Licentă_Finală.pdf

1

UNIVERSITATEA TEHNICĂ ,, GH. ASACHI “ IAȘI

FACULTATEA DE CONSTRUCȚII ȘI INSTALAȚII

C.F.D.P.

LUCRARE DE LICENȚĂ

Coordonator ștințific Student

As. Dr. Ing. Cristian Blejeru Grapă Teofil – Ionuț

Iași

2015

2

3

1. BORDEROU

A. Piese scrise

1. Tema proiectului…………………………………………………………..1

2. Memoriu tehnico-justificativ……………………………………………...3

3. Note de calcul…………………………………………………………......7

4. Tehnologie de montaj a suprastructurii podului………………………....89

5. Devize…………………………………………………………………....90

6. Caiet de sarcini……………………………………………………….......91

7. Protectia muncii………………………………………………………....107

8. Protectia mediului…………………………………………………….....109

9. Bibliografie……………………………………………………………....128

B. Piese desenate

1. Dispozitie generala pod existent

2. Dispoziție generală pod proiectat

3. Grindă principală. Detalii

4. Sectiune transversala suprastructura. Detalii îmbinare lonjeron antretoază

5. Contravântuiri orizontale principale

6. Contravântuiri orizontale secundare

7. Tehnologie de executie

8. Detalii îmbinare antretoază - grindă principală

4

2.MEMORIU TEHNIC

Capitolul I – DATE GENERALE Denumirea lucrării: PROIECTARE POD DE CALE FERATĂ KM 453 + 867 PE

LINIA

BRAȘOV – SINAIA COMPONENTĂ A CORIDORULUI IV

PAN EUROPEAN,

PENTRU CIRCULAłIA TRENURILOR CU VITEZA

MAXIMĂ DE

120 KM/H. TRONSONUL: COȘLARIU – SIMERIA

LOT 1 VINłU DE JOS - SIMERIA Obiect: PODURI Titularul investitiei: C.N.C.F. "C.F.R." - S.A. Beneficiarul investitiei: C.N.C.F. "C.F.R." - S.A. Elaboratorul proiectului: GRAPA TEOFIL

Capitolul II – DESCRIEREA GENERALĂ A LUCRĂRILOR

2.1. Amplasamentul lucrării Tronsonul de cale ferată Coșlariu - Simeria face parte din intervalul Brașov - Sinaia ,

componentă a coridorului IV Pan - European. Din punct de vedere geografic tronsonul de cale

ferată este amplasat în sud-vestul Ardealului în bazinul mijlociul al râului Mureș. Din punct de vedere administrativ teritorial, tronsonul se află pe teritoriul județelor Alba

și Hunedoara.

Linia de cale ferată Coșlariu - Simeria a fost construită și dată în exploatare în anul 1872,

dublarea liniei făcându-se în perioada 1950-1960. 2.2. Obiectul proiectului Ca urmare a acțiunilor de dezvoltare, modernizare, întreținere, reparații și consolidări,

desfășurate de-a lungul timpului, în prezent coexistă lucrări cu vechime de peste 100 ani cu

lucrări în ultimii 30-40 de ani. Pentru respectarea standardelor recomandate de UIC pentru Coridoarele Europene și

Coridoarele TEN precum și Acordurile AGC și AGCT de a circula cu viteza maximă de

5

160km/h cu trenurile de călători și 120km/h cu trenurile de marfă s-a prevăzut proiectarea

lucrărilor de reabilitare și modernizare a liniei de cale ferată.

Scopul acestui proiect este de a reabilita pe tronsonul Coșlariu - Simeria, podurile de cale

ferată pentru a corespunde cerințelor tehnice cerute de noile condiții de circulație. 2.3. Topografia zonei Linia de cale ferată Coșlariu-Simeria este situată, din punct de vedere geografic, în sudul

Transilvaniei caracterizată ca zonă joasă de șes dominată de Depresiunea Alba Iulia și de

Culoarul depresionar al Orăștiei. 2.4. Clima și fenomenele naturale specifice zonei Clima este temperată, specifică țării noastre, diferențiată în funcție de altitudine, cu

temperaturi medii anuale de 2 grade C în zonele montane și 9,5 grade C în Lunca Mureșului.

Adâncimea maximă de îngheț – conf. STAS 6054/1977, este de 0,80–0,90m de la nivelul Tn/Ts.

Din punct de vedere hidrologic, zona este dominată de cursul mijlociu al Mureșului și

afluenții săi care colectează toate văile din zona, pe partea dreaptă afluenții Mureșului sunt:

Arieșul, Aiudul, Geoagiul, Valea Galzii, Cricaul, Ampoiul, Vințul, iar pe partea stângă Mureșul

primește:Târnava Mare, Secasul Sebeșului, Sebeșul, Pianul, Cugirul, Streiul etc. 2.5. Geologia, seismicitatea Perimetrul studiat este dispus pe zona de luncă și terasa inferioară a râului Mureș, pe

malul stâng, pe terenuri aplatizate. Structura geologică este caracteristică zonelor de terasă cu depozite fine de argile și

prafuri, la partea superioară ce repauzează pe aluviunile Mureșului reprezentate în general de

fracții grosiere rulate (pietrișuri), mai rar nisipuri.

Aceste depozite au o dispoziție cvasi-permanentă și pot prezenta local îndințări de facies.

Pânza freatică ce este cantonată în depozitele poros-permeabile(nisipuri și pietrișuri) este în

legătură cu variațiile nivelului apelor Mureșului.

Conform Codului de proiectare seismică P100-2006, ca Anexă națională la SREN 1998-

1,2/2006, amplasamentul podurilor se află în zone seismice cu accelerația orizontală de vârf

ag=0,08g și perioada caracteristică Tc=0,7s. 2.6. Suprafața și situația juridică a terenului ocupat de lucrare Situația definitivă a suprafețelor și situația juridică a terenurilor vor fi stabilite după

finalizarea expropierilor necesare executării obiectivelor proiectate. 2.7. Devierile și protejările de utilități afectate Lucrarea care se executa, nu impune demolari sau devieri de retele electrice, apa, gaze,

telefonie etc. 2.8. Surse de alimentare cu apă, energie electrică, gaze, etc. Lucrările proiectate nu necesită racorduri pentru alimentarea cu apă, energie electrică sau

gaze. Dacă va fi cazul, acestea vor fi asigurate, pe perioada execuției, de către antreprenor din

surse proprii sau locale, incluse în organizarea de șantier. Pentru organizarea de șantier apa potabilă va fi asigurată din surse controlate.

Transportul apei se va face în recipiente igienice. 2.9. Căile de acces permanente, căile de comunicații și altele asemenea Transportul materialelor și utilajelor se face pe drumurile existente pe lângă calea ferată,

care se vor amenaja astfel încât să corespundă traficului de șantier. Acolo unde nu există

drumuri, se vor amenaja drumuri tehnologice până la locul lucrărilor. Drumurile tehnologice vor

avea lățimea de 3.00m și vor fi balastate. Nu sunt necesare mijloace de comunicații speciale pe parcursul executării lucrărilor

6

proiectate. 2.10. Organizarea de șantier: Lucrările de organizare de șantier vor cuprinde:

- construcții, instalații și utilaje ale antreprenorului, echipate cu mijloace la alegerea

lui, în concordanță cu cerințele proiectului, care să-i permită să-și satisfacă

obligațiile de execuție și calitate, de relații cu beneficiarul, precum și cele privind

controlul execuției lucrărilor; - toate materialele, instalațiile, aparatele, dispozitivele și sistemele de control a calității

execuției, în conformitate cu prevederile din proiect, caietul de sarcini, standardele și

normativele în vigoare;

- platformă tehnologică necesară execuției lucrărilor (S = 1500mp). Amplasamentul platformei tehnolofice s-a stabilit în funcâie de conexiunile la căile de

comunicație existente.

Suprafața platformei a fost stabilită în funcŃie de mărimea podului și volumul

materialelor și lucrărilor necesare.

Realizarea platformei tehnologice constă în decaparea stratului vegetal, nivelarea

terenului și așternerea unui strat de refuz de ciur în grosime de 30cm după compactare. 2.11. Trasarea lucrărilor Trasarea lucrărilor se va efectua respectându-se prevederile STAS-ului 9824/4-83

"Măsurători terestre". Trasarea pe teren a lucrărilor se va face luând ca bază sistemul general de

reperi ai lucrărilor de reabilitare a liniei de cale ferată realizând reperajul de specialitate care

constă în trasarea axelor obiectelor în sistem rectangular (pile, culee, amenajare albie) și a

reperajului de detaliu pentru fiecare obiect în parte. 2.12. Protejarea lucrărilor executate și a materialelor din șantier. Protejarea lucrărilor executate cât și a materialelor de pe șantier sunt în sarcina

constructorului (executantului), care va lua măsuri de amenajare a unor spații corespunzătoare

de depozitare a materialelor și utilajelor, precum și paza acestora prin organizarea de șantier pe

care și-o efectuează în apropierea lucrării. La executarea lucrărilor se vor lua măsuri de protecție a lucrărilor de betoane după

turnare în conformitate cu prevederile din "Cod de practică pentru executarea lucrărilor din

beton, beton armat și beton precomprimat", indicativ NE 012-2007. 2.13. Măsurarea lucrărilor Măsurarea lucrărilor executate de constructor va fi făcută atât de acesta cât și de

reprezentantul investitorului (beneficiarului) - dirigintele de șantier (consultantul). 2.14. Laboratoarele constructorului și testele care cad în sarcina sa Antreprenorul va asigura prelevarea de probe din materialele care necesită

încercări. Încercările se vor efectua în laboratoare de specialitate autorizate de

MLPAT Și AFER, conform Ordinului MT nr. 290/2002. 2.15. Curățenia pe șantier Constructorul are obligația de a se îngriji de curățenia pe șantier, la locurile

de muncă și în anexele sociale pe care le utilizează. Este interzisă depozitarea dezordonată pe șantier a materialelor și a utilajelor, aceasta

trebuie făcută în conformitate cu prevederile reglementărilor în vigoare privind protecția muncii

7

și P.S.I. 2.16. Servicii sanitare Antreprenorul trebuie să asigure pe șantier un post de prim ajutor în caz de accidente sau

îmbolnăviri, precum și mijloace de comunicații și transport pentru deplasarea rapidă la cele mai

apropiate unități sanitare din zonă. Antreprenorul are obligația de a asigura dotările sanitare necesare pe șantier: surse de apă

potabilă, grupuri sanitare, etc. Va amenaja spațiile pentru menținerea igienei la locul de muncă

și în organizarea de șantier. Acestea trebuie să fie amplasate în așa fel încât să respecte normele

sanitare, de protecție a muncii si P.S.I. în vigoare și să nu producă poluarea mediului.

Capitolul III – NECESITATEA ȘI OPORTUNITATEA LUCRĂRII

3.1. Date de proiectare Lucrările prevăzute în prezentul proiect au fost stabilite pe baza următoarelor date de

proiectare: - studiu topografic; - studiu geotehnic; - expertiză tehnică; - debitele maxime cu diverse probabilităŃi de depășire furnizate de INHGA; - fișele podurilor și informaŃii primite de la beneficiar, CNCF „CFR” SA; - date culese cu ocazia vizitării obiectivului;

3.2. Situația existentă La podul existent Km 453 + 867 tablierele sunt dispuse normal și independente pe

fiecare linie, tablierele sunt realizate, din grinzi cu inimă plină, calea jos, pe linia I c.f., respectiv

pe linia II c.f., ambele tabliere fiind îmbinate cu șuruburi de înaltă rezistență și cu infrastructuri

comune din beton armat și fundații din beton simplu fundate direct în startul portant.

Deschiderea de calcul a podurilor este de 21,00 m. Distanța între liniile c.f. pe cele două tablier

este de 6,20 m, măsurate între axele căii. Infrastructura este realizată din culee de beton comune pentru fiecare linie de circulație

c.f., executate, cu ziduri de gardă și ziduri întoarse. Calea pe ambele poduri este tip 65 UIC, cu prindere rigidă tip K, cu contrașine pe pod și

capete de contrașină pe terasamentele de la capul podului, cu calea montată pe traverse speciale din lemn pentru poduri. Calea pe poduri este sudată electric și inclusă în calea fără

joante pe acest sector de linie c.f. În prezent actualul pod nu are un curs de apă permanent, numai la debitele mari de

revărsare ale râului Strei. Pe sub pod albia este calibrata și pereată cu beton.

Îmbinările tălpilor grinzilor principale precum și a grinzilor căii sun realizate prin

cordoane de sudură de colț de 10 mm în uzină.

8

3. NOTE DE CALCUL

(CALCULUL SUPRASTRUCTURII PODULUI)

1.Alcatuirea și calculul grinzilor căii

1.1. Alcătuirea și calculul lonjeronilor

Deoarece lonjeronii au asigurată continuiatea în dreptul antretoazelor, aceștia

secalculează ca o grindă continuă pe reazeme elastice, elasticiatea reazemelor fiind dată de

săgeata elastica a antretoazelor și a grinzilor principale sub acțiunea încărcarilor utile.

În cazul de față se va aplica procedeul simplificatde calcul al eforturilor, care admite

să se calculeze momentul încovoietor maxim M0 și forța tăietoare maximă T0 pentru

lonjeronul grindă simplu rezemată, momentul M0 repartizându-se în câmpurile și reazemele

lonjeronilor continuizați prin eclise de continuitate, conform tabelului 1.1 forța tăietoare

considerându-se nemodifictă.

Tabelul 1.1

Denumirea momentului Valoarea momentului

OL 37 OL 52

Mcf – în câmpul lojeronilor finali 1,0 × M0 1,2 × M0

Mci – în câmpul lojeronilor intermediari 0,8 × M0 1,0 × M0

Mr – pe reazemele intermediare - 0,75 × M0 -0,8 × M0

1.1.1 Evaluarea acțiunilor

Se vor lua in calcul următoarele acțiuni:

Acțiuni permanente :

greutatea unui lonjeron, se detremină cu ajutorul relației de mai jos:

g1 = α × l [daNm]

unde :

9

α – este un coeficient numeric, care ia valori între 20 ÷ 25. În cazul de fața vom adopta

valoarea coeficientului α = 21;

l – este deschiderea de calcul a lonjeronului. În cazul de față l = 5,25 m;

g1 = 21×5,25 = 110,25 ≈ 111 [daN/m]

greutatea căii, se calculează conform STAS 1489 – 78 pct. 2.1.1 Tabelul 1, unde

pentru convoiul tip P 10 greutatea căii g2 pentru un lonjeron se calculeaza cu relația:

g2 = 900/2 =450 [daN/m]

Însumând cele două valori obținute rezultă că acțiunea permanentă ce acționează

asupra lonjeronului va avea valoarea:

g = g1 + g2 = 111+450 = 561 [dan/m]

Acțiunea convoiului tip P 10:

Lonjeronii vor fi dimensionați la acțiunea convoiului P 10, convoi care este compus

dintr-o locomotivă cu 5 osii a 250 kN/osie (echivalent cu 139 kN/m) și din vagoane

reprezentate printr-o încărcare uniform distribuită de 100 kN/m(conform STAS 1489 – 78

pct. 4.1) .

1.50 1.50 1.50 1.50 1.50 1.50

9.00

250 kN

100 kN/m 100 kN/m

250 kN 250 kN 250 kN 250 kN

Fig. 1

Rosturile șinelor se consideră a fi sudate, de aceea coeficientul dinamic se calculează

cu relația :

𝜓 = 1,10 +17

35 + 𝑙= 1,10 +

17

35 + 5,25= 1,52

Acțiunea forței de șerpuire:

10

Această încărcare se notează cu S se determină din STAS 1489 – 78- pct.4.2-alin.4.2.1, unde

forța de șerpuire este o forță concentrată unică, orizontală, aplicată la nivelul superior al șinei,

normală pe axul șinei și în sensul cel mai defavorabil.

Valoarea ei se consideră cafiind egală cu 60 kN pentru podurile de cale ferată cu

ecartament normal, fară a se ține seama de efectul dinamic.

S = 60 [kN]

Acțiunea vântului:

Această încărcare se noteaza cu w si este o încărcare uniform distribuită ce acționează,

în cazul de față pe partea superioară a convoiului neprotejat de grinzile principale (pod cu

calea jos), în secțiunea lonjeronilor din mijlocul unui panou de contravânturie.

La calculul suprafeței expuse vântului, se iau în considerare suprafețele pline, reale,

ale urmatoarelor elemente: suprafața convoiului de calcul, suprafața elementelor de cale,

suprafața grinzilor principale, suprafața grinzilor căii. Calculul se face pe metru liniar

considerând următoarele înalțimi pentru calculul suprafeței expuse vântului:

înălțimea convoiului : hconv = 3,50 [m];

înălțimea căii : hcale = 0,40 [m];

înălțimea lonjeronului : hlonj = 0,60 [m];

înălțimea antretoazei : hantretoază = 0,90 [m];

înălțimea grinzilor principale : hgr.pp. = L/10 = 21/10 = 2,10 [m].

Presiunea vântului pw = 150 [daN/m2],se adoptăpentru pod încarcat, conform STAS

1489-78-pct.4.2.6. Având toate valorile cunoscute, atunci putem calcula valoarea acțiunii

vântului:

w = (hconv + hcale + hantretoaza – hgr. pp.) × pw = (3,5 + 0,4 + 0,9 – 2,10) × 150 = 405 [daN/m].

1.1.2 Calculul eforturilor secționale

Pentru calculul eforturilor secționale se vor considera următoarele grupări de acțiuni:

Gruparea I : - acțiuni permanente;

- acțiuni din convoiul tip P 10;

Gruparea II : - acțiuni permanente;

- acțiuni din convoiul tip P 10;

- acțiunea forței de șerpuire;

- acțiunea vântului;

11

acțiuni permanente:

Schema de încărcare și diagramele de eforturi secționale este reprezentată în figura de mai

jos:

5.25

+

-

+

g = 561 daN/m

Mg

Tg

Fig. 2

𝑀𝑔 = 𝑔 × 𝑙2

8=

561 × 5,252

8= 1933 [𝑑𝑎𝑁𝑚]

𝑇𝑔 = 𝑔 × 𝑙

2=

561 × 5,25

2= 1473 [𝑑𝑎𝑁]

acțiunea convoiului tip P 10:

Pentru determinarea eforturilor secționale se vor folosi linii de influență, schema de rezemare

și dispunerea convoiului pe pod se face ca în Fig.3 pentru moment încovoietor și Fig.4 pentru

forța tăietoare:

𝑀𝑝 = 12500 × 0,56 × 2 + 1,31 = 30375 𝑑𝑎𝑁𝑚 ;

𝜓 × 𝑀𝑝 = 1,52 × 30,375 = 46170 𝑑𝑎𝑁𝑚 ;

𝑇𝑝 = 12500 × 1,00 + 0,71 + 0,43 + 0,14 = 28500 𝑑𝑎𝑁 ;

𝜓 × 𝑇𝑝 = 1,52 × 28500 = 43320 𝑑𝑎𝑁 .

Așadar solicitările din gruparea I de acțiuni, considerând lonjeronul grindă simplu rezemată,

sunt:

12

𝑀0 = 𝑀𝑔 + 𝜓 × 𝑀𝑝 = 1933 + 46170 = 48103 [𝑑𝑎𝑁𝑚] ;

𝑇0 = 𝑇𝑔 + 𝜓 × 𝑇𝑝 = 1473 + 43320 = 44793 [𝑑𝑎𝑁] ;

5.25

1.125 1.50 1.50

2.625 2.625

12500 daN12500 daN12500 daN

1.3

1

1.125

0.5

6

0.5

6

Fig. 3

5.25

1.50 1.50

12500 daN12500 daN12500 daN

1.0

0

1.50

12500 daN

0.75

0.7

1

0.4

3 0.1

4

Fig.4

acțiunea vântului:

13

Acest tip de solicitare produce încovoiere în plan orizontal (numită acțiunea directă) a

sistemului format de lonjeroni și contravântuiri. Lonjeronii sunt solicitați intre două noduri de

contravântuire, la încovoiere, produsă de încarcarea în cauză ca în Fig.5.

a = 1.75

w = 405 daN/m

Fig.5

𝑀𝑤𝑕 = 1

20 × 𝑤 × 𝑎2 =

1

20 × 405 × 1,752 = 62 [𝑑𝑎𝑁𝑚]

acțiunea forței de șerpuire:

Această încarcare are aceleași caracteristici ca și acțiunea vântului, diferența constă in

faptul că are o distribuție concentrate, care aplică în cazul de fată la mijlocul deschiderii unui

panou de contravantuire ca in Fig.6 :

a = 1.75

0.875 0.875

S = 6000 daN

14

Fig.6

𝑀𝑆𝑕 = 1

16 × 𝑆 × 𝑎 =

1

16 × 6000 × 1,75 = 656 [𝑑𝑎𝑁𝑚]

Pentru gruparea II, se adauga acțiunile provenite din forța de șerpuire și din acțiunea

vântului, considerându-le preluate numai de talpa superioară a lonjeronului:

𝑀𝑆𝑕 = 656 [𝑑𝑎𝑁𝑚];

𝑀𝑤𝑕 = 62 [𝑑𝑎𝑁𝑚] ;

Ținând seama de coeficienții de corecție, în tabelul 1.2sunt date solicitările

lonjeronilor:

Tabelul 1.2

Secțiunea care se

verifică

Momente încovoietoare [daNm]

Gruparea I Gruparea II

Câmpurile finale ale

șirului de lonjeroni 𝑀𝑧 = 1,2 × 𝑀0 = 57724 𝑀𝑦 = 𝑀𝑆𝑕 + 𝑀𝑤𝑕 = 718

Câmpurile intermediare ale

lonjeronilor 𝑀𝑧 = 1,1 × 𝑀0 = 52913 𝑀𝑦 = 𝑀𝑆𝑕 + 𝑀𝑤𝑕 = 718

Reazemele lonjeronilor 𝑀𝑧 = −0,9 × 𝑀0 = −43293

1.1.3 Predimensionarea secțiunii transversale a lonjeronilor

Predimensionarea înălțimii secțiunii lonjeronului (h):

Stabilirea acestei dimensiuni se face pe baza a trei criterii și anume:

în raport cu deschiderea grinzilor principale, funcția pe care o îndeplinește în

structura podului si schema statică a acesteia (tabelul 1.3):

Tabelul 1.3

Destinația

podului

Elementul podului Sistemul

static

Raportul

h/L

Poduri de

șosea

sau C.F.

Lonjeron profil laminat

simplu

rezemat

1/8 ÷ 1/12

secțiune

compusa

1/7 ÷ 1/10

Antretoază pod deschis 1/6

pod închis 1/8

Poduri de șosea Grindă principală simplu

rezemată

1/10 ÷ 1/16

continuă 1/12 ÷ 1/30

Poduri de C.F. Grindă pricipală simplu

rezemată

1/10

continuă 1/12

15

În cazul de fața rezultă că :

𝑕 ≅ 1

7÷

1

10 × 𝑙 ≅

1

7÷

1

10 × 5,25 ≅ (0,75 ÷ 0,525)

Se va adopta h = 60 [cm].

în functie de consumul de oțel, care trebuie să fie minim h rezulta din relatia de

mai jos:

𝑕𝑜𝑝𝑡𝑖𝑚 = 6 × 𝑊𝑛𝑒𝑐3 = 6 × 2405

3= 80,39 ≅ 80 [𝑐𝑚] ,

unde Wnecreprezintă modulul de rezistență necesar, care se determină cu relația:

𝑊𝑛𝑒𝑐 = 𝑀𝑚𝑎𝑥

𝜎𝑎=

57724 × 102

2400= 2405 [𝑐𝑚3]

unde: 𝛔areprezintă rezistența admisibilă la întindere a oțelului OL 52;

Mmax reprezintă momentul încovoietor maxim ce acționează pe lonjeron.

în funcție de săgeata admisibilă a lonjeronului:

În functie raportul dintre săgeata admisibilă si deschiderea de calcul a lonjeronului (fa / l),

conform tabelului 1.4se detremină raportul h / l.

Tabelul 1.4

fa / l 1 / 300 1 /500 1 / 600 1 / 800

h / l 0,0476 0,0793 0,095 0,127

Pentru cazul de față se va considera raportul fa / l = 1 / 750, conform SR 1911-1998

pct.8.5 - alin.8.5.6 Tabelul 39, unde pentru viteze V ≤ 120 Km/h, pentru numărul de

deschideri ≥ 3 și deschideri de calul ≤25 mrezultă valoarea raportului fa / l adoptată mai sus.

Deoarece raportul fa / l are valori cuprinse între intrevalul (1/600 ÷ 1/800) atunci se va

intrepola linear pentru a putea detremina valoarea raportului h / l corespunzător, așadar

pentru:

𝑓𝑎𝑙

=1

750=>

𝑕

𝑙 = 0,119

𝑕

𝑙= 0,119 => 𝑕 = 0,119 × 𝑙 = 0,119 × 5,25 = 0,62 𝑚 = 62 [𝑐𝑚]

Înălțimea lonjeronului se va adopta ca o valoare medie a celor trei valori determinate

mai sus și se va rotunji la multiplu de 10 [mm].Deci se va adopta h =60 [cm].

