B. 1. Structura oţelului şi proprietăţile lui. Caracteristicile fizico-mecanice ale oţelului. Tratamente termice ale oţelului-. Calitatea otelului folosit pentru constructii metalice-rezistenta la rupere si limita de curgere la intindere rezistenta la solicitari

dinamice si ruperea fragile.-rezistenta la soc la diferite temperature.- rezistente la oboseala- indicile de plasticitate(alungirea)- resist. Segregare(incovoiere de stare rece) Valorile acestor indici se stabilesc de standarturile de stat p/u fiecare masca. Inafara de acestea calitatea otelului se determina cu sudalitatea care este garantata de componente chimica si tehnologia obtinerii ,se mai determina in resist. la coroziune. In conformitate cu calitatile mecanice otelurile se impart in 3 grupe : 1.Cu resist. obisnuita se mai numesc oteluri carbon

=185…285MPa ; =365…390MPa. 2.De resist. sindicata se mai spun oteluri slab aliate. =295…390MPa ; =430…540MPa. 3.De

resist. inalta >340MPa; >590MPa. Calitatile mecanice a otelului se stabilesc in dependenta chimica de tratamentul termic si tehnologii liniare. Componenta de baza a otelului o alcatuieste ferita . are o resist. mica si in constr. nu se foloseste p/u majorarea resist. se adauga carbon si se capata oteluri de prima grupa. Prin adaugarea elementelor chimice (nichel, mangan, crom, siliciu, cupru, etc.) se capata oteluri de grupa adoua numite slab aliate. Prin introducerea elementelor Sotelului devine mai sistematizata, se inlatura tensiunile interne ce duce la ameliorarea caracteristicelor de resist. si plasticitati la racirea rapida a otelului incalzit pina la temperatri mai mari ca temperatura modificarilor otelul se caleste. La calirea vitza sarcinii trebuie sa fie mai mare ca viteza modificarii. In rezultatul calirii se mareste rezistenta la rupere, limita de curgere insa plasticitatea lor se micsoreaza otelul devine mai fragil. P/u a seda otelul calitatile initiale se supune revenirii. La revenire otelul se incalzeste pina la temperatura modificarii pe care ne intereseaza, sustinerea la aceasta temperatura, un timp oarecare si racire lenta. Prin aliniere si durificarea termica se obtin otelurile cu rezistenta inalta. Marcile otelului cu rezistenta inalta se inseamna in acelas mod ca si otelurile aliate insa se adauga la sfirsit litera . T.

B. 2. Fabricarea oţelului. Clasificarea oţelulurilor. Alegerea oţelurilor pentru construcţii metalice. Coroziunea oţelului. Tipurile de coreziuni. Factorii care determină valoarea coroziunii. Protecţia anticorezivă.

Dupa procedeele de fabricare otelurile se numesc de cuptor si convertizor,mai exista si oteluri electrice. Dupa caracteristicile mecanice otelurile de cuptor si convertizor sunt asemanatoare insa otelurile de convertizor se obtin mai simplu si sunt mai eftine: dupa modul de dezoxidare otelurile pot fi :-necalmate ;-semicalmate; -calmate. Otelurile necalmate fierb la turnare in rezultatul degajarii gazelor .Acestea oteluri au o structura neomogena si contin multe gaze . Caracteristicile mecanice sint satisfacatoare insa se apun slab distrugerii fragile si imbatrinirii se inseamna otelul necalmat КП. Otelul Calmat se dezoxideaza cu siliciu (0.1-0.3%) sau cu aluminiu nu mai mult de 0.1%.Otelurile calmate nu fierb la turnare cu o structura omogena si indicii de resist. superioara fata de cel necalmat insa costul lor este mai mare undeva de 12-15% mai bine se opun imbatrinirii si au o resist. la coroziune mai mare. Se utilizeaza p/u constructii mai importante. Se inseamna cu CП. Otelurile semicalmate au calitati din mijloc intre otelurile calmate si necalmate se dezoxideaza cu siliciu (0.05-0.15%) si foarte rar in aluminiu. Pretul lor se gaseste intre otelurile calmate si necalmate. Se inseamna prin ПС. In stare calda (900-12000C) otelul este obligat sa treaca printre 2 cilindri care rotesc in sens opus si care sunt presati in acelas timp. Ca effect a luminarii se obtine o structura vibroasa cu cristale alungite in directia luminarii. Din aceasta cauza calitatile mecanice ale pieselor laminate sunt diferite in directia luminarii si perpendiculelor. Difera proprietatile mecanice si dupa grosimea luminatorului. La grosimi mai mari proprietatile mecanice scad. Cea mai raspindita marca a otelului carbon este marca CT3. Dupa proprietatile garantate la livrarii otelurile se livreaza dupa 3grupe: 1 Dupa caracteristicile mecanice (grupa A); 2 Dupa componenta chimica (grupa Б); 3Dupa caracteristicile mecanice si componeta chimica (grupa В). Otelurile de constr. se livreaza dupa grupa B. Otelurile carbon. se livreaza dupa 5 categorii si anume 2,3,4,5,6.Otelurile necalmate dupa categoria a2.Semicalmate dupa categoria 6.Calmate dupa categoria 5.BCT 3KП2-1 18KП; BG3 CП5-2 18ПС;BCT3 ПС6 18СП;BG3 ГПС5 18ГПС; BG3ГПС5 18ГСП;Otelurile de grupa a doua au calitati mecanice mai ridicate.Conform normelor din 90 otelurile de constr. se livreaza dupa clase.Masa otelului se alege pe baza proiectarii variante si analizei tehnice economice tinind cont de normele de proiectare .Alegerea marcii otelului p/u constr. metalice depinde de urmatorii parametri:a)temperatura medie in care are loc montajul si exploatarea constr.Acest factor evidentiaza pericolul ridicat de distrugere fragila la temperaturi micsorate.b)regimul incarcarii care determina caracterul lucru al materialului si constr. la solicitari dinamice,influenteaza la resist.la oboseala.c)forma starii de tensionare (comprimare sau intindere,umaxiala,biaxiala,tridimensionala)si nivelul tensiunilor.d)modul de imbinare (prin sudura sau cu surub)care determina nivelul tensiunilor interne si gradul concentrarilor de tensiune.e)grosimea laminatelor folosite in elemente.Independenta de conditii de lucru ale materialului toate categoriile de constructii dupa normele de proiectare se impart in patru grupe

B. 3. comportarea oţelului şi a aliajelor de aluminiu la concentrări de tensiune şi la solicitări repetate.La calculul unei placi la intindere se scoate ca tensiunile se

distribuie uniform in orisice sectiune pe lungimea placii.Concentrarile de tensiuni,apar linga gauri,crapaturi,fisuri,crescaturi in general in locurile unde sectiunea se schimba brusc.K=6…9.

La temperature normale si solicitari statice concentrarile de tensiuni nu influenteaza asupra capacitatii portante fiindca tensiunile maxime apar pe un sector foarte mic mai departe ele ating valori mai mici.Daca la tensiuni maxime apare curgerea otelului

atunci la cele mici inceteaza curgerea.La temperaturi

negative,daca la elemente fara tensiuni cresc tot timpul,apoi daca exista concentrari de tensiuni Cresc pina la o anumita temperatura.In acest caz cresc pina la o temperat.Si apoi brusc scad.In acest caz se tine cont de concentrarile de tensiune.Incarcare repetata a elementului nu influenteaza asupra comportarii otelului fiindca deformatiile elastice se reintorc. Incarcarea repetata in domeniul elastico-plastic aduce la marirea deformatiilor plastice .Dupa o odihna destul de indelungata dupa descarcare incarcat pina la domeniul elastico-plastic proprietatile elastice se restabilesc si la incarcarea repetata elementul desasi va lucra in domeniul elastic insa deformatiile se micsoreaza ca rezultat a existentei deformatiilor remanente.O astfel de amiliorare a proprietatilor mecanice se numeste ecruizare .se foloseste ecruizarea p/u majorarea resist. Aliajelor de aluminiul si a armaturii p/u betonul armat.P/u otelurile de constr. Ecruizarea este un factor negativ fiindca ea duce la marirea fragilitatii.Otelul sub actiunea unor sarcini variabile repetate se poate rupe la tensiuni mai mici,se aplica static.Fenomenul acesta de coborire a resist. Rupere a unui otel sub actiunea sarcinilor variabile poarta numele de oboseala materialului.Sa stabilit ca resist. La rupere a materialului este in functie de numarul oscilatiilor si de raportul tensiunilor extreme.Rezist. la rupere scade cu atit mai mult cu cit numarul de oscilatii este mai mare insa nu scade mai jos ca o limita care se numeste resistente la oboseala se atinge rezistenta la oboseala la un ciclu 107 oscilatii.Experimental sestabileste resist. La oboseala la un ciclu de 2mln.nu pentru

toate materialele exista o resist. La oboseala strict stabilita ,p/u aliajele de aluminiu resist. La rupere scade tot timpul si tinde catre zero. P/u aliajele de aluminiu se stabileste resist. La oboseala conventionala p/u un numar de 2 mln de cicluri .Daca in timpul exploatarii numarul de cicluri poate fi mai mare sau se limiteaza sau se trece la alt material.Valoarea resist la rupere depinde de modul solicitarilor,(intindere,incovoiere)si indeosebi de valorile tensiunilor experiente care se caracterizeaza raportul dintre tensiunile minime τ si maxime =τmin/τmax; in placile de otel,carbon daca coeeficientul p se

schimba de la 0 pina la +1rezistenta la oboseala va fie gala cu limita de curgere.La solicitari

alternate ea scade ajungind la 140mpa cind p=-1.Rezistenta la oboseala a unei piese scade daca suprafata sa prezinta denivelari,neregularitati fine din cause constructive,fie chiar provocate numaide rugina.Micsoreaza rezistenta la oboseala existenta unor cristatiuni inceputurile bruste ale cordoanelor de sudura,variatiile bruste de sectiune adica in locurile cind exista concentrarile de tensiuni.Concentrarile de tensiune in cazu sarcinilor alternate cind p=-1aduc la micsorarea brusca a rezistentei la oboseala,pinala 40mpa.(15 0/0 din limita de curgere)Piesele din otel cu rezistenta marita si ridicata cu concentrari de tensiuni supuse la solicitari repetate cu temperature relative cu aceasi limita de oboseala casi piesele din oteluri carbon deacea ca folosirea acestor otele din punct de vedere economic nu este recomandata.

B. 4. Metode de calcul pe baza stărilor limită.Proiectarea constr se incepe cu stabilirea schemei constructive a constr .Scopul calculului consta in asigurarea la un

consum minim de metal si cheltuieli minime la executare si montare.SE incepe calculul cu stabilirea dupa schema constructiva a schemei de calcul se arata cu o linie care trece prin centrul sectiunii.Elementul se inzastreaza cu sprijine reazim ideale.Se string toate sarcinile care actioneaza asupra acestui element pe baza mecanicii structurilor se determina eforturile interne.Dupa eforturile maxime se dimensioneaza sectiunea,se verifica capacitatea portanta ,stabilitatea si rigiditatea,si se construiesc reazemele in conformitate cu celea adoptate,se calculeaza constr metalice dupa metoda starilor limita.In unele cazuri la constr masinilor de constr calculul se face dupa resist admesibila stare in care ar ajunge un element de constr cind folosirea lui inexp

loatare nu este posibila se numeste stare limita.Se calculeaza elementele dupa

doua grupe a starii limite :1Pierdera capacitatii portante si inaptitudinea deplina catre exploatare.2Aparitia unor deformatii care impedica exploatarea normala a constr.La starile limita din prima grupa se refera:1)Pierderea stabilitatii generala a formei.2)Pierderea stabilitatii pozitiei.3)Distrugerea de orisice caracter.4)Trecerea constr intr-o stare instabila.5)Schimbarea calitativa a configuratiei.6)Aparitia deformatiilor remanente care impedica explotarea constr.ss la a doua subgrupa.Calculul dupa prima grupa a starii limite se socoate de baza fiindca exploatare mai departe a constr este imposibila.Dupa aceasta grupa se face dimensionarea constr .Conditiile de calcul dupa prima grupa se exprima; efortul limit care poate fi preluat de element este functie de caracteristicile geometrice si rezistenta otelului. -efortul maxim care poate aparea in constr este functie de sarcini.

Asupra constr in acelas timp actioneaza mai multe sarcini, atunci putem scrie ;Fin -valoarea sarcinii normate.Q-

coeficient de trecere de la sarcina la efort. -coeficient de siguranta a sarcinii. -coieficient de siguranta la destinatie. -coieficient de grupare.Valoarea sarcinii este variabila in timp,Se calculeaza constr dupa valoarea maxima posibila care poarta

numele de sarcini de calcul:F= F .

-caracteristica geometrica a

sectiunii.Rn-rezistenta normata se stabileste dupa limitele de curgere.

-coef.conditiilor de lucru. -coef.de siguranta a mareialului. -

coef.de siguranta cind calculul se face dupa rezistenta la rupere. =1.3 Proprietatile metalice a otelului sint instabile.In calculul se introduce

valoarea minima a rezistentei care se numeste rez.de calcul.R=Rn/ ; -dupa limita de curgere. -dupa

rezistenta la rupere.Calculul dupa subgrupa a IIa primei grupe: ; -deplasarea aparuta in sectiune de la valoarea

sarcinii egale cu o unitate. -deplasarea limita peremanenta sau deplina.Calculul dupa aII a starilor limita se face dupa sarcinile normate:

; -deformatia elastica -deformatia limita stabilita de norme.

B. 5. Sarcini si actiuni. Sarcini normate de calcul, coeficientii de siguranta a sarcinilor, grupari de sarcini.Clasificarea sarcinilor. După durata acţiunii sarcinile şi solicitările se clasifică în sarcini permanente, temporare de lungă durată şi

temporare de scurtă durată. Construcţiile pot fi solicitate şi de sarcini excepţionale.La sarcinile permanente se raportă:- greutatea proprie a construcţiilor;- greutatea şi presiunea provocată de grunduri;- sarcinile provenite din acţiunea pretensionării. La sarcini temporare de lungă durată se referă:- greutatea proprie a utilajului staţionar;- greutatea proprie a lichidelor în rezervoare a materialelor pulverulente în buncăre etc;- greutatea pe planşeuri în depozite, bilioteci etc.- sarcinile provocate de temperaturi în rezultatul acţiunii utilajului staţionar.La sarcini temporare de scurtă durată se raportă:- sarcini provenite din utilajul de ridicare şi transportare (poduri rulante, poduri suspendate);- acţiuni climatice (vînt, zăpadă);- sarcinile provenite din acţiunile utilajului în momentele de demarare, oprire sau în regim de încercare;- sarcini, care apar la montarea construcţiilor. La sarcinile excepţionale se raportă:- sarcini provocate de acţiuni seismice, avarii tehnologice, tasări de fundaţii, explozii. Valorile sarcinilor posibile, care pot acţiona asupra construcţiei în condiţii normale de exploatare sunt stabilite de norme de proiectare. Aceste sarcini sunt numite normate şi reprezintă media statistică a celor mai mari valori.Dar deoarece sarcinile sunt mărimi aleatorice atunci în timpul exploatării construcţiei sunt posibile abateri de la mărimile normate.

Abaterile nefavorabile se iau în consideraţie în calcul cu ajutorul coeficienţilor (factorilor) de siguranţă a sarcinilor

Sarcinile normate pot fi notate cu indicele "n" - etc. Sarcinile normate înmulţite

cu coeficientul de siguranţă al sarcinilor formează sarcinile de calcul:

etc. In tabel se dau valorile coeficienţilor pentru unele sarcini.

Construcţiile pot fi solicitate în acelaşi timp la mai multe sarcini, însă, nu toate categoriile de sarcini pot acţiona concomitent. Pentru calculul construcţiilor se iau grupări de sarcini, care permit de a stabili posibilitatea apariţiei celei mai dezavantajoase dintre ele. Conform normelor se iau în consideraţie două grupări de sarcini: fundamentală şi specifică. Gruparea fundamentală include sarcini permanente, temporare de lungă durată şi una sau mai multe sarcini e scurtă durată. Gruparea specială include sarcini permanente, temporare de lungă durată, temporare de scurtă durată şi o sarcină specifică.Apariţia simultană a mai multor sarcini maxime e mai puţin probabilă decît apariţia unei singure sarcini cu valoare maximă. Probabilitatea mică a apariţiei simultane a celor mai mari sarcini temporare conform normelor poate fi luată în consideraţie cu ajutorul coeficienţilor de grupare (combinare) nc, înmulţind la aceşti coeficienţi valorile sarcinilor temporare sau forţele care corespund acestor sarcini.

Conform aceleeasi normelor la calculul construcţiilor după gruparea fundamentală care conţine numai o sarcină temporară de scurtă durată coeficientul nc

= 1. Dacă gruparea fundamentală conţine mai multe sarcini temporare de scurtă durată, ele sunt înmulţite cu coeficientul nc = 0,9.

La calculul construcţiilor după grupări speciale valorile sarcinilor de scurtă durată (sau forţele corespunzătoare acestor sarcini) se înmulţesc cu coeficientul nc = 0,8 (în afară de cazul sarcinilor seismice). In cazul grupării speciale care conţine sarcini seismice se ia o grupare specială prevăzută de normele. Conform acestor norme la calculul construcţiilor metalice (cu excepţia construcţiilor de transport şi hidrotehnice) valorile sarcinilor de calcul se vor înmulţi cu coeficienţii de grupare care sunt egali cu: nc = 0,9 -pentru sarcini permanente; nc = 0,8 - pentru sarcini

temporare de lungă durată; nc = 0,5 -pentru sarcini de scurtă durată (pe planşee şi acoperise); nc = 1 - pentru sarcini seismice.

6. Rezistentele normate si de calcul. Coeficientii de siguranta a materialelor. Coeficientul conditiilor de lucru.

Cele mai importante caracteristici ale materialului sunt rezistenţele normate la curgere şi la rupere Valorile rezistenţelor se stabilesc pe baze statistice cu gradul de asigurare mai mare de 0,95. Ele se definesc prin relaţii de tipul

unde reprezintă media aritmetică a rezultatelor încercărilor; s - abaterea medie patratică; k - coeficient care depinde de probabilitatea acceptată anticipat de a obţine rezultate inferioare valorii Rn; pentru o asigurare de 95% (cînd, de exemplu, din o sută de epruvete numai cinci pot avea caracteristici mai inferioare) k = 1,64.Rezistenţele de calcul ţin seama de abaterile posibile faţă de valorile normate şi pot fi calculate cu relaţiile

Sarcina YfGreutatea proprie a construcţiilor metalice 1,5Greutatea proprie a construcţiilor dinbeton (cu densitatea mai mică sau egalăcu 1600 kg/m3); materialelor de izolare, stra-turilor de nivelare şi finisare, executate

la uzine 1,2la şantier 1,3

Greutatea proprie a utilajului staţionar 1,05

Sarcini uniform distribuite pe planşeecu valori normate:

mai mici de 2 kN/m2 1,3mai mari de 2 kN/m2 1,2

încărcare cu zăpadă:

pentru q/p0 1 1,4

pentru q/p0 0,8 1,6

(q - greutatea proprie a planşeului şi autilajului staţionar; po - greutatea normată

a zăpezii)Presiunea vîntului 1,2

unde este coeficientul de siguranţă pentru materiale.

Cu ajutorul coeficientului se ţine cont de reducerea posibilă a rezistenţei oţelului din cauza variabilităţii statistice şi altor abateri, inclusiv

a toleranţelor dimensionale ale laminatelor. Valorile coeficienţilor sunt date în [40]. Aici vom menţiona că pentru oţeluri cu limita de

curgere pînă la 380 MPa = 1,05; pentru oţeluri cu limita de gurgere mai mare de 380 MPa =1,1; pentru oţeluri de tipul Ct3 (cu orice grad de dezoxidare)

= 1,025.Rezistenţele de calcul pentru diferite stări de tensiune se determină prin relaţiile date în tabelul ref 3.2t.Rezistenţele de calcul pentru cele mai răspîndite oţeluri sunt date în anexa 2.Coeficienţii de siguranţă după destinaţieGradul de responsabilitate al clădirilor şi construcţtilor se ia în consideraţie prin Introducerea unui coeficient de siguranţă după destinaţie

care se notează prin Acest coeficient dă posibilitate de a diferenţia pericolul care poate avea loc în cazul atingerii stării limită. Valorile

coeficientului sunt date în tabelul ref: 3.4t în dependenţă de clasa edificiului.

Coeficientul se foloseşte în felul următor: la el se vor înmulţi valorile sarcinilor de calcul sau se va împărţi rezistenţa de calcul . In

sfîrşit menţionăm, că halele industriale metalice se raportă la categoria II de responsabilitate pentru care conform [39] = 0,95.

Proiectul de norme [48] prevede o modificare a valorilor De exemplu, pentru hale industriale se recomandă = 1.

[METODE DE CALCUL]Coeficienţii condiţiilor de lucruParticularităţile de lucru ale materialului, comportării construcţiei şi elementelor, îmbinărilor care au un caracter sistematic, dar care nu sunt

reflectate direct în calcul se vor lua în consideraţie cu ajutorul condiţiilor de lucru In realitate acest coeficient dă posibilitate de a prinde unele particularităţi legate cu folosirea în calcule a unor scheme simplificatorii, ipoteze de calcul aproximative, durata şi gradul de repetare al

sarcinilor şi a. In general e raţional de a folosi coeficientul pe lîngă rezistenţele de calcul: Valorile coeficientului pentru diferite elemente ale construcţiilor metalice sunt date în anexele normativelor din domeniu.

B. 7. Comportarea şi calculul elementelor încovoiate în domeniul elastic de comportare al materialului. Determinarea tensiunilor în secţiunile transversale. Condiţii de rezistenţă. Dimensionarea secţiunilor.

Elementele supuse la incovoiere se calculeaza dupa ambele grupe a starilor limita:1)distrugerea si pierderea stabilitatii.2)Aparitia deformatiilor neadmisibile.Se calculeaza elementele incovoiate dupa domeniu elastic de lucru al materialului si domeniul elastico plastic:1.Calculul elementelor in domeniul elastic atit timp cit un element lucreaza in domeniul elastic sectiunile ramin plane si perpendiculare pe axa neutral.deformatile sint mici si proportionale pe tensiune.modulul de elasticitate raminind const.

; ;Considerid ca sectiunea elementului are o

axa de simetrie care este in planul de actiune a fortelor si ca este asigurata stabilitatea in domeniul elastic,starea limita aI grupe se atinge atunci cind tensiunile in cele mai departate fibre de la axa neutral ating limita de curgere M,Q-eforturi interne. W n,min-modulul de rezistenta al sectiunii slabite stability dupa domeniul elastic.Sx-momentul static al partii deplasate a sectiunii.Ix-momentul de inertie al sectiunii.t-grosimea inimii.Ry-rezist.de calcul al otelului dupa limita de curgere.Rs-rezist.de calcul a otelului la forfecare Rs=0.58Ry.se verifica tensiunile normale si tangentiale in sectiunile unde eforturile sint maximale>Pe lungimea barei exista sectiuni unde apar cu momente incovoitore asa si forte

taetoare.In sectiunile unde exista verificarea se face dupa tensiunile echivalente sau reduse. Daca tensiunile

tangentiale sint mici curgerea se incepe in fibrele cele mai indepartate .Dimensionarea sectiunilor se face in modul urmator:se determina

modulul necesar sau de calcul reesind din formula Dupa standarturile pentru grinzile laminate se alege

numarul profilului(I30Б)P/u care modulul de rezistenta fata de axa X Wc. I30Б Wx Wc. Numarul profilului se inseamna inaltimea lui in

cm.Dupa dimensionarea sectiunii se verifica resist: Dimensionarea sectiunilor elementelor incovoiate tinind cont de

dezvoltarea deformatilor plastice se face:-se calculeaza modulul de rezistenta reesind din relatia: ; C1=1.12;

din standartul pentru grinzi laminate se allege nimarul profilului pentru care modulul de rezistenta .p/u profilul

ales se scot din tabela toate dimensiunile profilului si masa unui metro de lungime.-se precizeaza sarcina normata si de calcul q nsiq.-se precizeaza valorile lui M si Q.-se calculeaza aria a unei talpi Af=b*t.-se calculeaza aria inimiiAw=(h-2t-2R)d.-se gaseste raportul dintre

aceste ariiAf/Aw C1. –se verifica rezistenta Daca rezistenta nu este asigurata se adopta urmatorul numar al profilului

si iarasi se verifica rezistenta.Calculul elementelor incovoiate dupa grpa aII a starii limita (calculul la rigiditate) se face dupa sarcinile

normate (precizate)si consta in determinarea sagetii relative f/l si compararea ei cu sageata relativa limitata

Daca rigiditatea nu este asigurata se allege urmatorul numar al profilului se precizeaza sarcina normata si se verifica

rigiditatea.

