordoane de sudură de aceeaşi

lungime ca la muchie calculăm cateta minimă a cordoanelor de la aripa cornierei:

Adoptăm .Lungimile cordoanelor de sudură care prind bara 4-6 de guseu:

În mod analog calculăm prinderea barei 6-7 : N = 195 kN

Restul nodurilor au fost calculate la fel, iar rezultatele sînt reprezentate în tabelul 2.4

Tabelul 2.4: Calculul cordoanelor de sudura, care prind barele fermei de guseu.

Numarul

nodului

Numărul barei

Efortul de

calcul, kN

Efortul de calcul a

coloanelor |Nw|,kN

Secţiuneabarei

CordonulDe la muchie De la marginea aripei

( kN ) mm (mm) ( kN ) mm (mm)

1 1-4 +267 267 2L 80x50x5 174 10 85 93 5 741-3 -406 406 2L 125x8 264 10 115 142 5 107

2 2-3 +172 172 2L 200x125x12 112 10 50 60 5 51

3

2-3 +172684

2L 200x125x12685 10 185 239 5 173

3-5 -512 2L 200x125x12 1-3 -406 406 2L 125x8 264 10 115 142 5 107

3-4 +357 357 2L 100x7 230 10 101 125 5 95

4

1-4 +267448

2L 80x50x5291 10 127 291 5 117

4-7 +715 2L 125x80x83-4 +357 357 2L 100x7 230 10 101 232 5 954-5 -47 47 2L 63x4 31 10 15 16 5 224-6 -292 292 2L 125x8 190 10 83 102 5 80

53-5 -512

472L 200x125x12

31 10 15 16 5 225-6 -512 2L 200x125x124-5 -47 47 2L63x4 31 10 15 16 5 22

65-6 -512

3572L 200x125x12

230 10 101 232 5 956-8 -869 2L 200x125x124-6 -292 292 2L125x8 190 10 83 102 5 80

41

6-7 +227 227 2L 100x7 148 10 65 79 5 64

7

4-7 +715267

2L 125x80x8174 10 76 93 5 75

7-10 +982 2L 160x100x10

6-7 +227 227 2L 100x7 148 10 65 79 5 647-8 -47 47 2L 63x4 31 10 15 16 5 227-9 -162 162 2L 100x7 105 10 47 57 5 49

86-8 -869

472L 200x125x12

31 10 15 16 5 228-9 -869 2L 200x125x127-8 -47 47 2L 63x4 31 10 15 16 5 22

9

8-9 -869179

2L 200x125x12116 10 52 63 5 53

9-11 -1048 2L 200x125x127-9 -162 162 2L 100x7 105 10 47 57 5 499-10 +97 97 2L 70x5 63 10 29 34 5 33

10

7-10 +98289

2L 160x100x1058 10 26 31 5 32

10-13 +1071 2L 160x100x109-10 +97 97 2L 70x5 63 10 29 34 5 3310-11 -47 47 2L 63x4 31 10 15 16 5 3210-12 -33 33 2L 70x5 21 10 11 12 5 18

119-11 -1048

472L200x125x12

31 10 15 16 5 2211-12 -1048 2L 200x125x1210-11 -47 47 2L 63x4 31 10 15 16 5 22

1211-12 -1048

472L 200x125x12

31 10 15 16 5 2212-14 -1048 2L 200x125x1210-12 -33 33 2L 70x5 21 10 11 12 5 1812-13 -33 33 2L 70x5 21 10 11 12 5 18

2.3 Calculul grinzii de rulare

Date initiale: (B este traversa halei),doua poduri capacitatea cu regim de functionare greu. Deschiderea halei ,materialul grinzii otel marca

( pentru t=11…20mm.)Incarcarile grinzii de rulare.Conform standartelor pentru podul rulant

,forta normata pe roata ; masa caruciorului ;masa podului rulant

;sina de rulare de tip KP-80 ( );

Forta de incarcare maxima pe roata

Forta defrinare transversal ape roata

Eforturile de calcul. Poziţia defavorabilă a podurilor rulante, cuplate pentru momentul încovoietor vertical maxim este reprezentată în fig. 2.6 b. Distanţa de la roata marginală pînă la rezultanta tuturor forţelor verticale, care sînt amplasate pe grindă

42

Fig.2.6. Scheme de calcul ale grinzilor caii de rulare: schema convoiului si

incarcarilor din actiunile podului rulant(a); linii de influenta pentru (b),

respectiv (c), (d), (e).

Distanţa de la forţa critică pînă la rezultantă

Si distanta de la reazemul din stinga pina la forta critica

Amplasarea corecta a convoiului se verifica cu inegalitatile

sau

Momentul încovoietor maxim în planul vertical conform relaţiei de mai jos cu din fig.2.6 b obţinem

43

unde Momentul încovoietor maxim în planul orizontal conform relaţiei

Poziţia convoiului de forţe pentru determinarea forţei de frecare maximă în grinda de rulare este arătată în fig. 2.6c.Forţa de frecare verticală maximă conform relaţiei

Forţa de frecare orizontală maximă

Eforturile de calcul în plan vertical

unde este coeficientul care ţine seama de sporirea eforturilor probvenite din greutatea proprie a grinzii.

Momentul de incovoiere pentru calculul la rigiditate se va determina cu ajutorul liniei de influenta a momentului in sectiunea critica, provenit din incarcarile unui singur pod rulant(fig. 2.6, e). Pozitia rezultantei R1 se obtine;

Se verifica amplasarea corecta a podului:

;Valoarea momentului incovoietor normat

Dimensionarea grinzii de rulare. Modulul de rezistenţă neceasar:

44

aici Înălţimea optimă a grinzii de rulare conform relaţiei:

în care preventiv s-a luat .

Înălţimea minimă a grinzii

Adoptăm înălţimea inimii (conform anexei 15).Grosimea inimii din condiţia de rezistenţă la forfecare:

Inima grinzii de rulare se va realiza din tablă groasă de oţel laminat 900x14 mm.Momentul de inerţie al grinzii de rulare:

Unde: Momentul de inerţie al inimii grinzii:

Tălpilor grinzii de rulare le revine momentul de inerţie:

Aria secţiunii unei tălpi :

Lăţimea unei tălpi : ; adoptăm Verificarea stabilităţii locale a tălpii comprimate:

Stabilitatea locală a tălpii comprimate este asigurată.Caracteristicile reale ale secţiunii grinzii adoptate:

45

În componenţa grinzii de frînare intră: talpa superioară a grinzii de rulare (platbandă 250 x 28 mm), foaia de tablă striată de grosimea t = 6 mm şi lăţimea ; un profil U24 ( A = 30,6 cm2 ; z0 = 2.42 cm ).

Distanţa de la axa grinzii de rulare pînă la centrul de greutate al grinzii de frînare

Momentul de inerţie al secţiunii grinzii de frînare faţă de axa y

Verificarea stabilităţii locale a inimii se face pentru fiecare panou aparte, amplasînd convoiul de forţe verticale în poziţia cea mai defavorabilă.

Modulul de rezistenţă

Tensiunile normale maxime în punctul 1 al tălpii superioare

Verificarea rezistenţei inimii la strivire sub roata podului rulant:

unde

46

Verificarea stabilităţii locale a inimii grinzii de rulare. Determinăm flexibilitatea convenţională a inimii:

şi verificarea la stabilitate locală este necesară.

Fig.2.7: Sectiunea transversala a grinzii de rulare-frinare.

47