Predimensionarea grosimii inimii lonjeronului:

La fel ca și în cazul predimensionării înalțimii lonjeronului și aici trebuie respectate

trei criterii de dimensionare:

din condiția ca inima să preia forța tăietoare:

16

𝑡𝑖 ≥ 𝑇𝑚𝑎𝑥

𝑕𝑖 × 𝜏𝑎=

44793

60 × 1380 = 0,54 𝑐𝑚 ≅ 0,50 𝑐𝑚 = 5 𝑚𝑚

unde: 𝝉areprezintă rezistența admisibilă la forfecare a oțelului OL 52 in gruparea I de

acțiuni;

Tmax reprezintă forța tăietoare maximă ce acționează asupra lonjeronului.

din condiția de zveltețe a inimii: 𝑕𝑖

𝑡𝑖= 100 ÷ 150 => 𝑡𝑖 =

60

100 ÷

60

150

𝑡𝑖 = 0,60 ÷ 0,40 [𝑐𝑚]

Se va adopta ti = 5 [mm].

folosind o relație empirică:

𝑡𝑖 ≅ 2 × 𝑕 + 8 [𝑚𝑚]

unde h se consideră în [m].

𝑡𝑖 ≅ 2 × 0,6 + 8 = 9,20 ≅ 10 [𝑚𝑚]

Pentru a satisface simultan cele trei criterii se va adopta grosimea inimii lonjeronului

ti = 12 [mm].

Predimensionarea secțiunii tălpilor lonjeronului:

Cunoscând dimensiunile inimii, se pot determina dimensiunile tălpilor, din conditia de

rezistență la încovoiere a secțiunii lonjeronului:

𝑏 × 𝑡 = 𝐼𝑧𝑛𝑒𝑐 − 𝐼𝑧𝑖

2

𝑕2

𝐼𝑧𝑛𝑒𝑐 - momentul de inerție necesar al grinzii pentru a prelua momentul încovoietor maxim;

𝐼𝑧𝑛𝑒𝑐 = 𝑊𝑧𝑛𝑒𝑐 ×𝑕

2=

𝑀𝑚𝑎𝑥

𝜎𝑎×

𝑕

2=

57724 × 102

2400×

60

2= 72155 𝑐𝑚4

𝐼𝑧𝑖- momentul de inerție al inimii lonjeronului;

𝐼𝑧𝑖=

𝑡𝑖 × 𝑕𝑖3

12≅

𝑡𝑖 × 𝑕3

12=

1,2 × 603

12= 21600 𝑐𝑚4

𝑏 × 𝑡 = 72180 − 21600

602= 14,05 𝑐𝑚2

Se aleg: t =15 [mm] și b =200 [mm]

Notă: Secțiunea efectivă a tălpilor s-a suplimentat fața de cea rezultată din calcul pentru a

acoperi faptul că în calculele de predimensionare s-a considerat hi = h.

17

Valoarea efectivă a dimensiunile b și t ale tălpilor se determină prin încercări

succesiverespectându-se pe căt posibil următoarele domenii de variație:

𝑡𝑖 + 2 𝑚𝑚 ≤ 𝑡 ≤ 2 ÷ 3 × 𝑡𝑖 <=> 14 𝑚𝑚 ≤ 𝑡 ≤ 24 ÷ 36 𝑚𝑚

𝑏′ ≤ 15 × 𝑡 × 2400

𝜎𝑐 => 𝑏′ ≤ 15 × 1,5 ×

2400

3600 => 𝑏′ ≤ 18,37 [𝑐𝑚]

𝑏 ≅ 1

3÷

1

5 × 𝑕 = 20 ÷ 12 𝑐𝑚

Se constată că sunt îndeplinite cele trei condiții de mai sus și în plus și relația:

𝐴𝑡 ≅ 0,50 ÷ 0,60 × 𝐴 <=> 𝐴𝑡 = 60 ≅ 64.20 ÷ 77.04

At– aria tălpilor lonjeronilor;

A – aria totală a grinzii.

Având toate dimensiunile secțiunii transversale a lonjeronului cunoscute, secțiunea

lonjeronului va arăta ca în Fig.7 de mai jos.

200 × 15

570×12

200 × 15

600

570

Fig.7

1.1.4 Calculul caracteristicilor geometrice secționale:

18

G

y

z z

200

12

y5

70

15

200

15

60

0Fig.8

𝑧𝐺 = 𝑦𝐺 = 0

𝐴 = 2 × 20 × 1,5 + 1,2 × 57 = 128,40 [𝑐𝑚2]

𝐼𝑧 = 2 × 20 × 1,53

12 +

1,2 × 573

12 + 2 × 128,40 ×

1,5

2+

57

2

2

= 238239 [𝑐𝑚4]

𝐼𝑦 = 2 × 1,5 × 203

12 +

57 × 1,23

12 = 2008,21 [𝑐𝑚4]

𝑊𝑦 = 𝐼𝑦

𝑧𝑚𝑎𝑥=

2008,21

10= 200,82 [𝑐𝑚3]

𝑊𝑧 = 𝐼𝑧

𝑦𝑚𝑎𝑥=

238239

30= 7941,30 [𝑐𝑚3]

𝑖𝑧 = 𝐼𝑧𝐴

= 238239

128,40= 43,07 [𝑐𝑚]

𝑖𝑦 = 𝐼𝑦

𝐴=

2008,21

128,40= 3,95 [𝑐𝑚]

19

1.1.5 Verificarea secțiunii lonjeronilor:

1.1.5.1 Verificari de rezistență

Verificarea eforturilor unitare normale maxime din încovoiere

câmp marginal gruparea I

𝜎𝑧 =𝑀0

𝐼𝑧 × 𝑦𝑚𝑎𝑥 =

57724 × 102

208688,45× 30 = < 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼

unde α este un coeficient care depinde de natura solicitării. Conform STAS 1911-

98,pct.8.2.2.1.2,în cazul încovoierii simple, α = 1,05.

𝜎𝑧 = 726,88 < 1,05 × 2400 = 2520 𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

câmp marginal, gruparea II:

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝑀0

𝐼𝑧× 𝑦𝑚𝑎𝑥 +

𝑀𝑦

𝐼𝑦𝑡× 𝑧𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼𝐼

unde Iyt reprezintă momentul de inerție al tălpii superioare calculat față de axa verticală y-y:

𝐼𝑦𝑡 =𝑡 × 𝑏3

12=

1,5 × 203

12 = 1000 𝑐𝑚4

𝜎𝑚𝑎𝑥 = 726,88 +718 × 102

1000× 10 = 1444,88 < 1,05 × 2700 = 2835

𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

câmp intermediar, gruparea I:

𝜎𝑧 =𝑀0

𝐼𝑧 × 𝑦𝑚𝑎𝑥 =

52913 × 102

238239× 30 = 666,30 < 2520

𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

câmp intermediar, gruparea II:

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝑀0

𝐼𝑧× 𝑦𝑚𝑎𝑥 +

𝑀𝑦

𝐼𝑦𝑡× 𝑧𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼𝐼

𝜎𝑚𝑎𝑥 = 666,30 +718 × 102

1000× 10 = 1384,30 < 1,05 × 2700 = 2835

𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

Verificarea eforturilor tangențiale maxime:

Această verificare se face in dreptul reazemelor, acolo unde avem forța tăietoare

maximă, doar pentru gruparea Ifolosind o relație aproximativă:

20

𝜏𝑚𝑎𝑥 = 𝑇0

𝑡𝑖 × 𝑕𝑖< 𝜏𝑎

𝜏𝑚𝑎𝑥 = 44793

1,2 × 57= 654,86 < 𝜏𝑎 = 1380

𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

Verificarea eforturilor unitare locale:

Verificarea se efectuiază ținând seama că dacă se prevăd traverse de lemn de 22 cm și

dacă transmiterea forței se face la 45˚, rezultă lățimea de repartiție a forței concentrate

(Fig.9).

45°

P = 125 kN

45°22

1.4

z = 24.80

Fig.9

𝑧 = 22 + 2 × 𝑡 = 22 + 2 × 1,5 = 25 𝑐𝑚

Efortul local la care se verifică secțiunea lonjeronului se calculeză cu relația:

𝜎𝑙 =𝜓 × 𝑃

2 × 𝑧 × 𝑡𝑖=

1,7 × 12500

2 × 25 × 1,2= 354,17 < 𝜎𝑎

𝐼 = 2400 𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

unde : ψ = 1,7 reprezintă coeficientul dinamic pentru cazul acțiunii directe a forței.

Verificarea eforturilor unitare echivalente:

Se face în dreptul îmbinării dintre inimă și talpă în secțiunea de reazem, cu relația de

mai jos:

𝜎𝑒𝑐𝑕 = 𝜎2 + 𝜎𝑙2 − 𝜎 × 𝜎𝑙 + 3 × 𝜏2

În această relație:

𝜎 =𝑀𝑧

𝐼𝑧× 𝑦 =

−43293 × 102

238239× 30 = − 545,16

𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

21

unde Mz este momentul încovoietor din reazem.

𝜎𝑙 =𝜓 × 𝑃

2 × 𝑧 × 𝑡𝑖

în care: z =22 + 2 × ( t + tpl.cont.) = 22 + 2 × ( 1,5 + 2,5 ) = 30 [cm]

𝜎𝑙 =1,7 × 12500

2 × 30 × 1,2= 295,14

𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

𝜎𝑒𝑐𝑕 = − 545,16 2 + 295,142 − − 545,16 × 295,14 + 3 × 654,86 2 = 1353,41

Cum rezistența admisibilă corespunzătoare efortului unitar echivalent este 𝛔ech a

=2700 [daN/cm2] rezultă:

𝜎𝑒𝑐𝑕 < 𝜎𝑒𝑐𝑕 𝑎

1.1.5.2 Verificari de stabilitate

Verificarea săgeții lonjeronului:

În lipsa unui calcul exact al deformațiilor, prntru grinzile continue cu moment de inerție

constant se folosește relația:

𝑓𝑚𝑎𝑥 =5 × 𝑀𝑚𝑎𝑥 × 𝑙2

48 × 𝐸 × 𝐼−

𝑀𝑚𝑒𝑑 × 𝑙2

8 × 𝐸 × 𝐼

unde:

Mmax- momentul încovoietor maxim al grinzii considerată simplu rezemată, fără afectarea

acțiunilor din convoi cu coeficient dinamic;

Mmed - media momentelor încovoietoare de pe cele două reazeme adiacente deschiderii

considerate, produse de aceeași încărcare;

I -momentul de inerție brut al scețiunii de la mijlocul deschiderii considerate.

Pentru câmpurile marginale:

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝑀𝑔 + 𝑀𝑝 = 1933 + 30375 = 32308 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑀𝑚𝑒𝑑 = 0,75/2 × 𝑀𝑚𝑎𝑥 = 12115,50 𝑑𝑎𝑁𝑚

I = Iz = 238239 [𝑐𝑚4]

Rezultă:

𝑓𝑚𝑎𝑥 = 5 × 32308 × 102 × 5252

48 × 2,1 × 106 × 238239−

12115,50 × 102 × 5252

8 × 2,1 × 106 × 238239= 0,10 𝑐𝑚

𝑓𝑎 =𝑙

750

22

fa reprezintă săgeata admisibilă conform SR 1911-98,tabelu 39.

𝑓𝑚𝑎𝑥 = 0,10 𝑐𝑚 < 𝑓𝑎 =525

750= 0,70 𝑐𝑚

Verificarea stabilității generale

În lipsa unui calcul exact, această verificare (denumită și verificare la flambaj lateral

sau pierderea stabilității grinzii prin deplaserea laterală și torsiune), se face stabilind dacă

efortul unitar în fibra cea mai comprimată satisface relația:

𝜎 = 𝑀𝑧

𝑊𝑏 ≤ 1,14 × 𝜑 × 𝜎𝒂

în care:

Mz - momentul încovoietor maxim (ținând cont de coeficientul dinamic ψ) în secțiunea în

care se face verificarea;

Wb- modulul de rezistență brut al secțiunii considerate;

𝛗 - coeficientul de flambaj corespunzător coeficientului de zveltețe 𝛌 :

𝜆 =𝑐

𝑖𝑦

unde:

c - distanța dintre punctele de rezemare în direcția orizontală a tălpii comprimate;

iy - raza de girație în raport cu axa y-y a secțiunii tălpii comprimate la care se adaugă 1/5 din

înalțimea inimii.

y

12

200 15

11

4

Fig. 10

În conformitate cu SR 1911-98,pct.8.4.6.2, verificarea la flambaj lateral nu mai este

necesară dacă este îndeplinită condiția:

23

𝑖𝑦 ≥𝑐

40

În cazul de față:

𝑖𝑦 = 𝐼𝑦′

𝐴′=

1001,64

43,68= 4.79 𝑐𝑚

𝐼𝑦′ =

𝑡 × 𝑏3

12+

𝑡𝑖3 × 𝑕𝑖/5

12=

1,5 × 203

12+

1,23 × (57/5)

12= 1001,64 𝑐𝑚4

𝑊𝑏 =𝐼𝑦′

𝑧𝑚𝑎𝑥′

=1001,64

10= 100,164

𝐴′ = 1,5 × 20 + 1,2 × (57/5) = 43,68 [m2]

c = 1,75 [m]

𝑖𝑦 = 4,79 <𝑐

40=

175

40= 4,38

obesrvăm că este îndeplinită condiția de mai sus, deci se va verificacondiția la flambaj lateral.

Verificarea stabilitații locale a inimii

În cazul încovoierii pure (SR 1911-98 tabelul 34).

𝜎𝑐𝑟 = 𝑘𝜎 × 𝜎𝑒 = 23,9 × 1898000 × 𝑡

𝑏

2

.

Voalarea nu apare atunci când 𝛔cr>𝛔c . Această conduce la concluzia că pentru rapoarte:

𝑡

𝑏≥

𝜎𝑐

23,9 × 1898000≅

1

120

nu mai este necesară verificarea la voalare.

În cazul de fața al lonjeronilor avem:

1,5

20≥

1

120<=> 0,075 ≥ 0,0083

1.1.6 Dimensionarea prinderii tălpilor de inimă:

asas

200×15

570×12

24

Fig.11

Pentru prinderea tălpilor de inimă se utilizează cordoane de sudură de colt (Fig. 11)

as– grosimea de calcul a sudurii care se detremină din egalitatea dintre capacitatea la lunecare

a două cordoane de sudură cu lungimea de 1 [cm] (Lcap.s) și lunecarea maxima efectivă

dintre talpă si inima antretoazei ( Lmax).

2 × 1 × 𝑎𝑠 × 𝜏‖𝑎=

𝑇𝑚𝑎𝑥 × 𝑆𝑧𝑏𝑟𝑢𝑡 𝑡𝑎𝑙𝑝 ă

𝐼𝑧𝑏𝑟𝑢𝑡

2 × 1 × 𝑎𝑠 × 1350 =44793 × 585

238239=> 𝑎𝑠 = 0,35 𝑐𝑚 = 3,5 𝑚𝑚

Grosimea minimă pentru suduri de colț conform SR 1911 – 98 tabelul 45 este 4 ÷ 4,5

mm. Se va adopta:

as = 5 [mm]

𝑆𝑧𝑏𝑟𝑢𝑡 𝑡𝑎𝑙𝑝 ă= 20 ×

1,5

2+

57

2 = 585 𝑐𝑚3

1.1.7 Alcătuirea și calculul contravântuirii lonjeronilor:

Calculul contravântuirii dintre lonjeroni se face la acțiunea direct a forței de șerpuire

și a presiunii vântului pe convoi, la partea superioară a acestuia.

Contravântuirile lonjeronilor se realizează din profile laminate prinse nituit și de

aceea se poate folosi otelul OL 37-2k.

Atât acțiunile de șerpuire, cât și cele din vânt își pot schimba sensul de aplicare, astfel

încât, ținând seama că sistemul de contravântuire este triunghiular cu montanți în fiecare nod,

în bare pot rezulta fie eforturi axiale de compresiune, fie de întindere. Dimensionarea și

verificarea se fac la solicitarea cea mai defavorabilă, astfel încât în calculi se consideră toate

barele comprimate. Considerând schema de încarcare din Fig.10 rezultă urmatoarele eforturi

din bare:

𝐷0−1′ = 𝐷2−3 = 𝑤 × 𝛺 + 𝑆 × 𝜂𝑚𝑎𝑥 ;

𝐷1′−2 = 𝑤 × 𝛺 + 𝑆 × 𝜂𝑚𝑎𝑥 ;

𝑀1−1′ = 𝑀2−2′ = 𝑤 × 𝛺 + 𝑆 × 𝜂𝑚𝑎𝑥 ;

Acțiunea vântului w care se transmite la contravântuirea lonjeronilor este:

w = (hconv + hcale + hantretoaza – hgr. pp.) × pw = (3,5 + 0,4 + 0,9 – 2,10) × 150 = 405 [daN/m].

𝐷0−1′ = 405 ×1

2× 0,943 × 5,52 + 6000 × 0,943 = 6660,53 𝑑𝑎𝑁 ;

𝐷1′−2 = 405 × 0,471×2,625

2 + 6000 × 0,471 = 3076,37 𝑑𝑎𝑁 ;

25

𝑀1−1′ = 405 × 1,00×3,50

2 + 6000 × 1,00 = 6708,75 𝑑𝑎𝑁 ;

1' 2'

0

3'0'

1 2 3

a =

45°

1.75 1.75 1.755.25

1.7

5

-

S

w

a = 45°

sin a = 0.707 1/sin a = 1.414 D 2-3'

S

1/sin a = 1.414 D 1'-2

-

0.471

0.471

S

-

1.00

M 1-1w

Fig.12

1.1.7.1 Dimensionarea diagonalelor

Diagonala 0-1’ are lungimea teoretică egală cu:

𝑙 = 1,752 + 1,752 = 2,47 𝑚

Se alege un profil cornier 100×100×10, iar prinderea se face cu nituri cu diametrul 23

mm. Datorită modului de prindere excentric, Fig.11, verificarea se face la compresiune

excentrică:

26

𝜎 =𝑁

𝜑 × 𝐴𝑏 ± 0,9 ×

𝑁 × 𝑒𝜉

𝑤𝜂𝑏≤ 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼𝐼

Verificarea se face față deaxa principală 𝜂 – 𝜂 față de care se considerălungimea

flambaj convențională:

𝑙𝑓𝜂 =𝑙𝑓𝑦 + 𝑙𝑓𝑧

2=

𝑙 + 0.8 × 𝑙

2= 0,9 × 𝑙 = 0,9 × 2,47 = 2,223 𝑚

Coeficientul dezveltețe maxim este:

𝜆𝑚𝑧𝑥 = 𝑙𝑓𝜂

𝑖𝜂=

222,3

1,95= 114 < 𝜆𝑎 = 200 => 𝜑 = 0,416

Pentru o cornieră 100×100×10, rezultă: e𝜂 = 4,23 cm; e𝜉 =0,453 cm; W+𝜉b= 39,6

cm3;

W𝜂b = 20,59 cm3. din suprapunerea celor trei efecte date de efortul axial și momentele pe

două direcții, rezultă că efortul unitary maxim este în fibra extremă si are valoarea:

𝜎 =6660,53

0,416 × 19,2+ 0,9 ×

6660,53 × 4,234

39,6− 0,9 ×

6660,53 × 0,453

20,59

𝜎 = 1329,14 𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2 < 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼𝐼 = 1,1 × 1650 = 1815 𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

unde 𝛔aIIeste rezistența admisibilă a oțelului din care este executată diagonala

corespunzătoare grupării II de acțiuni, egală cu 1650 daN/cm2.

Din considerente constructive, toate diagonalele se aleg cu aceeași secțiune, respectiv

L 100×100×10.

27

Fig.13

1.1.7.2 Dimensionarea montanților

Se alege un montant format dintr-un profil cornier L 100 × 100 × 10.

𝑙𝑓 = 0,9 × 𝑙 = 0,9 × 1,75 = 1,575 𝑚

𝜆 =𝑙𝑓𝜂

𝑖𝜂=

157,5

1,55= 102 < 𝜆2 = 200 => 𝜑 = 0,517

𝑒𝜂 = 3,536 𝑐𝑚; 𝑒𝜉 = 0,481 𝑐𝑚; 𝑊𝜉𝑏 = 24,56 𝑐𝑚3; 𝑊𝜂𝑏 = 12,74 𝑐𝑚3;

𝜎 =6708,75

0,517 × 15,1+ 0,9 ×

6708,75 × 3,536

24,56− 0,9 ×

6708,75 × 0,481

12,74

𝜎 = 1500,69 𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2 < 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼𝐼 = 1,1 × 1650 = 1815 𝑑𝑎𝑁

𝑐𝑚2

28

1.1.7.3 Prinderea de guseu a barelor contravâantuirii

Barele contravântuirii se prind cu nituri din oțel OL 34 cu diametrul de 23 mm,

folosind gusee cu grosimea de 10 mm. Efortul capabil este cel minim corespunzător forfecării

sau presiunii pe gaură (strivire):

𝑁𝑓 = 𝑛 ×𝜋 × 𝑑2

4× 𝜏𝑎 = 1 ×

𝜋 × 2,32

4× 1400 = 5816 𝑑𝑎𝑁

𝑁𝑠 = 𝑑 × 𝑡𝑚𝑖𝑛 × 𝜎𝑙𝑎 = 2,3 × 1 × 2800 = 6440 𝑑𝑎𝑁

Rezultă: Ncapnit

= Nf = 5816 [daN].

Numărul de nituri de prindere rezultă:

pentru diagonale

𝑛𝑑 = 𝐷0−1′

𝑁𝑓=

6660,53

5816≅ 1,15

Se vor adopta 2 nituriϕ 23 [mm].

pentru montanți

𝑛𝑑 = 𝑀1′ −1

𝑁𝑓=

6708,75

5816≈ 1,15

Se vor adopta 2 nituri ϕ 23 [mm].

Pentru a micșora efectul solicitărilor dinamice contravântuirea este amplasată la o

distanță de 150 mm față de talpa superioară a lonjeronilor.

SCEMA GEOMETRICA

''A''

''B''18

75

17

50

18

75

B =

55

00

1750 1750 1750

= 5250

L

L

G.P

G.P

AA

29

10 100 85 50

L 100×100×10

SECTIUNE 2 -2

Rigidizare 84 ×10.....520

''S''

1 1

150

10

200

50

70

200

15

570

975

15

12

2 2

15

Detalilul '' A ''

SECTIUNE 1 -1

Detalilul '' B ''

L 100×100×10

Nit Ø 23

Nit Ø 23

85 41109

45

45

23

12

31

45°

50

85

85

94

45

50

85

85

94

R120

50 8525 R50

R10

0

50

50

L 100×100×10

L 100×100×10

259

279

31

01

00

31

0

72

0

15

01

00

15

0

40

0

20

1750

30

12

2

10

50°

Inima lonjeron

1

Racordarea curbă a guseelor de prindere a barelor contravântuirii lonjeronilor di inima

lonjeronilor îmbunătățește comportarea la oboseală a zonelor de prindere.

1.2. Alcătuirea și calculul antretoazelor

Calculul se face pentru o antretoază curentă. Antretoazele sunt considerate a fi grinzi

simplu rezemate, având deschiderea de calcul egală cu distanța dintre axele grinzilor

principale B = 5,50 m.

1.2.1. Evaluarea acțiunilor pentru antretoaze

Acțiunile care solicita antretoaza sunt:

Acțiunea greutații

Această încărcare are caracter permanent, uniform distribuită și este alcătuită din:

- greutatea proprie a antretoazei:

𝑔𝑎 = 200 [𝑑𝑎𝑁/𝑚]

- greutatea căii:

𝑔𝑐𝑎𝑙𝑒 = 800 [𝑑𝑎𝑁/𝑚]

31

- greutatea lonjeronului:

𝑔𝑙 = 𝐴𝑙 × 𝛾𝑜′𝑒𝑙 ≅ 250 [𝑑𝑎𝑁/𝑚]

Antretoaza va prelua acțiunile greutății căii și a lonjeronului sub forma a două

reacțiuni forțe concentrate, date de cei doi lonjeroni adiacenți, având valoarea:

𝑅𝑔𝑙= 𝜆 ×

800

2+

250

2 = 5,25 ×

800

2+

250

2 = 2756 [ 𝑑𝑎𝑁]

unde este lungimea lonjeronului.