B. 8. Comportarea şi calculul elementelor încovoiate în domeniul elosto-plastic.Dimensionarea secţiunii

După atingerea tensiunilor valorii limitei de curgere în fibrele cele mai îndepărtate tensiunile rămîn constante şi la creşterea mai departe a momentului deformaţiile se răspîndesc în interiorul secţiunii

Fibrele care curg nu mai pot prelua momentul şi creşterea momentului poate fi preluată numaai de fibrele ce lucrează în domeniul elastic. La o valoare dată a momentului curgerea pătrunde toată secţiunea aici se formează în jurul axei neutre o articulaţie plastică. Secţiunea se poate roti în jurul axei şi elementul îşi pierde capacitatea portantă. Articulaţia plastică există numai la mărirea momentului în aceiaşi direcţie. Dacă semnul momentului se schimbă articulaţia plastică dispare.În articulaţia plastică momentul este valoare de limită

S- moment static al semisecţiunii faţă de axa neutră -faza elastică2S- modul de plasticitate Wpl care e mai mare ca cel elastic. Valoarea lui este cu atît mai mare cu cît mai mult materrial este situat în jurul axei neutre. Pentru secţiune dreptunghiulară Wpl- 1,5Wn,min; dublu T -1,12Wn,minÎn secţiunile în care există tensiuni normale şi tangenţiale plasticitatea începe mai devreme

Cînd în secţiune există moment şi forţă tăietoare condiţia de formare a articulaţiei plastice ca funcţie de m şi n. Ecuaţia liniei de limită a trecerii materialului în stare plastică pentru secţiuni dreptunghiulare

La lucrul materialului în domeniul elastic săgeata de încovoiere creşte proporţional cu tensiunileLa dezvoltarea deformaţiilor plastice săpgeata creşte foarte repede iar la apariţia articulaţiei plastice săgeta de încovoiere creşte neliumitat. Pentru grinzi cu reazeme independente mărirea de mai departe a sarcinii nui posibil deoarece apare stare limită de grupa I – pierderea capacităţii portante şi inaptitudinea de exploatare, pentru cele continuie duce la redistribuirea momentului şi la micşorarea gradului static nedeterminat.. în norme în calitate de criteriu a stării limite la inaptitudinea de exploatare se ia deformaţiile plastice limită în secţiune

Se admite de a ţine cont de lucrul plastic al materialului în grinzile cu secţiunea plină încărcate cu sarcini statice Rezistenţa se verifică:

c1 – ţine cont de dezvoltarea deformaţiilor plastice

c – coef ce depinde de forma secţiunii şi gradul de dezvoltare a deformaţiilor plasticeLa încovoiere în două planuri:

Cx,Cy- în dependenţă de modul de dezvoltare a deformaţiilor plastice.Acest calcul este valabil dacă deformaţiile plastice se dezvoltă pe o porţiune mică pe lungimea grinzii. Dacă pe o lungime mai mare se dezvoltă deformaţiile plastice se înlocuieşte C1, Cx, Cy cu C1m, Cxm, CymC1m= 0,5(1+ C1)Cxm=0,5(1+ Cx)Cym=0,5(1+ Cy)Dimensionare secţiunii

Se determină modulul de rezistenţă necesar

C1- 1,12Din standarturile pentru profile se alege Wx care e mai mare ca WcSe calculă aria tălpii Af şi aria inimii Aw

;

dacă rezistenţa nu este asigurată se alege următorul profil şi se verifică rezistenţa

B. 9. Comportarea şi calculul elementelor solicitate la întindere axială şi încovoiere în domeniul elastic şi elasto-plastic, formule de determinare a tensiunilor.

Există cazuri cînd o bară este supusă în acelaşi timp la eforturi axiale şi încovoiere produsă de aplicarea forţei cu excentricitate, existenţa forţelor laterale sau a momentelor de la capetele barelor. Stările limită a elementelor supuse întinderii cu încovoiere şi a elementelor rigide comprimate cu încovoiere se determină cu capacitatea portantă la rezistenţă sau dezvoltarea deformaţiilor plastice, iar elementele flexibile supuse la comprimare cu încovoiere cu pierderea stabilităţii.Calculul la rezistenţă:Stările limită a elementelor supuse la întindere cu încovoiere la solicitări dinamice şi elementele din oţeluri cu rezistenţă înaltă Ry mai mare 580Mpa se determină cu atingerea tensiunilor în cele mai îndepărtate fibrevalorile rezistenţei de calcul. Calculul se face după domeniul elastic al materialului

x,y- coordonatele punctului examinatPentru elementele supuse la întindere cu îcovoiere din oţeluri plastice Ry mai mic de 580 MpaSe determină starea limită ţinînd cont de dezvoltarea deformaţiilor plastice. Dezvoltarea lor în elemente întinse cu încovoiere duce la formarea articulaţiei plastice cu deplasarea axei neutre.

La atingerea tensiunilor în fibrele cele mai îndepărtate limitei de curgere creşterea lor se opreşte în celelalte fibre tensiunile prelungesc să crească pînă cînd la altă margină a secţiunii tensiunile nu ating limita de curgere după aceasta deformaţiile plastice se răspîndesc în interiorul secţiunii şi se formează articulaţia plastică axa neutră se deplasează. După formarea articulaţiei plastice deformaţiile cresc nelimitat şi elementul îşi pierde capacitatea portantă.

Se ţine cont de dezvoltarea deformaţiilor plastice dacă

An- aria secţiunii netoU,Cx,Cy- coef ţin cont de dezvoltarea deformaţiilor plastice.

B. 10. Comportarea barelor de oţel la compresiune axială. Flambajul plan al barelor comprimate centric. Noţiuni, de tensiune critice, lungimi de flambaj, coeficienti de flambaj. Verificarea stabilităţii. Dimensionarea barelor comprimate centric .

Stările limită a barelor rigide supuse la compresiune axială se determină cu dezvoltarea deformaţiilor plastice cînd valoarea tensiunilor ating limita de curgere. Calculul la rezistenţă:

Flambajul:Dacă sarcinile sunt mici bara lucrează în domeniul elastic, la egalarea lucrului efectuat de forţele exterioare şi a lucrului deformaţiilor de încovoiere valoarea forţei devine critică. Elementul încărcat pînă la forţa critică are o stare stabilă de deformaţie liniară la atingerea forţei valorii critice starea lui stabilă nouă va fi curblinie elementul se încovoae în planul cu rigiditate mai mică, însă la o creştere neînsemnată a sarcinii curbura creşte esenţial şi elementul îşi pierde capacitatea sa portantă şi stabilitatea. Pentru o bară articulat legată la capete valoarea forţei critice:

Relaţia este valabilă numai pentru valoarea constantă a modulului de elasticitate deci pentru tensiuni sub limita de proporţionalitate

Pierderea stabilităţii are loc în domeniul elasto-plastic de lucru a materialului Forţa de comprimare este transmisă pe axa barei

La pierderea stabilităţii barei apare un moment M= N*eÎn partea concavă a barei apare un supliment de comprimare σi ce se adaugă la σ0 bara solicită în domeniul plastic. În partea convexă apar tensiuni de întindere ce micşorează σ0. Astfel o parte a secţiunii lucrează în domeniul elastic cu modulul de elasticitate E, cealaltă parte lucrează în domeniul elasto-plastic cu modulul de deformaţie Et. Aşadar

Pentru

Dacă sarcina creşte descărcarea secţiunii după legea elasticii nu are loc şi toată secţiunea lucrează în domeniul elasto-plastic cu modulul de deformaţie variabil. Valoarea forţei critice în acest caz este minimă şi tensiunile critice sunt

Relaţiile sunt stabilite pentru o bară ideală omogenă şi perfect rectilinie sarcinile sunt aplicate centric. În realitate

aceste condiţii diferă – sarcinile se aplică cu unile excentricităţi, bara nu este perfect rectilinie astfel în unile cazuri se trece de la calculul elementelor centric comprimate la cele excentric cu excentricitate mică.Verificarea stabilităţii elementelor comprimate centric constă în determinarea tensiunilor de la sarcina de calcul şi compararea lor cu tensiunile critice.

Pentru simplificarea calculului tensiunile critice se aduc la rezistenţa de calcul

Φ- coieficient de flambaj- coef de scădere a rezistenţei de calcul la pierderea stabilităţii

El se determină în dependenţă de flexibilitate şi rezistenţa de calcul

Dimensionre:

Aria necesară

Reeşind din condiţia b=2h la dimensionarea secţiunii se stabileşte lăţimea secţiunii Bf iar înălţimea sec din condiţii constructive, Tw, Tf – se adoptă din aria de calcul şi condiţiile de asigurare a stabilităţii locale. După dimensionare se calculă Ix,Iy

După flexibilitatea maximă se determină coef minim de flambaj

Dacă stabilitatea nu este asigurată se adoptă altă valoare a flexibilităţii

.

B. 11. Flambajul plan al barelor comprimate excentricLa aplicarea forţei cu o excentricitate elementul lucrează ca comprimat excentric. La aplicarea simultană a forţelor axiale şi laterale elementul va lucra la comprimare cu încovoiere. În ambele cazuri apar tensiuni de acelaş tip. Pentru simplificarea metodelor de calcul se consideră că aceste elemente la exminarea stării limită de pierdere a stabilităţii se consideră ca elemente comprimate excentric cu excentricitatea e= M/N. Comportarea elementelor comprimate excentric cu excentricitatea mare sau mică nu are deosebire mare de cele comprimate centric însă valorile mai mari a sarcinilor şi a excentricităţilor acţionează asupra lucrului elementelor comprimate excentric – procesul de pierdere a stabilităţii rămîine acelaşi.

La aplicarea forţei cu excentricitate în acelaş timp cu dezvoltarea deformaţiilor longitudinale de apropiere a capetelor se dezvoltă şi încovoierea. Astfel calculul acestor elemente se face după o schemă deformată. A – stare stabilă a elementului; B – stare instabilă; M – capacitatea portantă sau valoarea forţei critice.Pierderea stabilităţii se determină cu egalitatea creşterii momentului forţei exterioare Mext cu creşterea momentului forţelor interioare Mint. Această metodă a stării critice dă posibilitatea de a determina forţele critice după Metoda Grafo-Analitică. Pentru aceasta pe diagrama momentelor forţelor interioare în stînga de la punctul O se aplică forţa F cu excentricitatea e . din punctul de aplicare a forţei se duce o linie tangentă la diagrama Mi, şi ea va fi diagrama Me= (f+e)FÎn punctul de contact se satisface condiţia Mi= Me

Tensiunea critică depinde de trei factori Flexibilitate, forma secţiunii şi excentricitate.Verificarea stabilităţii

- excentricitatea echivalentă

η- coef ce ţine cont de influienţa formei secţiunii; Mx- excentricitate relativăEx-excen aplicarea forţei; Wc- modul de rezistenţă pentru cea mai comprimată fibră

Dacă Ix>Iy elementul poate să-şi piardă stabilitatea din planul acţiunii momentului în acest caz verificarea stabilităţii:

coef de flambaj pentru elem comprim centric

-coef de flambaj pentru elem încov

.

B. 12. Flambajul lateral al grinzilor încovoiate. Tensiuni critice. Verificarea stabilităţiiAtît timp cît forţa este mică grinda lucrează în domeniul elastic şi ea numai se încovoaie, la atingerea forţei valorii critice grinda devine instabilă ea se răsuceşte şi se deformează lateral grinda flambează. Valoarea forţei critice şi a momentului depind de dimensiunile grinzii tipul de secţiune raportul dintre înălţimea ei şi lungime modul de aplicare a sarcinilor şi modul de rezemare.

c-coef depinde de tipul sarcinii; Lef- lungimea de calcul a tălpiiEIy- rigiditatea grinzii în planul perpendicular în planul de acţiune a forţei GIt- rigiditatea la forfecare; It – moment de inerţie la torsiune; G – modul de elasticitata transversal; a- coef ce depinde de tipul grinzii

k- coef depinde de modul de aplicare a sarcinilor pe lungimea grinzii

,

valoarea tensiunilor critice depinde de modul de aplicare a sarcinilor , sarcinile aplicate către talpa superioară micşorează tensiunile critice. Verificarea stabilităţii globale a grinzii constă în determinarea tensiunilor normale şi cele critice

-coef de flabaj ce depindede-

- depinde de tipul grinzii şi se calculă în dependenţă de coef a şi modul de aplicare a sarcinii.Stabilitatea globală a grinzii este asigurată şi verificarea nu se cere dacă talpa comprimată este suficient întărită înpotriva deplasărilor orizontale cu ajutorul platelajului.

B. 13. Îmbinări sudate. Tipuri de îmbinări. Cordoane de sudură şi caracteristicile lor. Calculul îmbinărilor cap la cap.Noţiuni generale. Sudarea reprezintă cel mai răăspîndit mijloc de îmbinare a construcţiilor metalice. Din avantajele sudurii vom

remarca: reducerea consumului de metal cu 10...20% faţă de îmbinările cu şuruburi, caracterul compact al îmbinărilor posibilitatea de a forma îmbinări cap la cap, de colţ în formă de T şi altele fără ajutorul unor piese de legătură(platbande, corniere).

Dezavantajele îmbinărilor prin sudură sunt: metode dificile de verificare a capacităţii sudurii, vîsacozitatea mică a îmbinărilor, sensibilitatea îmbinărilor la concentrări de tensiuni, temperaturi joase şi sarcini dinamice.

Sudarea se efectuiază cu ajutorul arcului electric care se formează între piesă şi electrod(fig. 1)

Fig.1 Schema procesului de sudură cu arc electric:1.elecrod, 2. port elecrod, 3. sursă de curent, 4. piesă de sudat,

5. arc electric, 6. cordon de sudură.Elecrodul prezintă o sîrmă metalică cu înveliş, care în procesul

sudării se topeşte sub acţiunea căldurii. Se topesc de asemenea şi marginile pieselor care se sudiază. După solidificare materialul topit formează cusătura(cordonul) de sudură. Învelişul electrodului are un rol însemnat în procesul sudării. Topindu-se, el formează zgură, care protejează metalul topit la acţiunea oxigenului şi hidrogenului din aer. La sudare se folosesc mai multe tipuri de electrozi. De exemplu,

electrodul de marca E42 dă posibilitatea de a avea cusătură cu limita de curgere σc ≥ 410 Mpa(42kgf/mm2), pentru electrodul E50 σc ≥ 490 Mpa. La denumirea mărcii electrodului se adaugă litera A, dacă materialul electroduilui dă un corcon cu plasticitatea sporită(E42A, E50A). Sudarea se efectuiază cu curent continuu sau alternativ, tensiunea de lucru este între 50...75V, iar întensitatea curentului 180...500A.

Comprtarea la sudare şi siguranţa sudurii sun 2 proprietăţi pe baza cărora oţelurile se încadrează în clasele de calitate. Sudabilitatea oţelurilor poate fi estimată prin cArbonul echivalent Ce, care depinde de elementele de aliere, de coieficienţii de echivalenţă în raport cu carbonul. Oţelurile se consideră sudabile, fără prevederi speciale, dacă carbonul echivalent maxim nu depăşeşte C e ≤ 0,14...0,45%. Dacă Ce

este mai mare oţelurile sunt predispuse la formarea fisurilor la rece. La sudare se folosesc electroade de bună calitate, care conţin un procent bun de carbon şi elemente de aliere. Însă în procesul de sudare se poate modifica defavorabil structura metalului în zona influienţată termic, în care pot apărea structuri predispuse la distrugere fragilă. În Eurocod 3 sunt prezentate grosimele elementelor din oţel care satisfac condiţiile de evitare a ruperii fragile în dependenţă de marca oţelului şi clasa de calitate.

Tipuri de îmbinări sudate. Îmbinările sudate se pot grupa în următoarele grupuri: îmbinări cap la cap(fig. a), îmbinări cu piese suprapuse(fig.b), îmbinări combinate (fig. c), şi îmbinări în care piesele se întîlnesc sub un unghi oarecare(fig. d).

Tipuri de îmbinări sudate cap la cap(a), cu piese suprapuse(b), combinate(c), în unghi(d), în formă de T(e). Legătura dintre piese se realizează prin cusături de sudură.

Îmbinări cap la cap şi calculul lor. Acest îmbinări sunt raţionale, deoarece concentrarea de tensiuni în jurul cordoanelor de sudură e mai mică. Dacă piesele nu sunt prea groase(4...8mm), sudarea este asigurată prin topirea materialului de bază fără o prelucrare a marginilor. Dacă grosimea pieselor este mai mare, pătrunderea sudurii este asigurată numai cînd piesele sunt aşezate la o anumită distanţă una de alta şi marginile sunt prelucrate, realizîndu-se şanţuri, care pot fi de forma: V, K, X, U. Forma prelucrărilor marginilor pieselor şi limitile grosimilor elementelor sudate

sunt date în tabelul 1.Sudarea pieselor groase se execută în mai multetreceri. După fiecare trecere se îndepărtează zgura, care se adună la suprafaţa

cordonului, apoi se execută stratul următor. La cusăturile în formă de V se recomandă resudarea rădăcinii înainte de a se face depunerea tuturor straturilor. La suduri în K şi X sudura în straturi se face alternativ pe o parte şi pe alta.

Sudarea pe ambele părţi sau pe o parte cu resudarea rădăcinii

În construcţii care sunt solicitate de sarcini dinamicese recomandă folosirea plăcuţilor de prelungire(fig. a), care dau posibilitate de a evita concentrările de tensiuni la începutul şi sfîrşitul cordonului.

Cînd piesele au grosimi diferite, racordarea se poate face prin sudură

fără prelucrarea mecanică(direct), dacă diferenţa de grosimi este pînă la 2mm(fig. b). Dacă diferenţa de grosime este mai mare, racordarea se face prin prelucrarea mecanică a piesei mai groase(fig. c).

Dimensiunile caracteristice ale cordoanelor de sudură în îmbinare cap la cap.

Lungimea de calcul a sudurii se consideră egală cu lw = l – 2t (1) (fig. c) în care t - este grosimea sudurii egală cu grosimea mai mică a alementelor

îmbinate. Calculul îmbinărilor cap la cap perpendiculare pe direcţia solicitării se

face considerînd că, secţiunea lor probabilă de rupere este perpendiculară pe axele elementelor. Relaţiile de verificare a cordoanelor sunt următoarele:

pentru cordoanele supuse la întindere sau comprimare

(fig. 2),

pentru sudurile supuse la forfrecare (fig. 3)

pentru sudurile supuse la încovoiere ( fig. 4).

Unde: Rwy – rezistenţa de calcula materialului a sudurii la întindere sau comprimare. Rws - rezistenţa de calcula materialului a sudurii la forfrecare, t – grosimea celei mai subţiri piese, lw – lungimea de calcul a cordonului de sudură (fig. c,a), definită cu relaţia 1, Iw – momentul de inerţie a cordonului de sudură(fig. 1), Sw – momentiul static al semisecţiunii cordonului de sudură(fig. 1), γc – coeficientul condiţiilor de lucru al construcţiei.

Fig.d. Caracteristicile secţiunii sudurii la solicitări în diferite plane.În cazul solicitărilor dinamice apare necesitatea de amicşora tensiunile în cordoanele

de sudură. În aceste cazuri pentru a lungi cordonul de sudură se face o îmbinare oblică(fig. c,b). Tensiunile de întindere (comprimare) şi forfrecare(fig. d), pot fi calculate:

B. 14. Comportarea şi calculul îmbinărilor sudate cu cordoane lateraleCusăturile de colţ (în relief) pot fi executate cu cordoane laterale (fig. 1,a) şi frontale (fig. 1,b). Sudurile supuse la forţe axiale sunt

solicitate la forfrecare. Tensiunile tangenţiale în lungul cordoanelor de sudură se repartizează neuniform, fiind mai mari spre extremităţii (fig. 1,a)

Distribuirea tensiunilor în îmbinări cu cordoane în relief: laterale (a), fig.1, frontale (b). Sudurile laterale şi frontale se rup pe suprafeţe, care trec prin metalul sudurii (depus), fig.2, sau prin metalul graniţei de topire fig.3.

fig.3, metalul depus (a), prin matalul graniţei de topire (b,c), înălţimii de calcul (d). Înălţimea de calcul a cordonului la rupere prin metalul depus este β z*kf

fig.3,d. Pătrunderea metalului topit în metalul de bază depinde de procedeul de sudare şi poziţia sudurii. La sudarea manuală această pătrundere este mică, de aceea înălţimea de calcul prin metalul de bază este egală cu k f/√2=0.7kf, iar prin matelul depus kf(βf=0.7, βf=1). Pentru alte cazuri valorile coeficienţilor βf şi β, sînt date în tabelul de mai jos.

Secţiuni transversale în cordoane: bombate (a), concave (b), cu laturi doferite (c), dimensiunile secţiunilor de calcul prin metalul depus (d). Tensiunile care apar în sudurile de relief au un caracter complex. Relaţiile de calcul recomandate în normele de proiectare reies dintr-o schemă simplificată de calcul.

La starea limită, cînd nu au loc deformaţii plastice ale cordonului, se produce o redistribuire a tensiunilor în secţiunile de calcul. Considerînd că forţa N provoacă tensiuni uniform distribuite şi admiţînd posibilitatea ruperii cordonului pe una din secţiunile convenţionale, obţinem relaţiile de verificare a tensiunilor. Verificarea tensiunilor tangenţiale prin secţiunea metalului depus se

face cu relaţia (fig.3,d) . (1)

În mod analogic se vor verifica tensiunile în secţiunea metalului de bază la graniţa sudurii:

(2)

În relaţiile 1 şi 2 kf este cateta cateta cordonului de sudură fig.3, ∑ f*lwf – lungimea de calcul a cordonului de sudură, care este cu 10 mm mai mică de căt cea reală, Rwf – rezistenţa de calcul a metalului depus (a electrodului), Rwz – rez . de calcul a metalului de bază, γwf,γwz – sînt coeficienţi condiţiilor de lucru a îmbinării sudate egali cu unu pentru costrucţii, ce sînt exploatate la temperaturi mai mari de cît -40°C, γ c

– este coeficientul condiţiilor de lucru a construcţiei.Conform normelor de poiectare rezistenţele de calcul Rwf,Rwz, se calculează cu relaţiile:

(3) unde: Rwun, Run – rezistenţa normată la rupere a metalului depus şi a metalului de bază,

γwn – coeficientul de siguranţă al materialului, care este egal cu 1.25, cînd Rwun ≤ 490 MPa şi Rwun ≥ 590 MPa.La calculul cordoanelor în relief este necesar în prealabil de a stabili care verificare – prin mealul depus sau prin metalul de bază, va

avea loc o importanţă hotărîtoare. Pentru aceasta este necesar de a compara produsele β f Rwf şi βz Rwun cel mai mic va avea o importanţă hotărîtoare.

Deseori e nevoie de a calcula lungimea cordonului de sudură cu cateta adoptată. Reeşind din relaţiile 1 şi 2

(4) unde: (βRw)min=min(βfRwf , βzRwz).

Lungimea maximă a cordonului de sudură nu trebue să depăşească lwmax=85* βf*kf.

În cazul cînd lungimea calculată din relaţia 4 este mai mare de cît cea maximă, este necesar de a determina înălţimea cordonului reeşind din valoarea lungimii adoptate (sau admisibile):

(5)

Sudurile frontale (fig.5), solicitate de o forţă N pot fi calculate similar cu relaţiile 1şi 2.

Sudură în relief supusă la un moment.Dacă îmbinarea este solicitată la încovoere, verificarea tensiunilor maximale se face cu

relaţiile prin metalul depus.

(6)

Prin metalul de bază

(7)

Unde Wwf , Wwz – modulele de rezistentă ale sudurii, respectiv prin metalul de depus şi metalul de bază. Pentru exemplu din fig. 6 avem:

(8), (9), lw=l-1 cm (10).

Cînd cordonul de sudură este supus forţei de forfecare Q şi încovoerii cu momentul M, atunci în secţiunea de calcul apar tensiuni de forfecare şi încovoere între ele, fig. 7.