Schema de încărcare pentru acțiunea greutății este przentată in figura de mai jos:

1.875 1.75 1.875

B = 5.50

Rgl = 2756 daN

g = 200 daN/m

Rgl = 2756 daN

Fig. 14

Acțiunea convoiului feroviar P10:

Din încărcarea lonjeronilor cu convoiul feroviar P10 va rezulta reacțiunea Rpl care

încarca antretoaza sub forma a două forțe concentrate ce acționează în dreptul îmbinării

lonjeron antretoază. Valoarea reacțiunii Rpl se va calcula cu ajutorul liniei de influență

conform figurii de mai jos:

32

Fig. 15

𝑅𝑝𝑙=

𝑃

2× 𝜂𝑖 +

𝑝

2× 𝜔𝑖 =

25000

2× 1 + 2 × 0,71 + 2 × 0,43 + 2 × 0,14 +

10000

2

× 2 ×1

2× 0,75 × 0,14 = 45025 [𝑑𝑎𝑁𝑚]

Acțiunea vântului și a forței de șerpuire

Atât încărcarea dată de vânt cât și încărcarea dată de forța de șerpuire au o acțiune

indirectă asupra antretoazei, iar pentru evaluarea lor se vor considera trei ipoteze de încarcare

după cum urmează:

- pod descărcat supus doar acțiunii vântului(conform Fig.16);

unde:

𝑤 = 1,00 × 𝑕 × 𝑝𝑤 = 1,00 × 2,10 × 200 = 420 𝑑𝑎𝑁/𝑚

pw - reprezintă presiunea vântului care pentru pod descărcat are valoarea de 200 daN/m,

conform STAS 1489-78- 4.4.6.1.

𝐻 = 𝑝𝑤 × 𝑕 = 420 × 2,10 = 882 𝑑𝑎𝑁

33

ha/2 = 0,45 m

w

H

H/2 H/2

h =

2.1

0

ha/2 = 0,45 m

1.0

5

Fig.16

- pod încărcat supus doar acțiunii forței de șerpuire (Fig. 17);

Ca și în cazul acțiunii vântului, forța de șerpuire acționează tot indirect asupra

antretoazei, ca o forță concentrată la nivelul superior al șinei de cale ferată. Se notează cu S și

are valoarea de:

𝑆 = 6000 [𝑑𝑎𝑁]

e = ha/2 +hcale= 0,85 m

hcale = 0,40 m

ha/2 = 0,45 m

S/2 S/2

S = 6000 daN/m

Fig.17

34

- pod încărcat supus atât acțiunii vântului cât și forței de șerpuire (Fig.

18);

e = ha/2 +hcale= 0,85 m

hcale = 0,40 m

ha/2 = 0,45 m

(S +H1+H2)/2

S = 6000 daN/m

hconvoi= 3.50 m

H1 = h1 × w

w = 150 daN/m

w = 150 daN/m

h1 =

2.1

0 m

h2 =

2.7

2 m

H2 = h2 × w

ha/2 = 0,45 m (S +H1+H2)/2

Fig.18

În cazul de față presiunea vântului are valoarea pw = 150 daN/m pentru pod încărcat

conform aceluiașiSTAS 1489-78- 4.4.6.1.

𝐻1 = 𝑤 × 𝑕1 = 1,00 × 2,10 × 150 × 2,10 ≅ 662 𝑑𝑎𝑁

𝐻2 = 𝑤 × 𝑕2 = 1,00 × 2,72 × 150 × 2,72 ≅ 1110 𝑑𝑎𝑁

1.2.2. Calculul eforturilor secționale

Calculul eforturilor secționale se vor calcula pentru fiecare tip de încarcare în parte,

urmand ca în final să se grupeze în funcție de ipotezele de încărcare și anume: gruparea I de

acțiuni și gruparea a doua de acțiuni dupa cum urmează:

Eforturi secționale din acțiunea greutății

𝑀𝑔 =𝑔𝑎 × 𝐵2

8+ 1,875 × 𝑅𝑔𝑙

=200 × 5,502

8+ 1,875 × 2756 = 5923,75

≅ 5924 [𝑑𝑎𝑁𝑚]

𝑇𝑔 =𝑔𝑎 × 𝐵

2+ 𝑅𝑔𝑙

=200 × 5,50

2+ 2756 = 3306 [𝑑𝑎𝑁]

35

În figura de mai jos este reprezentat schema statică a antretoazei cu încărcările ce

solicită antretoaza, precum si diagramele de eforturi secționale (moment încovoietor și forță

tăietoare).

Fig.18

Eforturi secționale din acțiunea convoiului P10

Acestea se vor multiplica cu coeficientul dynamic ψ, care se calculează cu relația de

mai jos:

𝜓 = 1,10 +17

35 + 𝑙= 1,10 +

17

35 + 5,50= 1,52

unde l = 5,50 reprezintă lungimea de calcul a antretoazei.

𝜓 × 𝑀𝑝 = 𝜓 × 1,875 × 𝑅𝑝𝑙= 1,52 × (1,875 × 45025) = 1,52 × 84421,88 = 128321,25

≅ 128321 [𝑑𝑎𝑁𝑚]

𝜓 × 𝑇𝑝 = 𝜓 × 𝑅𝑝𝑙= 1,52 × 45025 = 68438 [𝑑𝑎𝑁]

36

Fig.19

Eforturi secționale produse de acțiunea vântului și a forței de șerpuire

Pentru calculul eforturilor secționale în cazul de față se va proceda ca și la evaluarea

acțiunilor unde identificam trei ipoteze de încărcare. Eforturile secționale din antretoază se

vor calcula pentru fiecare ipoteză în parte urmând ca apoi în calculul de predimensionare să

se țină cont de eforturile maxime dintre cele trei ipoteze.

- ipoteza 1. – pod descărcat supus acțiunii vântului;

În cazul de față schema de încarcare este prezentată în Fig. 19, iar eforturile secționale

maxime (ipoteza1) conform diagramelor de eforturi sunt:

𝑀𝑤1 = 213,211 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑇𝑤1 = 243,682 𝑑𝑎𝑁

𝑁𝑤1 = 441 𝑑𝑎𝑁

37

H/2= 441 daN

H = 882 daN

H/2= 441 daN

h =

1.0

5h

a/2

=0.4

51.875 1.75 1.875

B = 5.50

H/2= 441 daN H/2= 441 daN

H/2×ha/2= 198 daNm H/2×ha/2= 198 daNm

(H×h)/2 = 463 daN (H×h)/2 = 463 daN

=

+

- -

243.682

219.318219.318

198

213.221

213.221

198

- --441 441

Mw

[daNm]

[daN]

Tw

[daN]

Nw

Fig. 20

- ipoteza 2. – pod încărcat supus acțiunii forței de șerpuire;

Schema statică și diagramele de eforturi sunt prezentate în Fig. 21 ,iar valoarea

eforturilor secționale ale antretoazei pentru această ipoteză sunt:

𝑀𝑆2 = 3790,90 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑇𝑆2 = 1418,20 𝑑𝑎𝑁

𝑁𝑆2 = 3000 𝑑𝑎𝑁

38

S/2= 3000 daN

S = 6000 daN

S/2= 3000 daN

e =

0.8

5 m

ha/2

=0.4

5

1.875 1.75 1.875

B = 5.50

S/2= 3000 daN S/2= 3000 daN

S/2×ha/2= 1350 daNm S/2×ha/2= 1350 daNm

=

1418.20

1350

1309.10

1309.10

1350

3000 3000

MS

[daNm]

[daN]

TS

[daN]

NS

S×e= 5100 daNm

3790.90

- -- 1418.20

- --

Fig. 21

- ipoteza 3. – pod încărcat acționat de acțiunea combinată a vântului cu

forța de serpuire;

Schema statică este prezentată mai jos în Fig.22 , la fel și diagramele de eforturi

secționale, iar valoarea eforturilor este:

39

(S+H1+H2)/2= 3886 daN

S = 6000 daN

ha/2

=0

.45

1.875 1.75 1.875

B = 5.50

H1×0.60+(S+H1+H2)/2×ha/2=

2146 daNm

=

2383.85

2146

2323.72

1528.79

1749

3886 3886

MS+w

[daNm]

[daN]

TS+w

[daN]

NS+w

S×e= 5100 daNm

2776.23

- - 2383.85

- --

H1 = 662 daN

H2 = 1110 daN

0.6

0 0.8

5

3.0

1

(S+H1+H2)/2= 3886 daN

(S+H1+H2)/2×ha/2= 1749 daNm

(S+H1+H2)/2= 3886 daN (S+H1+H2)/2= 3886 daN

(H2×3.01)/2 = 1671

daN

(H2×3.02)/2 = 1671

daN

712.85

Fig. 22

1.2.3. Gruparea acțiunilor

Gruparea I

Pentru grupareaI, valoarile eforturilor seționale sunt:

𝑀𝐼 = 𝑀𝑔 + 𝑀𝑃 × 𝜓 = 5924 + 128321 = 134245 𝑑𝑎𝑁

40

𝑇𝐼 = 𝑇𝑔 + 𝑇𝑃 × 𝜓 = 3306 + 68438 = 71744 𝑑𝑎𝑁

Gruparea II

Pentru gruparea a II-a, pe lângă încărcările din gruparea I se mai adaugă și valoarea

eforturilor rezultate din acțiunea vântului și a forței de șerpuire (ținând cont de valoarea

maximă a efortului rezultată din cele trei ipoteze de încărcare) după cum urmează:

𝑀𝐼𝐼 = 𝑀𝐼 + 𝑀𝑤+𝑠 = 134245 + 3791 = 138036 𝑑𝑎𝑁

𝑇𝐼𝐼 = 𝑇𝐼 + 𝑇𝑤+𝑠 = 71744 + 23484 = 74128 𝑑𝑎𝑁

Comparând raportul momentelor în cele două grupări cu raportul rezistențelor

admisibile, rezultă ca raportul este mai mic decât cel al rezistențelor admisibile, adică

dimensionarea se va face în gruparea I :

𝑀𝐼𝐼

𝑀𝐼=

138036

134245= 1,028

𝑀𝐼𝐼

𝑀𝐼= 1,028 <

𝜎𝑎𝐼𝐼

𝜎𝑎𝐼

=2700

2400= 1,125

1.2.4. Predimensionarea secțiunii antretoazei

Predimensionarea înălțimii secțiunii antretoazei (h):




Tabelul 1.5

Destinația

podului


static

Raportul

h/L

Poduri de

șosea

sau C.F.


simplu

rezemat

1/8 ÷ 1/12

secțiune

compusa

1/7 ÷ 1/10


pod închis 1/8


rezemată

1/10 ÷ 1/16



rezemată

1/10

continuă 1/12


𝑕 ≅1

6× 𝑙 ≅

1

6× 5,25 ≅ 0,875 𝑚

41

Se va adopta h = 90 [cm].


mai jos:

𝑕𝑜𝑝𝑡𝑖𝑚 = 6 × 𝑊𝑛𝑒𝑐3 = 6 × 5594

3= 106,51 ≅ 110 [𝑐𝑚] ,



𝜎𝑎=

134245 × 102

2400= 5594 [𝑐𝑚3]


Mmax reprezintă momentul încovoietor maxim ce acționează pe lonjeron.

în funcție de săgeata admisibilă a antretoazei:

În functie raportul dintre săgeata admisibilă si deschiderea de calcul a antretoazei (fa /

l), conform tabelului 1.4se detremină raportul h / l.

Tabelul 1.6

fa / l 1 / 300 1 /500 1 / 600 1 / 800

h / l 0,0476 0,0793 0,095 0,127



deschideri 1;2 și deschideri de calul ≤25 mrezultă valoarea raportului fa / l adoptată mai sus.

Deoarece raportul fa / l = 1/500 atunci valoarea raportului h / l corespunzător, așadar pentru:

𝑓𝑎𝑙

=1

500=>

𝑕

𝑙 = 0,0793

𝑕

𝑙= 0,0793 => 𝑕 = 0,0793 × 𝑙 = 0,0793 × 5,50 = 0,44 𝑚 ≅ 50 [𝑐𝑚]

Înălțimea antretoazei se va adopta ca o valoare medie a celor trei valori determinate mai sus

și se va rotunji la multiplu de 10 [mm].Deci se va adopta h =90 [cm].

Predimensionarea grosimii inimii antretoazei:

La fel ca și în cazul predimensionării înalțimii antretoazei și aici trebuie respectate trei

criterii de dimensionare:



𝑕𝑖 × 𝜏𝑎=

71744

60 × 1380 = 0,87 𝑐𝑚 ≅ 1,00 𝑐𝑚 = 10 𝑚𝑚


acțiuni;


42


𝑡𝑖= 100 ÷ 150 => 𝑡𝑖 =

80

100 ÷

80

150

𝑡𝑖 = 0,80 ÷ 0,53 [𝑐𝑚]



𝑡𝑖 ≅ 2 × 𝑕 + 8 [𝑚𝑚]


𝑡𝑖 ≅ 2 × 0,8 + 8 = 9,60 ≅ 10 [𝑚𝑚]

Pentru a satisface simultan cele trei criterii se va adopta grosimea inimii antretoazeiti

= 15 [mm].

Predimensionarea secțiunii tălpilor antretoazei:


rezistență la încovoiere a secțiunii antretoazei:


2

𝑕2



2=

𝑀𝑚𝑎𝑥

𝜎𝑎×

𝑕

2=

134245 × 102

2400×

90

2= 251709,38 𝑐𝑚4

𝐼𝑧𝑖- momentul de inerție al inimi antretoazei;

𝐼𝑧𝑖=

𝑡𝑖 × 𝑕𝑖3

12≅

𝑡𝑖 × 𝑕3

12=

1,5 × 903

12= 91125 𝑐𝑚4

𝑏 × 𝑡 = 251709,38 − 91125

902= 19,83 𝑐𝑚2





succesive respectându-se pe căt posibil următoarele domenii de variație:

𝑡𝑖 + 2 𝑚𝑚 ≤ 𝑡 ≤ 2 ÷ 3 × 𝑡𝑖 <=> 17 𝑚𝑚 ≤ 𝑡 ≤ 30 ÷ 45 𝑚𝑚

𝑏′ ≤ 15 × 𝑡 × 2400

𝜎𝑐 => 𝑏′ ≤ 15 × 2,5 ×

2400

3600 => 𝑏′ ≤ 30,62 [𝑐𝑚]

43

𝑏 ≅ 1

3÷

1

5 × 𝑕 = 30 ÷ 18 𝑐𝑚

Se constată că sunt îndeplinite cele trei condiții de mai sus și în plus și relația:

𝐴𝑡 ≅ 0,50 ÷ 0,60 × 𝐴 <=> 𝐴𝑡 = 100 ≅ 114,5 ÷ 137,4

At– aria tălpilor antretoazei;

A – aria totală a grinzii.

Având toate dimensiunile secțiunii transversale a antretoazei cunoscute, secțiunea va

arăta ca în Fig.23de mai jos:

86

0

90

0

250×20

860×15

250×20

Fig. 23

1.2.5. Calculul caracteristicilor geometrice secționale:

44

900 G

y

z z

y

20

860

20

15

250

250

Fig. 24

𝑧𝐺 = 𝑦𝐺 = 0

𝐴 = 2 × 25 × 2 + 1,5 × 86 = 229 [𝑐𝑚2]

𝐼𝑧 = 2 × 25 × 23

12 +

1,5 × 863

12 + 2 × 229 ×

2

2+

86

2

2

= 966228,33 [𝑐𝑚4]

𝐼𝑦 = 2 × 2 × 253

12 +

86 × 1,53

12 = 5232,52 [𝑐𝑚4]

𝑊𝑦 = 𝐼𝑦

𝑧𝑚𝑎𝑥=

5232,52

12,5= 418,60 [𝑐𝑚3]

𝑊𝑧 = 𝐼𝑧

𝑦𝑚𝑎𝑥=

966228,33

45= 21471,74 [𝑐𝑚3]

𝑖𝑧 = 𝐼𝑧𝐴

= 966228,33

229= 64,96 [𝑐𝑚]

𝑖𝑦 = 𝐼𝑦

𝐴=

522,52

229= 4,78 [𝑐𝑚]

45

1.2.6. Verificarea secțiunii antretoazei

1.2.6.1.Verificări de rezistență

În această etapă se vor verifica eforturile unitare normale si tangențiale maxime si

eforturile unitare echivalente.

Verificarea unitare normale maxime

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝑀𝑧

𝐼

𝐼𝑧× 𝑦𝑚𝑎𝑥 =

134245 × 102

966228,33× 45 = 625,22 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼

= 1,05 × 2400 = 2520 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

(σ = 1,05, conform SR 1911-98 pct. 8.2.2.1.2.).

Verificarea eforturilor unitare tangențiale maxime

𝜏𝑚𝑎𝑥 =𝑇𝑧

𝐼

𝑡𝑖 × 𝑕𝑖=

71744

1,5 × 86= 556,16 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜏𝑎 = 1380 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Verificarea eforturilor unitare echivalente

Această verificare se va realiza în secțiunea de prindere a lonjeronului de antretoază,

deoarece în această secțiune atât momentul încovoietor cât și forța tăietoare au valori mari.

Momentul încovoietor, respective forța tăietoare, în secțiune de prindere a

lonjeronului de antretoază au valorile:

𝑀 = 𝑀𝑔 + 𝜓 × 𝑀𝑝 = 5847,19 + 1,52 × 84421,88 = 134168,45 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑇 = 𝑇𝑔 + 𝜓 × 𝑇𝑝 = 2931 + 1,52 × 45025 = 71369 𝑑𝑎𝑁

Eforturile unitare corespunzătoare acestor solicitări în secțiunea de prindere a inimii

de talpă sunt:

𝜎 =𝑀

𝐼𝑧×

𝑕𝑖

2=

134168,45 × 102

966228,33×

86

2= 597,09 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏 =𝑇

𝑡𝑖×

𝑆

𝐼𝑧=

71369 × 2200

1,5 × 966228,33= 108,33 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

unde: 𝑆 = 𝑏𝑝 × 𝑡𝑝 × 𝑕𝑖

2+

𝑡𝑝

2 = 25 × 2 ×

86

2+

2

2 = 2200 𝑐𝑚3

Valoarea efortului unitar echivalent va fi:

𝜎𝑒𝑐𝑕 = 𝜎2 + 3 × 𝜏2 = 597,092 + 3 × 108,332 = 625,88 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜎𝑒𝑐𝑕𝑎

= 2700 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

46

1.2.6.2. Verificarea săgeții

Antretoaza se consideră grindă simplu rezemată având deschiderea egală cu distanța

dintre axele grinzilor principale, B = 5,50 m. Acțiunile din convoi nu se vor afecta cu

valoarea coeficientului dynamic.

Verificarea se face cu relația:

𝑓𝑚𝑎𝑥 =5 × 𝑀 × 𝐵2

48 × 𝐸 × 𝐼𝑧< 𝑓𝑎 =

𝐵

500

𝑀 = 𝑀𝑔 + 𝑀𝑝 = 5923,75 + 84421,88 = 90345,63 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑓𝑚𝑎𝑥 =5 × 90345,63 × 102 × 5502

48 × 2,1 × 106 × 966228,33= 0,14 𝑐𝑚 < 𝑓𝑎 =

550

500= 1,10 𝑐𝑚

1.2.6.3.Verificarea stabilității generale

Distanța dintre axele lonjeronilor este de 1,80 cm.

Evaluând caracteristicile geometrice:

y

tp=

20

15

bp=250

hi/5=

172

y

Fig. 25

𝐼𝑦 =𝑡𝑝 × 𝑏𝑝

3

12+

𝑕𝑖/5 × 𝑡𝑖3

12=

2 × 253

12+

86/2 × 1.53

12= 2616,26 𝑐𝑚4

𝐴 = 𝑏𝑝 × 𝑡𝑝 + 𝑕𝑖/5 × 𝑡𝑖 = 25 × 2 + 86

5 × 1.5 = 114,5 𝑐𝑚2

𝑖𝑦 = 𝐼𝑦

𝐴=

2616,26

114,5= 4,78 𝑐𝑚 >

𝑐

40=

187,5

40= 4,69 𝑐𝑚

47

1.2.6.4.Verificarea stabilității locale

Se verifică unul din panourile marginale al antretoazei, delimitat de elementele de

prindere a lonjeronului de o parte si de cealaltă parte elementele de prindere cu grinda

principal, pentru care s-au calculate solicitările la punctul 1.2.6.1. :

M = 134245 daNm; T = 71744 daN.

a = 1875

b =

860

2 = - 1

1

= a/b = 1875 / 860 = 2,18

ti = 15

2 = - 1

1

Fig. 26

Eforturile unitare la extremitățile panoului de inimă sunt:

𝜎1 =134245 × 102

966228,33× 45 = 625,22 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜎2 = −𝜎1 = −625,22 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏 =71369

86 × 1,5= 553,25 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝛼 = 2,18

𝜂 =𝜎2

𝜎1= −1

𝜎𝑒 = 1898000 × 𝑡

𝑏

2

= 1898000 × 1,5

86

2

= 577,41 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Conform SR 1911- 98, tabelul 34 (anexă):

𝑘𝜎 = 23,9 𝑘𝜏 = 5,34 +4,00

𝛼2= 5,34 +

4,00

2,182= 6,18

rezultând eforturile unitare critice:

48

𝜎1𝑐𝑟= 23,9 × 577,41 = 13800,10 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏1𝑐𝑟= 5,98 × 577,41 = 3452,91 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Cu aceste valori se calculează efortul unitar critic de comparație după cum urmează:

𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝=

𝜎1 + 3 × 𝜏2

1+𝜂

4×

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

+ 3−𝜂

4×

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

2

+ 𝜏

𝜏𝑐𝑟

2

resultă astfel:


625,22 2 + 3 × 553,252

625,22

13800 ,10

2

+ 553,25

3452 ,91

2= 6871,59 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Pentru oțel OL 52, limita de curgere este 𝛔c = 3600 daN/cm2.

Conform SR 1911- 98, pct. 8.4.7.15 (anexă), pentru 2,04 × 𝛔c >𝛔crcomp> 0,6 ×𝛔c, se

consideră :

𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝= 𝜎𝑐 × 1,474 − 0,667 ×

𝜎𝑐

𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝

= 3600 × 1,474 − 0,667 × 3600

6871,59

= 3568,40 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Se calculează coeficientul de siguranță efectiv la voalare:

𝜈𝜈 =𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝 .𝑟𝑒𝑑𝑢𝑠

𝜎12 + 3 × 𝜏2

=3568,40

625,222 + 3 × 553,25 2= 3,12

Coeficientul de siguranță admisibil la voalare este:

𝜈𝜈𝑎 =

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

2

+ 𝜏

𝜏𝑐𝑟

2

𝜎1 𝜎1𝑐𝑟

𝜈𝜈𝑎 (𝜎1)

2

+ 𝜏 𝜏𝑐𝑟

𝜈𝜈𝑎 (𝜏)

2

în care ννa(𝛔1) și ννa(𝝉) sunt egale cu 1,32 (anexă).

𝜈𝜈𝑎 =

625,222

13800 ,10

2

+ 553,25

3452,91

2

625,22 13800 ,10

1,32

2

+ 553,25 3452,91

1,32

2= 1,32

𝜈𝜈 = 3,12 > 𝜈𝜈𝑎

deci stabilitatea locală a inimii este asigurată.

49

1.3. Calculul prindcerii lonjeronului de antretoază

1.3.1. Prinderea cu SIRP

Prinderea se proiectează cu șuruburi de înaltă rezistență pretensionate pentru

solicitările din gruparea I de acțiuni. Lonjeronii și antretoazele au secțiuni dublu T sudate

confecționate din oțel OL 44-3k.

Alcătuirea constructivă a prinderii lonjeronilor de antretoază

Se adoptă sistemul de prindere cu talpa superioară a lonjeronului la nivelul talpii

superioare a antretoazei.

Calculul prinderii lonjeronului de antretoază

Reacțiunile verticale pentru calculul elementelor de prindere ale lonjeronilor se

calculează cu relația:

𝑅𝑐 = 1,2 × 𝑅𝑔 + 𝜓 × 𝑅𝑝

în care:

Rc – reacțiunea de calcul a lonjeronilor;

Rg – reacțiunea din încărcarea permanentă, considerând calonjeronii sunt grinzi

independente simplu rezemate;

Rp – reacțiunea maximă din acțiunea convoiului de calcul P10;

ψ - coeficient dinamic.

Așa cu s-a arătat la pct. 1.1.2.

(𝑅𝑔 + 𝜓 × 𝑅𝑝) = (𝑇𝑔 + 𝜓 × 𝑇𝑝) = 𝑇0 = 44793

Rezultă:

𝑅𝑐 = 1,20 × 𝑇0 = 1,20 × 44793 = 53752 𝑑𝑎𝑁

Prinderea lonjeronilor de antretoaze se face cu șuruburi M20, prin intremediul unor

corniere de prindere L100×100×10.