Sudura laterală supusă la un moment şi forţa tăietoare Q. Verificarea se face la tensiunile rezultante.

-prin metalul depus

(11)

-prin metalul de bază

(12)

Unde Awf=2βfkflw; Awz=2βzkflw.În acelaşi mod se calculează sudurile supuse la eforturi pe mai multe direcţii. Un exemplu de solicitare mai complexă este

reprezentată în fig.12.3.

Sudură laterală supusă la M, Q, N.În acest caz sudura în relief este supusă înacelaţi timp la eforturi de încovoiere,

tracţiune şi forfecare. Verificarea se face la rezultanta tensiunilor din punct cel mai periculos (punctul1 din fig.12.3).

(13)

Unde tensiunile respective se vor calcula în secţiune a de calcul prin materialul depus sau prin materialul de bază; Rw este rezistenţa de calcul (Rwf sau Rwz); γw coeficientul condiţiilor de lucru al sudurii (γwf sau γwz).

Sudurile de relief supuse la încovoiere în planul prinderii pot fi calculate folosind relaţiile din teoria de răsucire a barelor. Să examinăm, de exemplu, prinderea din fig. 12.4,

solicitată de momentul M.

Sudură de relief supusă la încovoiere în planul prinderiiSub acţiunea momentul M prinderea are tendinţa de a răsuci în jurul centrului de

greutate al cordonului O. În elementul dA al cordonului va apărea forţa dF=τ*dA, unde τ sunt tensiunile de forfecare. Tensiunile τ faţă de centrele de greutate (de rotire) conduc la un moment, care echivalează momentului de încovoiere M.

(14) unde: integrarae se face pe toată suprafaţa sudurii.

Presupunem că tensiunile τ sunt proporţionale cu distanţele de la centrul de

răsucire (15) unde τ sunt tensiunile la distanţa r de centrul O,iar τ 1tensiunile la

distanţa r=1. de aici aflăm τ= τ1*r. (16)

Înlocuind în (14) valoarea τ din (16) şi luînd în consideraţie că τ1 nu depinde de r, obţinem:

unde Ip este momentul de inerţie polar, care poate fi exprimat prin momentele de inerţie axiale.

Din relaţia (14) găsim tensiunile τ1:

τ1= , substituind τ1, în (16) obţinem formula pentru tensiunile de forfecare în orice punct al sudării:

τ= , tensiunile maxime unde x1, y1, sănt coordonatele punctului cel mai îndepărtat

de centrul de greutate al sudării.

Sudură supusă unei solicitări complexe în planul sudurii.Sudurile în relief supuse la solicitări complexe în planul prinderii se verifică la

rezultanta tensiunilor de forfecare din cel mai solicitat punct al sudurii. Tensiunile în cel mai periculos punct se vor calcula ca tensiunile sumare provenite din eforturile M, N, şi Q. Relaţia de verificare este:

, unde Rw – rezistenţa de calcul a sudurii (Rwf sau Rwτ), γc –

coeficientul condiţiilor de lucru a sudurii (γwf sau γwz), γc – coeficientul condiţiilor de lucru al construcţiei.

După cum se vede în cusăturile în relief apare o stare de tensiune complexă.La calculul tensiunilor sau folosit scheme simplificate de calcul, care au fost

verificate prin încercări. În relaţiile folosite în normele de proiectare şi expuse mai sus se utilizeză rezistenţa de calcul a metalului depus, sau a materialului de bază la forfecare (Rwf sau Rwz). Convenţia Europeană pentru Construcţii Metalice (CECM) propune o relaţie generală de calcul care ţine cont de cele 3 tensiuni σ1, τ1, τ2, care apar în planul secţiunii minime a sudurii.

Solicitarea sudurilor în relief conform Eurocode 3.Verificarea cordoanelor se efectuează cu relaţia:

unde: σ1, τ1, τ2 – sînt tensiunile care

apar în planul secţiunii mini e a sudurii. Ruw – rezistenţa la rupere a materialului sudurii. βw

– coeficient care ţine cont de raportul între rezistenţa la rupere a materialului depus şi rezistenţa la rupere a materialului de bază. Pentru oţeluri OL3, C245, Fe360, β f = 0.8, γMw – coeficient de siguranţă a sudurii, γMw =1.2.

Schema de calcul a cusăturii oblice.

B. 15. Tipuri de şuruburi şi caracteristicile lor. Comportarea îmbinărilor cu şuruburi. Calculul şuruburilor la forfecare, presiune pe gaură şi întindere.

Generalităţi. Îmbinările cu şuruburi au apărut înaintea îmbinărilor sudate. Simplicitatea îmbinării şi siguranţa în timpul exploatării dau posibilitate să fie folosite pe o scară mai largă. Îmbinărişe cu şuruburi se folosesc la montare, îmbinări cu eforturi mari, care nu pot fi preluate de nituri, în pachete cu grosimea de peste 5 d, în construcţiile demontabile ş. a.

În prezent se folosesc următoarele tipuri de şuruburi:-brute (grosolane, nepăsuite, clasa de precizie C. GOST 15589-70*)-de exactitate normală (clasa de precizie B, GOST 7798-70*)-de exactitate sporită (precise, clasa de precizie A, GOST 7805-70*)-de înaltă rezistenţă (GOST 22353-77*, GOST 23356-77*)-de ancorare (pentru fundaţii)(GOST 24379-1-80)

Şuruburile sunt alcătuite dint-o tijă cilindrică cu uncap hexagonal, la la celălalt capăt tija este filetată şi se poate înşuruba o piuliţă hexagonală. Dimensiunile caracteristice ale şurubului, şaibei şi piuliţei sînt indicate mai jos:Şurub cu şaibă (a), piuliţă (b).

Şuruburile brute pot avea o deviere a diametrului tijei pînă la 1mm de la diametrul nominal, cele de exactitate normală pînă la 0.52 mm. Diametrul găurii în care se montează şurubul trebue să fie cu 2...3 mm mai mare de cît diametrul tijei. La îmbinări cu clasa de precizie A se referă îmbinările, în care găurile se realizează pe întreg pachetul, pe şabloane în elemente separate sau, dacă găurile au fost ralizate iniţialîn piese separate la diametru mai mic, apoi lărgite în pachet pînă la diametrul cuvenit.

Şuruburiele se realizează din oţeluri carbonice forjate la rece sau cald. După caracteristicile mecanice şuruburile se clasifică în grupe (clase) de rezistenţă. Grupa de rezistenţă este notată prin 2 cifre. Prima cifră

înmulţită cu 10 dă rezistenţa la rupere (σr în kgf/mm2), produsul cifrelor – limita de curgere (σc în kgf/mm2), iar cifra a doua multiplicată cu 10 dă în % raportul σc/σr.

Şuruburile brute (grosolane) se folosesc în îmbinările de montare. Aceste îmbinări sînt deformative. Şuruburile întroduse în găuri cu 2...3 mm mai mari ca diametrul şurubului nu înpiedică alunecarea pieselor care se pot deplasa pînă cînd se stabileşte contactul între tija şuruburilor şi pereţii găurilor. De aceea aceste tipuri de şuruburi nu pot fi recomandate în construcţii de oţel cu limita de curgere mai mare de 380 MPa şi în îmbinări de o responsabilitate sporită care sînt solicitate la forfecare. Şuruburi de exactitate sporită (precise) clasa de precizie 4, care se realizează tot din oţeluri carbonate şi se divizează în aceliaşi grupări de rezistenţă. Tija acestor şuruburi e strunjită şi are o formă cilindrică.

Diametrul tijei are toleranţă (abatere) numai în minus; -0,28...-0,34 mm diametrul găurilor are toleranţă numai în plus care nu trebuie să depăşiască +0,3 mm. Cu astfel de devieri mici şuruburile nu intră liber în găuri, fiind nevoie de ale bate cu ciocanul. Suprafeţale

găuirilor trebuie să fie netede, aceasta obţinînduse numai dacă găurile sînt sfredelite folosind sabloane. Îmbinările cu şuruburi de exactitate sporită se comportă bine la forfrecare.

Şuruburile de înaltă rezistenţă sunt executate din oţeluri aliate cu caracteristici mecanice superioare, avînd exactitatea şuruburilor normale. La înşurubarea piuliţei, în şurub apar eforturi de întindere considerabile care apasă puternic piesele din îmbinare. Deplasarea relativă a pieselor este împedicată de forţele de frcare, care apar pe suprafeţele de contact. De aceia astfel de îmbinări sunt numite îmbinări prin fricţiune. Pentru ameliorarea forţelor de frecare suprafeţele elementelor trebuie curăţate de murdărie,. Uleiuri, rugină, etc. Cu ajutorul pieriilor din sîrmă, sablate cu un jet de nisip sub presiune sau cu alice de metal dur. O rugozitate suficient de bună poate fi realizat în urma prelucrării suprafeţelor cu flacără oxiacetilenică şi apoi

curăţirii cu o periie de sîrmă.Şuruburile de o înaltă rezistenţă se utilizează în îmbinări de montare cu forţe mari de forfrecare şi în cazul unor sarcini dinamice

sau vibrante.Comportarea îmbinărilor cu şuruburi. În îmbinările cu şuruburi obişnuite forţele de întindee în şuruburi nu sunt controlate, prin

urmare forţele de frecare între piese nu sunt determinate şi în majoritatea cazurilor, nu sunt suficiente de a prelua forţele de frecare.

Comportarea şurubului înainte de distrugere.Comportarea îmbinărilor poate fi divizată în 4 etape. La 1 etapă, cînd forţele de frecare între piese nu sînt învinse, şuruburile sunt

supuse numi la tracţiune; îmbinarea lucrează în stare elastică. În aşa mod se comportă şi îmbinările cu şuruburi de înaltă rezistenţă. Etapa 2, cînd forţele de frecare suntînvinse, se observă deplasare relativă a elementelor îmbinării pînă cînd şuruburile vin în contact cu pereţii găurilor.

Etapa 3, forţa de forfrecare din îmbinare se transmite prin presiunea de suprafaţa găurii la tija şurubului. Dacă forţa se măreşte

treptat, tija şurubului şi marginea găurii se strivesc, şuruburile se încovoaie şi se întinde, deoarece capul şurubului şi piuliţa împedică încovoierea liberă a tijei. Treptat forţeşe de frercare se micşoriază şi îmbinarea trece în etapa4, cînd tija se găseşte în stadiul elasto-plastic de coportare. Îmbinarea se distruge din cauza strivirii pereţilor găurilor, forfrecării şurubului, despicării platbandei la ultimul şurub sau în urma unui fenomen de distrugere mixt. În practică este folosit un procedeu simplificat de calcul, care consideră 2 situaţii de distrugere a şurubului: prin forfrecare şi prin depăşirea rez-i limită la presiune locală pe pereţii găurilor.

Calculul şuruburilor la forfrecare. Capacitatea portantă a şurubului la forfrercare se calculiază cu relaţia Nbs=RbsAbγbns, unde Rbs – rezistenţa de calcul a

şurubului. Ab = πd2/4 – aria secţiunii de calcul a şurubului. d – diametrul părţii nefiletate a şurubului. n s – numărul secţiunilor de forfrecare al şuruburilor. γb – coeficientul condiţiilor de lucru al îmbinării.

Calculul şuruburilor la presiune pe pereţii găurilor. Tensiunile de contact între şurub şi peretele găurii se repartizează neuniform (fig. 3,a). Aceloraşi tensiuni este supusă tija şurubului. Repartizarea tensiunilor de contact: pe peretele găurii (a). Corect va fi verificarea tensiunilor maxime σmax. Deoarece distribuirea acestor tensiuni este complicată, ele sînt convenţionale considerate uniform distribuite după diametrul şurubului (fig.3,c). Considerînd tensiunile maxime egale cu rezistenţa de calcul, obţinem capacitatea portantă a

şurubului la presiune locală pe pereţii găurii. , unde: Rbp – rezistenţa

de calcul a presiunii pe perţii găurii, ∑ti – suma minimă a grosimelor pieselor care alunecă în acelaşi sens.

În conformitate cu normele Rbp se va calcula cu relaţiile (respectiv pentru şuruburi

cu clasa de precizie A sau B şi C), , unde Run – rezistenţa normată la rupere a

oţelului pieselor înbinate.

Îmbinarea cu şuruburi solicitate de o forţă care aczionează în centru.Verificarea îmbinării cu şuruburi la forţa N ce acţionează centric (fig. 4), se

efectuează considerînd repartizarea uniformă a acesteia către toate şuruburile.

, unde: , γc – coeficientul condiţiilor

de lucru al construcţiei.

Calculul şuruburilor solicitate la întindere. Dacă forţa exterioară care acţionează asupraîmbinării este parallă cu axele şuruburilor, atunci ele vor fi solicitate la întindere. Calitatea executării găurilor şi a tijei nu joacă nici un rol în cazul cînd îmbinarea este supusă solicitărilor statice, de aceeea rezistenţele admisibile ale şuruburilor de exactitate normală sau ridicată sînt aceleaşi. Un exemplu de îmbinare solicitată la întindere este reprezentată în fig. 5

Îmbinarea cu şuruburi solicitată la întindere.Capacitatea portantă a şurubului la întindere se calculează cu formula:

Nbt=RbtAbn, unde. Rbt – rezistenţa de clcul a şurubului la întindere, Abn – aria netă a tijei şurubului (pe secţiunea filetului). Ariile secţiunii tijei şurubului brută Ab şi netă Abn în funcţie de diametrul şurubului sînt date în tabel.

Numărul necesar de şuruburi în îmbinare solicitată de o forţă centrică este n≥N/Nbtγc. Şurubul solicitat în acelaşi timp la întindere şi forfecare se verifică separat la întindere, forfecare şi la presiune pe gaură.

B. 16. Comportarea şi calculul îmbinărilor cu şuruburi de înaltă rezistenţă. Tipuri de forfecare. Verificare de rezistenta

Datorită pretensionării şuruburilor, deplasarea relativă a pieselor este împiedicată de forţele de frecare ce apar între suprafeţele de contact. Modul de transmitere a forţelor diferă faţă de îmbinărişe cu şuruburi obişnuite, care transmit eforturile prin presiunea tijei asupra găurii. Un factor important e forţa de întindere a şurubului şi calitatea suprafeţelor care transmit forţa de freacare.

Capacitatea portantă a unui şurub de înaltă rezistenţă se calculeazăcu formula:

unde: Rbh – rezistenţa de calcul la întindere

a şurubului de înaltă rezistenţă, μ – coeficient de frecare, depinde de materialul elementului, Abn – suprafaţa netă a şurubului după tabel, nf – numărul

suprafeţelor de alunecare, γh – coeficient de siguranţă după tabel, γb=0.8 pentru n≤5, γb=0.9 pentru 5≤n≤10, γb=1.0 pentru n≥10. Rezistenţa de calcul la întindere a şurubului de înaltă rezistenţă Rbh=0.7Rbun, Rbun – rezistenţa minimă la rupere. Pentru unele oţeluri această caracteristică este dată în tabel. Considerînd că forţa N se transmite uniform la toate şuruburile obţinem formula de verificare a eforturilor în şurub.

Secţiunile elementelor găurite trebuie verificate la rezistenţă. În acelaşi timp se consideră că jumătate din forţa care îi revine unui şurub din secţiunea de calcul este transmis de forţa de frecare. Tensiunile în secţiunea cea mai solicitată ce trece prin şuruburile marginale se

vor calcula cu relaţia unde: Nn – numărul de şuruburi din secţiunea marginală, n – numărul total de şuruburi, Ac

– aria secţiunii de calcul care se ia egelă cu An – aria secţiunii nete în cazul solicitării dinamice. La solicitări statice Ac se ia şi egal cu A – ria secţiunii brute. An≥0.85A, sau Ac=1.18An dacă An≤0.85A.

Montarea şuruburilor de înaltă rezistenţă

Efortul maxim de preîntindere în şurub

In domeniul solicitărilor elastice momentul de strîngere a piuliţei este direct proporţional cu efortul de întindere. Prin urmare, efortul de

pretensionare poate fi controlat pe baza momentului de strîngere, care se măsoară cu ajutorul unei chei di-namometrice. Strîngerea se face după ce în prealabil şuruburile au fost strînse cu o cheie de mînă obişnuită.

A doua metodă de controlare a efortului de pretensionare se bazează pe strîngerea cu un anumit unghi de rotire, care este funcţie de alungirea tijei şurubului. Efortul în şurub este proporţional cu alungirea lui.

In prealabil, pentru anularea rosturilor dintre piese, şuruburile se strîng cu un moment de circa 30...40%, din momentul total. Apoi strîngerea se face cu o rotire a piuliţei la un unghi de 45°... 105° în funcţie de lungimea de strîns şi de diametrul şurubului.

Aşezarea şuruburilorŞuruburile se aseaza la distanţe prescrise de normele de proiectare [40]. Distanţele minime se determină din considerente de uniformizare

a concentrărilor de tensiuni care apar în piesele găurite. Distanţele maxime se determină din condiţii de asigurare a stabilităţii pieselor în intervalul dintre şuruburi şi compacităţii îmbinării. Dacă aceste distanţe sunt mari, între piese nimereşte praf, umezeală care contribuie la coroziunea lor (fig. 1).

Distanţele dintre şuruburi sunt prevăzute în tabelul 2.Şuruburile la table se aşează în şiruri paralele (fig2,b), la distanţe prevăzute de tabelul 2. La prinderi şuruburile se aşează la distanţe

minime sau aproape de cele minime; şuruburile de solidarizare se aseaza la distanţe maxime.Tabelul 1: Proprietăţile mecanice ale şuruburilor de înaltă rezistenţă.

Fig. 1 Defectele din îmbinări cu şuruburi provenite din: distanţa mare dintre şurub şi marginea elementului (a); distanţa mică dintre şurub şi marginea elementului (b); distanţa mare dintre şuruburi (c).

Tabelul 2: Distanţele între şuruburi, sau şuruburi şi marginea pieselor

Caracteristica distanţei Distanţa

Distanţa între centrele şuruburilor pe o direcţie oarecare:

- minimă în elementele din oţel cu limita de curgere

mai mică de 380 MPa 2,5d

- idem, cu limita de curgere mai mare de 380 MPa 3d

- maximă, pe şirurile marginale, cînd marginea nu este

întărită cu corniere 8d sau 12t

- maximă, pe şirurile interioare sau pe cele margina-

le, cînd elementele sînt întărite cu corniere marginale

- la întindere 16d sau 24*

- la comprimare 12d sau 18t

Distanţa de la centrul şurubului pînă la marginea

elementului:

- minimă în direcţia efortului 2d

- minimă, transversală direcţiei efortului în: l,5d

elemente cu marginile rezultante din laminare l,2d

- idem, din tăiere l,5d

- maximă 4d sau 8t

- minimă pentru şuruburi de înaltă rezistenţă pentru

orice margine şi direcţie a forţei l,3d

Distanţa dintre centrele şuruburilor în direcţia efortului

la aşezarea şuruburilor în şah a + l,5d

Notaţii: d este diametrul găurii pentru şurub; t - grosimea celui mai subţire element exterior; a - distanţa dintre liniile şuruburilor transversale efortului.

Remarca: La aşezarea şuruburilor în şah secţiunea elementului se determină luînd în consideraţie reducerea ei din cauza găurilor pe secţiunea transversală efortului (nu după "zigzag").

Tabelul 3: Date constructive pentru aşezarea şuruburilor în corniere.

In cazul profilelor laminate distanţele respective sunt prescrise de standardele corespunzătoare. Pentru corniere aceste distanţe sunt date în tabelul 5.10, iar pentru profile U şi dublu T în tabelul 5.11.

In aceste tabele dmax este

diametrul maxim al găurii; celelante notaţii sunt indicate în

fig. 2 c,d,e,f.

Diametrul Marca oţelului Rezistenţa minimă

nominal al (după GOST 4543-71) la rupere

filetului Rbun, N/mm2

d, mm40X" select" 1100

16...27 38XC"select", 40X A"select"1350 1550

40X" select" 950

30 30X3M , 35X2A 1200

40X" select" 750

36 30X3M 1100

40X" select" 650

42 30X3M 1000

40X" select" 600

48 30X3M 900

Aşezare într-un şir Aşezare în două şiruri

ruri

b e dmax b dmax aşezarea găurilor

50 30 13 140 60 45 25 în şah

56 30 15 140 55 55 19 obişnuită63 35 17 160 65 60 25 în şah70 40 19 160 60 65 21 obişnuită75 45 21 180 65 80 25 în şah80 45 21 200 80 80 2590 50 23 220 90 90 28,5100 55 23 250 100 90 28,5110 60 25125 70 25

Fig. 2: Aşezarea şuruburilor: la table (a,b); la corniere (c,d); la profile U (e); la profile dublu T (f).

B. 17. Îmbinări cu şuruburi care transmit momente, forţe normale şi de forfecare. Verificarea de rezistenţă.Deseori concomitent cu momentu încovoitor M acţionează forţa de forfecare Q şi forţa axială N. În acest caz calculăm separat

eforturile provenite din moment, forţa de forfecare şi forţa axială. Efortul N1 îl descompunem în componentele N1x şi N1y (fig.1)

(1)

Schema eforturilor din îmbinare provente din moment, forţa axială şi forţa de forfecare. Din forţa de forfecare Q în tija şurubului apare un efort după direcţia

axei y egal cu Q/n. Analogic, din forţa axială N rezultă o componentă din direcţia x egală cu N/n.

Efortul rezultant în şurubul cel mai solicitat va fi(fig.1),

Dacă luăm în consideraţie relaţia 1, şi observăm că obţinem:

Acest efort nu trebue să depăşească capacitatea portantă minimă a şurubului.

B. 18. Platforme industriale. Tipuri de platforme. Alcătuirea constructivă. Elemente componente ale platformelor industriale.

Sistemul de grinzi împreună cu platelajul care acoperă un anumit apaţiu formeaşă o platformă industrială. Există 3 tipuri de reţele de grinzi: 1 – simplificată, 2 – normală, 3 – complaxă 1 – la reţeaoa simplificată sarcina utilă prin platelaj se transmite grinzişor de platelaj, iar de la ele pereţilor:

Dacă lungimea grinzilor de platelaj este mare pentru asigurarea rigidităţii trebuesc aranjate des ceea ce duce la consum mare de metal, şi se trece la reţeaoa normală:

Dacă distanţa l este mare se trece la reţeaoa complexă:

Există 3 tipuri de îmbinări ale grinzilor: etajat, la acelaşi nivel, cu nivel scăzut.

- la îmbinare etajată grinda de platelj se aşează pe grinda principală.

Dacă înălţimea de construcţie este limitată atunci se trece la îmbinarea la acelaşi nivel, und grinzile de platelaj se prind lateral de grinda principală. Nivelul lor de sus coincide.

Pentru schema complexă se utilizează îmbinarea cu nivel scăzut pentru grinde secundară. Nivelul grinzii de platelaj şi a grinzii principale coincid.

La proiectarea platformelor industriale, reţelelor de grinzi, numărul de grinzi trebue să fie minim. Distanţa dintre grinzile de platelaj se adoptă: a=0.6...1.6 m, dintre grinzile secundare, b=2...5m, şi se alege tipul reţelei prin compararea diferitor variante cu diferite dimensiuni a şi b, după consumul minim de metal, m2. Dacă distanţa dintre stîlpi nu este indicată, apoi după costul minim al grinzilor şi stîlpilor, se adoptă numărul

profilului cel mai răspîndi, se calculează momentul maxim şi deschiderea. Platelajul din foi de oţel se ărinde de grinzile de platelaj prin cordoanele de sudură.

1-platelaj, 2-cordoane de sudură, 3-grindă de platelaj. tpl=(6...14)mm, se alege grosimea platelajului în dependenţă de valoarea sarcinii utile, şi poate fi din foi netede, sau streate din metal.

Grinzile de platelaj sînt de obicei din profile laminate, din oţel I. Grinzile secundare pot fi atît din profile laminate cît şi compuse dinfoi de metal. Grinzile compuse sînt de obicei alcătuite din foi de metal.

B. 19. Platelaje metalice pentru platforme industriale. Calculul platelajelor din oţel.

În calitate de platelaj din oţel se utilizează foi: netede, ondulate, sau cu nervuri. Platelajele se aşează pe grinzile de platelaj şi se prind cu cordoane de sudură. Platelajul se alege din foi standarte după lăţime.