Șuruburile n1 care prind cornierele de inima lonjeronului lucrează cu două suprafețe

de frecare și rezultă:

𝑛1 =𝑅𝑐

2 × 𝑁1

în care:

N1 – efortul pe care-l poate transmite un șurub de înaltă rezistență pe o singură

suprafață de frecare:

50

𝑁1 =𝑓 × 𝑁𝑡

𝑐2

unde:

f – este coeficient de frecare, funcție de marca oțelului pieselor ce se îmbină și de

modul de prelucrare a suprafețelor în contact;

Pentru OL 52 și suprafață prelucrată prin sablare, f = 0,45.

c2 – coeficient de siguranță la lunecare a pieselor, funcție de felul solicitărilor

îmbinării și de gruparea de acțiuni;

Pentru gruparea I de acțiuni și pentru solicitări dinamice, c2 = 1,60;

Nt – forța maximă de pretensionare a unui șurub de înaltă rezistență care se calculează

cu relația:

𝑁𝑡 = 0,7 × 𝐴 × 𝑅0,2

în care R0,2 este limita de curgere convențională a materialului din care este confecționat

șurubul. La poduri, pentru elementele de rezistență se recomandă folosira șuruburilor din

grupa de caracteristici mecanice 10.9. Pentru șuruburile din această grupă de caracteristici

mecanice,

R0,2 = 90 daN/mm2

A = 2,45 cm2( aria de calcul așurubului M20).

Se obține:

𝑁𝑡 = 0,7 × 𝐴 × 𝑅0,2 = 0,7 × 2,45 × 9000 = 15435 𝑑𝑎𝑁

𝑁1 =𝑓 × 𝑁𝑡

𝑐2=

0,45 × 15435

1,60= 4341,09 𝑑𝑎𝑁

Putem calcula astfel numărul de șuruburi care prind cornierele de inima lonjeronului:

𝑛1 =𝑅𝑐

2 × 𝑁1=

53752

2 × 4341,09= 6,19

se adoptă 7 M20.

Șuruburile n2 care prind cornierele de inima antretoazei lucrează cu o singură

suprafață de forfecare:

𝑛2 =𝑅𝑐

𝑁1=

53752

4341,09= 12,38

se adoptă 13 M20.

La alcătuirea prinderii cu șuruburi se ține seama de distanțele minime și maxime

dintre acestea.

51

Calculul platbandei de prindere a lonjeronului

Forța axială de întindere asupra platbandei de continuitate, conform SR 1911-98, pct.

5.2.6.1, este dată de relația:

𝐻𝑝 =𝑀𝑟

𝑕

în care:

Mr – reprezintă momentul negativ maxim pe reazem (Mr = - 0,90 ×M0 = −43293,

tabelul 1.2);

h – reprezintă brațul de pârghie (distanța dintre centrele de greutate ale platbandei de

continuitate și a plăcilor de transfer de la talpa inferioară, egală cu grosimea tălpilor

lonjeronului:

Pentru determinarea distanței h se consideră grosimea platbandei de continuitate și a

plăcilor de transfer de la talpa inferioară, egală cu grosimea tălpilor lonjeronului:

h = 570 + 2 × 15 +2 × 7,5 = 615 [mm]

Se obține:

𝐻𝑝 =𝑀𝑟

𝑕=

43293

0,615= 70395,12 𝑑𝑎𝑁

Aria necesară pentru platbanda de continuitate:

𝐴𝑛𝑒𝑐 ≥𝐻𝑝

𝜎𝑎=

70395,12

2400= 29,33 𝑐𝑚2

Considerând lățimea platbandei de continuitate egală cu lățimea tălpii lonjeronului

(egală cu 200 [mm]), rezultă grosimea necesară pentru platbanda de continuitate și plăcile

de transfer de la talpa inferioară:

𝑡𝑝 ≥𝐴𝑛𝑒𝑐

𝑏=

29,38

20= 1,47 𝑐𝑚 = 19,6 𝑚𝑚

se adoptă tp = 20 [mm].

Numărul șuruburilor de prindere a platbandei de continuitate de la talpa superioară și

a plăcilor de transfer de la talpa inferioară este:

𝑛 =𝐻𝑝

𝑁1=

70395,12

4341,09= 16,22

se vor dispune 17 M20.

Verificarea platbandei de continuitate a lonjeronilor se face în dreptul primului rând

de șuruburi ce prind platbanda de talpa lonjeronului, cu relația:

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝐻,

𝐴𝑛≤ 𝜎𝑎

𝐼

52

în care: An este aria netă în secțiunea unde se face verificarea, 𝛔aI este rezistența admisibilă

pentru gruparea I de acțiuni, iar H’ are valoarea:

𝐻′ = 𝐻𝑝 × 1 −𝑟

𝑛− 0,4 ×

𝑎

𝑛

unde:

r – numărul de șuruburi cuprinse între începutul îmbinării și secțiunea care se verifică;

a – numărul de șuruburi din secțiunea care se verifică;

n – numărul total de șuruburi din îmbinare.

Se obține astfel:

𝐻′ = 70395,12 × 1 −0

17− 0,4 ×

2

17 = 67082,42 𝑑𝑎𝑁

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝐻,

𝐴𝑛=

67082,42

31,60= 2122,86 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 ≤ 𝜎𝑎

𝐼 = 2400

𝐴𝑛 = 20 × 2 − 2 × 2 × 2,1 = 31,60 𝑐𝑚2

Se observă ca platbanda de continuitate verifică condiția de rezistența deci dimensionarea

îmbinării este corectă.

Realizarea prinderii cu SIRP presupune prelucrarea pieselor care vin în contact, motiv

pentru care se analizează și varianta de prindere cu nituri a lonjeronului de antretoază.

1.3.2. Prinderea cu nituri

Prinderease proiectează cu nituri din oțel OL 44, având diametrul d = 20 mm, prin

intermediul unor profile laminate L 150×100×10.

Se adoptă sistemul de prindere cu talpa superioară a lonjeronului la nivelul tălpii

superioare a antretoazei.

Calculul prinderii lonjeronului de antretoază

Niturile n1 care prind cornierele de inima lonjeronului lucrează cu două secțiuni de forfecare

și la presiune pe gaură (strivire). Efortul capabil al unui nit este cea mai mică valoare dintre:

𝑁𝑐𝑓

= 𝑛𝑓 ×𝜋 × 𝑑2

4× 𝜏𝑎

𝑁𝑐𝑠 = 𝑑 × 𝑡 × 𝜎𝑠

în care:

nf – numărul secțiunilor de forfecare;

53

d – diametrul de calcul al nitului;

𝝉a – rezistența admisibilă la forfecare a materialuli din tija nitului;

𝑡 – suma minimă a grosimilor tablelor ce tind să se deplaseze într-un sens;

𝛔s – rezistența admisibilă la strivire sau presiune pe gaură.

Rezultă:

𝑁𝑐𝑓

= 2 ×𝜋 × 22

4× 1700 = 10681,42 𝑑𝑎𝑁

𝑁𝑐𝑠 = 2 × 1,2 × 3400 = 9792 𝑑𝑎𝑁

Se obține deci:

𝑛1 =𝑅𝑐

𝑚𝑖𝑛 𝑁𝑐𝑓

, 𝑁𝑐𝑝𝑔

=

53752

9792= 5,49 𝑛𝑖𝑡𝑢𝑟𝑖

se adoptă 6ᴓ20.

Niturile n2 care prind cornierele de inima antretoazei lucrează cu o singură secțiune de

forfecare și la presiune pe gaură:

𝑁𝑐𝑓

= 1 ×𝜋 × 22

4× 1700 = 5340,71 𝑑𝑎𝑁

𝑁𝑐𝑠 = 2 × 1,5 × 3400 = 12240 𝑑𝑎𝑁

𝑛2 =𝑅𝑐

𝑚𝑖𝑛 𝑁𝑐𝑓

, 𝑁𝑐𝑝𝑔

=

53752

5340,71= 10,06 𝑛𝑖𝑡𝑢𝑟𝑖

se adoptă 12ᴓ20.

Calculul platbandei de continuitate a lonjeronului

Considerând platbanda de continuitate de 20 mm grosime, analog cu punctul 1.3.1,

forța axială de întindere care acționează asupra platbandei de continuitate este:

𝐻𝑝 =𝑀𝑟

𝑕=

43293

0,62= 69827,42 𝑑𝑎𝑁

unde:

h = 570 + 2 × 15 +2 × 10 = 620 [mm]

Aria necesară pentru platbanda de continuitate este:

𝐴𝑛𝑒𝑐 ≥𝐻𝑝

𝜎𝑎=

69827,42

2400= 29,09 𝑐𝑚2

Se adoptă lățimea platbandei de continuitate egală cu lațimea tălpii lonjeronului (150

mm), iar niturile de prindere sunt așezate pe două șiruri și rezultă:

54

𝑏𝑛𝑒𝑡 = 20 − 2 × 2,1 = 15,8 𝑐𝑚

iar grosimea necesară a platbandei de continuitate de la talpa superioară se determină din

condiția:

𝑡𝑝 ≥𝐴𝑛𝑒𝑐

𝑏𝑛𝑒𝑡=

29,09

15,80= 1,84 𝑐𝑚

se adoptă tp = 20 [mm].

Numărul niturilor de prindere a platbandei de continuitate de talpa superioară și a

plăcilor de transfer de la talpa inferioară este:

𝑛 =69827,42

4341,09= 16,09 𝑛𝑖𝑡𝑢𝑟𝑖

se dispun 18ᴓ20.

Cunoscând modul de realizare a prinderii lonjeronului de antretoază, se face o

verificare a eforturilor unitare normale maxime pentru lonjeron, în secțiunea de prindere a

acestuia de antretoază ( pe reazem).

Talpa superioară a lonjeronului fiind întinsă pe reazem, găurile dateîn acesta pentru

prinderea nituită sunt slăbiri care reduc caracteristicile statice ale secțiunii, astfel:

𝐼𝑛𝑒𝑡 = 𝐼𝑏𝑟𝑢𝑡 − 𝐼𝑠𝑙ă𝑏𝑖𝑟𝑖 𝐼𝑠𝑙ă𝑏𝑖𝑟𝑖 ≅ 𝐴𝑠𝑙ă𝑏𝑖𝑟𝑖 × 𝑐2

unde c este distanța de la centrul de greutate al slăbirilor la centrul de greutate al secțiunii:

- pentru calculul Iznet se iau în considerare două slăbiri de nituri, cu c = hi/2 + tp/2 = 57/2 + 2/2

= 29,50 cm;

- pentru calculul Iynet se ia în considerare o slăbire de nit (cea din zona întinsă), cu c = 5 cm (

distanța din axa gaurii la axa verticală a lonjeronului).

Rezultă:

𝐼𝑧𝑛𝑒𝑡 = 238239 − 2 × 2,1 × 2 × 29,502 = 230928,9 𝑐𝑚4

𝐼𝑦𝑛𝑒𝑡= 2008,21 − 1 × 2,1 × 2 × 52 = 1903,21 𝑐𝑚4

Se obține:

- gruparea I:

𝜎𝑧 =𝑀𝑧

𝐼𝑧𝑛𝑒𝑡× 𝑦𝑚𝑎𝑥 =

43293 × 102

230928,9× 30 = 562,42 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼 = 1,05 × 2400

= 2520 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

- gruparea II:

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝑀𝑧

𝐼𝑧𝑛𝑒𝑡× 𝑦𝑚𝑎𝑥 +

𝑀𝑧

𝐼𝑦𝑛𝑒𝑡× 𝑧𝑚𝑎𝑥 = 562,42 +

718 × 102

1903,21× 10 = 939,68 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

< 𝛼 × 𝜎𝑎𝐼𝐼 = 1,1 × 2700 = 2520 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

55

56

2. Alcătuirea și calculul grinzilor principale

Structurile alcătuite din plăci denumite cu “ cu inimă plină “ , în comparație cu cele

alcătuite din sisteme de bare – denumite “ cu zăbrele “, conduc în general la un consum mai

mare de material dar în schimb un consum mai redus de amnoperă, se preteează mai bine

tipizării și automatizării execuției (în special după introducerea sudurii automate ca mijloc de

îmbinare – asamblare).

Pentru podurile de cale ferată domeniul de economicitate al podurilor pe grinzi cu

inimă plină este situat în cel al deschiderilor cuprinse între 30 și 50 de metri, după care începe

domeniul podurilor pe grinzi cu zăbrele, dar nu este exclusă utilizarea acestora și pentru

deschideri mai mari. La aceste poduri elementele constructive sunt alcătuite prin asamblarea

unor table subțiri care preiau cu preponderență eforturi paralele cu planul lor median

(comportare de șaibă sau membrană).

De cele mai multe ori podurile pe grinzi cu inimăplină oferă un aspect estetic superior

structurilor cu zăbrele.

2.1. Stabilirea solicitărilor

Pentru calculul eforturilor secționale pe bazacarora se va dimensiona scețiunea

transversală grinzii, se vor lua în calcul doar acțiunea din greutate permanentă și acțiunea

convoiului de calcul P10, celelalte două încarcări (acțiunea vântului și a forțri de șerpuire) se

vorlua în calcul la dimensionarea contravântuirilor orizontale principale.

2.1.1. Calculul momentelor încovoietoare

Momentul încovoietor din greutate permmanentă

Conform STAS 1489 – 78, greutatea proprie a structurii și a căii, pentru grinzi

principale cu inmă plină, calea jos, cu deschiderea L > 10 m, se stabileste cu relația:

𝑔𝑝𝑒𝑟𝑚 = 0,75 × 55 × 𝐿 + 1250 + 800

Rezultă:

𝑔𝑝𝑒𝑟𝑚 = 0,75 × 55 × 21 + 1250 + 800 = 2603,75 𝑑𝑎𝑁/𝑚

iar pentru o grindă,

57

𝑔 =𝑔𝑝𝑒𝑟𝑚

𝑛𝑔=

2603,75

2≅ 1302 𝑑𝑎𝑁/𝑚

Cu această valoare, se calculează momentul maxim din încărcările permanante:

𝑀𝑔𝑚𝑎𝑥=

𝑔 × 𝐿2

8=

1302 × 212

8= 71772,75 𝑑𝑎𝑁𝑚

Momentul încovoietor din încărcările utile produse de convoiul P10

Momentul încovoietor maxim, în diferte secțiuni ale unei structuri, din încărcări

mobile se calculează funcție de complexitatea schemei statice cu ajutorul liniilor de influență

sau a programelor specializate de calcul.

La structura proiectată în cauză, grinzile principale sunt simplu rezemate, momentul

încovoietor de dimensionare (momentul maxim) pentru grinzi simplu rezemate încărcate cu

convoi din locomotivă intercalată între vagoane se calculează cu relația:

𝑀𝑚𝑎𝑥 𝑚𝑎𝑥 =𝑃 × 𝐿

4+

𝑣

8× 𝐿 − 𝑎 2 − 4,5 ×

𝑃 × 𝑎

42

în care:

L – deschiderea grinzii;

a – lungimea locomotivei între tampoane;

P – rezultanta apasării osie locomotivei;

v – greutatea (uniform distribuită) a vagoanelor.

1.50 1.50 1.50 1.50 1.50 1.50

a = 9.00

250 kN

v = 100 kN/m

250 kN 250 kN 250 kN 250 kN

v = 100 kN/m

P = 1250 kN

Pentru convoiul P10 și deschiderea de calcul L = 21 m, relația de mai sus devine:

Fig. 27

𝑀𝑝𝑚𝑎𝑥𝑚𝑎𝑥=

12500 × 21

4+

10000

8× 21 − 9 2 − 4,5 ×

12500 × 9

42= 233571,43 𝑑𝑎𝑁𝑚

58

iar pentru o grindă va fi:

𝑀𝑝𝑚𝑎𝑥𝑚𝑎𝑥=

233571,43

2= 116786 𝑑𝑎𝑁𝑚

Momentul maxim va fi:

𝑀𝑚𝑎𝑥 = 𝑀𝑔 + 𝜓 × 𝑀𝑝𝑚𝑎𝑥𝑚𝑎𝑥= 71772,75 + 357857,14 × 1,40 ≅ 398772,75 𝑑𝑎𝑁𝑚

în care ψ este coeficientul dinamic, calculat cu relația:

𝜓 = 1,10 +17

35 + 𝐿= 1,10 +

17

35 + 21= 1,40

2.1.2. Calculul forțelor tăietoare

Forțele tăietoare din încărcări permanente

Conform punctului 2.1.1. , greutatea a structurii și a căii pentru o grindă este:

𝑔 = 1302 𝑑𝑎𝑁𝑚

Forța tăietoare maximă din acțiunea greutății proprii este:

𝑇𝑔𝑚𝑎𝑥=

𝑔 × 𝐿

2=

1302 × 21

2= 13671 𝑑𝑎𝑁

Forțele tăietoare maxime din încarcarea comvoiului feroviar P10

Calculul forțelor tăietoare maxime și minime în cazul încărcării indirecte a grinzii

(încărcările aplicate în dreptul antretoazelo) se face simplificat, pe baza tabelelor de valori, se

parcurg următoarele etape:

- se determină poziția convoiului careproduce Txmax;

- se calculează lungimea de încărcare;

- se calculează reacțiunea Va = M0 / L, în cate M0 este momentul încovoietor

corespunzător poziției convoiului care produce Txmax;

- se calculează:

𝑇𝑥𝑚𝑎𝑥= 𝑉𝐴 −

𝑃𝑖 × 𝑏𝑖

𝜆

Datorită încărcării indirecte a grinzii (prin intermediul antretoazelor), forța tăietoare

este constantă pe lungimea 𝛌 a panoului, deaceea se determină de fapt forțele tăietoare

maxime pentru fiecare panou.

59

Se stabilește mai întâi poziția convoiului care conduce la Tmax într-un panou ,, i “ cu

deschiderea 𝛌, atunci când una din forțele concentrate calcă în dreptul ordonatei maxime:

Fig. 27

1) Forța P2 produce Tmax dacă:

𝑃 >𝑃1 × 𝐿

𝜆=

250 × 21

5,25= 1000 𝑎𝑑𝑖𝑐ă 1000 + 100 × 𝑥 > 1000; 𝑥 > 0 𝑚

𝑙𝑖 > 4 × 1,50 = 6,00 ; 𝑙𝑖 ≥ 2 𝑝𝑎𝑛𝑜𝑢𝑟𝑖; 𝑙𝑖 = 2 × 5,25 = 10,50 𝑚


𝑃 > 𝑃1 + 𝑃2 × 𝐿

𝜆=

500 × 21

5,25= 2000 𝑎𝑑𝑖𝑐ă 1000 + 100 × 𝑥 > 2000; 𝑥

> 10,00 𝑚 𝑙𝑖 > 10 + 3 × 1,50 = 10 + 4,50 = 14,50 ; 𝑙𝑖 ≥ 3 𝑝𝑎𝑛𝑜𝑢𝑟𝑖; 𝑙𝑖 = 3 × 5,25 = 15,75 𝑚


𝑃 > 𝑃1 + 𝑃2 + 𝑃3 × 𝐿

𝜆=

750 × 21

5,25= 3000 𝑎𝑑𝑖𝑐ă 1000 + 100 × 𝑥 > 3000; 𝑥

> 20 𝑚 𝑙𝑖 > 20 + 2 × 1,50 = 20 + 3,00 = 23,00 ; 𝑙𝑖 ≥ 5 𝑝𝑎𝑛𝑜𝑢𝑟𝑖; 𝑙𝑖 = 5 × 5,25 = 26,25 𝑚

Se calculează pentru fiecare panou al grinzii, forța tăietoare maximă ținând seama de

poziția de maxim a convoiului stabilită mai sus și tabelul de mai jos:

Tabelul 2.1

li

Tmax este produsă de convoiul cu

Pi în secțiunea cu 𝜂max

li< 2𝛌 P2

2𝛌 ≤ li< 3𝛌 P3

3𝛌 ≤ li< 5𝛌 P4

Rezultă astfel forțele tăietoare pentru ambele grinzi:

60

Fig. 28

𝑙𝑖 = 3 × 𝜆 → 𝑃4; 𝑥 = 3 × 5,25 − 2 × 1,50 = 12,75 𝑚

𝑀0 = 5625 + 1250 × 12,75 +100

2× 12,752 = 29691 𝑘𝑁𝑚

𝑉0 =1

𝐿× 𝑀0 =

1

21× 29691 = 1414 𝑘𝑁

𝑇𝑚𝑎𝑥0−1 = 1414 −

250 1,50 + 3,00 + 4,5

5.25= 985,43 𝑘𝑁

Fig. 29

𝑙𝑖 = 2 × 𝜆 → 𝑃3; 𝑥 = 2 × 5,25 − 3 × 1,50 = 6,00 𝑚

𝑀0 = 5625 + 1250 × 6,00 +100

2× 6.002 = 14925 𝑘𝑁𝑚

𝑉0 =1

𝐿× 𝑀0 =

1

21× 14925 = 711 𝑘𝑁

𝑇𝑚𝑎𝑥0−1 = 711 −

250 1,50 + 3,00

5.25= 496,71 𝑘𝑁

61

Fig. 30

𝑙𝑖 = 𝜆 → 𝑃1; 𝑀0 = 1875 + 220 × 4 × 0.75 = 2535 𝑘𝑁𝑚

𝑉0 =1

𝐿× 𝑀0 =

1

21× 2535 = 121 𝑘𝑁

𝑇𝑚𝑎𝑥0−1 = 𝑉0 = 121 𝑘𝑁

PANOUL 1’ – 0’

𝑙𝑖 = 0; 𝑇𝑚𝑎𝑥1′−0′

= 0 Forța tăietoare maximă din acțiunea convoiului P10 pentru o grindă are valoarea:

𝑇𝑝𝑚𝑎𝑥=

985,43

2 𝑘𝑁 =

98543

2= 49272 𝑑𝑎𝑁

Forța tăietoare maximă care solicită secțiunea grinzii în gruparea I de acțiuni este:

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 𝑇𝑔𝑚𝑎𝑥+ 𝑇𝑝𝑚𝑎𝑥

= 13671 + 𝜓 × 49272 = 13671 + 1,40 × 49272 = 82652 𝑑𝑎𝑁

2.2.Predimensionarea secțiunii grinzii principale

Predimensionarea înălțimii secțiunii grinzii principale (h):




Tabelul 1.5

Destinația

podului


static

Raportul

h/L

Poduri de

șosea

sau C.F.


simplu

rezemat

1/8 ÷ 1/12

secțiune

compusa

1/7 ÷ 1/10


pod închis 1/8


rezemată

1/10 ÷ 1/16



rezemată

1/10

62

continuă 1/12


𝑕 ≅1

10× 𝑙 ≅

1

10× 21,00 ≅ 2,10 𝑚

Se va adopta h = 2,10 [cm].


mai jos:

𝑕𝑜𝑝𝑡𝑖𝑚 = 6 × 𝑊𝑛𝑒𝑐3 = 6 × 16615,53

3= 153,10 𝑐𝑚 ≅ 1,60 𝑚 ,



𝜎𝑎=

398772,75 × 102

2400= 16615,53 [𝑐𝑚3]


Mmax reprezintă momentul încovoietor maxim ce acționează pe grinda.

în funcție de săgeata admisibilă a grinzii:

În functie raportul dintre săgeata admisibilă si deschiderea de calcul a grinzii (fa / l),

conform tabelului 1.4se detremină raportul h / l.

Tabelul 1.6

fa / l 1 / 300 1 /500 1 / 600 1 / 800

h / l 0,0476 0,0793 0,095 0,127



deschideri 1;2 și deschideri de calul ≤25 mrezultă valoarea raportului fa / l adoptată mai sus.

Deoarece raportul fa / l = 1/500 atunci valoarea raportului h / l corespunzător, așadar pentru:

𝑓𝑎𝑙

=1

500=>

𝑕

𝑙 = 0,0793

𝑕

𝑙= 0,0793 => 𝑕 = 0,0793 × 𝑙 = 0,0793 × 21,00 = 1,67 𝑚 ≅ 1,70 [𝑐𝑚]

Înălțimea antretoazei se va adopta ca o valoare medie a celor trei valori determinate

mai sus și se va rotunji la multiplu de 10 [mm].Deci se va adopta h =190 [cm] = 1,90

[m].

Predimensionarea grosimii inimii antretoazei:

La fel ca și în cazul predimensionării înalțimii grinzii și aici trebuie respectate trei

criterii de dimensionare:

63



𝑕𝑖 × 𝜏𝑎=

82652

190 × 1380 = 0,32 𝑐𝑚 = 4 𝑚𝑚


acțiuni;



𝑡𝑖= 100 ÷ 150 => 𝑡𝑖 =

190

100 ÷

190

150

𝑡𝑖 = 1,90 ÷ 1,27 [𝑐𝑚]



𝑡𝑖 ≅ 2 × 𝑕 + 8 [𝑚𝑚]


𝑡𝑖 ≅ 2 × 1,90 + 8 = 11,80 ≅ 12 [𝑚𝑚]

Pentru a satisface simultan cele trei criterii se va adopta grosimea inimii antretoazei ti = 20 [mm].

Predimensionarea secțiunii tălpilor grinzii principale:


rezistență la încovoiere a secțiunii antretoazei:


2

𝑕2



2=

𝑀𝑚𝑎𝑥

𝜎𝑎×

𝑕

2=

398772,75 × 102

2400×

190

2= 1578475,47 𝑐𝑚4

𝐼𝑧𝑖- momentul de inerție al inimi antretoazei;

𝐼𝑧𝑖=

𝑡𝑖 × 𝑕𝑖3

12≅

𝑡𝑖 × 𝑕3

12=

2 × 1903

12= 1143166,67 𝑐𝑚4

𝑏 × 𝑡 = 1578475,47 − 1143166,67

1902= 49,64 ≅ 50 𝑐𝑚2


64




succesive respectându-se pe căt posibil următoarele domenii de variație:

𝑡𝑖 + 2 𝑚𝑚 ≤ 𝑡 ≤ 2 ÷ 3 × 𝑡𝑖 <=> 22 𝑚𝑚 ≤ 𝑡 ≤ 40 ÷ 60 𝑚𝑚

𝑏′ ≤ 15 × 𝑡 × 2400

𝜎𝑐 => 𝑏′ ≤ 15 × 3 ×

2400

3600 => 𝑏′ ≤ 36,74 [𝑐𝑚]

𝑏 ≅ 1

3÷

1

5 × 𝑕 = 64 ÷ 38 𝑐𝑚

Având toate dimensiunile secțiunii transversale a antretoazei cunoscute, secțiunea va

arăta ca în Fig.31de mai jos:

y

Gz z

400

19

00

30

18

40

30400

20

Fig. 31

2.3. Verificarea secțiunii grinzii

2.3.1. Verificarea condiției de rezistență

65

Se verifică eforturile unitare normale corespunzătoare momentului încovoietor maxim

astfel:

𝜎𝑧𝑚𝑎𝑥=

𝑀

𝐼𝑧× 𝑦𝑚𝑎𝑥 ≤ 𝛼 × 𝜎𝑎

𝐼

în care:

𝑦𝑚𝑎𝑥 =𝑕𝑖

2+ 𝑡𝑝 =

184

2+ 3 = 95 𝑐𝑚

𝐼𝑧 =2 × 1843

12+ 2 ×

40 × 33

12+ 2 × 40 × 3 ×

184

2+

3

2

2

= 3136571 𝑐𝑚4

Se obține astfel relația:

𝜎𝑧𝑚𝑎𝑥=

398772,75 × 102

3136571× 95 = 1207,79 ≤ 1,05 × 𝜎𝑎

𝐼 = 1,05 × 2400

= 2520 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Eforturile unitare tangențiale corespunzătoare forței tăietoare maxime pe reazem sunt:

𝜏𝑚𝑎𝑥 =𝑇

𝑕𝑖 × 𝑡𝑖=

82652

184 × 2= 224,60 < 𝜏𝑎

𝐼 = 1380 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

2.3.2. Verificarea prinderilor sudate în secțiunea de la mijlocul

deschiderii grinzii

În această secțiune se verifică sudurile S1, de colt, de prindere a tălpilor de inimă.

Grosimea de calcul a sudurilor de colt se consideră egală cu grosimea inimii.

Eforturile unitare ce apar în cordoanele de sudură sunt:

Eforturi unitare de lunecare

Aceste eforturi, 𝜏‖, sunt paralele cu axele longitudinale ale cordoanelor de sudură S1 și

se calculează cu relația:

𝜏‖ =𝑇 × 𝑆

𝑡𝑖 × 𝐼

în care:

T – forța tăietoare maximă în secțiune: T = 82652 [daN];

S – momentul static al tălpii față de axa neutră a scețiunii:

𝑆 = 40 × 3 × 3

2+

184

2 = 11220 𝑐𝑚3

I – momentul de inerție brut al grinzii, I = 3136571 [cm3];

ti – grosimea inimii grinzii principale, ti = 20 [mm].

Eforturi unitare din momeni încovoietor

66

Aceste eforturi sunt paralele cu axele longitudinale ale cordoanelor de sudură:

𝜎‖ =𝑀

𝐼× 𝑦𝑠

în care:

M – momentul încovoietor maxim: M =741523 [daNm];

I – momentul de inerție brut al grinzii;

ys – distanța de la axa neutră la radăcina sudurii: ys = hi/2 = 184/2 = 92 [cm];

Se va obține:

𝜏‖ =𝑇 × 𝑆

𝑡𝑖 × 𝐼=

82652 × 11220

2 × 3136571= 147,83 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜏‖𝑎

= 1600 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜎‖ =𝑀

𝐼× 𝑦𝑠 =

398772,75 × 102

3136571× 92 = 1169,66 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜎‖𝑎

= 2400 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Verificarea eforturilor unitare echivalente se face cu relația:

𝜎𝑒𝑐𝑕 = 𝜎2 + 3 × 𝜏2 = 3 × 1482 + 1169,662 = 1197,42 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜎𝑒𝑐𝑕𝑎

= 2700 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Verificarea la oboseală a sudurii S1 se face cu relația:

𝜎‖

𝜎𝑅𝑎

2

+ 𝜏‖

𝜏𝑅𝑎

2

≤ 1

în care 𝛔Ra și 𝝉Ra sunt eforturile unitare maxime admisibile la oboseală, care conform SR

1911-98 pct. 7.4.2. tab. 1.3, corespunzător grupei de crestare B1 și care au valorile:

𝑅𝜎‖=

𝜎‖𝑚𝑖𝑛

𝜎‖𝑚𝑎𝑥

=217,38

2174,99= 0,099

𝑅𝜏‖ =𝜏‖𝑚𝑖𝑛

𝜏‖𝑚𝑎𝑥

=−88,84

147,83= 0,601

Pentru:

𝜎‖𝑚𝑖𝑛=

71772,75 × 102

3136571× 95 = 217,38 𝑑𝑎𝑛/𝑐𝑚2

și

𝜏‖𝑚𝑖𝑛=

−496,71 × 102 × 11220

2 × 3136571= −88,84 𝑑𝑎𝑛/𝑐𝑚2

rezultă:

67

𝜎𝑅𝑎= 104,92 𝑁/𝑚𝑚2 = 1049,20 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏𝑅𝑎= 73,88 𝑁/𝑚𝑚2 = 738,80 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Se obține:

𝜎‖

𝜎𝑅𝑎

2

+ 𝜏‖

𝜏𝑅𝑎

2

= 1169,66

1049,20

2

+ 147,83

738,80

2

= 0,72 < 1

2.3.3. Dimensionarea rigidizării din secțiunea de reazem a

grinzii principale

Alcătuirea constructivă a rigidizărilor de reazem

În dreptul reazemelor grinzii cu inimă plină se prevăd rigidizări transversale verticale

mai puternice decât rigidizările curente, capabile să preia reacțiunea verticală a grinzii.

Pe interiorul grinzii, rigidizarea este formată de cornierele de prindere a antretoazei de

grinda principală, 2 L 100 × 100 × 10, precum și de porțiunea de inimă a antretoazei,

cuprinsă între aceste corniere.

Pe exteriorul grinzii, lățimea rigidizărilor din secțiunea de reazem br se stabileste în

funcție de lățimea platbandelor tălpii grinzii, astfel încât să asigure spațiul necesar întoarcerii

sudurilor de prindere a rigidizărilor de tălpi; rezultă br = 180 [mm].

Grosimea rigidizărilor tr se stabileste la tr = 15 [mm].

În cazul grinzilor sudate se consideră că, la preluarea reacțiunii verticale participă pe

lângă rigidizările de reazem și un tronson de inimă plină de lățime egală cu 15 × ti = 15 × 20

= 300 [mm].

Elementele geometrice pentru verificarea rigidiz[rii de reazem sunt prezentate în figura

de mai jos (Fig. 31):

Rigidizările din secțiunea de reazem a grinzii se verifică la strivire și la flambaj în plan

perpendicular pe planul grinzii.

68

1 - 1

40

10

Aripi relucrate la baza

L 100 × 100× 10

15 × ti = 300

br =

18

0

tantr. = 15

ti =

20

L 100 × 100× 10

Inima

antretoazei15 ×

ti =

30

0

180

15

15

20

2 - 2

Antretoaza de

capat

Guseu CV

2 2

Aparat de reazem

din neopren

Rigidizare

de reazem

A

A

1 1

A - A

Fig. 32

Verificarea la strivire a rigidizărilor

Pentru a permite realizarea continua a cordoanelor de sudură ce prind tălpile de inimă,

ce ține seama de degajările ce se prevăd în rigidizări.

Verificarea la strivire se face cu relația:

𝜎𝑠 =𝑅

𝐴𝑠≤ 𝜎𝑎𝑠

în care:

R – reacțiunea maximă egală cu 82652 [daN];

As – aria de strivire 𝐴𝑠 = 111,10𝑐𝑚2;

𝛔as – rezistența admisibilă la strivire egală cu 2 × 𝛔aI = 2 × 2400 = 4800 [daN/cm

2]

Rezultă:

𝜎𝑠 =82625

111,10= 744 < 𝜎𝑎𝑠

= 4800 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Verificarea la flambaj a rigidizării de capăt

69

În cazul general, rigidizarea dereazemse verifică la flambaj în plan perpendicular pe

planul inimii, ca o bară comprimată centric, având secțiunea formată din rigidizări și

porțiunea activă din inimă.

Având în vedere faptul că în plan perpendicular pe planul inimii grinzii (față de axa z),

flambajul este împiedicat de către antretoază, în acest caz nu este necesar să fie efectuată

această verificare.

Verificarea privind pierderea stabilității rigidizării de reazem este absolut necesară în

cazul podurilor cu calea sus fără antretoaze (traversele așezate direct pe talpa superioară a

grinzii),sau dacă există antretoaze prinse de grinzile principale cu ranforți scurți.

2.3.4. Calculul sudurilor în secțiunea dereazem

În această secțiune se verifică sudura de prindere a tălpii inferioare de inimă.

Cunoscând ti = 20 [mm], hi = 184 [cm], bt = 400 [cm], se va calcula:

𝑆 = 40 × 3 × 93,5 = 11220 𝑐𝑚3

𝜏‖ =𝑇 × 𝑆

𝑡𝑖 × 𝐼𝑧=

82652 × 11220

2 × 3136571= 147,83 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜏‖𝑎

= 1600 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Se calculează eforturile locale 𝛔⊥ perpendiculare pe axa longitudinală a cordonului de

sudură, datorate reacțiunii grinzii:

𝜎⊥ =𝑅

𝐴𝑕

în care:

R – reacțiunea grinzii;

Ah – aria inimii și rigidizărilor de pe reazem, considerând o repartiție la 45˚ din

punctul teoretic de aplicare al reactiunii (Fig. 32)

Aparat de reazem

din neopren

Rigidizare

de reazem

310

60

R

45°

240

Fig. 32

70

𝐴𝑕 = 24 × 2 + 1,5 × 12 + 1,5 × 12 − 4 = 78 𝑐𝑚2

𝜎⊥ =82652

78= 1059,64 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 2400 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Verificarea eforturilor unitare echivalente se face cu relația:

𝜎𝑒𝑐𝑕 = 𝜎2 + 3 × 𝜏2 = 3 × 1482 + 1059,642 = 1090,21 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2 < 𝜎𝑒𝑐𝑕𝑎

= 2700 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

2.3.5. Verificarea deformației elastice

Săgeata grinzilor cu inimă plină, simplu rezemate, cu moment de inerție variabil, se

calculează cu relația:

𝑓𝑚𝑎𝑥 =5,5 × 𝑀𝑚𝑎𝑥 × 𝐿2

48 × 𝐸 × 𝐼𝑏

în care:

Mmax – momentul maxim provenit din încărcările permanente și din cele utile, fără a

lua în considerare acțiunea dinamică a încărcărilor mobile din convoi;

L – deschiderea de calcul a grinzii;

E – modulul de elasticitate al oțelului;

Ib – momentul de inerție brut al secțiunii din mijlocul deschiderii.

𝑓𝑚𝑎𝑥 =5,5 × (398772,75 ) × 102 × 21 × 102

48 × 2,1 × 106 × 3136571= 0.002 𝑐𝑚 < 𝑓𝑎 =

2100

500= 4,20 𝑐𝑚

2.3.6. Stabilirea poziției primei rigidizări trensversale după

secțiunea de reazem

Inimile secțiunilor de pe reazem ale grinzilor cu inimă plină se consolidează cu

elementele capabile să preia forțele concentrate mari ce apar în această secțiune.

În imediata vecinătate a secțiunii de reazem a inimii grinzii, ponderea ce amai mare o

au eforturile unitare tangențiale; pentru stabilirea poziției primei rigidizări transversale se

consideră numai eforturile unitare tangențiale presupunând că ele ating valoarea maximă

admisă.

Poziția primei rigidizări transversale rezultă din condiția de verificare la voalare a

unui panou de inimă solicitat numai la eforturi unitare tangențiale, data de relația:

𝜏𝑎 × 𝜈𝜈𝑎 ≤ 𝜏𝑐𝑟

în care:

𝝉a – rezistența admisibilă la forfecare a oțelului din care este confecționată inima;

71

𝜏𝑎 = 1380 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

ννa – coeficientul de siguranță admisibil la voalare;

𝜈𝜈𝑎 = 1,32 pentru gruparea I de ațiuni

𝝉cr – efortul unitar tangențial criticde voalare care se determină cu relația:

𝜏𝑐𝑟 = 𝑘𝜏 × 𝜎𝑒

unde:

k𝝉 – factor de voalare pentru panouri de inimă solicitate numai la eforturi unitare

tangențiale, obținut în funcție de raportul laturilor panoului:

𝛼 =𝑎

𝑏 𝑝𝑒𝑛𝑡𝑟𝑢 𝛼 ≥ 1, 𝑘𝜏 = 5,34 + 400/𝛼2

𝛔e – efortul unitar critic în domeniul elastic, corespunzător unei fâșii de inimă cu

lățimea de 1 cm și cu lungimea b.

Se determină cu relația 𝜎𝑒 = 1898000 × 𝑡/𝑏 2 , unde t este grosimea inimii, iar b

lățimea panoului: t = 2 cm; b = 184 cm.

1380 × 1,32 ≤ 5,34 +400

𝑎

184

2 × 1898000 × 2

184

2

Rezultă:

𝑎 ≤ 220,58

Pentru asigurarea stabilității de voalare a inimii sunt necesare rigidizări transversale,

iar prima dintre acestea trebuie prevăzută la o distanță de cel mult 220,58 [cm].

La stabilirea poziției rigidizărilor transversale se ține cont și de alcătuirea constructivă

a tablierului. Se prevăd rigidizări curente în dreptul antretoazelor și la jumătatea distanței

dintre două antretoaze alăturate ( din 2,625 în 2,625 m).

Prima ridizare transversală după cea din reazem se va prevedea la 2,625/2 = 1,312 m

din axul de rezemare.

2.3.7. Verifivcarea la voalare a inimii grinzii principale

Verificarea la voalare apanourilor de capăt

Forța tăietoare maximă , la mijlocul panoului marginal (conform Fig.33, punctul m),

este:

72

P2P1 P3 P4 P5

+

0 1 2 1' 0'

1

T0 - 1

mpanou central

panou marginal

3 × 2.6252 × 1.3125

0.656 20.344

21.00

P2P1 P3 P4 P5

0.6

36

0.6

33

0.5

86

0.5

39

0.4

92

0.4

45

0.3

99

LM

(m)

12.75

Fig. 33

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 𝑇𝑔 + 𝑇𝑝 × 𝜓 = 12807,04 + 985,43 × 1,40 = 14187 𝑑𝑎𝑁

unde forța tăietoare din încarcari permanente într-o secțiune oarecare se calculează cu relația:

𝑇𝑔𝑥= 𝑔 ×

𝐿

2− 𝑥

iar pentru x = 0,656 [m],corespunzător mijlocului panoului marginal (punctul m) relația

devine:

𝑇𝑔𝑚= 1302 ×

21

2− 0,656 = 12807,04 𝑑𝑎𝑁

Momentul încovoietor aferent poziției convoiului ce dă Tmax va fi:

𝑀𝑎𝑓 = 𝑀𝑔 + 𝜓 × 𝑀𝑝

unde momentul încovoietor din încărcări permanente intr-o secțiune oarecare se calculează cu

relația:

𝑀𝑔𝑥=

𝑔 × 𝑥

2× 𝐿 − 𝑥

iar pentru x = 0,656 [m], atunci valoarea momentuluii încovoietor în aceasta secțiune va fi:

𝑀𝑔𝑚=

1302 × 0,656

2× 21 − 0,656 = 8688,03 𝑑𝑎𝑁𝑚

Momentul încovoietor din acțiunea convoiului P10 aferent poziției de Tmax se

calculează cu ajutorul liniei de influiență (Fig. 33) după cum urmează:

𝑀𝑝𝑚=

25000

2× 0,636 + 0,633 + 0,539 + 0,492 + 0,445 + 0,399 +

10000

2

× 1

2× 0,399 × 12,75 = 52018,13 𝑑𝑎𝑁𝑚

73

Așadar momentul aferent pozitției de Tmax corespunzător mijlocului panouli marginal

în punctul m este:

𝑀𝑎𝑓 = 𝑀𝑔 + 𝜓 × 𝑀𝑝 = 8688,03 + 1,40 × 52018,13 = 81513,41 𝑑𝑎𝑁𝑚

Efortul unitar amxim de compresiune din moment încovoietor este:

𝜎1 = −𝜎2 =𝑀

𝐼× 𝑦𝑚𝑎𝑥 =

81513,41 × 102

3136571× 95 ≅ 247 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Efortul unitar tangențial maxim efectiv este:

𝜏 =𝑇

𝑕𝑖 × 𝑡𝑖=

14187

190 × 2= 37,33 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Pentru obținerea eforturilor critice de voalare, respectiv:

𝛔1cr – efortul unitar normal critic de voalare corespunzător solicitărilor panoului la

încovoiere;

𝝉cr – efortul unitary tangențial critic de voalare;

se calculează astfel:

𝜎𝑒 = 1898000 × 𝑡

𝑏

2

= 1898000 × 2

184

2

= 224,24 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝛼 =𝑎

𝑏=

113,13

184= 0,61 <

2

3=> 𝑘𝜎 = 15,87 +

1,87

𝛼2= +8,6 × 𝛼2 = 24,10

𝑘𝜏 = 4 +5,34

𝛼2= 18,35

rezultă:

𝜎1𝑐𝑟= 𝑘𝜎 × 𝜎𝑒 = 24,10 × 224,24 = 5404,184 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏1𝑐𝑟= 𝑘𝜏 × 𝜎𝑒 = 18,35 × 224,24 = 4114,80 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Efortul unitar critic de comparație este dat de relația:


𝜎1 + 3 × 𝜏2

1+𝜂

4×

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

+ 3−𝜂

4×

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

2

+ 𝜏

𝜏𝑐𝑟

2

= 𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝

= 247 + 3 × 37,332

1−1

4×

247

5404,184+

3+1

4×

247

5404 ,184

2

+ 37,33

4114,80

2= 1453,23 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Pentru 2,04 × 𝜎𝑐 > 𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝> 0,6 × 𝜎𝑐 = 𝑐𝑢 𝜎𝑐 = 3600 rezultă:

74

𝜎𝑐𝑟 .𝑐𝑜𝑚𝑝 𝑟𝑒𝑑𝑢𝑠= 𝜎𝑐 × 1,474 − 0,677 ×

𝜎𝑐


= 1470,43 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Coeficientul de siguranță efectiv la voalare se calculează cu relația:

𝜈𝜈 =𝜎𝑐𝑟 .𝑐𝑜𝑚𝑝 𝑟𝑒𝑑𝑢𝑠

𝜎12 + 3 × 𝜏2

=1470,43

2472 + 3 × 37,332= 5,76 > 𝜈𝜈𝑎

= 1,32

Verificarea la voalare a panourilor centrale

Se verifică la voalare panourile de inimă din vecinătatea mijlocului grinzii, unde

solicitările de încovoiere este predominant.

Momentul încovoietor maxim la mijlocul panoului (punctual n , Fig.34) este:

P2P1 P3 P4 P5

+

0 1 2 1' 0'

T1 - 2

-

panou central

panou marginal

n

9.188 11.813

21000

P2P1 P3 P4 P5

4.688 9.00 7.313

5.1

68

5.5

12

3.8

55

3.1

99

4.3

24

3.4

80

2.6

37

LM

(m)

Fig. 34

𝑀𝑎𝑓 = 𝑀𝑔 + 𝜓 × 𝑀𝑝

=1302 × 9,188

2× 21 − 9,188 + 1,40

× 25000

2× 3,480 + 4,324 + 5,168 + 5,512 + 3,855 +

10000

2×

1

2

× 2,637 × 4,688 +10000

2×

1

2× 3,199 × 7,313 = 646546,44 𝑑𝑎𝑁𝑚

Forța tăietoare aferentă poziției convoiului din care rezultă Mmax este:

75

𝑇𝑎𝑓 = 𝑇𝑔𝑛+ 1,40 × 𝑇𝑝𝑛

= 1302 × 21

2− 9,188 + 1,40 × 496,71 = 2403,62 𝑑𝑎𝑁

Se obține:

𝜎1 = −𝜎2 =𝑀

𝐼× 𝑦𝑚𝑎𝑥 =

646546,44 × 102

3136571× 95 ≅ 1958,25 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏 =𝑇

𝑕𝑖 × 𝑡𝑖=

2403,62

190 × 2= 6,33 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜎𝑒 = 1898000 × 𝑡

𝑏

2

= 1898000 × 2

184

2

= 224,24 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝛼 =𝑎

𝑏=

262,5

184= 1,43 >

2

3=> 𝑘𝜎 = 23,90

𝑘𝜏 = 5,34 +4

𝛼2= 7,30

rezulță:

𝜎1𝑐𝑟= 𝑘𝜎 × 𝜎𝑒 = 23,90 × 224,24 = 5359,34 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜏1𝑐𝑟= 𝑘𝜏 × 𝜎𝑒 = 7,30 × 224,24 = 1636,95 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Efortul unitar critic de comparație este dat de relația:


𝜎12 + 3 × 𝜏2

1+𝜂

4×

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

+ 3−𝜂

4×

𝜎1

𝜎1𝑐𝑟

2

+ 𝜏

𝜏𝑐𝑟

2

= 𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝

= 1958,25 + 3 × 6,332

1−1

4×

1958,25

5359,34+

3+1

4×

1958,25

5359,34

2

+ 6,33

1636,95

2= 5359,12 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Pentru 2,04 × 𝜎𝑐 > 𝜎𝑐𝑟𝑐𝑜𝑚𝑝> 0,6 × 𝜎𝑐 = 𝑐𝑢 𝜎𝑐 = 3600 rezultă:

𝜎𝑐𝑟 .𝑐𝑜𝑚𝑝 𝑟𝑒𝑑𝑢𝑠= 𝜎𝑐 × 1,474 − 0,677 ×

𝜎𝑐


= 3308,86 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Coeficientul de siguranță efectiv la voalare se calculează cu relația:

𝜈𝜈 =𝜎𝑐𝑟 .𝑐𝑜𝑚𝑝 𝑟𝑒𝑑𝑢𝑠

𝜎12 + 3 × 𝜏2

=3308,86

1958,252 + 3 × 6,332= 1,68 > 𝜈𝜈𝑎

= 1,32

În concluzie verificarea la voalare este satisfacută.

2.3.8. Verificarea stabilității generale a grinzii principale

76

Având în vedere faptul că că prinderea antretoazelor de grinzile principale se

realizează prin dezvoltarea unor ranforți puternici (pe toată înălțimea grinzilor), acești ranforți

împiedică pierderea stabilității generale a grinzii în dreptul lor, funcționând ca niște reazeme

elastice.

Calculul exact privind pierderea stabilității generale presupune să fie luată în

considerare rigidiateta efectivă a acestor ranforți, eforturile din talpa superioară și secțiunea

grinzii pe fiecare panou.

În lipsa unui calcul exact, se verifică stabilitatea tălpii comprimate pe distanța dintre

doi ranforți consecutivi; în cazul în care verificarea ar fi al limită este absolut necesar un

calcul mai exact, deoarece această verificare nu este acoperitoare (ranforții nefiind în realitate

reazeme rigide).

Distanța dintre antretoaze ( distanța dintre punctele fixe) este de 5,25 m.

Evaluând caracteristicile geometrice rezultă:

𝐼𝑦 =𝑡𝑝 × 𝑏𝑝

3

12+

𝑕𝑖/5 × 𝑡𝑖3

13=

3 × 403

12+

184/5 × 23

12= 49224,02 𝑐𝑚4

𝐴 = 𝑡𝑝 × 𝑏𝑝 + 𝑕𝑖/5 × 𝑡𝑖 = 3 × 40 + 184/5 × 2 = 193,60 𝑐𝑚2

𝑖𝑦 = 𝐼𝑦

𝐴=

49224,02

193,60 = 15,94 𝑐𝑚 <

525

40= 13,13 𝑐𝑚

rezultă că este satisfăcută condiția de stabilitate generală a grinzii.

2.4. Îmbinările de montaj ale grinzii pincipale

Grinda principală se realizează din trei tronsoane, un tronson central cu lungimea de

8,00 m și două tronsoane marginale cu lungimea de 6,75 m.

Adoptarea acestei soluții de tronsonare a grinzii permite încadrarea tronsoanelor în

dimensoinile gabaritului de liberă trecere a căii de comunicație pe care acestea se transportă

la locul de montaj și totodată corespunde unei capacități medii a utilajelor de ridicat necesare.