Grosimea platelajului se alege în dependenţă de valoarea sarcinii utile şi se adoptă tpl=(6...14)mm. Platelajul lucază la încovoere şi întindere, se calculează la rezistenţă şi rigiditate. Dacă sarcina utilă nu depăşeşte 50 KN/m2 , apoi rezistenţa este asigurată şi se clculează platelajul numai la rigiditate. Pentru a calcula platelajul la rigiditate se taie o fîşie cu lăţimea de o unitate, se lagă articulat de reazem şi se încarcă cu o sarcină normată uniform distribuită. Sub acţiunea sarcinii platelajul se încovoaie după o suprafaţă cilindrică. În reazeme apar reacţiuni şi forţe de întindere.

La valoarea forţei H se calculează cordoanele de sudură. Calculul la rigiditate constă în determinarea săgeţii de încovoere de la sarcina normată şi compararea ei cu sarcina limită:

unde: x – distanţa de la reazemul din stînga pînă la reacţiunea unde se

calculează săgeata de încovoere.

, dacă dimensiunile platelajului şi valoarea sarcinii utile nu depăşeşte 50 KN/ m2 iar se pot

determina dimensiunile din următoarea relaţie,

Avînd raportul optimal se poate stabili: lungimea platelajului, lpl=(0.6...1.6) m, şi grosimea platelajului tpl=(6...14) mm.

Dacă sunt cunoscute dimensiunile platelajului se verifică rezistnţa şi rigiditatea. săgeata de

încovoere va fi: , cordoanele de sudură încolţ înt calculate la rezistenţa de tăiere a metelului cordonului sau graniţei de

aliere, în care βf şi βz sunt coeficienţii valorile cărora se iau din norme, kf – cateta cordonului de sudură în

colţ, lw – lungimea de calcul a cordonului de sudură, Rwf – rezistenţa de calcul a materialului cordonului, Rwz – rezistenţa de calcul a materialului grinzii de aliere, γf , γz – coeficienţii condiţiilor de lucru a sudurii egali cu 1, în afară de rigiditatea climatică cu temperaturi sub -40°C, γc – coeficient de siguranţă.

Din condiţiile de rezistenţă sunt determinate catetele necesare ale sudurii:

cateta cordonului de sudură se ia cea mai mare din cele 2 indicate în norme.

B. 20. Grinzi laminate. Dimensionarea şi verificarea rezistenţei, stabilităţii generale şi rigidităţii.În calitate de grinzi laminate se utilizează profile I şi U.

Grinzile laminate se verifică la rezistenţă, rigiditate şi stebilitate globală. Se calculează grinzile laminate la rezistenţă după domeniul elastic de lucru al materialului şi elasto plastic. Verificarea rezistenţei după domeniul elasto plastic se face:

, dimensionarea se face astfel:se detemină modulul de rezistenţă

necesar: Wc=Mmax/Ryγc, după standartele pentru grinzile laminate în dependenţă de Wc se determină numărul profilului pentru care Wx≥Wc şi

se verifică rezistenţa: , pentru grinzile confecţionate din oţeluricu rezistenţa de calcul mai mică de 580 MPa, solicitată

static pentru care este asigurată stabilitatea globală, rezistenţa se verifică ţimînd cont de dezvoltarea deformaţiilor plastice:

, c1 – coeficient care ţine cont de dezvoltarea deformaţiilor plastice şi se adoptă: c1=c, pentru τ≤0.5Rs, c1=1.05βc

pentru 0.5Rs≤τ≤0.9Rs, tensiunile tangenţiale medii, τ=Q/nt, α=0.7 pentru profil I, α=0, pentru alte tipuri de profile, c- se

determină în dependenţă de tipul secţiunii şi raportul dintre aria tălpii şi aria inimii. .

Dimensionarea se face: se calculează modulul de rezistenţă necesar, , în dependenţă de modulul de

rezistenţă Wc alegem profilul I. (Wx şi Wc) în dependenţă de Af/Aw , alegem c1. verificăm rezistenţa: , dacă rezistenţa nu

este asigurată se ia următorul profil şi se verifică rezistenţa. Verificarea rezistenţei constă în determinarea săgrţii relative şi comportarea ei cu

săgeata relativă limitată de norme: , dacă rigiditatea nu este asigurată se alege următorul profil şi se

verifică numai rigiditatea. Stabilitatea globală a grinzilor este asigurată dacă pe talpa superioară se aşează platieul rigid legat (prins), sau decă raportul dintre lungimea de calcul şi lăţimea tălpii ginzii nu depăşeşte valoarea calculată după norme. Unde lungimea de calcul se ia egală cu distanţa dintre punctele de prindere a tălpii comprimate, împotriva depasărilor transversale. Dacă stabilitatea globală nu este asigurată atunci

ea se determină cu următoarea formulă: , φb se determină în funcţie de φ1, , dacă φb≤0.85

atunci φb=φ1, dacă φb≥0.85 atunci φb=0.68+0.21* φ1. ψ→α=1.54*(If/Iz)*(lef/h)2 , dacă şi în acest caz stabilitatea globală nu este asigurată se micşoriază lungimea de

calcul a grinzii micşorînd distanţa dintre contravîntuiri.

B. 21. Dimensionarea grinzilor compuse. Determinarea înălţimii maxime şi minime. Stabilirea grosimii inimii. Stabilirea dimesiunilor talpii.

Ginzile compuse se utilizează în cazul cînd nu este asigurată capacitatea portantă a grinzilor laminate (W c≥13000cm3), sau dacă este necesar de a proiecta o grindă cui tălpi desfăşurate (late). Grinda compusă este alcătuită din 3 foi:

Dimensionarea grinzilor se începe cu determinarea înălţimii ei. Înălţimea grinzii se determină reieşind din 3 condiţii:

1 – consumul minim de metal (înălţime optimală),2 – asigurarea rigidităţii (înălţimea minimă),3 – înălţimea grinzii nu trebuie să depăşiască înălţimea construcţiei.Înălţimea optimă ggr=gtp+gin, ggr=(2CM/hRy)ψtpρ+htwψinρ.

C – partea momentului preluată de tălpi, ψ – coeficient care ţine cont de majorarea greutăţii

în dependenţă de tipul grinzii, ρ – densitatea oţelului. ,

, k – coeficient care ţine cont de tipul grinzii, k=1,1...1,15

pentru grinzi sudate k=1,2...1,25 penmtru grinzi cu şuruburi

Înălţimea minimă se determină reieşind din asigurarea rigidităţii

1 - hopt≥hmin, 2 - hopt≤hmin.Dacă 1, atunci înălţimea grinzii se stabileşte cu 5-10% mai mică decît înălţimea optimă însă mai mare sau egală ca înălţimea

minimă. Dacă 2, atunci înălţimea grinzii se stabileşte egală cu înălţimea minimă, însă în acest caz grinza este prelucrată cu un consum sporit de metal. Pentru a micşora înălţimea grinzii în acest caz se trece la o altă marcă a oţelului cu o rezistenţă de calcul mai mare. Fiindcă înşlţimea grinzii neesenţial diferă de înălţimea inimii, la stabilirea înălţimii grinzii de regulă se stabileşte înălţimea inimii, se stabileşte din foi standarte după lăţime. Se recomandă ca înălţimea foilor să nu depăşiască 2200 mm.

3 – grosimea inimii – inima grinzii lucrează la forfrecare şi preia forţa de tăiere. Se determină lăţimea inimii din tensiunile

tangenţiale. . Pentru o grindă cu secţiunea optimă la care greutatea inimii este egală cu greutatea tălpilor şi ia se sprijină

prin intermediul tălpilor inferioare, tensiunile tangenţiale sunt preluate cum de inima grinzii aşa şi de talpa inferioară I/S=0,85h în acest caz

.

Dacă grinda se sprijină prin intermediul nervurii frontale apoi tensiunile tangenţiale sunt preluate

numai de inima grinzii I/S=0,75h, .

Pentru asigurarea stabilităţii locale a grinzii de la acţiunea tensiunii normale grosimea inimii trebuie

să fie egală , dască h=(1...2) m, atunci tw=7+34/1000 mm, h=(1/8...1/10) l. twmin=8 mm pentru

l≤12 m, twmin=10 mm pentru 12≤ l ≤16 m, twmin=12 mm pentru l≥16 m. Se stabileşte grosimea minimădin foi standarte după grosime (8,10,12,14,...,30) mm.

4 – calculul tălpilor, în grinzile sudate talpa se proiectează dintr-o singură foaie, iar dacă din 2 sau mai multe foi care se sudiază între iele apoi înte aceste foi apar concentrări de tensiune. Grosimea tălpii tf≈2tw≤3tw.

Se stabileşte grosimea tălpii din foi standarte după grosime şi grosimea tălpii maximi t fmax≤30 mm. Fiindcă pentru grosimi mai mari se micşoriază rezistenţa de calcul Ry. Lăţimea tălpii se ia bf=(1/2...1/5) h. Pentru a fi asigurată stabilitatea globală a grinzii din considerente constructive: bf≥1/10 h, bf≥180 mm. Pentru ca să fie

asigurată stabilitatea locală a tălpii, raportul dintre consola tălpii şi grosimea lui este , dacă

calculul se face după domeniul elastic şi elastoplastic , . Se stabileşte lăţimea

tălpilor după lăţimea standartă a foilor. Rezistenţa grinzii compuse se verifică:

.

B. 22. Variatia sectiunii in lungul grinzii compuse. Moduri de variatie. Verificarea rezstentei, stabilitatii globale si rigiditatii grinzilor compuse.

Grinda optimă este aceea, la care modulul de rezistenţă urmăreşte diagrama momentului încovoietor. O secţiune variabilă necesită un consum de manoperă mai mare, de aceea grinzile slab solicitate şi de lungimi reduse se execută cu secţiuni constante. La grinzi cu deschideri mari puternic solicitate variaţia secţiunii este avantajoasă şi reduce consumul de metal cu 10...15.

Variaţia secţiunii grinzii poate fi realizată prin: modificarea înălţimii grinzii (fig. 6.10a); modificarea grosimii tălpilor (fig. 6.10b) sau modificarea lăţimii lor (fig. 6.10c,d).

Soluţia frecvent folosită în practică este cea realizată prin variaţia lăţimii tălpilor, care poate fi efectuată printr-o trecere lină de la lăţimea mai mare la lăţimea mai mică (fig. 6.10c) sau printr-o modificare continuă a tălplor (fig. 6.10d).

îmbinările platbandelor tălpilor se realizează prin sudură cap la cap, transversală sau sub un unghi. In ultimul caz capacitatea portantă a sudurii este egală cu cea a platbandei.

Pentru determinarea locului de modificare a secţiunii este necesar de a obţine expresia momentelor într-un punct arbitrar z şi de a o egala cu momentul M', care poate fi admis în secţiunea modificată

(6.33)

unde M este momentul într-o secţiune arbitrară, amplasată la distanţa z de la reazemul din stînga; - momentulde încovoiere admisibil în secţiunea modificată.

De exemplu, pentru o grindă simplu rezemată acţionată de o sarcină uniform distribuită de intensitatea q

Introducînd această expresie în egalitatea (6.33), obţinem ecuaţia pătrată

(6.34)

Fig. 6.10: Variaţia secţiunii grinzii prin: modificarea înălţimii grinzii (a); modificarea grosimii tălpilor (b); modificarea lăţimii tălpilor (c,d).

din care găsim două valori , Din aceste puncte spre reazemsecţiunea poate fi modificată. Dacă tălpile se îmbină cu sudură cap la cap, în relaţia (6.34) Ry se va înlocui cu Rwy . Variaţia secţiunii se efectuează nu din poziţia secţiunii teoretic obţinută

din ecuaţia (6.34), ci din secţiuni amplasate cu cel puţin

(bf - lăţimea tălpii nemodificate) spre reazem cu scopul de a include talpa în lucru, începînd cu secţiunea modificată.

Dacă modificarea secţiunii se face prin micşorarea lăţimii tălpii, atunci lăţimea tălpii modificate b1f trebuie să satisfacă condiţiile

In locul de variaţie al secţiunii se vor verifica tensiunile echivalente în inimă la nivelul cordonului de sudură

(6.35)

unde

şi M', Q' sunt respectiv momentul de încovoiere şi forţa de forfecare în punctul de variaţie al secţiunii; I'x este momentul de inerţie al secţiunii modificate; S1, -momentul static al tălpii secţiunii modificate.

Dacă în locul de variaţie al secţiunii apar tensiuni locale (de exemplu, pe talpă reazemă grinda de platelaj sau secundară) verificarea la rezistenţă se face cu relaţia

(6.36)

în care sunt tensiunile locale în inima grinzii.Dacă inegalitatea (6.36) nu este îndeplinită, inima grinzii sub forţa concentrată se va rigidiza cu nervuri şi verificarea se va face cu relaţia

(6.35).Tensiuni locale în inima grinzii apar sub grinzile de platelaj sau secundare la o amplasare etajată a acestora (fig. 6.11). Tensiunile reale

sunt înlocuite convenţional cu tensiuni uniform distribuite pe lungimea ( b este lăţimea tălpii grinzii

superioare)

unde tw este grosimea inimii.

B. 23. Verificarea şi aasigurarea stabilităţii locale a tălpilor grinzii. Verificarea şi asigurarea stabilităţii locale a inimii grinzii.

Unele elemente cu inima subzire îşi pot pierde capacitatea portantă maai înainte de cit elementul în întregime. O încovoiere locală a elementului sub acţiunea tensiunilor nurmale sau tangenţiale se numeşte: „pierderea stabilităţii locale”. Ca urmare a pierderii stabilităţii locale a unui element aparte se micşorează secţiunea barei ea devenind asimetrică, se schimbă centrul de răsucire şi bara î-şi poate pierde capacitatea portantă. Pierderea stabilităţii locale poate avea loc cum în domeniul elastic de lucru al materialului, aşa şi în domeniul elasto-plastic.

La rezolvarea problemei stabilităţii locale se socoate ca elementele barei lucreză ca nişte plăci legate între ele articulat sau rigid. În grinzile compuse î-şi pot pierde stabilitatea locală tălpile comprimate la acţiunea tensiunilor normale şi inma la acţiunea tensiunilor normale şi tangenţiale. Î-şi pierd stabilitatea locală elementele atunci cînd tensiunile ating valoarea lor critică. Forţa critică se determină din condiţia egalităţii lucrului forţelor exterioare şi a deformaţiilor interioare. Depinde forţa critică de calităţile elastice a materialului de dimensiunile plăcii, lungimii, lăţimii şi grosimii şi de condiţiile de prindere la frontieră.

unde c – coeficient care depinde de modul de prindere a plăcii şi de modul de distribuire a tensiunilor pe secţiune.

EIc – rigiditatea cilindrică, , I – modulul de inerţie a plăcii.

este de dorit ca tensiunile critice să nu fie mai mici la rezistenţa de calcul, în caz contrar elementul î-şi poate pierde stabilitatea mai înainte ca baza în întregime adică nu se foloseşte rezistenţa oţelului în întregime.

A. stabilitatea locală a tălpii comprimate.Talpa comprimată reprezintă o placă lungă articulat de inimă cu partea ei lungă şi solicitată cu tensiuni normale ce acţionează

paralel cu partea lungă a tălpii..

Cînd tensiunile ating valoarea critică talpa î-şi pierde stabilitatea locală prin apariţia unor valuri pe marginea tălpii.

Valorile tensiunilor critice depind de calităţile elastice şi dimensiunile tălpi:

, apoi găsim raportul maximal dintre consoala

tălpii şi grosimea ei cînd este asigurată stabilitatea locală. , în cazul dacă

calculul se face după domeniul elastic: , dacă calculul se face după domeniul elasto-plastic atunci condiţia de stabilitate va fi:

, pentru grinzile cu inima groasă: condiţia de stabilitate va fi: , în cazul

neconsolidării depline a grinzii valorile maxime ale lui (bef/tf) pot fi majorate îmulţindu-se cu , însă nu mai mult de 25 %. Dacă

stabilitatea locală a tălpii nu este asigurată se micşorează lăţimea ei sau se majorează grosimea.B. Stabilitatea locală a inimii. Inima î-şi piearde stabilitatea sub acţiunea tensiunilor tangenţiale normale şi simultan a tensiunilor

tangenţiale şi normale.

Aproape de reazem tensiunile tangenţiale sunt mari. Sub acţiunea acestor tensiuni inima se comorimă şi î-şi poate pierde stabilitatea locală prin apariţia unor înflături, în formă de valuri înclinate sub un unghi de 45° faşă de axa orizontală. Inima î-şi pierde stabilitatea locală cînd tensiunile tangenţiale ating valoarea critică.

flexibilitatea convenţională a inimii. Egalînd τcrt=Rs, obţinem valoarea

maximă a flexibilităţiiconvenţionale pentru care este stabilitatea locală a inimii. cînd σloc=0, cînd σloc≠0, conform

normelor dacă stabilitatea locală a inimii nu este asigurată . Pentru asigurarea stabilităţii locale inima se întăreţte cu nervuri transversale de rigiditate, care pot dintr-o singură parte a inimii, sau din ambele părţi. Ele întretaie valurile prin ce se asigură stabilitatea locală a inimii. Nervurile se aşează simetric faţă de mijlocul grinzii, şi se sudează de inimă dintr-o singură parte sau din amîndouă părţi cu cordoane de sudură cu grosime minimă, care nu ajunge pînă la talpa superioară cu 40...50 mm panru a evita influenţa termică. Distanţa dintre nervuri depinde de valoarea flexibilităţii convenţionale şi se adoptă: amax=2.5 hw→λw≤3.2, amax=2.0 hw→λw≥3.2, dimensiunile nervurilor, bh=hw/24+50 mm – pentru nervuri aşezate dimtr-o singură parte bh= hw/30+40 mm pentru nervuri din ambele părţi.

Grosimea mervurilor trebue să fie: , nervurile transversale împat inima în panouri,

care fiecare în parte î-şi pierde stabilitatea. După întărirea inimii cu nervuri tensiunle tangenţiale critice cresc:

, μ – raportul dintre dimensiunile mai a panoului către cea mai mică. d – dimensiunea mai

mică a panoului. Dacă nervurile sunt aşezate la distanţa maximă a= 2hw, amax=2hw→μ=2, , obţinem flexibilitatea

convenţională maximă pentru pentru care este asigurată stabilitatea locală a inimii în panou. Tensiunile normale. La mijlocul grinzii tensiunile normale sut maxime, inima se comprimă şi î-şi pierde stabilitatea locală prin

apariţia valuri în partea comprimată a inimii perpendicular pe axa grinzii. Nervurile transversale nu înretae aceste valuri şi nu împiedică apariţia lor. Pentru asigurarea stabilităţii inimii la acţiunea tensiunilor normale, inima se întăreşte cu nervuri longitudinale de rigiditate ce se aşează în partea comprimată a inimii. Tensiunile normale critice depind de legea de distribuţie a tensiunilor nrmale pe marginile plăcii care

se caracterizează cu coeficientul α. , şi gradul de rigiditate al legăturii inimii cu

tălpile care se caracterizează cu coeficientul ρ, , β=0.8 – pentru grinzile obişnuite.

Dacă pe grindă se aşează plăci rigide atunci β=∞. Valoarea tensiunilor critice va fi: ,

ccrt – coeficient care se adoptă pentru grinzile sudate din tablăîn dependenţă de δ. Ca să nu fie necesară nervurile, care complică calculul,

trebue să se respecte condiţia: .

Tensiunle normale şi tangenţiale. Această verificare se face pentru grinzile întărite cu nervuri transversale în cazul dacă:

→ σloc=0, → σloc=0, → σloc≠0, dacă tensiunile locale lipsesc verificarea stabilităţii locale a inimii se face:

, unde σ şi τ sînt tensiunile medii în panou. , M,Q –

sedetermină. Dacă a≤hw atunci se verifică tensiunile la mijlocul panoului. Dacă a≥hw atunci se verifică stabilitatea locală la distanţa de la nervură hw. Tensiunile critice se verifică cu formula:

, tensiunile normale: , se verifică stabilitatea locală a inimii

la acţiunea simultană a tensiunilor în primul panou şi panoul de mijloc. Dacă există tensiuni locale

verificarea se face: , σ, τ, τcrt, - se determină ca în primul caz. , tensiunile critice

normale şi locale depind de distanţa dintre nervuri, există 3 cazuri pentru determinarea acestor tensiuni;a).a/hw≤0,8,

, , b). a/hw≥0,8 e mai mare decît valorile obţinute după norme. În acest caz:

, c2 - se determină după norme şi dacă a/hw≥2, atunci a=2hw. În formula pentru determinarea lui . c).

a/hw≥0,8, îs mai mici decît valorile decît în norme atunci , numai că în acest caz în formula pentru

determinare lui λa şi în tabela pentru determinarea c1 în loc de „a” se întroduce „a/2”. Dacă stabilitatea locală a inimii nu este asigurată se micşoriază distanţa dintre nervurile transversale şi iarăşi se verifică stabilitatea.

B. 24. Calculul si constructia inadirilor grinzilor. (Legătura dintre inimă şi talpă)

La grinzile sudate legătura dintre inimă şi tălpi se realizează prin cusături de colţ, de regulă, continue. Cordoane întrerupte pot fi folosite numai pentru grinzi slab solicitate şi încărcări statice.

Calculul îmbinării dintre inimă şi tălpi se face la forţa de forfecare (fig.6.14), care apare în cordoane , undesunt tensiunile de forfecare în inimă la nivelul tălpii

(6.37)

In relaţia (6.37) Q este forţa de forfecare maximă; Sf, Ix -sunt, respectiv, momentul static al tălpii şi momentul de inerţie al secţiunii faţă de axa x ; tw - grosimea inimii.

Forţa de alunecare T pe o unitate de lungime, preluatăde cordoanele de sudură nu trebuie să depăş capacitateaportantă a cordonului de sudură

(6.38)

unde nw = 1, cînd talpa se prinde de inimă cu un cordon de sudură şi nw = 2 dacă cordoanele de sudură sunt amplasate pe ambele părţi ale inimii;

Din ultima relaţie poate fi calculată grosimea cordonului de sudură kf (fig. 6.14b)

(6.39)

Dacă pe talpa superioară a grinzii acţionează sarcini concentrate F , cordoanele de sudură trebuie să preia şi forţa verticală (pe o unitate de lungime) V = F/lo , unde lo este lungimea convenţională de repartizare a sarcinii (fig. 6.11). Cordoanele de sudură se calculează la rezultanta acestor forţe

Fig. 6.14: Solicitarea cordoanelor de legătură dintre inimă şi tălpi.

Grosimea (cateta) cordonului de sudură se calculează cu relaţia (6.39), în care T se va înlocui cu T\

(6.40)

B. 25. Calculul şi consruirea reazemelor grinzilor

Grinzile se sprigină pe stîlpi sause leagă lateral de el. La rezemarea pe stîlpi a grinzilor se obţine o legătură articulată. La prinderea laterală se obţine o legătură articulată sau rigidă.

Grinzile se reazemă pe stîlpi prin intermediul nervurii de reazemile frontale sau îndepărtate de la marginea grinzii.Capătul de jos al nervurii de reazem se frezează. Nervura frontală iese în afara tălpii

inferioare a≤1.5 ts; a=15÷20 mm. Lucrează nervurile de reazem la strivire verificarea rezistenţei se face:

F=Qmax

unde: F-reacţiunea de reazem a grinziiRp-rezistenţa de calcul a oţelului la strivire Rp=Ru

Se determină dimesiunile nervurilor de reazem: Ac nerv=

Se adoptă lăţimea nervurii egală cu lăţimea micşorată a tălpii bs=bsf;

ts=

În afară de verificarea rezistenţei nervura de reazem se verifică la stabilitate din planul grinzii: ;

În aria nervurii la verificarea la stabilitate se introduce o parte a inimii cu lăţimea de

0,65*tw .

a) A=bsts+0,65tw2*

b) A=bsts+2*0,65tw2*

; lef=hw; inerv=

Nervura de reazem se sudează de inima grinzii şi aceste cordoane se calculează la valoarea maximă a reacţiuni de reazem. Îmbinare grinzilor poate fi etajată la acelaşi nivel şi cu nivel scăzut. La orice tip de rezemare solutia aleasă trebuie să asogure condiţiile de deformaţie cerute:

În cazul cînd reazemul transmite numai forţe,pentru a permite rotire grinzii secundare pe reazem,se evită în general legarea tălpii superioare a acesteia de grinda principală. Pentru a împedica deplasarea grinzii secundare de pe reazemul acesta se leagă de grinda principală fie pe inimă în zona axei neutre,fie numai pe talpa inferioară. Prinderea trebuie să asigure grinda secundară înpotriva răsturnării pe reazem atunci cînd există tendinţa ca aceasta să-şi piardă stabilitatea prin încovoiere laterală şi răsucire.

Rezemarea sub nivelul tălpii se face de obicei pe o cornieră,pe un scaun sudat sau prin intermediul unei plăci groase fixată pe inima grinzii principale. Penru a fi uşor introdusă,grinda secundară trebuie să aibă lungimea mai mică cu 10...20 mm decît distanţa liberă între inimile grinzilor principale. În unile cazuri această distanţă se completează prin introducerea unor fururi între capătul grinzii secundare şi inima grinzii principale. Cînd pe grinda principală reazemă grinzi

secundare pe ambele părţi,scaunile de rezemare pot fi mai dezvoltate deoarece momentele provenite din reacţiunile excentrice ale grinzilor secundare se echilibrează între ele. Dacă grinda reazemă pe o singură parte este indicată o rezemare pe o placă groasă care să asigure transmiterea reacţiunii cît mai aproape de inima grinzii principale,evitînd mmentele de răsucire. Dacă transmiterea are o excentricitate mai mare,atunci este de preferat o legătură rigidă între grinda principală şi grinda secundară astfel ca rotirea din răsucire a celei dintîi să fie limitată de rotirea din încovoiere pe reazem a celei de adoua. Este indicată şi prinderea cel puţin cu o plăcuţă p laterală,sudată pe inima grinzii secundare şi care asigură continuietatea nervurii de rigidizarea a grinzii principale deasupra scaunului.

În cazul grinzilor continue scaunul se dezvoltă în mod corespunzător,sudîndu-se de el talpa inferioară a grinzii secundare; continuitatea talpii superioare este asigurată prin intermediul unei plăcuţe de continuitate sudată. Cînd grinzile secundare sînt compuse se poate evita sudarea pe deasupra plăcuţei de continuitate,care poate da unele dificultăţi la realizare podinei de circulaţie;plăcuţa de continuitate este în acest caz prvăzută sub tălpile superioare ale grinzilor secundare.

Penru a asigura stabilitatea grinzii principale se leagă talpa superioară a acesteia de grinzile secundare,sudîndu-se de plăcuţa de continuitate cu cordoanele s.

B. 26. Tipuri de secţiuni ale stîlpilor cu inima plină

Alegerea secţiunii stîlpului comprimat centric cu inimă plină şi alcătuirea lui. Verificări de stabilitate globală şi locală.Cea mai răspîndită secţiune este I. Stîlpii se proiecteză cu stabilitate egală faţă de axele X şi Y.

Ca stabilitatea să fie eală atunci λx=λy- flexibilităţile ; ;

unde: lef-lungimea de calcul ix,iy-razele de ierţie.

Dacă lungimile de calcul sunt egale atunci v-or fi egale rayele de inerţie ix şi iy: ix=0,43h; iy=0,24b; 0,43h=0,24b b=2*hPentru profilele laminate această condiţie nu se îndeplineşte şi se folosesc profile lamnate numai dacă lungimile de calcul sunt diferite.Mai favorabil este secţiunea I compusă.

Au stabilitate egală secţiunile în formă de cruce, din două corniere sau din trei plăci.

Pentru stîlpii puternici solicitaţi se utilizează secţiuni I din trei profile sau o placă şi două profile.

Convinabile sunt secţiunile închise din ţevi din două corniere,două profile U,sau din patru corniere.

Secţiunile închise au o stabilitate egală însă sunt slab protejate înpotriva coroziunii.Convinabilă este şi secţiunea dintro ţeavă umplută cu beton.Dimensionarea stîlpilor cu secţiune plină.

; Ac= ;

Se adoptă flexibilitatea λ=100÷70 pentru stîlpii slab solicitaţi;λ=70÷50 pentru stîlpii

puternic solicitaţi ic= -raza de inerţie de calcul ix=a1*h;iy=a2*b; a1=0,43;a2=0,24, a1 şi a2-colţ care

depinde de tipul secţiunii.

-pentru profile I; h= ;b= ;

Stabilim lăţimea secţiunii,b,iar înălţimea h o adoptăm reeşind din considerente constructive b≤h.Grosimea inimii şi a tălpilor se adoptă reeşind din aria necesară şi condiţiile de asigurare a stabilităţii locale ale lor.

B. 27.Tipuri de secţiuni ale stîlpilor cu zăbrele.Alegerea secţiuniistîlpului comprimat centric cu zăbrele.Verificarea la stabilitate.Calculul plăcuţelor şi zăbrelelor

Stîlpii cu zăbrele se proiectează din două ramuri din profile laminate sau compuse solidarizate cu zăbrele,secţiunea poate fi din două profile:

Axa x-x se numeşte axă materială şi la calcul faţă de această axă se determină aria ramuriişi corespunzător şi înălţimea secţiunii h. Axa y-y se numeşte axă liberă. La calculul faţă de această axă se determină lăţimea secţiunii b. Pentru asigurarea conlucrării ramurilor şi preluarea forţelor tăietoare care pot apărea la aplicarea sarcinii cu excentricitate ramurile se solidarizează cu diagonale şi montanţişi diagonale sau plăcuţe.

Tipul secţiunii depinde de mărimea solicitării. Dacă valoarea eforturilor F=1500÷3000 KN,secţiunea se alege din profile U,dacă F=3000÷5500 KN-două profile I,dacă F>5500 KN-secţiunea din profil I compus.

Calculul şi demensionarea stîlpilor cu zăbrele. Dimensionarea stîlpilor cu zăbrele se începe cu

calculul faţă de axa materială prin care se determină aria ramurii şi înălţimea secţiunii.

Ac= ; ; Arc= ; ic=

După sortimentul pentru profile I se alege numărul profilului pentru care Arşi ix Arc şi ic. Numărulprofilului va fi înălţimea h în cm.

Se verifică stabilitatea: ; .

Calculul faţă de axa liberă (y-y) se face nu după flezibilitatea λy,dar după flexibilitatea echivalentă λef>λy,fiindcă deformabilitatea stîlpului cu zăbrele este mai mare ca deformabilitatea stîlpului

cu inimă plină μλef =μλy; μ-colţ care ţine cont de deformabilitatea stîlpului: μ=

;γ1-unghi de deplasare care depinde de tipul zăbrelelor

B. 28. Structura şi calculul bazelor stîlpilor comprimaţi centricConstrucţia bazei stîlpului depinde de valoarea forţei solicitării stîlpului şi

modul de legătură a stîlpului cu fundaţia. Există trei tipuri de baze:1. baza cu traverse;2. baza cu capătul de jos al stîlpului frezat;3. baza cu articulaţie.Baza cu traverse este alcătuită dintr-o placă orizontală şi două trverse.

Efortul de la stîlp prin cordoane verticale (3) se transmite traverselor (1),iar de la traverse prin cordoanele orizontale (4) de prindere a trverselor de placă se

transmite plăcii (2),iar placa îl distribuie pe fundaţie. Astfel de bază se utilizează penru stîlpi mediu şi slab solicitaţi (N<5000KN). Baza cu traverse asigură atît o legătură articulantă,cît şi o legătură rigidă.

Baza cu capătul stîlpului frezat se utilizează pentru stîlpii puternic solicitaşii (stîlpi cu inima plină).

Baza este alcătuită dintr-o placă orizontală. Efortul de la stîlp prin capătul frezat se transmite plăcii,iar de la placă la fundaţie. Fiindcă efortul este mare ,grosimea plăcii se primeşte mare,ceea ce depăşeşte grosimile standarde,de aceea se utilizează plăci turnate. Placa orizontală se montează aparte cu ajutorul a trei şuruburi.Bara cu articulaţie se foloseşte foarte rar.

Calculul bazei cu traverse constă în determinarea dimensiunilor plăcii traversei şi prindera traverselor de ramuri şi de placă. Acpl=N/Rt; N=2Qx gr pr; Rt-rezistenţa fundaţiei depinde de rezistenţa de calcul a betonului la comprimare Rb. Dacă aria plăcii este mai mică ca aria părţii de sus a

fundaţiei,atunci rezistenţa de calcul a betonului se majorează:Rt=Rb ; =(1...2) 1.5;Bpl=h+2ttr+2c; ttr=(10...16) mm.C=(6...10) cm-dacă placa se prinde de fundaţie prin consolă (patru şuruburi);

C=(4...5) cm-dacă prin părţile laterale Lpl= ; Lpl Lpl min; Lpl min=b+b1+(6...8) cm. Placa lucreză la încovoiere ca o placă pe fundaţie

elastică,solicitată prin ramuri şi traverse. Tensiunile care apar în placă sunt neuniform distribuite cu valorile mai mari în locurile aplicării.

B.29. Fermă.Domeniul de aplicare.Tipuri de ferme,dispunera zăbrelelor

Grinzile cu zăbrele reprezintă o construcţie rigidă,economică în privinţa consumului de metal,simlă la execuţie şi elegantă ca aspect exterior. Sistemelor de zăbrele li se poate da orice formă,reeşind din condiţiile tehnologice de arhitectură şi cum ele lucrează sub acţiuni. Sistemele cu zăbrele se execută pentru cele mai variate capacităţi portante de la construcţiile uşoare din corniere şi chiar bare rotunde,pînă la construcţiile grele alcătuite din mai multe elemente. Varietatea cea mai mare de ferme se întîlneşte la grinzile cu zăbrele pentru şarpante care susţin învelitoarea clădirilor industriale şi civile a angarelor,paveleoanelor,etc. Podurile,estacadile,pilonii antenelor,stîlpii penru firele electrice,podurile rulante,în majoritatea cazurilor sunt construcţii cu zăbrele. Sistemele cu zăbrele se proiecteză sub formă de grinzi,grinzi suspendate,arce ,cadre.

Fermele pot fi:simplu rezemate,continuie şi în formă de console. Ferma cu reazeme dependente este cea mai simplă la execuţii şi montare. Fermele continuie se utilizează pentru construcţii grele şi dschderi mari.

Un sistem intermediar între o grindă şi o fermă este sistemul combinat alcătuit dintr-o grindă cu inimă plină întărită fie la partea inferioară întărită cu o bară sau o grindă,fie la partea superioară-cu un arc sau ofermă. Aceasta micşorează valoarea

momentului încovoietor în grindă ceea ce la micşorarea consumului de metal. Se utilizează astfel de sisteme cînd sarcina nu este aplicată în noduri,dar uniform disribuită sau mobilă.

Ferma grinzilor cu zăbrele este determinată de destinaţia clădirilor şi de coordonarea ei constructivă cu diferite

elemente ce vin în contact cu ea,de exemplu:forma fermelor pentru şarpantele clădirilor industriale depinde de tipul învelitorii,de destinaţia clădirilor,de tipul şi dimensiunile luminatorului,de modul de îmbinare a fermelor cu stîlpii(articulată sau rigidă) şi de schema de aşezare a penelor. Există următoarele tipuri de ferme:

1. Ferma de formă triunghiulară.

Forma triunghiulară se foloseşte pentru fermele,pentru şarpantele console,turnuri. Pentru şarpante se foloseşte în cazul cînd panta acoperişului este mare. Astfel de ferme au un şir de dezavantage constructive:nodul de reazem ascuţit este complicat şi asigură numai o îmbinare articulată cu stîlpii,ceea ce micşorează rigiditatea transversală a clădirii,aceste ferme la mijloc

au o înălţime foarte mare,jumătate din deschidere şi zăbrelele la mijlocul fermii sunt foarte lungi şi secţiunea lor se alege după flexibilitatea maximă ceea ce aduce la majorarea consumului de metal. Forma fermei nu corespunde cu configuraţia epurei momebntului.

2. Ferme de formă trapezoidală. Aceste ferme asigură atît legătura articulată cît şi legătura rigidă,zăbrelele au o lungime mai mică,forma fermei este mai aproape de configuraţiadiagramei momentului. Se utlizează pentru pante mici ale acoperişului.

3. Ferme poligonale.Se utilizează pentru acoperişuri grele şi deschideri mari,sunt foarte răspîndite la poduri,fiindcă secţiunea

se schimbă în fiecare nod,ferma se proiectează din elemente aparte şi se strînge la şantier. Pentru ferme uşoare nu se foloseşte această formă,fiindcă cheltuielile de muncă se măresc.

4. Ferme cu tălpi paralele.

Sunt cele mai răspîndite. Barele tălpilor şi a zăbrelelor au aceeaşi lungime,nodurile au aceeaşi construcţie şi aceste ferme pot fi tipizate. Se folosesc pentru acoperişuri fără pante,la poduri,estacade,piloni,cotravîntuiri la cădiri înalte,la poduri rulante.

Dimensiunile de bază ale fermelor sunt înălţimea şi lungimea. Deschiderea fermii se determină reeşind din condiţia de exploatere şialcătuirea de bază a construcţiilor. Lungimea de calcul a fermei depinde de distanţa

dintre reazeme şi construcţia reazemelor. La aşezarea fermelor pe stîlpi deschiderea de calcul lef=l+ ; l-distanţa dintre feţele interioare ale

stîlpului;a-lăţimea rezemului. La legătura laterală a fermelor lef=l-distanţa dintre stîlpii interiori. La fermele triunghiulare înălţimea este funcţie de deschidere şi panta acoperişului care la rîndul ei depinde de materialul învelitorii. Fermele triunghiulare se proiecteză de obicei pentru învelitori cu pante de 20÷450 si au înăţimea l1=(1/2÷1/4)l. Înălţimea fermelor trapezoidele şi cu tălpi paralele se stabileşte pe baza cerinţelor constructive şi a coordonării fermelor cu reazeme. În caz cînd nu există restricţii, înălţimia fermei se stabileşte reeşind din consumul minim de oţel,din greutatea maximă a tălpilor şi zăbrelelor:

hopt=lp ; hopt= ; lp= ; n-numărulde noduri ;lp-lungimea panoului. Pentru astfel de ferme hopt=(1/4÷1/5)*l,în realitate

înăţimea fermei reeşind din considerente constructive se ia mai mică h=(1/7÷1/9)*l. Reeşind din condiţia de transportare h≤3,85m. Înalţimea fermei la reazeme depinde de înălţimea fermei la mijloc şi panta tălpii şi se adoptă h 0=(1/10...1/15)*l. Pentru fermele standartizate înălţimea la reazeme se adoptă h0=2250mm pentru L=18÷24m şi h0=3150mm pentru L=30÷42m. Dispunerea zăbrelelor. Zăbrelele fermelor lucreză la forţa tăietoare îndeplinind funcţia inimii grinzilor cu inima plină sistemul de zăbrele determină greutatea fermei,volumul de lucru,aspectul exterior,zăbrelele trebuie să corespundă schemei de aplicare a sarcinilor deoarece sarcinile se aplică de obicei numai în noduri:

1. Sistemul triunghiulor. Lungimea totală a zăbrelelor şi numărul de noduri este minim. Calea parcursă a efortului de la locul de aplicare pînă la reazem este cea mai mică. Pentru a micşora distanţa dintre noduri şi a micşora lungimea de calcul a barelor comprimate se introduc montanţi.

În caz dacă avem construcţii suspendate de ferme se introduc teranţi. 2. Sistemul dreptunghiular este alcătuiţi din montanţi şi diagonale.

Diagonalele se aşează cu capătul de jos mai aproape de mijloc

B. 30. Calculul eforturilor în barele fermelor. Lungimi de flambaj. Verificarea barelor la rezistenţă şi stabilitate.La calculul fermelor se socoate că în noduri avem articulaţii ideale , barele sunt liniare, axele lor sunt în acelaşi plan şi se întretaie

într-un punct în nodul fermei. La astfel de sistem în barele fermei apar numai eforturi axiale(comprimare sau întindere). Tensiunile calculate după aceste eforturi sunt de bază. Fiindcă guseele fermelor sunt rigide în bare pot apărea tensiuni suplimentare de la apariţia momentelor încovoietoare care se determină ca pentru grinzi continuie. Aceste tensiuni suplimentare nu se iau în consideraţie la calculul fermelor dacă raportul dintre înălţimea barei şi lungimea ei este mai mică ca 1/15(h/l≤1/15). Tensiunile suplimentare pot apărea de la centrarea imperfectă a barelor mai ales la variaţia secţiunii tălpilor. În cazul dat tensiunile suplimentare nu se iau în consideraţie, dacă deplasarea axelor centrelor de greutate nu depăşeşte 1,5% din înălţimea barei(e≤1,5%h). Schemele de calcul pentru calculul static al fermelor se alcătuiesc pentru fiecare sarcină aparte. Se determină eforturile de calcul cu ajutorul calculatoarelor ce dau posibilitatea de a calcula ferma de orice configuraţie şi la orice sarcină. Dacă lipsesc maşinele de calcul , atunci se determină eforturile prin metoda grafică construind diagrama lui Kramer. Dacă ferma este legată rigid de stîlp atunci pe axa tălpii inferioare a fermei acţionează momentele încovoietoare din secţiunea 1-1 a stîlpului. În acest caz se mai construieşte diagrama Cramer de la momentul unitar care acţionează din partea stîngă sau din parte dreaptă. Dacă forţele verticale în noduri nu sunt egale(pentru ferme cu laminator) diagramele se construiesc de la forţele reale. Pentru ferme simple cu tălpi paralele cu noduri puţin mai simple este metoda analitică de determinare a eforturilor. Dacă sarcinile sunt mobile eforturile se determină după liniile de influenţă. Se recomandă ca eforturile de la fiecare sarcină să se introducă într-o tabelă cu coeficientul de grupări h c=1 şi 0,9. Eforturile de calcul pentru fiecare bară se determină prin alcătuirea grupărilor. În toate cazurile la determinarea eforturilor de calcul se iau eforturile de la sarcina permanentă şi zăpadă cu coef. Hc=1. Eforturile de la celelalte sarcini se iau în consideraţie numai dacă ele aduc la majorarea eforturilor de la sarcina permanentă şi zăpadă sau dacă se schimbă semnul. În acest caz eforturile în afară mde la sarcina permanentă se ia coef. Hc=0,9.LUNGIMI DE FLAMBAJ

De obicei distrugerea fermelor are loc prin pierderea stabilităţii barelor comprimate. Pierderea stabilităţii se începe fără apariţia unor semen preventive şi pînă la pierderea stabilităţii nu se ştie care bare îşi vor pierde stabilitatea De regulă îşi pierd stabilitatea barele comprimate din mijlocul fermelor necătînd la aceea că tensiunile din Aceste bare sunt mici. Aceasta are loc fiindcă există nedesăvîrşiri geometrice şi fizice care apar în timpul executării sau transportării, mai ales a îndoiturilor. Se ţine cont de aceste nedesăvîrşiri la calculul diagonalelor comprimate prin întroducerea coef. Condiţiilor de lucru γc=0,8.Într-o fermă cu articulaţii ideale în noduri, lungimea de calcul a barelor este egală cu distanţa dintre noduri.Fiindcă nodurile sunt rigide la pierderea stabilităţii barei comprimate ea se înconvoaie şi fiindcă ea este legată rigid de guseu încearcă să rotească guseul. Celelalte bare care se prind de acest guseu se împotrivesc acestor rotiri. Se împotrivesc mai tare barele întinse fiindcă la comprimare ele trebuie să se apropie. Barele comprimate se împotrivesc acestor rotiri. Cu cît mai multe bare întinse sunt prinse de acest nod cu atît mai mult este mai rigid nodul. Se prind 3 bare comprimate şi una întinsă deaceea Aceste noduri se socot articulate. Lungimea de calcul a barei comprimate l ef=µ*l ; l-distanţa dintre noduri; µ- coef. ce depinde de rigiditatea nodului. Pentru tălpile comprimate lungimile de calcul în planul fermei l ef,x=l. Pentru tălpile întinse lef,y=2l. În nodurile tălpii inferioare se prind 3 bare întinse şi una comprimată. Nodul se socoate rigid. În acest caz lungimea de calcul a zăbrelelor comprimate se capătă l y,x=0.77. După norme se ia ly,x=0.8l. Cu excepţia diagonalei şi montantului de reazem pentru care l ef,x=0. Lungimea de calcul a zăbrelelor comprimate din planul fermei lef,y=l(distanţa dintre noduri). La proiectarea fermelor barele se proiectează rigide. O importanţă deosebit de mare o are valoarea flexibilităţii λ=lef/i Dacă rigiditatea este mai mică barele se curbează uşor sub acţiunea sarcinilor dau săgeţi mari de la greutatea proprie sau pot vibra de la acţiunile dinamice. Deaceea pentru barele comprimate se stabileşte o valoare normată a flexibilităţii şi anume:-pentru tălpile comprimate precum şi pentru diagonalele şi montanţii de reazem flexibilitatea limitată maximală se adoptă [λ]max=120.-pentru celelalte bare comprimate ale fermei [λ]max=150.

-pentru barele comprimate ale contravîntuirilor [λ]max=200. Barele întinse deasemenea trebuie să fie nu prea flexibile. În caz contrar ele se pot îndoia în timpul transportării. Mai ales o influenţă

mare asupra lor o au sarcinile dinamice fiindcă ele pot vibra. La solicitări dinamice se adoptă următoarele flexibilităţi maximale:-pentru barele tălpilor întinse, diagonalelor şi atiranţilor de reazem [λ]max=250.-pentru celelalte bare întinse [λ]max= 350.-pentru barele întinse ale contravîntuirilor [λ]max=400

VERIFICAREA BARELOR LA REZISTENŢĂ ŞI STABILITATE

La solicitări statice pentru toate barele întinse ale fermei [λ]calc.<[λ]max=400 şi σ= <Ryγc

Pentru barele comprimate λx<λmax=150 şi σ=N/φxA<Ryγc

B. 31.Prinderea barelor în noduri.Calculul nodurilor.Fermele se proiectează în aşa mod ca forma lor constructivă să corespundă schemei de calcul în care în noduri avem articulaţii

ideale.Pentru aceasta axele centrelor de greutate ale barelor se centrează în centrul nodului rotungindu-se pînă la 5 mm.Dacă axele nu corespund la centrare apare un moment platbandă încovoietor M=N*l de la care apar tensiunisuplimentare. Nu se ţine cont de aceste tensiuni suplimentare daca valoarea ei nu este depaşeşte 5% din inălţimea secţiunii. Cornierele se taie normal faţă de axa cu unghi 9 grade;a=6tg≈50 mm.

Nodurile se proiectează prin intermediul guseelor care se introduce între corniere. Forma guseului depinde de construcţia nodului şi lungimea cordoanelor de sudură.Guseul se sudează de tălpi şi de zăbrele. Guseul este în afara tălpilor cu 10-15 mm în afară de locul unde se sprijină pe talpă şi se sudează pe nucleu şi aripă.În locul unde se taie guseul nu se sudează.Dacă pe talpa superioară se sprijină panoul din beton armat şi grosimea cornierii este mai mică ca 10 mm, talpa superioară se întăreşte cu platbande . Grosimea platbandei se ia de 12 mm, dacă traveea este de 6mm şi 14 mm, dacă traveea este de 12m.La variaţia secţiunii tălpii, corniera cu aripa mai mare trece peste nod cu 300…500mm (de la nod pînă la capătul cornierii). Prinderea guseului de tălpi se calculă la diferenţa dintre eforturi.

N= Se adoptă grosimea cordonului şi se calculează lungimea

cordonului de muchie.

Lw= +1…2 cm

n- număr de cordoane kf-cateta minimă a cordoanelorγw-coef. pentru temperature de exploatareDacă βfRwf<βzRwz atunci cordonul se rupe după metalul depus.Sudarea se allege manuală sau semiotomată. Dacă ambele eforturi au sume egale atunci ele se scad dacă au semen diferite se adună.Zăbrelele se sudează de guseu cu cordonul în plan care se scot pe capete cu 20 mm dintr-o parte şi din altă parte. Eforturile din bară se repartizează neuniform la cordoanele de la muchie şi aripă. Adoptînd lungimea cordoanelor de sudură calculăm cateta minimă acordoanelor:

kf≥

În nodurile de înădire aripa tălpilor se întăreşte cu platbandă. Centrul de greutate al panei trebuie să corespundă cu centrul de greutate al nodului. Penru asigurarea conlucrării cornierelor între corniere se introduce fururi.

Distanţa maximă în elementele comprimate dintre fururi 40i, în elemente întinse 80i. Unde i - raza de inerţie a unei corniere. Lăţimea fururii 60-80mm. Ele ese în afara tălpilor cu 10-15mm şi se sudează de corniere cu cordoane de sudură.Pentru fiecare bară trebuie să fie introduce nu mai puţin de 2 fururi.Guseele se leagă de centrul nodului cum vertical aşa şi orizontal.