Deasemenea, tronsonarea find simetrică față de mijlocul tablierului, cele două grinzi

principale sunt perfect identice și se evită eventualele greșeli de execuție și de montaj.

2.4.1. Înădirea tălpilor

Pentru înădirea platbandelor tălpilor se utilizează eclise de continuitate și șuruburi de

înaltă rezistență M24.

Secțiunea ecliselor se alege identică cu a tălpilor, respentiv 400 × 30 mm, lungimea

rezultând din respectarea distanțelor dintre șuruburi.

77

Efortul capabil al unui șurub M24 marca12.9, pentru o secțiune de frecare este:

𝑁𝑓 =𝑓 × 𝑁𝑡

𝑐=

0,55 × 26460

1,60= 9095,63 𝑑𝑎𝑁

unde:

f – este coeficientul de frecare, funcție demarca oțelurilor pieselor ce se îmbină și de

modul de prelucrare a suprafețelor de contact. Pentru OL 52 și suprafața de contact prelucrată

prin metalizare rezultă f = 0,55;

c - coeficientul de siguranță la lunecare a pieselor, funcție de felul solicitărilor și de

gruparea de acțiuni, pentru gruparea I de acțini și pentru incărcări dinamice c = 1,60;

Nt – forța maximă de pretensionare a unui șurub de înaltă rezistență care se calculează

cu relația:

𝑁𝑡 = 0,7 × 𝐴𝑛𝑒𝑡 × 𝑅0,2 = 0,7 × 3,50 × 10800 = 26460 𝑑𝑎𝑁

Numărul de șuruburi necesar pentru preluarea efortului capabil al platbandei este:

𝑛 =𝑁𝑐𝑎𝑝 𝑝𝑏

𝑁𝑓=

𝐴𝑝𝑏 × 𝜎𝑎

𝑁𝑓=

90 × 2400

9095,63= 23,74 ș𝑢𝑟𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖

unde: 𝐴𝑝𝑏 = 40 − 4 × 2,5 × 3 = 90 𝑐𝑚2 .

Îmbinarea va fi rezolvată constructiv cu un număr de 28 de șuruburi.

2.4.2. Îmbinarea inimii

Considerând trei șiruri de șuruburi de înaltă rezistență M24, așezate conform figurii

de mai jos, se calculează eforturile în șuruburile cele mai solicitate (cele extreme).

78

70

17

× 1

00

70

45 80 110 80 45

360

10

18

40

19

00

19

60

y1

= 8

50

yi

N1

Ni

45

17

× 1

00

45

110 3 × 90 501103 × 9050750

85

13

08

55

05

0

40

0

P2

P1

P2

IPM 24

IPM 24Eclise400 × 30.....750

P2

Eclise

360 × 10.....1790P1

17

90

1 - 1Schema de calcul

2 - 2

1

12 2

Nt

NR

Mi

T

P2

P2

Fig. 35

În îmbinare eforturile secționale sunt:

𝑀𝑥 = 𝑀𝑔𝑥+ 𝜓 × 𝑀𝑝𝑥

=𝑔×𝑥

2× 𝐿 − 𝑥 + 1,40 ×

1

0,1936× 0,88 ×

𝑥

𝐿−

𝑥2

𝐿2 × 𝑀𝑝max 𝑚𝑎𝑥=

1302×6,5

2× 21 − 6,5 + 1,40 ×

1

0,1936× 0,88 ×

6,5

21−

6,52

212 × 357857,14 =

548053 𝑑𝑎𝑁𝑚 pentru x = 6,50 m.

Taf = 49671 𝑑𝑎𝑁 .

Momentul încovoietor preluat de inimă va fi:

𝑀𝑖 = 𝑀 ×𝐼𝑖𝐼

= 548053 ×

𝑡𝑖×𝑕𝑖3

12

3136571= 548053 ×

1038251

3136571= 181414 𝑑𝑎𝑁𝑚

Rezultă:

𝑁1 = 𝑀 ×𝑦1

2 × 2 × 𝑦𝑖2

= 548053

× 10285

4 × (852 + 752 + 652 + 552 + 452 + 352 + 252 + 152 + 52 )= 685,07 𝑑𝑎𝑁

𝑁𝑇 =𝑇

2 × 18=

49671

36= 1380 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑁𝑅 = 𝑁12 + 𝑁𝑇

2 = 685,072 + 13802 = 1540,69 𝑑𝑎𝑁𝑚 < 𝑁𝑐𝑎𝑝 = 2 × 𝑁𝑓

= 2 × 9095,63 = 18192 𝑑𝑎𝑁𝑚

79

2.5. Calculul prinderii antretoazei de grinda principal

Prinderea se realizează cu șuruburi de înaltă rezistență, pentru solicitările din gruparea

I de acțiuni.

Reacțiunea de calcul este data de relația:

𝑅𝑐 = 1,20 × 𝑅𝑔 + 𝜓 × 𝑅𝑝

în care:

Rg - reacțiunea antretoazei din încărcarea permanentă;

Rp – reacȚiunea maximă din încărcarea cu convoi;

ψ – coeficientul dinamic corespunzător deschiderii antretoazei.

Rezultă:

𝑅𝑐 = 1,2 × 𝑇0 = 1,2 × 71744 = 86093 𝑑𝑎𝑁

Prinderea antretoazelor de grinzile principale se face cu șuruburi de înaltă rezistență

M22, prin intermediul unor corniere de prindere L 100×100×10.

Suruburile care prind cornierele de inima antretoazei

Aceste șuruburi lucrează cu două suprafețe de frecare și rezultă:

𝑛1 =𝑅𝑐

2 × 𝑁1

în care N1 este efortul determinat la punctul 2.4.1. pe care îl poate transmite prin frecare un

SIRP, pe o singură suprafață de frecare, N1 = 9095,63 [daN].

Se obține astfel:

𝑛1 =𝑅𝑐

2 × 𝑁1=

86093

2 × 9095,63= 4,73 ș𝑢𝑟𝑢𝑏𝑢𝑟𝑖

Șuruburile care prind cornierele de inima grinzii principale

Aceste șuruburi lucrează cu o singură suprafață de frecare și rezulătă astfel:

𝑛2 =𝑅𝑐

𝑁1=

86093

9095,63= 9, 47

Ținând cont că la capătul antretoazei se realizează un ranfort pentru asigurarea

stabilității generale a grinzilor principale, alcătuirea prinderilor este prezentată în figura de

mai jos.

Îmbinările cu șuruburi de inaltă rezistență sunt mai rigide decât îmbinările cu nituri,

de aceea, la calculul șuruburilor n2 trebuie să se țină cont și de efectul momentului

80

încovoietor negative ce apare în secțiunea de prindere a antretoazei de grinda principal. În

lipsa unui calcul exact acest moment încovoietor se poate calcula cu relația:

𝑀𝑠𝑎 =1

2× 𝑀0 =

1

2× 134245 = 33561,25 𝑑𝑎𝑁𝑚

unde M0 este momentul încovoietor maxim din câmpul antretoazei considerată grindăsimplu

rezemată, calculat capitolul anterior.

Efortul de întindere maxim se produce în șurubul cel mai depărtat de axa de rotire;

dacă șuruburile se dispun la distanța de 200 mm rezultă:

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 𝑇1 =𝑀𝑠𝑎 × 𝑦1

2 × 𝑦𝑖2 =

33561,25 × 102 × 160

2 × 202 + 402 + 602 + 802 + 1002 + 1202 + 1402 + 1602

= 3290,32 𝑑𝑎𝑁

Forța suplimentară de întindere T dintr-un șurub nu trebuie să depășească 60 % din

valoarea forței maxime de pretensionare a unui șurub, Nt = 26460.

Condiția trebuie verificată deoarece:

𝑇𝑚𝑎𝑥 = 3290,32 𝑑𝑎𝑁 < 0,60 × 𝑁𝑡 = 26460 × 0,6 = 15876 𝑑𝑎𝑁

Efortul N1 pe care-l transmite prin frecare un șurub de înaltă rezistență care este

solicitat și de forțe suplimentare de întindere se calculează cu relația:

𝑁′1 =𝑓

𝑐2× 𝑁𝑡 − 𝑇

unde:

f – coeficientul de frecare, funcție de marca oțeluli pieselor ce se îmbină și de modul

de prelucrare a suprafețelor de contact f = 0,55;

c2 – coeficientul de siguranță la lunecare a pieselor ce se îmbină, funcție de felul

solicitărilor îmbinării și de gruparea de acțiuni c = 1,60.

Rezultă:

𝑁′1 =𝑓

𝑐2× 𝑁𝑡 − 𝑇 =

0,55

1,60× 26460 − 3290,32 = 7999 𝑑𝑎𝑁

În cazul considerării și a efectului forțelor de întindere din șuruburi datorate

momentelor negative de la capetele antretoazelor, numărul de șuruburi n2 este:

𝑛2 =𝑅𝑐

𝑁′1=

86093

7999= 10,76

2.6. Contravântuirea orizontală principală

81

2.6.1. Calculul și alcătuirea panourilor curente

Contravântuirea orizontală principal are rolul de a prelua acțiunea din vânt de pe

grinzile principale și convoy (partea superioară neadăpostită de grinzi) și forța de șerpuire și

de a le transmite mai departe la aparatele de reazem și de acolo la infrastructură.

Tălpile contravântuirii orizontale sunt tălpile inferioare ale grinzilor principale și o

porțiune de conlucrare din inimă (30ti), iar diagonalele sunt bare suplimentare introduce în

structura tablierului, de obicei realizate din corniere (două corniere în cruces au alăturate).

În mod obișnuit, contravântuirea orizontală se realizează ca o grindă cu zăbrele

system combinat, cu diagonal încrucișate.

Acțiunea direct a vântului asupra grinzii principale

Având în veder faptul că tălpile inferioare ale grinzilor principale cumulează și funcția

de tălpi ale contravntuirii orizontale, acestea se vor încărca cu un efor suplimentar calculate

simplificat astfel:

1.9

02

.92

pwdir.

B = 5.50

pwindir. pwindir.

4.8

2

2.4

1

Fig. 36

- presiunea vântului pe grinzile principale și pe partea expusă a convoiului:

𝑝𝑤𝑑𝑖𝑟 = 150 × 1,90 + 2,92 = 723 𝑑𝑎𝑁/𝑚

- momentul încovoietor produs de acțiunea directă a vântului:

𝑀𝑚𝑎𝑥𝑑𝑖𝑟 =

𝑝𝑤𝑑𝑖𝑟 × 𝐿2

8=

723 × 212

8= 39855,38 𝑑𝑎𝑁𝑚

82

- efortul axial suplimentar care apare în tălpile inferioare va fi:

𝑁𝑤 =𝑀𝑚𝑎𝑥

𝑑𝑖𝑟

𝐵=

39855,38

5,50= 7246,43 𝑑𝑎𝑁

Acest efort încarcă suplimentar tălpile inferioare cu eforturile unitare:

𝜎 =𝑁𝑤

𝑑𝑖𝑟

𝐴𝑡=

7246,43

240= 31,19 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

unde: 𝐴𝑡 = 30 × 𝑡𝑖 × 𝑡𝑖 + 𝑏𝑝 × 𝑡𝑝 = 30 × 2 × 2 + 40 × 3 = 240 𝑐𝑚2

Acțiunea directă a forței de șerpuire asupra grinzii principale

Analog ca la punctul precedent se va obține următoarele:

𝑀𝑆 =𝑆 × 𝐿

4=

6000 × 21

4= 31500 𝑑𝑎𝑁𝑚

𝑁𝑠 =𝑀𝑠

𝐵=

31500

5,50= 5727,27 𝑑𝑎𝑁

𝜎 =𝑁𝑠

𝐴𝑡=

5727,27

31,19= 183,63 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Rezultă efortul unitar suplimentar în talpa inferioară agrinzii principale:

𝜎𝑠𝑢𝑝1= 31,19 + 183,63 = 214,82 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Acțiune indirectă a presiunii vântului pe grinzile principale

Această acțiune apare din cauz excentricității de aplicare a presiunii vântului pe

grinda principal și convoy, față de planul contravântuirii principale.

Rezultă astfel:

𝑝𝑤𝑖𝑛𝑑 =

𝑝𝑤𝑑𝑖𝑟 × 𝑕𝑑

𝐵=

723 × 2,41

5,50= 317 𝑑𝑎𝑁/𝑚

- momentul încovoietor maxim produs deacțiunea indirectă a vânyului va fi:

𝑀𝑚𝑎𝑥𝑖𝑛𝑑 =

𝑝𝑤𝑖𝑛𝑑 × 𝐿2

8=

317 × 212

8= 17475 𝑑𝑎𝑁𝑚

Acest moment încovoietor încarcă suplimentar grinda cu efortul unitar maxim:

𝜎 =𝑀𝑚𝑎𝑥

𝑖𝑛𝑑

𝑊=

17475 × 102

3136571

95

= 53 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Se observă că valorileacestor eforturi unitare sunt relativ mici neinfluențând

dimensionarea grinzii principale.

Calculul diagonalelor contravântuirilor orizontale

83

Pentru calculul eforturilor în diagonalele contravântuirii se utilizează liniile de

influență care se incarcă cu presiunea vântului care acționează asupra vântului, care

acționează asupra grinzii pe întreaga lungime, iar acțiunea convoiului se va dispune pe zona

liniei de influență de un singur sens (situație care conduce la un efort maxim) și forța de

șerpuire în dreptul ordonatei maxime, valoarea efortului maxim intr-o diagonală oținânduse

prin însumare algebrică.

4× 5,25

5,5

07,60

46.3

322° w

w1

w

w

1/ sin

46

,332

21

/ sin

46

,332

2

S

S

0 1 2 3 4

1.38 1.035

1.19

0.345 1.38

Linia T

panou 1

Linia T

panou 2

1.18 4.07

Fig. 37

În panoul 0 -1:

𝐷0−1 =21 × 1,035

2× 𝑤 + 𝑤1 + 𝑆 × 1,035

=21 × 1,035

2× 285 + 438 + 6000 × 1,035 = 14067,21 𝑑𝑎𝑁

În panoul 1 -2:

𝐷1−2 = −6,195 × 0,345

2× 438 +

14,57 × 1,19

2× 723 + 6000 × 1,19

= 11098,03 𝑑𝑎𝑁

Ținând cont că văntul poate acționa în ambele sensuri, iar intr-un panou sunt două

diagonal, eforturile de dimensionare vor fi:

84

- panoul 0 – 1: D0-1

= 7034 [daN];

- panoul 1 - 2: D1-2

= 5549 [daN].

Dimensionarea barelor contravântuirii orizontale

Pentru acest calcul se va alege aceeași secțiune pentru toate barele contravântuirii care

nu fac parte și din dispozitivul pentru preluarea frânării, dimensionată la efortul maxim de

compresiune ( calculat în gruparea a doua de acțiuni).

𝐷 = −7034 𝑑𝑎𝑁

Se neglijează eforturile provenite din deformația comună a barelor contravântuirii și a

tălpilor grinzilor principale, considerând rezistența admisibilă redusă la 1000 [daN / cm2].

Diagonalele contravântuirilor tablierelor metalice de cale ferată normală, cu

deschidere medie (30 – 60 m), se alcătuiesc din profile cornier. Atunci când alcătuirea

constructivă a tablierului permite unei secțiuni simetrice în raport cu axa guseului de prindere

a diagonalelor contravântuirii, se alege această soluție ( pentru evitarea solicitării de

compresiune excentrică).

Elementele contravântuirii se confecționează din oțel OL52.

Se aleg două corniere L 100×100×19 ca în figurade mai jos și rezultă următoarele

caracteristici de calcul ale secțiunii:

Fig. 38

𝐴𝑏 = 2 × 19,20 = 38,40 𝑐𝑚2

𝜆𝑚𝑎𝑥 =𝑙𝑓

𝑖𝜉

𝑙𝑓 =𝑙𝑓𝑥 + 𝑙𝑓𝑦

2=

0,8 × 𝑙 + 𝑙

2= 0,9 × 𝑙 = 0,9 × 7,60 = 6,48 𝑚 𝑖𝜉 = 3,83 𝑐𝑚

Rezultă:

𝜆𝑚𝑎𝑥 =648

3,83= 169,19 < 𝜆𝑎 = 200; 𝜑 = 0,126

Efortul unitar de compresiune:

85

𝜎 =7034

0,126 × 38,40= 1453,79 < 𝜎𝑎 = 2700 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Prinderea barelor de contravântuire în noduri

Prinderea diagonalelor de guseele de contravântuire, care au grosimea de 10 mm, se

face cu nituri de diametru de 20 mm din OL44.

Fiecare bară se prinde cu cel puțin două nituri pe direcția efortului, rezultând pentru

fiecare capăt de bară 4 nituri de prindere cu câte o secțiune de forfecare, capabile să preia

efortul:

𝑁 = 4 ×𝜋 × 22

4× 1700 = 21363 𝑑𝑎𝑁 > 𝐷 = 7034 𝑑𝑎𝑁

În detaliul de mai jos este prezentat detaliul pentru nodul de intersecție a diagonalelor

contravântuirii.

290167 167

623

27

61

59

15

9

59

4

27

61

59

15

9

290167 167

623

15001500

1500

1500

100

110

110

110

100

50

50

100

110

110

110

100

50

50

5050

5050

5050

5050

5050

5050

10

10

5050

5050

10

10

10

1010

10Guseu

594 × 10 ..... 623

L 100 × 100×10

Fig. 39

86

2.6.2. Dispozitivul pentru preluarea frânării

Dispozitivul pentru preluarea frânării se prevede în planul contravântuirii orizontale,

prin suprapunerea parțială a unor bare ale dispozitivului cu diagonalele contravântuirii.

Datorită faptului ca nu este asigurată conlucrarea dintre grinzile căii, grinzile

principale si contravantuire, se prevede un singur dispozitiv contrafrânării, asezat la mijlocul

podului (șirului neîntrerupt de lonjeroni) ca in figura de mai jos:

Dispozitiv pentru

preluarea franarii

188

175

188

550

525 525 525 525

175

SCHEMA GEOMETRICA A TABLIERULUI

Contravantuire orizontala

principala

Contravantuire orizontala

secundara

A

A

B D B'

C E C'

A'

175

Fig. 40

Forța de frânare are valoarea:

𝐻𝑓 = 𝑃

8=

1

8× 2450 = 306,25 𝑘𝑁

Adoptând schema de calcul a dispozitivului contrafrânării din figura de mai jos, se

obține efortul maxim din aceste bare:

A

B D B'

C E C'

A'

Hf/2

Hf/2

Hf/2

Hf/2

=

A

B D

C E

A'Hf/4

Hf/4

Hf/4

Hf/4

+

A

D B'

E C'

A'

Hf/4

Hf/4

Hf/4

Hf/4

87

Fig. 41

𝑁𝑚𝑎𝑥𝑓𝑟

= 12984 𝑑𝑎𝑁

Verificăm secțiunea initial a diagonalei din 2 L 100×100×10 pentru efortul axial

maxim ținând cont că lungimea barei va fi:

𝑙 = 𝑙𝑓 = 1.752 + 1.8752 = 2,56 𝑚

Rezultă:

𝜆 =𝑙𝑓

𝑖𝜉=

256

3,83= 67 𝑐𝑚 => 𝜑 = 0,621

𝜎 =12984

0,621 × 38,40= 544,48 < 𝜎𝑎 = 2700 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Pentru celelalte bare se allege aceeași secțiune pentru ușurinta execuției.

În figura de mai jos este prezentat nodul B al dispozitivului de frânare, precum și

tachetul de legătură dintre lonheron și dispozitiv.

2.7. Aparate de reazem

Rezemarea suprastructurii pe infrastructură (culei) se face prin intermediul aparatelor

de reazem.

Având în vedere avantajele pe care le prezintă aparatele de reazem din neoprene, în

comparative cu aparatele de reazem metalice (simplitatea montajului, preț de cost redus, nu

este necesară întreținerea), se adoptă acest tip de aparate.

Neoprenul este un cauciuc sintetic, obținut prin polimerizarea cloroprenului.

Forma aparatelor de reazem este paralelipedică și așezarea lor se face cu latura scurtă

în lungul podului. Aparatele se realizează din straturi de neoprene dispuse între plăci din oțel

perforat la exterior tot cu straturi din neopren.

Plăcile de oțel au rolul de a reduce deformabilitatea aparatului în plan vertical și de a

mări rezistența pe această directive.

Dimensiunile aparatelor se stabilește în funcție de mărimea încarcarilor vertivale și

orizontale, a deformațiilor liniare și rotirilor.

Vulcanizarea pachetului se face prin încălzire la 180…200˚ și presiune de 6…12

N/mm2, modificându-se astfel structura cauciuculuiprin trecere de la o stare relative plastic la

una elastic.

În ce privește calculul aparatelor de reazem trebuie parcurse următoarele etape de

calcul:

Verificarea presiunii pe aparatul de reazem

88

Presiunea medie pe aparatul de reazem din reacțiunea verticala R, trebuie să satisfacă

relațiile:

𝜎𝑚𝑎𝑥 =𝑅𝑚𝑎𝑥

𝐴≤ 𝜎𝑚

𝑚𝑎𝑥 = 120 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

și

𝜎𝑚𝑖𝑛 =𝑅𝑚𝑖𝑛

𝐴≤ 𝜎𝑚

𝑚𝑖𝑛 = 20 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Reacțiunile grinzilor principale sunt:

- reacțiunea verticală maximă: Rmax = 826, 52 [kN];

- reacțiunea verticală minimă: Rmin = 136,71 [kN];

- forța orizontală de frânare: Hfr = 306,25 [kN].

Ținând cont de reacțiunea verticală maximă, se aleg aparate de reazem de tipul 3,

având următoarele caracteristici:

- tip 3 mobil: - a×b = 310×350 mm;

- h = 70 mm;

- grosimea straturilor intermediare 8 mm;

- tip 3 fix: - a×b = 310×350 mm;

- h = 20 mm;

- grosimea straturilor intermediare 10 mm;

- reacțiunea maximă pe aparat 1300 kN.

Pentru aparatele dereazem alese avem următoarele presiuni medii pe neopren:

𝜎𝑚𝑎𝑥 =82652

31 × 35= 76,17 ≤ 𝜎𝑚

𝑚𝑎𝑥 = 120 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

și

𝜎𝑚𝑖𝑛 =13671

31 × 35= 12,60 ≤ 𝜎𝑚

𝑚𝑖𝑛 = 20 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Verificarea deformației unghiulare

Deformația unghiulară maximă a neoprenului, datorată deplasării suprastructurii se

limitează la 0,7:

𝑡𝑔𝛾 ≅ 𝛾 =𝑢

𝑡𝑖≤ 0,7

89

în care 𝑡𝑖 este suma grosimilor straturilor intermediare de neopren.

Deplasarea orizontală use poate calcula cu relația:

𝑢 = ∆𝑙𝑡𝑒𝑚𝑝 + ∆𝑙𝑒𝑓𝑜𝑟𝑡 = 𝛼 × ∆𝑡 × 𝐿 +𝜎𝑚 + 𝜎𝐻𝑓𝑟

𝐸× 𝐿

unde:

- Δltemp reprezintă deformația grinzii din variații de temperatură;

- Δlefort reprezintă deformația grinzii datorată eforturilor provenite din încovoiere și

din forța de frânare.

𝜎𝑚 =𝑀

𝑊=

398772,75

33017= 1207 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

𝜎𝐻𝑓𝑟=

𝐻𝑓𝑟

𝐴𝑔𝑟=

30625

608= 50,37 𝑑𝑎𝑁/𝑐𝑚2

Considerând temperature de montaj t = 25˚, rezultă Δt = 50 – 15 = 35˚C.