B. 32.Componenţa carcasei şi scheme constructive ale ei. Amplasarea stîlpilor în plan. Rosturi de delatare.

Elementul de bază portant al carcasei îl constituie cadrul transversal alcătuit din stîlpi ancoraţi în fundaţie şi rigle legate rigid sau articulat de stîlp.O carcasă este reprezentată

prin deschidere şi travee. Pe rigle reazimă construcţiile învelitorii. Rigiditatea şi stabilitatea elementelor carcasei în plan vertical de acţiune a sarcinilor gravitaţionale este asigurată prin contravîntuiri şi legături dispuse cum în planul acoperişului aşa şi în planul stîlpului. În hale cu o singură deschidere fermele se prind rigid de stîlpi pentru a asigura o rigiditate sporită la forţe orizontale.Stîlpii se socot ancoraţi în fundaţie în planul cadrului, iar din planul cadrului articulat.Însă se pot

utiliza scheme constructive la care stîlpul din mijloc este legat rigid în fundaţie iar cei mărginali articulat.În acest caz stîlpul din mijloc se proiectează cu osecţiune spaţială

În hale cu mai multe deschideri se pot folosi scheme constructive cu ferme prinse articulat de stîlpi. În afară de aceste elemente în componenţa carcasei obligatoriu mai întru construcţia paiantei de capăt, înunele cazuri în lungul clădirii sunt platformele, scările şi alte elemente a constr. La halele cu traveele de aceeaşi mărime pe toate şirurile de stîlpi se utilizează scheme constructive cu cadre transversale pe care se aşează grinzile de rulare şi construcţiile învelitorii.

Această schemă se utilizează pentru clădiri fără iluminatoare , doar cu iluminator longitudional, cu pod rulant şi fără.Se utilizează pe travee mici ( 6,12).La necesitatea traveelor mari pe toate rîndurile se utilizează schema constr. cu iluminator longitudinal construcţia cărora suportă o parte din sarcina acoperişului. În acest caz construcţia iluminatorului se sprijină pe ferme, iar pe ele se sprijină panele învelite care se aşează paralel cu fermele.

Schema pentru hale cu deschideri (12-24m)şi înălţimi mici ale clădirii (5-8m) fără poduri rulante şi cu poduri rulante cu

capacitatea de ridicare pînă la 20t cu iluminatoare longitudinale şi fără. Se utilizează schema constructivă din cadre închise. Aceste cadre se proiecteză cu schema fără articulaţii cu tirant. Secţiunea cadrului se proiectează din profile U şi foi ondulate. Grinzile de rulare se sprijină pe consolă sau pe estacade uşoare. Pentru clădiri cu travee mari pe şirurile din mijloc se utilizează schema constructivă cu ferme sub căpriori, care se aşează pe rîndurile din mijloc şi pe dînsele fermele

acoperişului. Schema constructivă diferă şi după modul de legătură a fermelor cu stîlpii.Legătura poate fi rigidă sau articulată. Nodul rigid poate suporta şi transmite momentul încovoietor. Deplasările nodului de la sarcina orizontală sunt mici în acest caz în schemele de calcul nodul de sus se consideră rigid.

Se utilizează astfel de scheme cînd apare necesitatea de a avea o carcasă cu o rigiditate mare la clădiri înalte înzestrate cu pod rulant, cu regim de funcţionare greu şi foarte greu. În celelalte cazuri se utilizează scheme constructive cu legătură articulată. La halele industriale cu mai multe deschideri

cu aceiaşi înălţime sarcinile orizontale sînt reluate de mai mulţi stîlpi şi legătura lor va fi

articulată.

La clădirile cu mai multe deschideri cu înălţimea diferită se utilizează scheme constructive combinatela care

unele ferme se leagă rigid altele articulat. Stîlpii se socot ancuraţi în fundaţie în planul cadrului, iar din planul cadrului articulaţi.

Însă se pot utiliza scheme constructive la care stîlpul din mijloc este legat rigid, în fundaţie, iar cei marginali articulat. În acest caz stîlpul din mijloc se proiectează cu o secţiune spaţială. Se urilizează astfel de

scheme pentru clădiri cu degajări mari de căldură.

AMPLASAREA STÎLPILOR ÎN PLAN. ROSTURI DE DELATARE.Stîlpul se proiectează în plan ţinînd cont de factorii tehnologici şi economici. Amplasarea trebuie să fie concordată cu dimensiunea

şi aşezarea utilajului tehnologic.Aşezarea lui depinde de circulaţia producţiei.În planul orizontal stîlpii se plasează pe axe paralele. Stîlpii se aşează în reţele modulare. Pentru dimensiunile în plan se foloseşte modulul 60 M=6cm. Deschiderele se iau de 12, 24 36, şi 42m, iar traveele de regulă 6 sau 12m. Se alege mărimea traveei prin comparaţia variantelor din punct de vedere economic.La frontoane stîlpii se dezaxează cu 500mm înăuntrul clădirii pentru formarea colţurilor clădirii cu elemente standarte.

La clădirile lungi în carcase pot apărea tensiuni suplimentare de variaţia a temperaturii. În aceste cazuri pentru a nu ţine cont de aceste tensiuni suprafaţa clădirii se împarte în blocuri cu ajutorul rosturilor transversali şi longitudinali.Cu cît stîlpii sunt mai departe de mijlocul halei cu atît mai mult ele se înconvoaie.Temperatura produce modificări a lungimii elementelor carcasei mărimea acestor modificări depinde de modul cum e aşezată construcţia în aer liber sau adăpostită, hala e încălzită sau neîncălzită. Pentru eforturile mari necontrolate distanţele maxime între rosturi nu trebuie să depăşească:Lungimea maximă a halei între două rosturi:-hale încălzite 230m-hale neîncălzite 200m

-estacade 130mLăţimea maximă între două rosturi:-hale încălzite 150m-hale neîncălzite 120m -estacade 100m

Rosturile de delatare transversale se formează prin dublarea cadrului transversal, stîlpii cărora se dezaxează în ambele părţi cu 500mm. Rosturi longitudinale se formează între deschideri pe 2 şiruri de stîlpi sau pentru aşezarea riglelor cadrelor mobile pe stîlpi a unui sau a ambelor capete cilindre, sau alte dispoziţii. În primul caz se întroduc o axă suplimentară longitudională la o distanţă de 1500 mm de la

axele de bază.La aşezarea reciproc a2 deschideri între dînsîle se lasă un rost de 1000mm.

B.

33.Alcătuirea cadrelor transversale. Elementele structurii de rezistenţă. Contravîntuiriîntre stîlpii halelor. Contravîntuirile acoperişului.Se începe cu stabilitatea dimensiunii de bază a elementelor constructive. Alcătuirea cadrelor cu odeschidere şi mai multe. Gabaritele verticale depind de procesul tehnologic şi se determină cu distanţa de la nivelul pardoselei pînă la capul şinei de rulare şi cu distanţa de la capul şinei de rulare pînă la talpa inferioară a fermei h 2.Aceste două dimensiuni ne dau în sumă înălţimea utilă a halei h. Dimensiunea h2 depinde de gabaritele podului rulant h2=hp+100+a hp- înălţimea podului rulant se ia din standartele pentru poduri rulante.100-rostul minim dintre cărucior şi grinda acoperişilui

a=200-400mm în dependenţă de dischiderea halei.Valoarea h2 se multiplică cu 200. h=h1+h2; h-multiplu cu 1200mm. Înălţimea l2 ărţii superioare a stîlpului l2=h2+hgr+ht unde:hgr- înălţimea grinzii de rulare;ht-înălţimea şinei de rulare.

Înălţimea părţii de jos a stîlpului sub nivelul grinzii podului rulant l1=h-l2+h3 unde: h3-cota de jos a plăcii de reazem a bazei stîlpului. h,l- iluminatorului se determină prin calcul la iluminare şi este alcătuită din elementul de bord, stecluirea şi elementul de cornişă, înălţimea cercevelei-1250, 1500, 1750. Lăţimea iluminatorului 6,12m. Înălţimea iluminatorului pentru lăţimea lui de 6m se adoptă dintr-o cercevea cu dimensiunea 1500, 1750 şi suma înălţimilor panourilor de bord şi cornişă (900-1000mm). Pentru lăţimea 12m luminatorul se ia din 2 cercevele de 1250, 1500 şi suma panourilor 1300, 1500mm. Racordarea muchiei stîlpului din afară faţă de axa modulară b0=0,250,500; b=0 pentru clădiri fără pod rulant şi clădiri joase cu traveia 6m cu pod rulant cu capacitatea de ridicare pînă la 30t inclusiv; b0=500 pentru clădiri cu poduri rulante cu capacitatea de ridicare de 100t şi mai mare. Pentru regimul de lucru G,FG, independent de capacitatea de ridicare în celelalte cazuri b0=250. Lăţimea

secţiunii părţii superioare a stîlpului b2=500;750. Pentru ca podul rulant în timpul deplasării să nu contacteze cu stîlpul distanţa dintre axa grinzii de rulare şi axa stîlpului λ=B1+(b2-b0)+75mm. Valoarea lui leanda multiplă cu 250 se adoptă 750, 1000, 1250mm.Deschiderea podului Lp=L-2λ.Secţiunile stîlpului trebuie să satisfacă condiţiile: b1=1000mm>l1/22; b2=500mm>l2/12.

Alcătuirea cadrului transversal cu mai multe deschideri.La hale cu mai multe deschideri este de dorit ca deschiderea să fie paralelă şi să aibă aceleaşi mărimi şi înălţimi. La halele încălzite apare necesitatea de a organiza scurgerea apei în afara clădirii, în acest caz acoperişul se face cu 2 pante însă lăţimea clădirii nu trebuie să depăşească 70-80m.Stîlpii din mijloc sunt mai solicitaţi ca stîlpii de la margine.Dimensiunile h1,h2se determină ca pentru stîlp mărginal b2=500,750,1000mm; b1=2λ-lăţimea părţii inferioare, dimensiunea b0,b2,λ se determină ca pentru clădiri cu o singură deschidere. λ=b0+tp+B+450+75mm.

Contravîntuirile între stîlpii halelor. Contravîntuiruile acoperişului.

Forţa orizontală care acţionează în direcţia longitudională provenite din vînt, frînarea podurilor rulante,acţiuni seismice se transmite fundaţiilor prin intermediul contravîntuirilor. Contravîntuirile stîlpilor mai asigură menţinerea formei geometrice şi capacităţii portante a

elementelor în direcţia longitudinală a clădirii şi stabilităţii stîlpului din planul cadrului transversal. Pentru îndiplinirea acestor funcţii e necesar de a avut în lungul clădirii nu mai puţin de un bloc rigid. În bloc rigid întră 2 stîlpi grinda de rulare şi contravîntuirile. În traveea de la marginea tronsonului pe partea de jos a stîlpului nu se instalează contravîntuirile suplimentare de la variaţia temperaturii.

În timpul montării construcţiei de la margine se introduc contravîntuiri, care după montare se scot. Pe partea superioară a stîlpului contravîntuirile verticale se introduc şi în traveea de la margine, fiindcă partea superioară a stîlpului este mai flexibilă. Distanţa maximă dintre contravîntuiri sunt limitate de norme. Distanţa maximală de la marginea clădirii pînă la axa primei contravîntuiri este pentru hale încălzite 90m, neîncălzite cu procese calde 75m. Distanţa maximală dintre 2 contravîntuiri pentru hale încălzite 60m, neîncălzite 50m. Forma contravîntuirilor depinde de mărimea traveei şi lungimii părţii inferioare a stîlpului şi poate fi din zăbrele care lucrează la întindere şi comprimare.

Contravîntuirile şarpantei acoperişului au destinaţia de a asigura oregiditate spaţială a carcasei. Ele redestribuie forţele

provenite din acţiunile podurilor rulante la mai multe cadre transversale. Sistema de contravîntuiri a şarpantei conţine legături orizontale şi verticale.

B. 34. Sarcini permanente şi sarcini provenite din acţiuni climaterice.

Asupra carcasei acţionează sarcini care provin din greutatea proprie a elementului de construcţie, sarcini care provin din greutatea proprie a elementului de construcţie, sarcini care provin din acţiunea temporară ale utilizării tehnologice(pod rulant, pod suspendat) şi sarcini care provin din acţiuni climatice(vînt, zăpadă, variaţii de temperatură). În zonele seismice trebuie luate în consideraţie sarcina provenită din acţiuni seismice. În unele cazuri se iau în consideraţie încărcările provenite de la accidentele tehnologice şi tasările de la fundaţii. Sarcina de la acoperiş se socoate uniform distribuită şi se determină de la construcţia învelitorii, greutatea fermei, luminatorului, contravîntuirilor podului rulant suspendat pe ferme. Sarcina de calcul loiniară: q1=q0*b/cosα; q0-sarcina de calcul de la greutatea acoperişului pe 1 m2 reeşind din greutatea acoperişului;b-traveea. Reacţiunea în reazem din sarcina q1

Fr1=q1*L/2. Dacă ferma se prinde articulatde stîlp,va apărean un moment încovoietor egal cu: M0=Fr1*ef. La nivelul treptei acţionează forţa F2=Fp+Fs

Fp-greutatea panourilor de protecţie care sînt suspendate pe partea superioară a stîlpului;F s-greutatea proprie a părţii superioare a stîlpului. Din cauza deplasării centrelor de greutate ale părţilor superioare şi inferioare ale stîlpului la nivelul treptei acţionează momentul M2=Fp(e+b0+δ/2)+(Fs+Fr1)*e; e=0.5(b1-b2); δ-Grosimea panoului de protecţie.

Acţiunea de la zăpadă Valorile normative ale zăpezii pe 1m2 ale proiectării orizantale a acoperişului se determină pe baza datelor serviciului hidrometeo. Intensitatea normată a încărcării cu zăpadă se va calcula cu relaţia: pn=µp0; p0-greutatea stratului de zăpadă pe un metru pătrat al suprafeţei orizontale în dependenţă de zonificarea terenului. Pentru acoperişuri cu unghiul de înclinaţie faţă de orizont α≤250 µ=1. Sarcina liniară de calcul pe riglă provenită din stratul de zăpadă se va determinaq cu relaţia: q2=γfpnbb-traveea; γ-coief. de siguranţă al sarcinii

Reacţiunea riglei din sarcina q2: Fr2=0.5q2LMomentul la nivelul treptei:M2=Fr2*e

Acţiuni datorate vîntului.

De la acţiunea vîntului apar forţe statice şi dinamice. Pentru hale cu înălţimea pînă la 36m componenţa pulsantă a vîntului nu se ia în seamă. De la acţiunea vîntului apar presiuni şi

secţiuni. Presiunea şi secţiunea au aceeaşi direcţie ca şi derecţia acţiunii vîntului. Sarcinile normale de la vînt: W n=W0*k*c; W0-presiunea normată din norme;k-coef. care ţine seama de variaţia presiunii vîntului după înălţime;c-coief. aerodinam

Sarcina liniară de calcul datorată vîntului pe stîlpul cadrelor într-un punct oarecare:qi=γfWnb'=γfW0*k*c*b'; γf=1.4-coef. de siguranţă; b'-lăţimea blocului de pe care sarcina din vînt se transmite cadrului. Sarcina de la vînt de linia frîntăpoate fi înlocuită cu osarcină uniform distribuităde intensitate qe=2M/h2; M-momentul încovoietor din sarcina vîntului.

În norme sunt indicate 3 categorii a terenului A,B,C: A-terenuri deschise fără obstacole; B-urbane cu obstacole cu h peste 10m; C-urbane cu obstacole cu h peste 25m; c-coief. aerodinamic care depinde de configuraţia şi dimensiunile clădirilor.

Sarcina care acţionează de la nivelul de jos al fermei pînă la nivelul cel mai înalt al iluminatorului se înlocuieşte cu o forţă concentrată aplicată la nivelul de jos al fermei.

B. 35. Sarcini provenite din acţiunea podurilor rulante. La miscarea podului rulant pe şine apar forţe de trei direcţii:-forţe verticale exercitate de roţile podului rulant asupra şinelor de rulare;- forţe orizontale transmise de roţile podului datorita frînarii lui de-a lungul şinelor;-forţe orizontale provenite din frînarea căruciorului care sunt perpendiculare pe axa şinei de rulare. Forţa verticală pe o roata a podului depinde de greutatea proprie a podului cu cărucior si a încărcării suspendate.Această forţă este

dinamică din cauza loviturii roţilor deşina si ridicării simultane a încărcăturii. Forţele maxime apar pe roţile podului cînd căruciorul cu încărcătura se gaseşte la extrimitaţile podului(fig.1.19a).Valorile forţelor

maxime pe roţi F,F1 sunt date în anexe.O diferenţă mică între F si F1 se datorează deplasării posibele a cabinei podului de rulare. O importanţă mare asupra forţelor orizontale are modul de prindere şi ridicare a încărcăturii.Podurile cu suspensie rigidă provoacă

forţe orizontale mai mari.La podurile cu suspensie elastică(prinderea se face cu cabluri) are loc o amortizare a forţelor orizontale datorită flexibilităţii cablurilor.

Solicitările maxime asupra grinzilor de rulare şi stîlpilor se calculează din două poduri rulante cuplate. Forţa maximă transmisă stîlpului de roţile podului rulant se poate calcula cu ajutorul funcţiei de influienţă D(fig.1.19b)pentru cea

mai defavorabilă poziţie a podurilor rulante

(1.18)

unde este coefficient de siguranţă a sarcinelor,

-coeficient de grupare a sarcinelor( =0.85,pentru două poduri cu regim uşor şi mediu de funcţionare şi =0.95,pentru două poduri cu regim greu şi foarte greu de funcţionare)

-forţa verticală maximă de apăsare a unei roţi.

-ordinatele funcţiei de influienţă.

-greutatea normată a grinzilor de rulare(convenţional

introdusă in sarcina temporară)-sarcina normată pe grinda de frînare( )

-lăţimea grinzii de frînare( )

-traveea halei.

Pe celălalt şir de stîlpi ( Stîlpii din partea dreptă fig. 1.19 a ) se vor transmite de roţile podului forţei mai mici. Forţa minimă pe stîlp Dmin se va calcula cu relaţia ( 1.18), unde Fimax se va înlocui cu

(1.19)

Unde Q este masa încărcăturii maxime;Gp- masa podului, inclusiv masa căruciorului; n0 – numărul de roţi dintr-o parte a podului rulant; g – acceleraţia gravitaţională.

Forţele Dmax şi Dmin acţionează cu o excentricitate e1 faţă de axa stîlpului, de aceea părţile de jos ale stîlpilor sînt solicitate de momentele încovoietoare( fig.1.20)

Mmax= Dmax e1, Mmin= Dmin e1, ( 1.20)

Unde

Datorită frînării căruciorului apare o sarcină orizontală perpendiculară pe şina de rulare. Pentru poduri rulante cu suspensie flexibilă a încărcăturii forţa de frînare normată este

(1.21)

pentru poduri rulante cu suspensie rigidă a încărcăturii (1.22)

În relaţiile (1.21) (1.22) Q este capacitatea de ridicare ( masa maximă a încărcăturii), Gc masa căruciorului.

Forţa orizontală este transmisă prin roţile podului rulant numai unei grinzi de rulare.Această forţă poate fi îndreptată în interiorul

sau în afara cadrelor ( fig.1.20) .Forţa normată de frînare pe o roată a podului rulant este

(1,23)

unde noeste numărul de roţi dintr-o parte a podului rulant. Forţa maximă de frînare,care revine unui cadru se va calcula cu relaţia

(1,24)

unde s-au folosit notaţiile din relaţia(1,18).

B. 36. Sarcini provenite din acţiuni seismice asupra halelor şi determinarea lor . În timpul cutremurilor de pămînt apar forţe de inerţie, care depend de aceeleraţia, viteză, timp şi de proprietăţile elastoplastice ale

structurilor etc. Valorile forţelor de inerţie se determină conform normelor de proiectare. De regulă, schemele de calcul în majoritatea cazurilor se modelează ca bare în formă de console încastrate rigid sau elastic în fundaţii

cu mase concentrate ( fig.1.22). Deplasările construcţiei depind de deformabilitatea ei şi a fundaţiei. Pentru clădiri joase cu un etaj o însemnătate mare au deformaţiile

de forfecare, spre3 deosebire de clădirile înalte la care predomină informaţiile de încovoiere. Acţiunile orizontale asupra construcţiei se datorează deplasării fundaţiei la cutremur, care se produce în plan orizontal.

Acţiunea seismică în contextul general al solicitărilor se prezintă ca o forţă statică echivalentă acţiunilor dinamice. Forţa seismică Sik aplicată în punctul k şi care corespunde tonului oscilaţiei proprii „i „ se determină cu relaţia: S ik= k1k2 Svik (1.27)

unde k1 este coeficient, care ţine seama de deteriorările admisibile ale construcţiei; pentru halele industriale în care pot fi admise informaţii remanente, fisuri, deteriorările unor elemente etc. k1= 0.25

k2- coef. care ţine seama de soluţia constructivă a halelor; pentru hale industriale cu schelet metalic k2=1.5. Svik – valoarea sarcinii seismice în punctul k pentru tonul „i” al oscilaţiilor construcţiei, determinat în faza elastică de comportare cu relaţia :

Svik = ,(1.28) unde Qkeste greutatea clădirii sau a construcţiei raportate punctului k ; A- coeficient care caracterizează raportul dintre acceleraţia mişcării terenului la g – acceleraţia gravitaţională şi are valori egale cu 0.1; 0.2; 0.4 pentru seismicitate de calculrespectiv de 7, 8, 9 grade; -coeficient de amplificare dinamică care corespunde tonului „i” al oscilaţiilor proprii ale clădirii sau construcţiei;

- coeficient de amortizare; pentru hale industriale = 1;

- coeficienţi care depind de forma

deformării structurii de rezistenţă la oscilaţiile proprii cu tonul „i” şi de punctul „k” de aplicare al sarcinii, S-a observat că intensitatea cutremului creşte odată cu scăderea densităţii grundurilor şi cu creşterea saturaţiei cu apă . Aprecierea seismicităţii terenului de construcţii se face în dependenţă de caracteristicile grundurilor. Conform normelor grundurile pot fi clasificate în 3 categorii: 1- grunduri stîncoase fără sau cu dezagregare slabă; 2-grunduri stîncoase dezagregate; 3- nisipuri afînate, grunduri lutoase.

Determinarea intensităţii acţiunilor seismice se efectuează în conformitate cu hărţile de zonare seismică, această fiind concretizată prin microzonarea seismică.

Coeficienţii dinamici se determină cu formulele:

Grund categoria I = 1/Ti nu mai mari de 3 s-1 ;

Grund categoria II = 1/Ti nu mai mari de 2.7 s-1 ; (1.29)

Grund categoria III = 1/Ti nu mai mari de 2 s-1 ;

În toate cazurile valorile coeficienţilor se iau nu mai mici decît 0.8 .

În expresia (1.29) Ti este perioada oscilaţiilor proprii după forma „i” , legată cu frecvenţa acestei oscilaţii cu relaţia Ti= ;

coeficienţei formei oscilaţiilor proprii ( fig.1.23 b,c)

(1.30)

unde - sînt deplasărilor k al halei , care corespunde oscilaţiilor proprii după tonul „i” ; mj –este masa clădirii raportate punctului

„j” ; xk – depărtarea punctului k de la marginea de sus a fundaţiei.

Pentru determinarea frecvenţilor oscilaţiilor proprii pot fi folosite metode din mecanica structurilor. Pentru sisteme cu 2 mase concentrate aceste frecvenţe pot fi calculate prin egalarea cu 0 a determinantului

= 0 (1.31)

unde este deplasarea punctului „i” sub acţiunea unei orţe unitare, aplicate în punctul „k” . Din relaţia (1.31) obţinem 2 frecvenţe diferite

(1.32)

unde : A0 = , B0= . Formele oscilaţiilor proprii se vor calcula cu relaţiile

; (i=1,2) (1.33)

în care valoarea poate fi luată arbitrar ( de exemplu 1).

Perioaqda oscilaţiilor proprii : T1= ; T2= ; (1.34).