∆𝑙𝑡𝑒𝑚𝑝 = 𝛼 × ∆𝑡 × 𝐿 = 1,2 × 10−5 × 35 × 2100 = 0,882 𝑐𝑚

∆𝑙𝑒𝑓𝑜𝑟𝑡 =𝜎𝑚 + 𝜎𝐻𝑓𝑟

𝐸× 𝐿 =

1207 + 50,37

2,1 × 106× 2100 = 1,26

Rezultă:

𝑡𝑔𝛾 ≅ 𝛾 =𝑢

6 × 0,8=

0.882 + 1,26

6 × 0,8= 0,44 ≤ 0,7

90

4. TEHNOLOGIA DE MONTAJ

A SUPRASTRUCTURII PODULUI

Suprastructura podului se realizează în două tronsoane de lungimi diferite în uzină cu

dimensiunile conform plansei dispoziție generală pod proiectat. În uzină se realizează mai

întâi elementele componente ale ale tablierului și anume grinzile principale,antretoazele,

lonjeronii,guseele și barele de contravântuire, după care cu șuruburi de înaltă rezistență se

realizează imbinările dintre elementele componente ale tronsoanelor de tablier metallic.După

ces-au realizate cele două tronsoane de tablier acestea se încarcă cate unul cu ajutorul unei

macarale de tonaj mare pe câte o platformă feroviară și apoi transportată de la uzina de

confecții metalice în amplasamentul podului, unde sunt descărcate pe platform de lucru

conform planului de situatie.Tehnologia de montaj propriuzisă a suprastructurii podului

presupune urmatoarele etape tehnologice:

1. După ce s-au realizat infrastructurile podului respectiv cele două culei se

montează în dreptul rostului de montaj două palei adică două elemente de

infrastructură provizorii de o parte și de alta a rostului de montaj;

2. Cu ajutorul unei macarale de 30 de tone se ridică de pe platforma de lucru

tronsonul de lungime mai mare respectiv tronsonul doi și se așează pe

infrastructuri în doar pentru un singur fir de cale ferată;

3. Cu ajutorul aceleiași macarale se montează și tronsonul de lungime mai mica

respective tronsonul doi pe infrastructuri

4. Se realizează îmbinările de montaj cu șuruburi de înaltă rezistență;

5. Se demontează cele două palei;

6. Cu ajutorul unor prese hidraulice patru la număr (câte o presă la câte un capăt

a grinzii) se ridică întregul tablier și se montează aparatele de reazem aferente

fiecarei grinzi în dreptul cuzinețior pe bancheta de rezemare;

7. Se coboară tablierul pe aparatele de reazem , după care se îndepărtează

presele;

8. Se realizează calea pe firul de cale ferată unde s-a montat tablierul;

9. Se deschide circulația pe pod firul de cale ferată realizat;

10. Se repetă aceleași operații și pentru celălalt fir de circulație.

11. Se realizează recepția lucrărilor.

Observații:

Deoarece rostul de montaj este foarte aproape de nodul de contravantuire

central la nivelul contravantuirilor orizontale principale, intreruperea complete

în dreptul rostului de montaj se realizează doar la nivelul grinzilor principale și

la nivelul lonjeronilor. Barele de contravântuire aferente panoului de

contravântuire în care se realizează rostul de montaj urmând a se monta după

91

montarea celor două tronsoane pe infrastructure respective pe banchetele de

reazemare a celor două culei și pe cele couă palei.

După realizarea îmbinării de montaj pe șantier se face verificarea îmbinărilor;

Pe timpul execuție operației de montaj se vor evita pe cât posibil abaterile și

defectele de execuție.

5. DEVIZE

Nr.

0

Material

23,844.31

Material

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

0.00

23,844.31

2,384.43

26,228.74

1,311.44

27,540.18

Teofil GrapaProiectant:

CFRExecutant:

CFRBeneficiar:

TVA (24.00%) 12,870.85

TOTAL GENERAL (inclusiv TVA) 66,499.38

T4 = T3 + Beneficiu 11,421

.17

14,667.18 0.00 53,628.53

TOTAL GENERAL (fara TVA) 53,628.53

Profit 5.00 % 543.87 698.44 0.00 2,553.74

T3 = T2 + Cheltuieli indirecte 10,877

.30

13,968.75 0.00 51,074.79

Beneficiu

Cheltuieli indirecte 10.00 % 988.85 1,269.89 0.00 4,643.16

T2 = T1 + Alte cheltuieli directe 9,888.

46

12,698.86 0.00 46,431.63

Cheltuieli indirecte

Concedii si indemnizatii 0.85 % 65.73 0.00 0.00 65.73

Fond de garantare 0.25 % 19.33 0.00 0.00 19.33

Fond de risc 0.28 % 21.65 0.00 0.00 21.65

Somaj 0.50 % 38.66 0.00 0.00 38.66

CASS 5.20 % 402.10 0.00 0.00 402.10

Alte cheltuieli directe

CAS 20.80 % 1,608.38

0.00 0.00 1,608.38

Recapitulatie ValoareManop

eraUtilaj Transport TOTAL

TOTAL

4.45 749.63 7,732.61

12,698.86 0.00 44,275.78

TOTAL 1 (Cheltuieli directe)

Greutate Materiale (tone) Ore ManoperaManop

eraUtilaj Transport

160.74 7,143.26

utilaj: 285.75 12,698.86

transport: 0.00 0.00

2 PH21A1 - Montat tablieqe metalice pentqu

poduqi livqat. subans. cu macaqa pe pneuqi cu

capacit. de qidic. de 10-12 tf

tona 44.44 804.36 35,745.76

material: 357.87 15,903.64

manopera:

utilaj: 0.00 0.00

transport: 0.00 0.00

8,530.02

material: 360,939.62 7,940.67

manopera: 26,788.48 589.35

1 2 3 4 5 = 3 x 4

1 L1A06E1 - Supqastquctuqa de linii feqate

noqmale pe poduqi metalice sau de lemn

existente cu sine tip 65

km 0.02 387,728.10

SECTIUNEA TEHNICA SECTIUNEA FINANCIARA

Capitol de lucrari U.M. Cantitatea

Pretul unitar

(fara TVA)

- Lei -

TOTALUL

(fara TVA)

- Lei -

suprastructura metalica pod Cf

Obiectul: TMSR Tablier metalic

Stadiul TM Montare suprastructura+ cale

Formular F3

Lista cu cantitati de lucrari pe categorii de lucrari

Obiectivul:

92

6. ORGANIZARE LUCRĂRI

Denumire lucrare Luna

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

1. Organizare de

șantier

2. Constructție

drum de acces

3. Montare pod

provizoriu

4. Asamblarea

tabliere

metalice

tronsonate în

uzină

5. Transport

tronsoane

tablier în

șantier și

descărcare pe

platform de

lucru

6. Montare palei

provizorii

7. Demontare pod

provizoriu pe

firul 1 de

circulație

8. Montare

tabliere

metalice

9. Realizare cale

pe pod

10. Recepție lucrari

93

7. CAIET DE SARCINI

CONSTRUCȚII METALICE

1. PREVEDERIGENERALE

1.1. Prezentul caiet de sarcini se aplica la executia in uzina si pe santier a structurii metalice.

1.2. La executia acestei structuri se vor respecta integral toate reglementarile si prevederile in

vigoare privind executia, verificarea, calitatea executiei si receptia obiectelor de investitii in

constructii.

1.3. Intreprinderile executante care contribuie la executia structurii metalice raspund direct de

buna executie si de calitatea tuturor lucrarilor ce le revin, in conformitate cu planurile de

executie, cu prevederile standardelor, normativelor si prescriptiilor tehnice in vigoare,

precum si cu prevederile prezentului Caiet de Sarcini.

1.4. Elementele, subansamblele si structurile metalice se vor executa conform planurilor de

executie predate de proiectant.

1.5. Executia structurii metalice, verificarea calitatii si receptia lucrarilor, se vor face in

general pe baza STAS 767/0-88 Constructii din otel. Conditii tehnice generale de calitate”.

94

1.6. Prevederile acestui standard sunt valabile numai in masura in care ele nu contravin

prevederilor prezentului caiet de sarcini, care completeaza, precizeaza si modifica unele

dispozitii din actul normativ citat mai sus.

1.7. Inaintea inceperii montajului, o comisie formata din delegatii beneficiarului si

proiectantului verifica intreprinderea care asigura executia si montajul pe santier, daca

aceasta indeplineste urmatoarele conditii:

Dispune de instalatii si utilaje corespunzatoare tehnologiei de executie specifice

lucrarilor ce sunt de executat;

Spatii necesare - special amenajate - pentru depozitarea materialelor si pentru

desfasurarea proceselor tehnologice de executie.

1.8. Conducerea firmei executante va numi un coordonator tehnic care va conduce lucrarile,

care va raspunde de buna calitate a lucrarilor pe tot timpul executiei. Sarcinile si raspunderile

coordonatorului vor fi stabilite de conducerea intreprinderii si vor fi aduse la cunostinta

beneficiarului si proiectantului.

1.9. Lucrarile de montaj si asamblare pe santier vor fi urmarite si receptionate, pe faze de

executie, de un delegat permanent al beneficiarului.

2. DOCUMENTATIA DE EXECUTIE

2.1. Documentatia de executie este elaborata de:

proiectant

intreprinderile care furnizeaza elementele si subansamblele de constructie

intreprinderea care executa montajul structurii metalice.

2.2. Documentatia elaborata de proiectant

Aceasta trebuie sa cuprinda piesele scrise si desenate specificate la art. 1.4.1 din STAS 767/0-

88.

Breviarul notelor de calcul trebuie sa cuprinda:

caracteristicile materialelor folosite;

caracteristicile geometrice si mecanice ale sectiunilor;

eforturile in sectiunile caracteristice;

eforturile unitare maxime, in comparatie cu rezistentele de calcul.

95

2.3. Documentatia ce trebuie elaborata (pusa la dispozitie) de firmele furnizoare

Firmele care furnizeaza piesele metalice ale structurii de rezistenta vor asigura cataloagele de

produs, certificatele de calitate si instructiunile necesare punerii in opera a acestora.

2.4. Documentatia tehnica ce trebuie intocmita de intreprinderea ce monteaza structura

metalica

2.4.1. Aceasta trebuie intocmita de personal cu experienta in lucrari de montaj, care vor

conduce montajul, tinand seama de specificul lucrarii si de utilajele de care se dispun, precum

si de anotimpul in care se vor face lucrarile de montaj.

2.4.2. Inainte de a incepe elaborarea documentatiei de montaj, intreprinderea care o

intocmeste are obligatia sa verifice documentele tehnice de proiectare si de executie in uzina

si sa semnaleze elaboratorului acestora orice lipsuri sau nepotriviri constatate.

2.4.3. Documentatia tehnica de montaj trebuie sa cuprinda:

spatiile si masurile privind depozitarea si transportul pe santier a elementelor de

constructii;

organizarea platformelor de preasamblare pe santier, cu indicarea mijloacelor de transport

si ridicat ce se folosesc;

verificarea dimensiunilor implicate in obtinerea tolerantelor de montaj impuse;

succesiunea operatiilor de montaj;

pregatirea si executia imbinarilor de montaj;

verificarea cotelor si nivelelor indicate in proiect pentru constructia montata;

ordinea de montaj a elementelor;

metode de sprijinire si asigurare a stabilitatii elementelor in fazele intermediare de

montaj.

3. MATERIALE

3.1. Materiale de baza

3.1.1. Materialele de baza sunt indicate in planurile de executie, pentru fiecare reper in parte.

Eventualele schimbari ale marcilor si claselor de calitate ale laminatelor prevazute in proiect

nu sunt admise decat cu aprobarea scrisa a proiectantului.

3.1.2. Toate laminatele folosite trebuie sa corespunda prevederilor tehnice in vigoare si sa fie

livrate conform acestora.

96

3.1.3. Laminatele din otel trebuie sa fie insotite de certificate de calitate si sa fie marcate de

catre uzina producatoare.

3.1.3.1. Executantul trebuie sa verifice corespondenta dintre datele cuprinse in certificatele

de calitate;

3.1.3.2. Laminatele livrate din bazele de aprovizionare trebuie sa fie insotite de certificate

de calitate.

4. EXECUTIA SUBANSAMBLELOR

4.1 Generalitati

Lucrarile de asamblare pe santier sunt conduse in permanenta de catre coordonatorul tehnic al

echipei de montaj, asistat de catre reprezentantul beneficiarului.

4.2. Organizarea controlului calitatii

4.2.1. Controlul calitatii se va face conform prevederilor din fisele tehnologice si procesele

tehnologice de executie, pe fiecare faza de executie in parte.

4.2.2. Controlul calitatii executiei se va face de catre reprezentantul beneficiarului si al

proiectantului.

4.2.3. In vederea urmaririi controlului executiei, executantul va intocmi si completa “fise de

urmarire a executiei” si “fise de masuratori”, care vor fi urmarite de catre proiectant si

beneficiar.

4.2.4. In vederea efectuarii controalelor in timpul executiei, se va infiinta un “registru de

control” ce va fi tinut in biroul sectiei sau atelierului ce executa lucrarea. In acest registru se

vor trece urmatoarele:

a) Data controlului

b) Cine a efectuat controlul

c) Constatarile facute

d) Semnatura persoanelor care au efectuat controlul

4.2.5. Cu ocazia controalelor pe parcursul executiei se va da o atentie deosebita calitatii,

geometriei suprafetelor, prelucrarii rosturilor, asamblarii si executiei corecte a prinderilor

provizorii.

4.2.6. Verificarea calitatii se face in general in conformitate cu prevederile STAS 767/0-88.

4.2.7. Verificarile se fac piesa cu piesa, pe toate fazele de executie, la terminarea unui

subansamblu, la montajul de proba si dupa montaj.

97

4.2.8. Verificarea imbinarilor cu suruburi autofiletante va urmari: distanta dintre suruburi si

dispunerea lor, diametri si clasa, precum si infiletarea completa (distanta minima dintre

suruburi va fi 3d, iar distanta de la un surub la o margine minim 3d (atat pe directia efortului

cat si pe directie perpendiculara a acestuia), unde d = diametrul surubului autofiletant,

d=dsurub.

4.2.9. Verificarea suruburilor de prindere in fundatie va urmari: dispunerea suruburilor, tipul

acestora, inglobarea in beton si infiletarea completa a piulitelor.

4.3. Sortarea si pregatirea laminatelor

4.3.1. Laminatele se sorteaza prin verificarea marcii si clasei de calitate a dimensiunilor si

aspectului.

4.3.2. La sortare si inainte de trasare si debitare, toate laminatele se curata pe ambele fete,

pentru a se inlatura complet noroiul, rugina, tunderul, petele de grasime, vopsea, etc.

4.3.3. Cu ocazia sortarii, se verifica corespondenta laminatelor cu indicatiile din proiect

privind marca si clasa de calitate.

4.3.4. Inainte de debitare laminatele se verifica bucata cu bucata, in ceea ce priveste

dimensiunile, aspectul exterior si eventualele defecte de suprafata sau interioare vizibile pe

muchii. Laminatele cu suprapuneri, stratificari, exfolieri, segregari, deformatii (ca torsionari

sau curburi) abateri dimensionale si alte defecte care nu se incadreaza in cele prevazute in

prescriptiile in vigoare, trebuie eliminate de la debitare. Materialele care nu corespund marcii,

clasei de calitate sau calitativ vor fi indepartate si depozitate separat. Ele nu vor fi folosite.

4.3.5. Defectele de suprafata ale laminatelor care nu au influente asupra rezistentei pieselor

pot fi remediate prin polizare.

4.3.6. Prelucrarea materialelor fara indrepartarea lor prealabila este admisa in cazul cand

abaterile fata de forma lor corecta nu depasesc tolerantele STAS 767/0-88.

4.3.7. Laminatele care prezinta deformatii mai mari ca cele de mai sus, trebuie indreptate

inainte de trasare si debitare. Taierea, indreptarea si indoirea pieselor din table se va face cu

dispozitive adecvate, respectindu-se dimensiunile indicate in proiect.

4.3.8. Trasarea si sablonarea pieselor se executa cu o precizie de +/- 1 mm, daca in proiect nu

se prescrie o precizie mai mare. Ea se efectueaza cu instrumente verificate si comparate cu

etaloanele de control verificate oficial sau cu instalatii speciale.

4.4. Prelucrarea laminatelor

4.4.1. Prelucrarea laminatelor consta din: taiere, prelucrarea muchiilor si gaurire.

4.4.2. Taierea

98

4.4.2.1. Taierea se poate face cu foarfeca (la stanta), cu fierastraul, cu flacara de oxigen

(oxicupaj) sau cu laser. Taierea cu flacara sau cu laser se va face cu precadere mecanizat, la

masini de copiat. Nu sunt admise taierile si prelucrarile cu arcul electric.

4.4.2.2. Marginile taieturilor executate cu flacara sau cu foarfeca nu mai necesita

prelucrarea prin aschiere, daca prin sudare se topesc complet sau daca se asigura taierii clasa

de calitate corespunzatoare.

4.4.2.3. Piesele ce se deformeaza in timpul taierii sau prelucrarii se indreapta inainte de a

fi supuse altor operatii. Indreptarea poate fi facuta la rece, cu masini de indreptat cu valturi

sau cu prese. Nu se admite indreptarea prin lovire (ciocanire).

4.4.3. Tolerantele de prelucrare sunt cele din standardele indicate mai sus si din prezentul

caiet de sarcini.

4.5 Remedierea defectelor

Remedierea defectelor constatate pe fiecare faza de executie sau la controlul final, se

stabileste de catre o echipa formata din beneficiar, proiectant si executant.

5. MONTAJUL SI RECEPTIA PE SANTIER

5.1. Reguli generale. Depozitarea si pregatirea pieselor pentru montaj.

5.1.1. Constructorul raspunde de primirea elementelor metalice pe santier. Descarcarea,

manipularea si depozitarea pieselor, elementelor si subansamblelor pe santier se va face in

asa fel incat sa se evite deteriorarea, suprasolicitarea sau deformarea acestora.

5.1.2. La ridicarea si manipularea elementelor in timpul montajului, acestea vor fi prinse de

cu dispozitive care nu vor provoca deteriorari ale sectiunilor sau straturilor de protectie la

coroziune.Se interzice sudarea de piese auxiliare de montaj (urechi, carlige, etc) de piesele si

subansamblele de rezistenta ale structurii sau gaurirea acestora fara aprobarea scrisa a

proiectantului.

5.1.3. Nici o piesa nu va fi asezata in depozit inainte de a fi identificata si inregistrata.

Identificarea si inregistrarea pieselor se va face chiar in timpul descarcarii. Se recomanda a se

tine un registru in care sa fie trecute toate piesele sosite cu indicativul si marca lor, cu notarea

calitatii si cantitatii.

5.1.4. La primirea confectiilor metalice, constructorul va face un control general urmarind in

mod deosebit:

a) existenta certificatelor de calitate privitoare la material si la executie, cu date

complete in conformitate cu prezentul caiet de sarcini;

b) daca elementele primite nu prezinta lipsuri sau defecte rezultate din transport,

descarcare, depozitare;

c) daca elementele nu prezinta abateri care sa impieteze asupra montarii lor corecte.

5.1.5. Depozitarea elementelor se face in functie de forma si marimea lor. Depozitul se

amenajeaza sub forma unei platforme mai ridicate decat terenul inconjurator si prevazuta cu

99

pante pentru scurgerea apelor. Asezarea elementelor se face pe traverse de lemn (NU pe

suporti de metal sau pe grinzi de beton !) evitandu-se contactul cu solul. In depozit se

prevad spatii de circulatie si de manipulare, iar depozitul trebuie prevazut cu utilaje de

transport si ridicare corespunzatoare. Asezarea pieselor descarcate in depozit va fi astfel

facuta incat ele sa poata fi usor identificate. In afara depozitului, in imediata apropiere a

locului de montare se vor amenaja platforme pentru lucrarile de pregatire in vederea montarii.

5.1.6. Receptia structurii metalice se va face conform reglementarilor in vigoare privind

efectuarea receptiei obiectivelor de investitie, tinand seama si de prevederile STAS 767/0-88.

5.2. Montarea structurii metalice.

5.2.1. Montarea confectiilor metalice se va face pe baza proiectului tehnologic intocmit de

catre executant, in care sunt aratate:

a) masuri privind depozitarea si transportul pe santier a elementelor de constructie din otel;

b) organizarea asamblarii in tronsoane, pe santier, a elementelor din otel, cu indicarea

mijloacelor de transport si de ridicat necesare;

c) indicarea dimensiunilor a caror verificare este necesara pentru asigurarea realizarii

tolerantelor de montare impuse prin proiectul de executie si prin prescriptiile tehnice;

d) materiale de adaos, metoda de prelucrare a marginilor pieselor;

e) masuri pentru executia imbinarilor cu suruburi verificarea cotelor si nivelelor indicate in

proiect pentru elementele montate;

f) marcarea elementelor si ordinea fazelor operatiei de montare;

g) asigurarea stabilitatii elementelor din otel in fazele operatiei de montare;

h) planul operatiilor de control in conformitate cu prevederile proiectului de executie, a

prescriptiilor tehnice;

i) metodele si frecventele verificarilor ce trebuie efectuate pe parcursul si la terminarea

fazelor de lucrari de montare.

5.2.2. Modificarile proiectelor deexecutie, in eventualitatea simplificarii procesului

tehnologic de montare se vor face numai cu acordul prealabil, scris, al proiectantului si

investitorului.

5.2.3. Inaintea inceperii montajului propriu-zis, trebuie efectuate unele operatiuni legate de

verificarea elementelor existente si eventuala lor corectie. In acest scop se verifica existenta

certificatelor de calitate ale materialelor si a buletinelor de control pe faze de executie a

elementelor, dimensiunile si aspectul general al elementelor si al imbinarilor, precum si axele

si cotele elementelor existente pe care urmeaza sa se monteze noile elemente de constructie

metalica si zonele lor de imbinare. Orice abatere de la tolerantele admise prin normative sau

prin proiect se rezolva numai cu avizul proiectantului structurii. Tot in cadrul lucrarilor

pregatitoare generale se executa conform fisei tehnologice diverse lucrari cum ar fi: schele,

esafodaje, se stabilesc traseele si statiile viitoare ale macaralelor de montaj, se asigura

dispozitivele de ridicare. De asemenea se verifica punerea la punct a accesului utilajului de

montaj si a mijloacelor de transport.

5.2.4. Contravintuirile se monteaza dupa montarea subansamblelor pentru pereti si a

grinzilor.

100

5.2.5. Toate elementele structurilor metalice se monteaza numai pe baza de fisa tehnologica,

in care sunt rezolvate in detaliu toate fazele de lucru si operatiile de executat.

5.2.6. Se va verifica in mod obligatoriu corecta pozitionare a axelor principale ale

constructiei, precum si a elementelor in raport cu axele constructiei.

5.2.7. Existenta si continutul documentelor de verificare si receptionare a elementelor de

constructie ce constituie suporturi sau reazeme pentru constructia metalica.

5.2.8. Se verifica pozitia in plan si ca nivel a reazemelor si buloanelor de ancorare.

5.2.9. Deformatiile mai mari decat abaterile din STAS 767/0-88 provenite din timpul

manipularilor, depozitarilor si transportului pe santier se vor indrepta de catre constructor in

conformitate cu solutia aprobata in scris de proiectant.

5.2.10. Intreprinderea montoare va asigura instruirea si insusirea corecta a tehnologiei de

executie de catre echipele de executie.

5.2.11. Se verifica existenta si pozitionarea corecta a elementelor provizorii de sustinere si

ancorare.

Toate verificarile de mai sus se fac de catre conducatorul tehnic al lucrarii impreuna cu

delegatul beneficiarului.

5.2.12. Nu se admite fortarea elementelor pentru aducerea in pozitia corecta de montare, prin

presare, indoire sau lovire, care sa introduca in acestea eforturi suplimentare.

5.2.13. Toate masuratorile se efectueaza numai la aceeasi temperatura (de preferat 10 pana la

20 de grade Celsius). Documentatia in care se consemneaza valorile obtinute trebuie sa

specifice temperatura la care s-a facut masuratoarea.

5.2.14. Se face precizarea că tabla cutată de la acoperiş (atât cea de la exterior cât şi cea de la

interior) se prinde pe conturul exterior de panele de acoperiş şi de structura de rezistenţă în

fiecare cută pe direcţie longitudinală şi la fiecare 250mm pe direcţie transversală prin

şuruburi autoperforante şi autofiletante. Prinderea tablei cutate pe panele intermediare se va

face din două în două cute. Coaserea tablelor între ele se realizează cu şuruburi autofiletante

UL2 4,8x20/400mm, conform planşelor de dispunere a tablelor de la acoperis.

5.3. Abateri limita admise la montarea structurii metalice.

5.3.1. Abaterile limita admise la rezemarea elementelor constructiilor din otel:

abaterea suprafetei fundatiei pe inaltime +/-5mm;

deplasarea suruburilor de ancoraj in plan orizontal +/-10mm.

5.3.2. Abaterile limita admise dupa executarea lucrarilor de montare sunt:

Stalpi si montanti:

abaterea axei stalpului fata de axele de trasare masurata la baza stalpului +/-5 mm;

101

abaterea pe inaltime de la cota suprafetei de reazem a stalpului +/-5 mm;

devierea capatului superior al stalpului fata de verticala: +/-5mm.

Grinzi:

abaterea fata de distanta prescrisa in proiect intre grinzi +/-10 mm.

5.3.3. Rezultatele verificarii lucrarilor ascunse se vor consemna in procesele verbale de

lucrari ascunse, respectiv:

imbinari cu suruburi care devin inaccesibile;

prelucrarea marginilor;

executarea straturilor de protectie anticoroziva;

verificarea calitatii curatirii elementelor care se imbina.