Deplasările pot fi calculate prin diferite metode calculate în mecanica structurilor. La sarcini orizontale se pot neglija ungiurile de rotire ale noduerilor superioare ale cadrelor ceea ce înseamnă că rigla poate fi considerată absolut rigidă ( fig.1.23),

Această ipoteză nu va da mari erori în cazurile cînd raporturile dintre rigitîţile relative ale riglei şi stîlpului este mare:

; unde , celelalte notaţii

sînt indicate în fig.1.23a. Pentru simplificare vom considera că rigla este absolut rigidă (

I3= ). Într-o formă mai generală ( pentru F ) deplasările pot fi reprezentate prin relaţiile :

; ; ; (1.35). Unde k11,

k22, k12 sînt coeficienţi, care depind de parametri ; .

Valorile coeficienţilor kij sînt date în tab.Forţele seismice se vor calcula cu relaţiile (1.27;1.28).Pentru acesta este necesar de a determina greutatea clădirii şi construcţiilor

raportate punctului k în modelul dinamic al halei. Sarcinile verticale se vor lua concentrate în următoarele centre de reducere: a) la nivelul părţii de jos a grinzilor de rulare din :- greutatea proprie a grinzilor de rulare şi frînare;- greutatea unui pod rulant fără încărcătură în fiecare travee; - greutatea panourilor de protecţie şi stîlpilor care se găsesc între 2 planuri orizontale, care trec prin mijlocl înălţimilor l1 şi l2. b) la nivelul părţii de sus al stîlpului ( la nivelul tălpii de jos a fermei) din:- greutatea proprie a acoperişului ( inclusiv greutatea tavanului suspendat, greutatea proprie a grinzilor rulante suspendate, fără

greutatea proprie a încărcăturii, cînd grinzile rulante se mişcă perpindicular planului cadrului), zăpezii, panourilor de protecţie şi stîlpilor , care se găsesc mai sus de planul care trece prin mijlocul înălţimii l2.

B. 37. Alcătuirea grupărilor de calcul.Determinarea eforturilor în elementele de rezistenţă.Fiindcă eforturile maximale în diferite secţiuni ale stîlpului de la diferite sarcini nu coencid,calculul

static se face de la fiecare sarcină aparte.Calculul se face după metodele mecanicii structurilor.(metoda eforturilor,metoda deplasărilor).În rezultatul calcului în fiecare secţiune a stîlpului obţinem eforturile M,N,Q.Eforturile se dau pentru 4 secţiuni pentru a determina eforturile maximale se formează grupări de bază şi grupări speciale.Grupările de bază pot fi cu nc=1,şi nc=0.9 unde nc-coeficient de grupare.Pentru a

determina grupările toate datele se introduc în tabel:prima-pentru gruparea de bază,a doua pentru gruparea specială în prima tabelă se întroduc pentru toate secţiunele.Valorile M şi N eforturile de la sarcina permanentă se întroduc cu coef. 1 de la sarcina de la zăpadă,de la podurile rulante,de la presiune şi frînare(axa A şi axa B) şi din dreapta(axa 1 şi axa 2) se întruduc cu coef. 1 şi 0,9 pentru secţiunea 4-4 se întroduce şi valoare lui G.În tabela 2 se întroduce sarcina permanentă cu coef.0,9 sarcina de la zăpadă cu coef. 0,5 şi de la seismicitate cu coef. 1.În prima tabelă eforturile de la podurile rulante se întroduc ţinînd cont de conlucrarea spaţială.În

tabela 2 se întroduce cu coef. 1 efortul de la seismicitate ,pentru fiecare secţiune se formează 4 grupări:a)+Mmax şi Ncor

b)-Mmax şi Ncor c) Nmax şi+ Mcor dNmax şi -Mcor.Fiecare grupare se grupare se alcătuiaşte cu n c=1 şi nc=0,9. La gruparea cu nc=1 se ia sarcina permanentă şi o sarcină temporară cu coeficientul nc=1, la gruparea cu coef. 0.9 se introduce sarcina permanentă cu 2 sau mai mukte sarcini temporare. Pentru cadrele obişnuite avem 3 sarcini temporare şi anume : de la zăpadă, de la podurile rulante ( presiunea + frînarea de pe stîlpul din stînga sau dreapta). Se poate lua în consideraţie presiunea fără frînare, însă dacă luăm în consideraţie frînarea, apoi numai de cît trebiue luată şi presiune pentru grupare specială, se ia toate eforturile din tab.2. Pentru secţiunea a patra se determină a max care se foloseşte la calculul zăbrelelor părţii inferioare a stîlpului. Pentru calculul şurubului de ancoraj în secţiunea 4 se alcătuieşte gruparea a 5 Nmin Mmax.

Efortul de la sarcina permanentă se întroduce cu coeficientul de suprasarcină h f= 0.9 însă fiindcă sarcina permanentă este calculată cu

coeficientul de suprasarcină hf=1,1 atunci ; ; ; pentru

calculul părţii superioare a stîlpului se alege eforturile maximale M şi N din secţiunea 1-1 sau 2-2. Pentru calculul părţii inferioare a stîlpului se ia eforturile maximale din secţiunea 3-3 sau eforturile se aleg cu acelaşi coeficient n c din aceeaşi grupare şi din aceeaşi secţiune. Fiindcă partea de jos a stîlpului este alcătuită din 2 ramuri, eforturile se aleg pentru fiecare ramură aparte. Pentru ramura inferioară momentele se iau cu semnul „+”, iar pentru ramura exterioară cu semnul ”-„ .

B. 38. Influenţa conlucrării spaţiale asupra eforturilor în cadrele transversale.Cadrele transversale sînt legate între ele prin elementele acoperişului, contravîntuiri la nivelul stîlpilor de sus şi de jos a fermelor şi

grinzilor de frînare. Datorită acestor elemente forţele locale ( provenite din presiunea pe roţi a podurilor rulante , din frînarea căruciorului ş.a ) se vor transmite mai multor cadre. Această participare de preluare a unei părţi din sarcina aplicată a unui cadru de către cadrele vecine constituie efectul de prelucrare spaţială.

Gradul de conlucrare spaţială depinde de rigidităţile elementelor, care participă la redistribuirea eforturilor. Aceste rigidităţi, de obicei, sînt amplasate la nivelul părţii superioare a stîlpului şi la nivelul treptei ( fig.1.24). Schema de calcul precizată este arătată în fig.1.25. La nivelul acoperişelui şi grinzelor de frînare se vor introduce reazimile elastice 1,2, care modelează forţele de reţinere de cître cadrele vecine.

Reacţiunile în reazime depind de relaţia dintre rigiditatea reazimului şi a barei (care modelează contravîntuirile). Rigiditatea reazemului depinde de înălţimea stîlpului, rigiditatea părţilor inferioare şi superioare ale lui, mărimea traveii etc.

Pentru determinarea forţelor de reţinere Ra şi Rf este necesar de a cunoaşte rigidităţile acoperişului, contravîntuirilor şi grinzilor de frînare.

Cercetările au demonstrat că deplasările discului acoperişului din tablă cutată sau din plăci de beton armat se determină prin rigiditatea de forfecare GA.

Pentru determinarea rigidităţilor de forfecare au fost întreprinse un şir de cercetări, care au dat posibilitatea de a preciza valorile lor în dependenţă de tipul acoperişului.

Deplasarea contravîntuirilor orizontale la nivelul tălpilor inferioare ale fermelor şi deplasările grinzilor de frînare depind de rigidităţile lor la încovoiere EI.

Pentru a avea posibilitatea de a aduna rigidităţile învelitorilor şi contravîntuirilor este a trece de la rigiditatea la forfecare a învelitorii la o rigiditate wchivalentă de încovoiere. Ca criteriu de echivalenţă se ia egalitatea deplasărilor rezimului din

mijloc a unei grinzi continuă cu 4 deschideri luînd în consideraţie sau numai deformaţiile de forfecare sau numai deformaţiile de încovoiere.

Deformabilitatea rezimului elastic este egală cu deplasarea cadrului transversal la nivelul riglei din forţa orizontală F=1, aplicată la

acelaşi nivel. (1.36) unde coeficientul k 22 se va ua din

tabel în funcţie de parametrii ; .

Deplasarea reazimului 2 din forţa F=1 (fig.1.26) , cînd sînt în consideraţie numai deformaţiilşe de forfecare poate fi determinată cu relaţia

;(1.37) unde

.

Dacă se va lua în consideraţie rigiditatea la încovoiere EI, deplasarea reazemului 2 se va calcula cu relaţia

(1.38),unde .

Din condi’ia că deplasările să coincidă se va determina rigiditatea echivalentă: (1,39) unde ke-coeficient de

trecere este dat în tabel.Rigiditatea de calcul a contravîntuirilor longitudinale la nivelul tălpilor de jos ale fermelor depinde esenţial de modul de prindere a

contravîntuirilor.Rigiditatea la încovoiere se poate calcula cu relaţia: (1,40)unde Ico este momentul de inerţie al grinzelor cu zăbrele(al fermelor) formate din elementele contravîntuirilor;kc-coeficient care depinde de modul de prindere a contravîntuirilor; kc=0,8 cînd prinderea se face cu sudură; kc=0,15 cînd prinderea se face cu şuruburi.

Rigiditatea totală a acoperişului EIa=EIe+EIc(1,41)Rigiditatea grinzelor de frînare depinde de secţiunea grinzii de frînare şi modul de fixare al grinzilor de rulare pe stîlpi.Prinderea poate fi rigidă sau articulată.Rigiditatea de calcul a grinzilor de frînare se va determina cu relaţia (1,42)unde Ifoeste momentul de inerţie al grinzii(fermei)de frînare.

Coeficientul de trecere kf depinde de modul de fixare al grinzilor sau fermelor de frînare pe stîlpi:k f=1 pentru grinzi de frînare continue; kf=0,2 pentru grinzi cu travee independente; kf=0,8 pentru ferme de frînare cu prindere rigidă de stîlpi; kf=0,15 pentru ferme cu fixare ariculată pe stîlpi.

După determinarea rigidităţilor discurilor orizontale(ale acoperişului,ale contravîntuirilor longitudinale şi ale construcţiilor de frînare)se poate face calculul spaţial al halei.

B. 39. Stîlpii halelor. Tipuri de secţiuni.lungimi de flambaj ale stîlpilor.

Forme constructive ale stîlpilor.Stîlpii cadrelor pot fi cu secţiune plină sau din 2 ramuri solidarozate cu zăbrele sau plăcuţe. După înălţime secţiunile stîlpilor pot fi constante (fig.1.36 a,b,c) sau variabile ( în trepte) ( fig 1.36 d,e,f) . Stîlpii cu secţiune constantă se folosesc în hale cu înălţime pînă la 10 m , cu poduri rulante cu capacitate mică de ridicare ( Q 15...20 t). Pentru economii de oţel aceşti stîlpi deseori se proiectează din beton armat.

Stîlpii cu secţiuni variabile sunt frecvenţi utilizaţi în hale industriale . Partea superioară, de regulă, se execută cu secţiune plină; cea inferioară cu secţiune plină sau din 2 ramuri solidarizate între ele cu zăbrele.

Lungimi de flambaj. La determinarea lungimilor de flambaj ale stîlpilor din componenţa cadrului transversal se fac o serie de ipoteze simplificatorii.

Pentru stîlpi de secţiune constantă coeficientul de reducere se determină în dependenţă de modul de prindere a stîlpului în fundaţie şi raportul dintre rigidităţile relative ale riglei şi stîlpului. În acelaţi timp se consideră că toţi stîlpii simultan pierd stabilitatea ( fig. 1.37) .

Lungimile de flambaj se obţin rezolvînd ecuaţiile respective ale stabilităţii considerînd elementele vericale ale cadrelor ca bare cu capetele încastrate elastic.

Normele de proiectare propun pentru determinarea coeficientului de reducere relaţia , coeficientul n se va

determina cu relaţiile:

- pentru stîlpii cadrelor cu o deschidere ;

- pentru stîlpii centrali în cadre cu mai multe deschideri : .

În cadre cu mai multe deschideri coeficientul lungimii de flambaj pentru stîlpii marjinali se va determina ca în stîlpii cadrelor cu o deschidere.

În cadre cu stîlpi în trepte se admit următoarele simplificări: - cadru cu o singură deschidere se studiază în situaţia cînd ambii stîlpi îşi pierd stabilitatea concomitent; în acest caz fiecare stîlp se

poate cerceta separat ca un stîlp cu diferite moduri de prindere a capetelor ( fig.1.38 a,b ) ; - în cadre cu mai multe deschideri se consideră că capătul superior nu se deplasează orizontal şi tîlpii nu-şi pot pierde stabilitatea

concomitent ( fig.1.38 c,d) .Pentru stîlpi cu o treaptă lungimile de flambaj see vor determina separat pentru partea inferioară şi superioară

.

În cadrele cu o singură deschidere coeficientul este funcţie de 2 parametri n şi : ; ; (1.47)

unde .

Valorile coeficientului în funcţie de n şi sînt date în anexă. Coeficientul se va calcula cu relaţia .

În cadre cu două şi mai multe deschideri problema determinării coeficientului este mai complicată. Pentru

şi valorile coeficienţilor pot fi determinate

conform datelor din tabel . Pentru alte valori ale raportului

, valorile coaeficientului se va determina conform normelor de proiectare .

Din planul cadrului lungimea de flambaj se ia egală cu distanţa dintre punctele de fixare ale stîlpului.

B. 40. Calculul si alcatuirea stilpilor cu inima plina comprimati excentric: Dimensionarea stilpilor cu inima plina:

Dimensionarea preventiva a sectiunii poate fi realizata reesind din relatia aproximativa de determinare a tensiunilor intr-o bara comprimata centric.

=N/sA+M/WxRyc (1)Luind p/u e=Wx/A si x valorile medii e0.45b; x0.8 din (1) obtinem:

AN(1.25+2.2*e/b)/Ryc (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 grupari de 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 determinarea ariei A se va stabili forma sectiunii, care poate fi de forma dublu T dintr-un profil laminat, sudat sau de alte forme:

In sectiuni compuse din tabla de otel aria se va destribui in asa fel, incit sa fie asigurata atit stabilitatea generala cit si cea locala.

Stabilitatea generala a stilpului se verifica cu relatia: = mN/eA Ryc

Conditiile de stabilitate a talpilor si inimilor stilpilor comprimati centric sau excentric

pot fi reprezentate in forma: bef/tfuf ; hef/tw<λuw (3)unde valorile limita λuf si λuw sint date in tabel:

P/u stilpii cu sectiunea dublu T sau chesonate, care sunt verificati la pierderea stabilitatii din planul momentului aportul dintre inaltimea de calcul a inimii hef si grosimea ei tw

se va determina in functie de parametrul α=σ-σ1/σ1 (4)unde: σ,σ1- tensiunile la extremitatile inimii(fig. 1.b).Daca α≤0.5, raportul hef/tw se va calcula cu relatia (3);Daca α≥1, flexibilitatea maxima se va calcula cu reletia: λuw=hef/tw=4.35 *

3.8 , (5)

unde: = ; - tensiunile medii in sectiunea examinata:

In intervalul 0.51 valoarea limita a raportului hef/tw se va obtine prin interpolare liniara intre valorile. Obtinute p/u =0.5 si =1.0

Daca stabilitatea inimii nu este asigurata ,se introduc nervuri longitudinale(fig.1) suficient de rigide(In6hef), de aceea se recomanda ca latimea nervurii sa fie mai mare de 10tw si grosimea de cel putin 0.75tw. Se recomanda ca aria acestei nervuri sa fie introdusa in sectiunea de calcul a stilpului. Stabilitatea locala a panourilor obtinute se va verifica cu relatia (5) in functie de tensiunile si 1 la extremitatile panourilor(fig.1d).

B. 41. Calculul si alcatuirea stilpilor comprimati excentric din elemente departate solidarizate cu zabrele:

Ramurile stilpilor cu elemente departate se vor calcula 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/u ramurile respective.

y1,y2 – preventiv pot fi stabilite aproximativ egale cu: y1(0.45…0.5)h0

y2 h0-yUn rezultat mai satisfacator poate fi obtinut calculind y1 prin relatia:

(3)

Dupa determinarea eforturilor in fiecare ramura se va face dimensionarea lor ca stilpi comprimati centric.

Calculam ariile ramurilor: Ar1= ; Ar2= .

0=(0.7…0.9)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=

Iy=Ip+2(Ix0+Aca12)

Ix2=Apap2+2(Ix0+Aca2

2)

Calculam razele de inertie:

Se calculeaza flexibilitatea:

Se determina maxmin

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: sin=b1/ld

Din tabela alegem un profil cu urmatoiarele caracteristici A; imin.

lungimea diagonalei ld=b1/sin, flexibilitatea minima min=ld/imin, mind

Tensiunile in diagonala sunt:

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

geometrice ale sectiunii:A=Ar1+Ar2 ix=

Flexibilitatea conventionala a stilpului in planul cadrului conform relatiei: ef=x

Pentru gruparea de sarcini defavorabila p/u ramura sub grinda de rulare Nsi M calculam:

mx= =ef

pentru mx si e

tensiunile in ramura:

In mod analog se determina si tensiunile in ramura exterioara…

B. 42. Rezemarea grinzilor de rulare. Alcatuirea si calculul prinderii partii superioare a stilpului de partea inferioara.Partea superioara a stilpului cu o treapta se proiecteaza de regula cu inima

plina. P/u transmiterea efortului de la partea superioara a stilpului si de la grinzile de rulare, la partea inferioara a stilpului se folosesc traverse. Efortul Dmax se transmite prin placa cu grosimea de 16-24mm la o traversa cu inaltimea ht (fig.1).

Inaltimea traversei se ia egala cu (0.5…0.8)b1, (b1-latimea partii inferioare a stilpului). Muchia superioara a traversei se va freza. Traversa sub grinda de rulare este supusa strivirii si se verifica cu relatia:

(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 la eforturile: Nt=N/2M/b2

De exemplu lungimea unui cordon, din cele 4, care prind talpa inferioara de traversa:

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 majoritatea cazurilor se folosesc grinzi de rulare cu inima plina, simplu rezemate pe stilpi sau grinzi continuie.

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

Grinda continua, fata de grinda simplu rezemata, are unele avantaje ca: un consum de 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 rulare si ale podurilor de rulare cu capacitate redusa de ridicare) dau posibilitatea de a reduce consumul de otel cu 15%…20%, fata de grinzile de rulare cu inima plina, insa necesita o manopera de confectionare si montaj m/sporita.

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

B. 43. Bazele stilpilor cu sectiune plina, alcatuirea şi calculul lor.

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

Pentru rezemarea si prinderea stilpului comprimat excentric de fundatie se proiecteaza o baza, 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 constructiva si modul de prindere a stilpului de fundatie. In hale industriale de regula, in planul cadrelor stilpii au o prindere rigida de fundatie (incastrare). Pentru stilpi cu inima plina se proiecteaza o singura baza ; pentru stilpi cu zabrele 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 30…50 mm.Lungimea placii de reazem se determina din conditia de rezistenta a betonului

la tensiunile de contact dintre placa si fundament; σ max =N/(B*L)+(6*M)/(B*L2)≤Rb,loc ; (2) unde Rb,loc =γ* Rb, γ=√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. Σmax,min=N/(B*L)±(6*M)/(B*L2) (4) Tensiunile intermediare (de axemplu σ1 din fig.1) se vor determina

din asemanarea triungiurilor respective. La determinarea grosimii placii de reazem se va admite solicitarea ei pe fiecare sector aparte din o sarcina uniform distribuita, valoarea careia q i se ia egala cu valoarea maxima a tensiunilor de contact de pe acest sector (qi= σ 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) Aria totala neta a suruburilor de ancoraj : Abn≥Z/Rba=(M-Na)/(y*Rba) unde Rba este rezistenta de calcul a surubului de ancoraj :

Rba=0.4*Run ; Run-rezistenta de calcul dupa limita de rupere a otelului suruburilor.Din relatia geometrica calculam (fig.1.a): a=yo-co/3; co=( σ max*L)/( σ max- |σ min|); y=L+e-co/3.Dupa efortul Z sau dupa aria Abn din tabel se vor alege suruburile necesare.

B.44. 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 se realizeaza din panouri de tabla ondulata din otel, aluminiu sau asbaiment care se reazema pe 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 suficienta a panelor, formind un disc de

rigiditate, care preia fortele din 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, pe carese aseaza izolatia termica si

hidrofuga. Pentru acoperisurile halelor se folosesc : panouri din beton armat cu nervuri cu latimea de 3m si

lungimea de 6m sau 12m. Nervurile longitudinale sint rezemate in nodurile fermei si elementele inglobate se prind prin sudura de talpa fermei in cel putin 3 colturi de panouri (fig.2).

Panourile se realizeaza din profile laminate dublu T, U, din profile cu goluri in inima (fig.a,b,c) si se folosesc, de regula, pentru travee de 6m. Mai rationale sunt panele din profile C (fig.3.d,e). Pentru invelitori usoare si sarcini mici din zapada pot fi folosite pane din profileC cu lungimea de 12m. Pentru sarcini mai mari se vor folosi pane cu sectiunea dublu T perforate sau pane cu zabrele (fig. 3.f)

Fig.4 schema de calcul a panei.

Panele sunt solicitate de greutatea invelitorii si de zapada. Scema de calcul a panei este aratata in fig.4. Fig.3. Tipuri de pane.

Sarcina verticala pe pana se va determina cu relatia : q=(qo/cosα+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 ;α-unghiul de inclinatie a acoperisului (fig.4). Componentele sarcinii qx,qy, care provoaca incovoiere fata de axele respectiv sint : qx=q*cosα ; qy=q*sinα ; (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; σ=Mx/(Cx*Wx+My/(Cy*Wy)≤Ry*γc (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 M y. 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 va efectua numai verificarea tensiunilor provenite din momentul Mx (My=0). Componenta My poate fi neglijata si in cazul cind unghiul α (fig.4.b) este mic (α<20o). sageata relative fmax/b a panelor provenita din sarcina normata se verifica numai in planul y sin u trebui sa depaseasca [f/b]=1/no=1/200.

Calculul panelor cu zabrele este identic cu cel al grinzilor cu zabrele. Elementele panei se vor calcula la forte axiale de intindere si comprimare, luindu-se in consideratia momentele de incovoiere, care apar in talpa superioara a panei ca rezultat al incarcarii pe distanta dintre noduri.

B. 45. Căi de rulare. Alcătuirea căilor de rulare. Tipuri de secţiuni ale grinzilor de rulare. Căile de rulare preiau sarcinile provenite din acţiuniile instalaţiilor de ridicare şi transportare. Astfel de instalaţii sunt podurile

rulante, care circurile pe căi de rulare fixate pe stîlpii halelor industriale sau grinzile rulante suspendate. Căile de rulare fixate pe stîlpii halelor industriale sunt compuse din. Grinzi sau fierme de rularte, care preiau forţele verticale din podurile rulante. Grinzi sau fierme care preiau forţele orizontale provenite din demararea sau frînarea căruciorului podului rulant. Contravîntuiri, care asigură rigiditatea căilor de rulare. Şine de rulare, aşezate pe grinzile (fermele) de rulare. Tanpoane, care limitiază cursapodurilor rulante la capătul grinzilor de rulare.

1 – grinda de rulare, 2 – grinda de frînare, 3 – şină, 4 – contravîntuirile tălpii inferioare, 5 – contravîntuiri verticale transversale. Grinzile de rulare sun elemente portante de bază ale căilor de rulare. În majoritatea cazurilor se folosesc grinzi de rulare cu inima

plină, simpu rezemate pe stîlpi (1), sau grinzi continui (2).

În cazul deschiderilor mari ale grinzilor de rulare şi ale podurilor rulante cu capacitatea de ridicare redusă (Q≤30kN) pot fi folosite grinzi cu zăbrele cu talpa superioară rigidă.

Grinzile simple rezemate necesită un consum mai mare de oţel, însă ele au unele avantaje: - independenţa eforturilor de tasare diferenţiată a reazemelor şi de temperatură, - compartarea mai bună la solicitări repetate, - rezolvarea constructivă a rezemării pe stîlpi este mai simplă decît la grinzile continuie, - montarea simplificată.

Grinda continuă , faţă de grinda simplu rezemată are unele avantaje ca: - un consum de metal redus, - o înălţime mai mică, - o sporire a rigidităţii longitudionale a halelor.

Grinzile cu zăbrele dau posibilitate de a reduce consumul de oţel cu 15...20%faţă de grinzile de rulare cu inima plină, însă însă necesită o manoperă de confecţionare şi monta sporit.

Se mai folosesc şi instalaţii de ridicare şi transportare suspendate de ferme care au o capacitate de ridicare redusă (Q≤5t) şi se deplasează pe căi de rulare prinse de construcţiile acoperişului. Aceste instalaţii sînt specifice industriei constructoare de maşini. Ele sunt -------- şi grinzile rulare suspendate.

Grindă rulantă suspendatăO simplificare a căilor podului rulant, se poate face la podurile rulante cu o capacitate mică de ridicare ale halelor cu regim normal

de exploatare şi travei de 6m la care se pot exclude grinzile de frînare, în acest caz grinda de rulare va avea talpa superioară mai dezvoltată decît cea inferioară pentru preluarea forţelor de frînare a căruciorului.

Grinzi secundare cu secţiunea asimetrică la podurile de mică capacitate.-------------------------------------------------------------

B. 46. calculul grinzilor de rulare. Acţiuni, care solicită căile de rulare. Determinarea eforturilor de calcul.La calculul grinzilor de rulare apar unele particulerităţi cauzadte de: caracterul mobil al sarcinilor, apariţia în inima grinzii sub roţile

podului rulant a unor tensiuni locale sporite, prezenţa forţilor orizontale laterale ăi longitudionale, provenite din frînare, caracterul dinamic al sarcinilor. Efortul de calcul (momentul încovoietor şi forţa deformării maxime) se determină pentru două poduri rulante cuplate, solicitate de

încărcătura maximă. Momentele încovoietoare şi forţele de forfrecare provenite din încărcările verticale de convoiul de de forţe mobile se determină cu ajutorul liniilor de influienţă, aşezînd convoiul de forţe în poziţia ce mai defavorabilă.

Să considerăm, că grinda de rulare este simplu rezemate. Momentul maxim din 2 poduri rulante cuplate apare în grindă cînd rezultanta convoiului de forţă de pe grindă şi cea mai apropiată de ea sunt egale depărtate de la mijlocul grinzii. Momentul maxim rezultă în secţiunea z sub forţa cea mai apropiată de rezultantă, numită critică şi se calculiază folosind linia de influienţă:

unde: yi – ordinatele liniei de influienţă a momentului în secţiunea z.

Pentru a determina forţa maximă de fporfrecare convoiul de forţă se va amplasa după cum urmează:

În grinzile continuie determinate eforturile maxime e mai dificilă din cauza liniilor de influienţă mai coplicate.Ordinatele liniilor de influienţă pentru secţiunile de reazem şi cele intermediare pot fi grinzile de îndrumare. De regulă grinda este

divizată în 10 părţi egale. Puntru fiecare secţiune cu cea mai defavorabilă încărcare se determină valorile momentului încovoietor şi ale forţelor de frecare. Pe baza acestor date se construiesc înfăşurătoarele eforturilor M şi Q, care dau posibilitate de a calcula valorile lormaxime. Determinarea valorilor maxime se poate face cu programe de calcul, folosind calculatorul.

Eforturile de calcul se for calcula cu relaţia: , unde:

α=1,03...1,05 – coeficient care ţine seama de sporirea eforturilor provenite din greutatea proprie a grinzilor.

Eforturile de calcul în planul orizontal se poate calcula cu relaţia: , ; unde: Tr, Fr – valorile

maxime ale forţelor verticale şi orizontale.

B. 47. Dimensionarea secţiunilor grinzilor de rulare. Verificarea rezistenţei grinzilor de rulare.Din cauza tensiunilor sporite în partea de sus a grinzii verticale seste raţional de a o proiecta cu talpa superioară mai

dezvoltată decît cea inferioară.Calculăm:

, unde: - coeficient care ţine cont de sporirea tensiunilor în talpa superioară din

momentul My, care apare în grinda de rulare din forţele de frînare. Pentru un calcul prealabil se poate lua: unde: h –

înălţimea grinzilor de rulare, hf – înălţimea grinzii de frînare convenţională.Înşlţimea grinzii de rulare h poate fi luată preventiv (1/6...1/10), iar înşlţimea grinzii de frînare h f, egală cu lăţimea părţii

inferioară a stîlpului b1.

Modululde rezistenţă:

- înălţimile optime şi minime: , unde: k=1,15 – pentru grinzi sudate, k=1,25 – pentru

grinzi cu buloane, no=[l/f] – axa 11, l – deschiderea grinzilor de rulare, tw- grosimea inimii.Înălţimea grinzii se va lua: .Grosimea minimă a inimii se determină din condiţie că tensiunile de forfrecare să nu fie mai mari decît rezistenţa de calcul

la forfrecare Rs. Pentru grinzi simplu rezemate: , unde: Q – forţa de forfrecare maximă în secţiunea de reazem.

Aria totală a secţiunii tălpilor pentru grinzi cu asimetrie neînsemnată se va calcula cu relaţia:

Verificarea la rezistenţă convenşional se admite că sarcinile verticale sînt preluate numai de grinda de rulare iar cele orizontale numai de grinda de frînare. Prin urmare, după schema de calcul se fac verificările:

,

σ1 – tensiunile maxime în talpa superioară(punc.1).Tensiunile maxime în talpa inferioară (punc. 2)

.

Linia grinzilor de rulare este supusă unei stări de tensiuni complexe şi se verifică la tensiunile echivalente:

Unde: β=1,15 – pentru grinzi simplu rezemate,

β=1,3 – pentru grinzi continuie,

Verificarea tensiunilor locale în inimă se face cu relaţia: , unde: .

B. 48. Verificarea rigidităţii şi stabilităţii grinzii de rulare.Pentru asigurarea exploatării normale a onstrucţiei, normele de proiectare limitează săgeata relativă a grinzii căilor de

rulare [f/l].Săgeata relativă admisibilă depinde de regimul de funcţionare al podurilor rulante:

[f/l] – 1/400 – pentru regim uşor,[f/l] – 1/500 – pentru regim mediu,[f/l] – 1/600 – pentru regim greu şi foarte greu de funcţionare.

Verificarea rigidităţii se face cu relaţia: , unde: Mn – momentul maxim de încovoiere şi se va calcula din

sarcinile noprmale ale unui singru pod rulant.

Verificarea stabilitatea locală a tălpii este asigurată după relaţia: .

Conform normelor de proiectare,verificarea stabilităţii locale a inimii grinzii nu este necesară dacă:

.

Dacă relaţia nu este satisfăcută, inima se întăreşte cu nervuri. Verificarea stabilităţii panourilor dintre nervuri se face cu

relaţia: , unde: σx – tensiunile marginale de comprimare a inimii grinzii, σ loc – tensiunile locale, γ=1,1, τ –

tensiunile medii de forfrecare în inima grinzii: σcr, σcr,loc,τcr - tensiunile critice respective.

Aplasarea convoiului de forţe se va face în aşa fel, în cît panoul cuvenit să apară cele mai marieforturi. Tensiunile σx şi τ se vor calcula pe baza momentului şi forţei de forfrecare medii pe porţiunea de panou respectivă (unde sunt cele

mai mari eforturi). Schema de calcul:

Nervurile de rigiditate, care asigură stabilitatea locală a inimii trebuie să aibă o lăţime mai mică de 90 mm. Nervurile simetrice nu se sudiazăde tălpile grinzii. O atenţie deosebită se acordă transmiterii presiunii de la talpă la inimă prin capul nervurii, aceasta se realizează prin contact direct pe suprafeţele pre mecanic a nervurilor. La grinzele de rulare cu regim greu şi foarte greu. Mai raţional este utilizarea nervurilor din corniere.

Iar la grinzile de rulare pentru podurile cu regim de funcţionare uşor şi mediu se admite solidarizarea inimii cu nervuri de rigiditate dintr-o singură parte sudate de inimă şi talpa superioară. Dimensiunile nervurilor de rigiditate se adoptă ca şi pentru grinzile obişnuite.

B. 49. Particularităţile de calcul ale fermelor halelor industriale. Determinarea eforturilor în bare ţinînd seama de eforturile provenite din momentele din cadrele transversale.

la calculul fermelor halelor industriale apar particularităţi determinante, în special, de apariţia unor eforturi suplimentare provenite din cadru, cînd îmbinarea fermă-stîlp este rigidă. Aceste eforturi pot fi determinate analitic sau grafic, aplicînd în reazemele fermei două cupluri de forţe cu valorile, H1=M1/hr, şi H2=M2/hr, unde M1 şi M2 se iau din tabel. Momentul M2 se va lua pentru reazemul din dreapta, pentru acceaşi grupare de acţiune la care sa calculat momentul M1 din reazemul din stînga.

Pentru determinarea eforturilor în bazele fermelor, se vor alcătui tabele speciale. Eforturile de calcul se determină di sarcinile permanente şi temporare, însumînd componentele din fiecare sarcină în grupările lor defavorabile.

Întreaga sarcină care acţionează asupra unei ferme se consideră, de obicei aplicată în nodurile fermei în care se fixează elementele transversale ale construcţiei (panele acoperişului, sau grinzile tavanului), ce transmite sarcina la o fermă. Dacă sarcina este aplicată în oanou în schema fundamentală de calcul, ea se repartizează tot la nodurile celor mai apropiate ale ferme, în acest caz se ţine seama în puls de încovoerea locală a elementelor tălpii sub acţiunea sarcinii aplicate pe ele, sau talpa se consideră ca o grindă cu inima plină întărită cu zăbrele.

Pentru a simplifica calculul, se recomandă să se determine eforturile din bare separat pentru fiecare din catergoriile din sarcini. Astefel la fermă trebue să se alcătuească separat schemele de calcuol pentru următoarele sarcini de bază, - sarcina permanentă de la învelitori şi construcţiile portante ale acoperişului şi sarcina de la zăpadă.- sarcina permanentă de calcul ce acţionează în orice nod al unei ferme se determină cu ajutorul formulei:

, unde: gf – greutatea proprie afermei, kN/m2, a proiecţiei orizontale a învelitorii, ginf –greutatea

învelitorii, kN/m2, α – unghiul de înclinare a tălpii superioare faţă de orizontală, B – distanţa dintre ferme, d1, d2 – distanţa dintre nodurile fermei, γf – coeficient de supra sarcină a sarcinii permanente.

În unele cazuri la sarcina rezultantă din formula de ami sus se adaugă şi greutatea iluminatorului, iar la nodurile ce se găsesc sub iluminator se scade geutatea învelitorii.

Valoarea de calcul a sarcinii de la zăpadă se determină cu relaţia: , P0 – greutatea stratului de zăpadă pe un m2 de proiecţie orizontală a învelitorii, γf=1.4, coeficient de supra sarcină al încărcării de zăpadă, C – coeficien ce ţine cont de neregularitatea distribuirii zăpezii de pe acoperiş. Coeficientul C depinde de configuraţia acoperişului.

Pentru clădirile industriale cu iluminatoare se examinează 2 variante de încărcare cu zăpadă.

Sl=hl însă nu mai mare ca b. În cele mai multe cazuri eforturile maxime în tălpile şi diagonalele fermei apar la încărcări la varianta 1. varianta 2 este

determinarea pentruanouri, platelaje, pane şi pentru montanţii fermelor, aşezaţi în locuri cu încărcări sporite de la zăpadă.50. Alc ătuirea nodurilor fermelor de stilpi. Calculul prinderilor. Înădiri de montare a fermei.

Grinzile cu zăbrele folosite ca ferme de acoperiş prezintă anumite particularităţi. În principiu se deosebesc două tipuri de ferme: ferme pentru învelitori cu pane şi ferme pentru îvelitori realizate din panouri de acoperiş aşezate direct pe talpa fermelor.

Fermele cu pane se realizezează în mod obişnuit cu perete simplu; exepţie fac fermele cu deschiderea foarte mare, peste 50m, unde se aplică soluţia cu perete dublu.

Nodurile fermelor cu pane se aşează la 2,5 ... 3 m în funcţie de dimensiunile panoului. În cazul acoperişului de foi de azbociment ondulat cu pane la 1,5 m se prevăd zăbrele intermediare sau se întăreşte talpa superioară astfel încît să fie capabilă să reziste şi la încovoiere între noduri.

Fig.1 Ferme cu bare suplimentare(a) şi cu tălpi intărite(b).În cazul deschiderilor mari, mai mari de 24 m, fermele se prevăd

cu contrasăgeţi ale tălpilor inferioare.Fig.2 Fermă de acoperiş cu contrasăgeată.În prezent cele mai economice soluţii sînt realizate cu tălpi din

oţel slab aliat cu limita de curgere σc = 36 daN/mm2, sau chiar mai ridicată. Diagonalele , sînt mai puţin solicitate şi de aceea sînt prevăzute din oţel OL37; diagonalele cu eforturi mai mari de lîngă reazem pot fi realizate economic din oţel cu caracteristici mecanice superioare.

Cele mai economice soluţii de alcătuire a fermelor tipizate este aceea a realizării tălpilor din secţiuni compuse prin sudare, secţiuni T, П sau secţiuni închise. Secţiunea compusă permite dimensionarea strictă a barelor şi obţinerea unei rezolvări economice. În cazul barelor din profile U sau L discontinuităţile sortimentului pot duce la unele supradimensionări, În schimb folosirea de secţiuni compuse prin sudură conduce la un consum sporit de mina de lucru, la complicarea lucrărilor in atelier deoarece platbandele trebuie tăiate (debitate) din table groase şi apoi resudate pentru alcătuirea profilelor.Necesităţile de transport cer ca fermele să se uzineze in două tronsoane, de regulă simetrice, carese înnădesc

pe şantier cu sudura sau cu şuruburi de înaltă rezistenţă; ultima soluţie este indicată la oţelurile slab aliate care cer anumite măsuri speciale de sudare (preîncălzirea pieselor, uscarea electrozilor etc.) la folosirea electrozilor cu înveliş, bazic. So lu ţ i i de innă -dire, a fermelor s in t arătate în figurile 3-4

Folosirea ţevilor la realizarea fermelor conduce Ia economia de metal; se recomandă prinderea directă la noduri. Rezemarea panelor se face prin intermediul unor scaune sudate de talpa superioară. O soluţie Fig. 4. innâdirea fermelor cu tălpi în T : a, b, - lnaidiri sudate ; c si d — Inadiri cu şuruburi de înalta rezistenta pretensionate.

interesantă o constituie folosirea integrală a ţevilor dreptunghiulare, sau combinarea ţevilor rotunde cu cele dreptunghiulare,

respectiv a ţevilor cu profilele laminate. Barele realizate din ţevi prezintă ca avantaje comportarea mai bună la solicitări de compresiune, suprafeţe de vopsit

mai reduse şi posibilitatea executării prinderilor direct fără intermediul guseelor.

La calculul fermelor care face parte dintr-o structură trebuie să se ia în considerare şi unele solicitări suplimentare introduse de legătura cu stâlpii halei. In cazul fermelor legate articulat de stîlpi, forţele orizontale provenite din încărcări orizontale se transmit de la fermă la stîlp cu o excentricitate corespunzătoare înălţimii guseului de reazem; rezultă implicit necesitatea ca acest guseu să aibă o înălţime cît mai redusă (fig. 5,a). Momentul M — H h0 se preia de cele două bare aferente nodului proporţional

cu rigidităţile lor liniare K=I/l capatul opus al barelor se consi-deră articulat (linia continuă de pe figuia 5, b) :

In cazul tălpilor comprimate rigide, influenţa momentului poate fi considerată că se extinde pînă la primul nod rigid (linia întreruptă de pe figura 5, b).

Barele se verifică la forţă axială şi moment încovoietor.Talpa care este mai rigidă se încarcă mai mult si deseori rezultă necesară consolidarea ei pe o anumită

lungime (fig. 5, c).Transmiterea forţelor se realizează prin plăcuţe de centrare şi prin blocaje corespunzătoare care se sudează după centrarea fermei. Asigurarea toleranţelor de montaj se realizează prin găurile mai mari sau ovalizate ale şuruburilor de prindere de stilp.

în cazul prinderii rigide a fermelor de stîlpi prima diagonală se realizează de regulă ascendentă, ceea ce asigură o repartizare mai raţională a eforturilor în zona de reazem a fermei. în figura 6, a se prezintă o prindere cu şuruburi care cere o precizie mai mare în ceea ce priveşte lungimea fermei raportată la deschiderea propriu-zisă. Prinderea se efectuează eu şuruburi grosolane. Rezemarea se realizează prin intermediul unui scaun: suprafaţa frontală a guseului de reazem si a scaunului se prelucrează mecanic pentru asigurarea, unei suprafeţe de contact corespunzătoare. O variantă care permite tolerante mai mari la montaj o reprezintă soluţia de prindere cu plăcuţe sudate la montaj (fig. 6, b si c). Prinderea

Fig. 6. Prinderea rigidă a fermelor de stilpi.

cu sudură rezultă mai rigidă asigurînd o transmitere mai bună a eforturilor.

Realizarea continuităţii cu plăcuţe sudate la ferme continue este arătată în figurile 6. c şi d.

Fermele şi prinderile de stîlpi în cazul continuităţii se verifică la efectul momentelor de pe reazeme si al forţelor axiale din efectul de cadru.

Momentele de pe reazem se transmit sub forma unui cuplu de forţe (fig. 7, a ) : I 1 — M1

/h1,iar forţa axială N se poate considera că se transmite numai la talpa inferioară acolo unde se transmite si reacţiunea verticală R. Ţinînd seama că momentele din efectul de cadru sint inegale la extremităţi schema de încărcare a fermei va fi cea din figura 7, b.Eforturile astfel obţinute din bare se suprapun eforturilor din ipoteza fermei static determinate :

,

In care este efortuldin încălcare pe grinda static determinată ; —efortul din moment : -efortul din forţa axială

(de exemplu 7-v –

Fiii. 5. Efectul forţelor orizontale din nodul de reazem : ii — schema constructivii; 6 — eforturi ie lare; c - Irtilbca Isititi In laicul Ct itazim.

Prinderea propriu-zisă se verifică la eforturile rezultate din efectul de cadru; reactiunea verticală a fermei se transmite integral la scaun. în nodul inferior datorită momentului de pe reazem se dezvoltă de regulă o forţă de compresiune care, se preia prin contactul direct cu stîlpul în cazul prinderii cu şuruburi sau prin sudura în cazul prinderii cu plăcuţe sudate. Dacă forţa orizontală care acţionează la nivelul tălpii fermei nu solicită centric prinderea, se ţine seama si de momentul H*e în care H este rezultanta solicitărilor pe orizontală (fig. 8): se urmăreşte ca excentricitatea să nu fie prea mare astfel incit in prindere să nu apară eforturi de în tindere. Dacă totuşi se dezvoltă, prinderile cu şuruburi se

verifică cu relaţia :

BILETE1. Structura oţelului şi proprietăţile lui. Caracteristicile fizico-mecanice ale oţelului. Tratamente termice ale oţelului.2. Fabricarea oţelului. Clasificarea oţelulurilor. Alegerea oţelurilor pentru construcţii metalice. Coroziunea oţelului. Tipurile de coreziuni. Factorii care determină valoarea coroziunii. Protecţia anticorezivă.3. Comportarea oţelului şi a aliajelor de aluminiu la concentrări de tensiune şi la solicitări repetate.4. Metode de calcul pe baza stărilor limită.

5. Sarcini si actiuni. Sarcini normate de calcul, coeficientii de siguranta a sarcinilor, grupari de sarcini.6. Rezistentele normate si de calcul. Coeficientii de siguranta a materialelor. Coeficientul conditiilor de lucru.7Comportarea şi calculul elementelor încovoiate în domeniul elastic de comportare al materialului. Determinarea tensiunilor în secţiunile transversale. Condiţii de rezistenţă. Dimensionarea secţiunilor.8Comportarea şi calculul elementelor încovoiate în domeniul elosto-plastic.Dimensionarea secţiunii.9Comportarea şi calculul elementelor solicitate la întindere axială şi încovoiere în domeniul elastic şi elasto-plastic, formule de determinare a tensiunilor10 Comportarea barelor de oţel la compresiune axială. Flambajul plan al barelor comprimate centric. Noţiuni, de tensiune critice, lungimi de flambaj, coeficienti de flambaj. Verificarea stabilităţii. Dimensionarea barelor comprimate centric.11. Flambajul plan al barelor comprimate excentric12. Flambajul lateral al grinzilor încovoiate. Tensiuni critice. Verificarea stabilităţii13. Îmbinări sudate. Tipuri de îmbinări. Cordoane de sudură şi caracteristicile lor. Calculul îmbinărilor cap la cap.14. Comportarea şi calculul îmbinărilor sudate cu cordoane laterale15. Tipuri de şuruburi şi caracteristicile lor. Comportarea îmbinărilor cu şuruburi. Calculul şuruburilor la forfecare, presiune pe gaură şi întindere.16. Comportarea şi calculul îmbinărilor cu şuruburi de înaltă rezistenţă. Tipuri de forfecare. Verificare de rezistenta17. Îmbinări cu şuruburi care transmit momente, forţe normale şi de forfecare. Verificarea de rezistenţă.18. Platforme industriale. Tipuri de platforme. Alcătuirea constructivă. Elemente componente ale platformelor industriale.19. Platelaje metalice pentru platforme industriale. Calculul platelajelor din oţel.20. Grinzi laminate. Dimensionarea şi verificarea rezistenţei, stabilităţii generale şi rigidităţii.21. Dimensionarea grinzilor compuse. Determinarea înălţimii maxime şi minime. Stabilirea grosimii inimii. Stabilirea dimesiunilor talpii.22. Variatia sectiunii in lungul grinzii compuse. Moduri de variatie. Verificarea rezstentei, stabilitatii globale si rigiditatii grinzilor compuse.23. Verificarea şi asigurarea stabilităţii locale a tălpilor grinzii. Verificarea şi asigurarea stabilităţii locale a inimii grinzii.24. Calculul si constructia inadirilor grinzilor.25. Calculul şi consruirea reazemelor grinzilor26. Tipuri de secţiuni ale stîlpilor cu inima plină. Alegerea secţiunii stîlpului comprimat centric cu inimă plină şi alcătuirea lui. Verificări de stabilitate globală şi locală.27 Tipuri de secţiuni ale stîlpilor cu zăbrele.Alegerea secţiuniistîlpului comprimat centric cu zăbrele.Verificarea la stabilitate.Calculul plăcuţelor şi zăbrelelor.28 Structura şi calculul bazelor stîlpilor comprimaţi centric.29 Ferme.Domeniul de aplicare.Tipuri de ferme,dispunera zăbrelelor.30. Calculul eforturilor în barele fermelor. Lungimi de flambaj. Verificarea barelor la rezistenţă şi stabilitate.31. Prinderea barelor în noduri.Calculul nodurilor.32. Componenţa carcasei şi scheme constructive ale ei. Amplasarea stîlpilor în plan. Rosturi de delatare.33. Alcătuirea cadrelor transversale. Elementele structurii de rezistenţă. Contravîntuiriîntre stîlpii halelor. Contravîntuirile acoperişului.34 Sarcini permanente şi sarcini provenite din acţiuni climaterice.35 Sarcini provenite din acţiunea podurilor rulante.36 Sarcini provenite din acţiuni seismice asupra halelor şi determinarea lor. 37. Alcătuirea grupărilor de calcul.Determinarea eforturilor în elementele de rezistenţă.38. Influenţa conlucrării spaţiale asupra eforturilor în cadrele transversale.39. Stîlpii halelor. Tipuri de secţiuni.lungimi de flambaj ale stîlpilor.40. Calculul si alcatuirea stilpilor cu inima plina comprimati excentric.41.Calculul si alcatuirea stilpilor comprimati excentric din elemente departate solidarizate cu zabrele.42. Rezemarea grinzilor de rulare. Alcatuirea si calculul prinderii partii superioare a stilpului de partea inferioara.43. Bazele stilpilor cu sectiunea plina ale halelor industrial, alcatuirea si calculul lor.44. Solutii constructive ale acoperisului (cu pane si fara). Panele invelitorilor, comportarea si calculul lor.45. Cai de rulare. Alcatuirea cailor de rulare. Tipuri de sectiuni ale grinzilor de rulare.46. Calculul grinzilor de rulare. Actiuni, care solicita caile de rulare. Determinarea eforturilor de calcul.47. Dimensionarea sectiunilor grinzilor de rulare. Verificarea rezistentei grinzii de rulare.48. Verificarea rigiditatii si stabilitatii grinzii de rulare.49. Particularitatile de calcul ale fermelor halelor industriale. Determinarea eforturilor in bare tinind seama de eforturile provenite din momentele din cadrele transversale.50. Alcatuirea nodurilor prinderilor fermelor de stilpi. Calculul prinderilor. Inadiri de montare a fermei