5.4. Verificarea calitatii lucrarilor de montaj

5.4.1. La terminarea lucrarilor de montare se va efectua verificarea calitatii lucrarilor de

montare executate care va cuprinde verificarea existentei si continutului documentatiei de

atestare a calitatii, respectiv:

certificate de calitate, buletine de incercari pentru piesele si materialele metalice

folosite la montare, refaceri, consolidari, remedieri;

procese verbale de lucrari ascunse, buletine de incercari nedistructive;

dispozitii de santier date de proiectant si de investitor pe parcursul montarii,

rezultatele expertizelor tehnice la care a fost supusa structura, procesele verbale

incheiate de organele de control;

procesele verbale de receptie a refacerilor, consolidarilor sau remedierilor

deficientelor, a receptiei elementelor si materialelor la primirea pe santier, controalele

efectuate de proiectant, investitor sau organele de control;

piesele scrise si desenate ale proiectului de executie cu toate modificarile si

completarile intervenite pe parcursul montarii, insotite de aprobarea in scris a

proiectantului si investitorului.

5.4.2. Din punctul de vedere al proiectantului de specialitate pentru constructia metalica,

fazele determinante in procesul de verificare a calitatii lucrarii, vor fi:

1) Faza cu piesele inglobate anterior incaperii montajului structurii metalice;

2) Faza cu structura metalica montata pana la cota +3.5m;

3) Faza cu structura metalica integral montata, inclusiv contravantuiri, inainte de

executarea inchiderilor;

4) Receptia finala.

6. PROTECTIA ANTICOROZIVA A STRUCTURII METALICE

6.1. Protectia anticoroziva a elementelor de constructii metalice supraterane este obligatorie

si este reglementata prin “Instructiunile tehnice privind protectia anticoroziva a

elementelor de constructii metalice”, indicativ C 139 si STAS 10702 “Acoperiri protectoare

pentru constructii situate in medii neagresive, slab agresive si cu agresivitate medie”.

6.2. Solutia de protectie anticoroziva se stabileste in functie de clasele de agresivitate a

mediilor respective clasele 1, 2, 3 si 4 stabilite conform STAS 10128-86. Ea se va executa in

102

cazul structurii de fata atat de catre executantul structurii cat si de catre constructor (pe

santier).

6.3. Protectia anticoroziva a structurii metalice tine cont de expunerea suprafetei metalice

respective, sau eventuale conditii legate de asamblare. In cadrul prezentului obiectiv exista

mai multe categorii de suprafete metalice din punct de vedere al expunerii si anume:

Suprafete metalice aflate in contact cu betonul:

Suprafete metalice aflate in contact cu metalul

Suprafete metalice aflate in contact cu aerul din mediul interior

Suprafete metalice aflate in contact cu aerul din mediul exterior

6.4. Se recomanda ca protectia structurii sa se execute pe cat posibil complet in uzina, prin

metode industriale, pe santier urmand a se aplica doar completari.

7. MASURI DE PROTECTIE A MUNCII SI DE PREVENIRE SI STINGERE A

INCENDIILOR

7.1. Masuri de protectia muncii

La elaborarea prezentului caiet de sarcini s-au avut in vedere urmatoarele normative si

prescriptii pentru protectia muncii:

Regulament privind protectia muncii si igiena muncii in constructii MLPAT 9/N/15.03.93

Norme specifice de protectia muncii pentru lucrari de montare utilaje si constructii

metalice

Prescriptii tehnice, colectia ISCIR.

La executie si in activitatea de exploatare si intretinere a structurii proiectate se va urmari

respectarea cu strictete a prevederilor actelor normative care vizeaza activitatea pe santier.

7.2. Tehnica securitatii muncii

In cele ce urmeaza se prezinta principalele masuri care trebuie avute in vedere la

executia lucrarilor de constructii metalice.

Personalul muncitor trebuie sa aiba cunostinte profesionale si de protectia muncii

specifice lucrarilor ce se executa, precum si cunostinte privind acordarea primului ajutor in

caz de accident.

Instructajul este obligatoriu pentru intreg personalul muncitor din santier, precum si

pentru cel din alte unitati care vine pe santier in interes de serviciu sau in interes personal.

Pentru evitarea accidentelor sau a imbolnavirilor, personalul va purta echipamente de

protectie corespunzatoare in timpul lucrului sau circulatiei pe santier.

Mecanismele de ridicat vor fi deservite numai de personal calificat.

Nu se vor deplasa sarcini suspendate pe deasupra muncitorilor.

103

In timpul transportului pe verticala, elementele de constructie vor fi asigurate contra

deplasarilor longitudinale sau transversale.

Operatiile de incarcare si descarcare manuala se vor face prin rostogolire pe plan

inclinat cu ajutorul unor dispozitive corespunzatoare sarcinilor respective si controlate inainte

de inceperea lucrarilor.

In cazul folosirii macaralelor se va respecta sarcina admisa a acestora.

Efectuarea operatiilor de incarcare - descarcare se va face sub conducerea sefului de

echipa care raspunde de asezarea macaralelor in raport cu greutatea materialelor de

constructii si cu capacitatea acestora, precum si de intreaga manevra de coborare.

Se vor monta placute avertizoare pentru locurile periculoase.

La montarea prefabricatelor vor fi utilizate numai macarale verticale cu capacitatea

corespunzatoare sarcinii, cu carlige asigurate, iar operatia de montare se va executa numai in

prezenta sefului de echipa.

Se interzice prezenta personalului muncitor la santuri sau goluri cand se coboara sau

se ridica in acestea sau prin acestea tevi, accesoriile lor sau alte materiale.

In timpul montarii se vor evita manevrele langa stalpii electrici aerieni pentru a nu produce

avarierea acestora.

7.3. Masuri de prevenirea si stingere a incendiilor

Normativele avute in vedere la intocmirea prezentei documentatii sunt:

Norme tehnice de proiectare si realizare a constructiilor privind protectia la actiunea

focului;

Norme de prevenire, stingere si dotare impotriva incendiilor in unitatile din ramurile

industriale.

La executia proiectului, antreprenorul si investitorul au obligatia sa respecte cu strictete, pe

toata durata desfasurarii lucrarilor toate conditiile cuprinse in normele de prevenire si stingere

a incendiilor sus mentionate care vizeaza activitatea pe santier.

8 DESCRIEREA SOLUTIILOR CONSTRUCTIVE

8.1 INSTRUCŢIUNI TEHNICE DE MONTAJ

104

Execuţia si montajul structurii metalicei va lua în consideraţie si prevederile “Condiţiilor tehnice

generale pentru execuţia lucrãrilor de structuri metalice pentru construcţii” întocmit de C.O.C.C.

si aprobat de MLPAT. Capitolul “B” - Montarea confecţiilor metalice pe şantier - cuprinde

urmãtoarele faze:

DEPOZITAREA ŞI PREGĂTIREA PIESELOR PENTRU MONTAJ

La primirea construcţiilor metalice, constructorul va efectua un control general urmãrind în mod

deosebit:

- existenta certificatelor de calitate privitoare la material si la execuţie, cu date complete în

conformitate cu caietul de sarcini;

- dacã elementele primite nu prezintã lipsuri sau defecte rezultate din transport, descãrcare,

depozitare;

- dacã elementele nu prezintã abateri care sã împiedice montarea lor corectã.

Locul unde se depoziteazã elementele metalice va fi organizat si dotat cu:

- spaţiu de descãrcare;

- spaţiu de depozitare, corespunzãtor cantităţii si modului de depozitare;

- spaţiu pentru pãstrarea materialului mãrunt si a elementelor mici.

Se vor lua mãsuri pentru evitarea deformãrii si deteriorãrii elementelor la descãrcarea lor

din mijloacele de transport.

Aşezarea pieselor, la descãrcarea în depozit va fi astfel fãcutã, ca ele sã poatã fi uşor identificate.

Piesele descãrcate vor fi sortate si depozitate în intervalul dintre douã sosiri succesive. Se va

urmãri ca sortarea si depozitarea sã se facã direct la descãrcare.

Aşezarea pieselor în depozit trebuie fãcutã pe categorii de piese si pe cote de nivel, astfel ca

ridicarea si expedierea lor din depozit sã se poatã face în ordinea montãrii fãrã a necesita mutãri

sau alte operaţii.

Se va evita depozitarea pe terenuri inundabile si se va amenaja platforma pentru scurgerea

apelor.

Nici o piesã nu va fi aşezată în depozit înainte de a fi identificatã si înregistratã. Se recomandã a

se tine un registru în care trebuie trecute toate piesele sosite cu indicativul si marca lor cu

notarea cantităţii si calităţii.

Defectele grave ca: rupturi, şuruburi fisurate, îndoiri care nu se pot îndepãrta fãrã o deformare

plasticã accentuatã vor fi remediate numai cu acordul proiectantului.

RECEPTIA ELEMENTELOR SUDATE LA PRIMIREA PE SANTIER.

Dacã la recepţia în uzinã au participat si delegaţi ai firmei de montaj, recepţia pe şantier se

limiteazã la verificarea existentei si examinarea certificatelor de calitate, a pieselor scrise si a

105

schitelor privind modificãrile intervenite la uzinarea elementelor sau în cazuri speciale a copiilor

dupã dosarul recepţiei.

Se va controla dacã elementele au suferit în timpul transportului deformãri sau deteriorãri ale

protecţiei anticorozive.

Dacã la recepţia în uzinã nu a participat delegatul firmei de montaj se va proceda la urmãtoarele

verificãri prin sondaj:

- îmbinãrile se vor controla vizual pentru defecte de suprafaţă si vor fi mãsurate din punct de

vedere al geometriei;

- dacã se constatã existenta unor defecte în îmbinãri, care nu se încadreazã în clasa de calitate

consemnatã în document, va fi chemat furnizorul pentru recontrolarea întregii furnituri si

pentru eventualele modificãri.

MONTAREA CONFECTIILOR METALICE.

Montarea confecţiilor metalice se va face pe baza proiectelor tehnologice întocmite de montator

în funcţie de posibilităţi si dotarea tehnicã, în care trebuie arãtate:

- mãsuri privind depozitarea si transportul pe şantier a elementelor de construcţie din otel;

- organizarea asamblãrii în tronsoane, pe şantier, a elementelor din otel, cu indicarea

mijloacelor de transport si de ridicat;

- indicarea dimensiunilor la montare impuse prin proiectul de execuţie si prin prescripţii

tehnice;

- mãsuri pentru execuţia îmbinãrilor cu şuruburi;

- verificarea cotelor si nivelelor indicate în proiect pentru elementele montate;

- marcarea elementelor si ordinea fazelor operaţiei de montare;

- asigurarea stabilităţii elementelor din otel la fazele operaţiei de montare;

- planul operaţiilor de control în conformitate cu prevederile proiectului de execuţie, a

prescripţiilor tehnice;

- metodele si frecventele verificãrilor ce trebuie efectuate pe parcursul si la terminarea fazelor

de lucrãri de montare;

Se va verifica în mod obligatoriu corecta poziţionare a axelor principale ale construcţiei.

Verificarea existentei si conţinutul documentelor de verificare si recepţionare a elementelor de

construcţie ce constituie suporturi sau reazeme pentru construcţia metalicã.

Se va verifica poziţia în plan ca nivel al reazemelor si buloanelor de ancorare.

Se va verifica corecta poziţionare a buloanelor, dacã au fost bine protejate sau au lungimea din

proiect.

Deformaţiile mai mari decât abaterile din STAS 767/0-88 provenite în timpul manipulãrilor,

depozitãrilor si transportului pe şantier se vor îndrepta de cãtre constructor în conformitate cu

soluţia aprobatã în scris de proiectant.

Se verificã existenta si poziţionarea corectã a elementelor provizorii de ancorare si susţinere.

106

Toate aceste verificãri se fac de cãtre conducãtorul tehnic al lucrãrii împreunã cu delegatul

investitorului.

Pe parcursul efectuãrii lucrãrilor de montare se vor efectua verificãri referitoare la:

- îndeplinirea prevederilor proiectului de cãtre tehnologia de montare a elementelor din otel

întocmitã de cãtre constructor;

- realizarea de bunã calitate a lucrãrilor de montare, poziţionarea corectã a elementelor din

otel. Verificarea dimensionalã si calitativã se face prin încercãri directe pe parcursul fazelor

de montare.

Abaterile limitã admise la montarea elementelor construcţiilor din otel sunt:

- abaterea axei stâlpului fatã de axele de trasare mãsuratã la bazã este de ± 5 mm;

- abaterea pe înălţime de la cota suprafeţei de reazem a stâlpului este ± 5 mm;

- devierea capãtului superior al stâlpului fatã de verticalã (h = înălţimea stâlpului) este de

0.001h.

La terminarea lucrãrilor de montare se va efectua verificarea calităţii lucrãrilor executate

dupã cum urmeazã:

- verificarea existentei conţinutului documentaţiei de atestare a calităţii;

- certificate de calitate, buletine de încercãri pentru piesele si materialele metalice folosite la

montare, refaceri, consolidãri sau remedieri (dacã au existat);

- fisele cu rezultatele îmbinãrilor prin şuruburi.;

- dispoziţii de şantier date de proiectant si investitor pe parcursul montãrii, procesele verbale

încheiate de organele de control (dacã au fost);

- procesele verbale de recepţie a refacerilor, consolidãrilor sau remedierilor deficientelor, a

recepţiei elementelor si materialelor la primirea pe şantier, controale efectuate de proiectant,

investitor sau de organele de control ale MLPAT;

- piesele scrise si desenate ale proiectului de execuţie cu toate modificãrile si completãrile

intervenite pe parcursul montãrii, însoţite de aprobarea în scris a proiectantului.

Nu se admite fortarea elementelor pentru aducerea la poziţia corectã de montare prin presare,

lovire sau îndoire care sã introducã în acestea eforturi suplimentare.

Elementele structurii metalice realizate în ateliere specializate sunt transportate pe şantier,

unde sunt asamblate si montate în poziţia prevãzutã în proiect.

Montarea elementelor de construcţii metalice se realizeazã dupã anumite reguli care fixeazã

tolerantele la montare ale acestora si sunt cuprinse în STAS 767/0-78.

În general se urmăreşte ca elementele metalice sã fie executate în uzinã la dimensiunile

maxime posibile, dictate în funcţie de gabaritele de transport.

Elementele metalice sosesc pe şantier marcate cu vopsea sau ştanţate astfel încât sã poatã fi

identificate cu desenele de execuţie din proiect.

ASAMBLAREA LA SOL

107

Asamblarea la sol se poate face pe o platformã orizontalã bine nivelatã sau pe dispozitive

care asigurã menţinerea elementului în poziţia care permite acces mai uşor si o execuţie mai

bunã a diferitelor îmbinãri ce se executã pentru realizarea elementului în forma definitivã.

Pe cât posibil se va evita întoarcerea elementului.

Montajul trebuie efectuat într-o ordine care sã asigure nedeformabilitatea, stabilitatea si

rezistenta elementelor pe toatã durata operaţiunilor.

Nerespectarea tolerantelor conform STAS implicã anumite deformãri de elemente care

pot fi inadmisibile fie sub aspectul exploatãrii, fie sub aspectul introducerii unor eforturi

suplimentare.

Prinderea în şuruburi a stâlpilor se face definitiv dupã încheierea montãrii, dar astfel

încât sã se asigure stabilitatea în timpul montajului pânã la cota finalã.

MONTAREA CONSTRUCTIILOR METALICE.

Începerea execuţiilor lucrãrilor se va face numai la construcţiile autorizate în condiţiile L

10-95 pe amplasamentul indicat numai pe baza si în conformitate cu proiectele verificate de

specialişti atestaţi, angajaţi de beneficiar în condiţiile HGR 946-95.

Constructorul împreunã cu beneficiarul vor convoca cu cel puţin 10 zile înainte, factorii

implicaţi în verificarea lucrãrilor ajunse în faze determinante ale execuţiei (conform programului

existent în piesele scrise ale proiectului) şi va asigura condiţiile necesare efectuãrii acestora în

scopul obţinerii acordului de continuitate a lucrãrilor.

Operaţiile de montaj se realizeazã, în cazul de fatã, prin îmbinarea elementelor

confecţionate, cu şuruburi de înaltă rezistenţă pretensionate. Aceste tipuri de îmbinãri impun o

execuţie precisã, tolerantele fiind mici.

Din acest motiv, înaintea începerii montajului propriu-zis trebuie efectuate unele operaţii

legate de verificarea elementelor existente si eventuala lor corecţie.

Orice abatere de la tolerantele admise de normative sau prin proiect se rezolvã numai cu

acordul scris al proiectantului structurii.

Toate elementele structurii metalice se monteazã numai pe bazã de fisã tehnologicã, în

care sunt rezolvate, în detaliu, toate fazele de lucru si operaţiile de executat.

Lucrãrile de montaj propriu-zis se executã conform proiectului de montaj realizat de

firma executantã a montajului.

8.2 CONDIŢII DE EXPLOATARE

108

Dupã darea în exploatare, construcţia metalicã nu va fi supusã altor solicitãri în afara

celor înscrise în proiect.

În timpul exploatãrii nu se va schimba destinaţia construcţiei si nu se va modifica

structura fãrã consimţământul scris al proiectantului.

Beneficiarul va face inspecţii periodice ale construcţiei metalice cel puţin o datã pe an.

În afara acestora sunt necesare inspecţii suplimentare ale construcţiei metalice astfel:

- în primele 6 luni de la darea în exploatare;

- în reviziile periodice ale instalaţiilor;

- în cazul tasãrilor, vânt cu o intensitate mai mare decât cea prevãzutã în normative si luate în

considerare la proiectare, seisme severe.

Defectele constatate cu ocazia acestor inspecţii se înscriu într-un proces verbal si se trece la

remediere dupã consultarea proiectantului.

Lucrãrile cu caracter de reparaţii si consolidãri se vor face numai în conformitate cu

legislaţia în vigoare, privind proiectarea si execuţia, precum si cu respectarea L 10/95 privind

calitatea în construcţii.

8.3 RECOMANDARI PRIVIND TRANSPORTUL SI MANIPULAREA

MATERIALELOR SI UTILAJELOR

Manipularea si transportul materialelor si utilajelor se va face conform instructiunilor

producatorului.

Se va asigura o inspectie prompta a transporturilor de materiale si utilaje pentru a se asigura

ca materialele si utilajele sunt conform cerintelor si fara defecte, iar cantitatile sunt corecte.

Se va asigura personalul si echipamentul necesar manipularii materialelor si utilajelor dupa

metodele indicate, pentru a preveni murdarirea lor, deformarea sau aparitia oricaror defectiuni.

8.4 DEPOZITAREA SI PROTECTIA MATERIALELOR

Materialele si utilajele vor fi depozitate si protejate in conformitate cu instructiunile

producatorului.

Depozitarea se va face cu sigiliile si etichetele intacte.

Materialele si utilajele sensibile se vor depozita in incaperi in care climatul este controlabil.

Materialele prefabricate depozitate afara vor fi asezate pe suporti, deasupra nivelului solului.

109

Se vor prevedea depozite si metode de protectie in afara santierului, atunci cand conditiile

locale de pe santier nu permit existenta acestor depozite sau a metodelor de protectie.

Materialele si utilajele predispuse deteriorarii vor fi acoperite cu prelate sau folii

impermeabile. Se va prevedea un sistem de ventilare care sa previna condensul si degradarea

materialelor.

Materialele granulare necompactate se vor depozita pe suprafete plane intr-o zona in care nu

se aduna apele si cu o scurgere foarte buna. Se vor lua masurile necesare pentru a preveni

amestecul cu materiale straine.

Se va asigura personalul si echipamentul necesar depozitarii materialelor si utilajelor dupa

metodele indicate pentru a preveni murdarirea lor, deformarea sau aparitia oricaror defectiuni.

Depozitarea materialelor si utilajelor se va face de asa maniera incit sa permita cu usurinta

accesul la ele pentru inspectie. Din timp in timp materialele si utilajele vor fi inspectate pentru a

se asigura ca nu s-au deteriorat si sint pastrate in conditii acceptabile.

8. NORME DE PROTECȚIE A MUNCII

Norme de protecţia muncii cu caracter general specifice

La execuţia lucrărilor, în vederea evitării accidentelor de muncă, este necesar ca

personalul avizat pentru controlul şi organizarea execuției lucrărilor să respecte normativele

în vigoare pentru asigurarea condiţii optime de protecţia muncii.

Se vor avea în vedere următoarele reglementări:

Legea Nr. 319/2006 - legea securităţii şi sănătăţii în muncă;

H.G. Nr. 1425/2006 - pentru aprobarea Normelor metodologice de aplicare a

prevederilor Legii securităţii şi sănătăţii în muncă Nr. 319/2006;

H.G. Nr. 1091/2006 - privind cerinţele de securitate și sănătate pentru locul de

munca;

Ordin Nr. 712/2005 - pentru aprobarea Dispozițiilor generale privind instruirea

salariaţilor în domeniul situaţiilor de urgenţă;

110

H.G. Nr. 300/2006 - privind cerinţele minime de securitate şi sănătate pentru

şantierele temporare sau mobile;

H.G. Nr. 1048/2006 privind cerinţele minime de securitate şi sănătate pentru

utilizarea de către lucrători a echipamentelor individuale de protecţie la locul de

muncă;

H.G. Nr. 971/2006 - privind cerinţele minime pentru semnalizarea de securitate

și/sau de sănătate la locul de muncă;

H.G. Nr. 1051/2006 - privind cerinţele minime de securitate și sănătate pentru

manipularea manuală a maselor care prezintă riscuri pentru lucrători, în special de

afecţiuni dorsolombare;

H.G. Nr. 1876/2005 - privind cerinţele minime de securitate şi sănătate referitoare la

expunerea lucrătorilor la riscurile generate de vibraţii;

H.G. Nr. 493/2006 privind cerinţele minime de securitate şi sănătate referitoare la

expunerea lucrătorilor la riscurile generate de zgomot;

Legea 307/2006 privind apărarea împotriva incendiilor;

OUG 195/2005 privind protecţia mediului;

Legea apelor Nr. 107/1996 modificată de Legea 310/2004;

H.G. Nr. 511/1994 privind adoptarea unor măsuri pentru prevenirea şi combaterea

poluării mediului de către societăţile comerciale din a căror activitate rezultă unele

deşeuri poluante;

H.G. Nr. 254/1995 pentru modificarea H.G. Nr. 127/1994 privind stabilirea şi

sancţionarea unor contravenţii la Normele pentru protecţia mediului înconjurător;

Ordonanţa de urgenţă 16 din 26 ianuarie 2001 privind gestionarea deşeurilor

industriale reciclabile şi toate actele normative în vigoare, în domeniu;

Prin caracterul lor, lucrările în marea lor majoritate vor fi în contact direct sau în

apropierea traficul rutier. Din acest considerent se impun lucrări sigure de semnalizare, de

izolare, protecție și separare a zonelor de lucru şi de permanentă supraveghere a execuţiei

lucrărilor în condiţii de trafic rutier. O atenţie deosebită trebuie acordată semnalizări

traficului pe timpul nopţii când orice nerespectare a indicatoarelor specifice de siguranța

circulaţiei poate genera accidente deosebit de grave, execuția realizându-se pe jumătate de

cale, în două etape. Toate punctele periculoase vor fi semnalizate cu panouri de avertizare

amplasate vizibil și iluminate noaptea.

111

Pentru semnalizarea rutieră pe timpul execuţiei lucrărilor se vor aplica prevederile din

Instrucțiunea Nr. 411/1112 din 08.06.2000, privind instituirea restricţiilor în vederea

executării de lucrări în zona drumurilor publice, elaborată de M.T.Tc. Obținerea autorizațiilor

necesare devierii circulaţiei de la Inspectoratul Judeţean de Poliţie, Direcția Circulație, este în

sarcina constructorului. Constructorul este obligat se efectueze instructajul general şi cel

specific locului de muncă pentru toți muncitorii, punându-le la dispoziţie echipamentul

necesar.

Executantul nu se va limita la normele menţionate mai sus, el având obligaţia de

a respecta în organizarea procesului de lucru, normele de protecţie a muncii în vigoare in

România.

9. PROTECȚIA MEDIULUI

Implicaţii asupra mediului

Lucrările proiectate nu introduc efecte negative suplimentare faţă de situaţia

existentă asupra solului, microclimatului, apelor de suprafaţă, vegetaţiei, faunei, peisajului,

sau din punct de vedere artistic, deci nu sunt afectate obiective de interes cultural sau istoric.

Prin executarea lucrărilor proiectate vor apărea unele influiențe favorabile asupra

factorilor de mediu cât şi din punct de vedere economic şi social.

Influenţa asupra factorilor de mediu datorată realizării unor condiţii de circulaţie

superioare celor actuale:

va scădea gradul de poluare al aerului;

se va reduce volumul de praf;

112

va scădea simţitor emisia diverselor noxe de eşapament sau uzură a maşinilor, ceea ce va

avea un efect pozitiv asupra mediului;

Influenţa socio-economică :

crearea de noi locuri de muncă în perioada execuției lucrărilor;

mai rapidă deplasarea înspre şi dinspre locurile de muncă;

reducerea consumului de carburanţi şi economii la costul transporturilor;

creşterea siguranţei circulației şi a confortului optic pentru conducătorii auto.

Pe ansamblu se poate aprecia că din punct de vedere al mediului ambiant, lucrările

proiectate nu introduc disfuncţionalităţi suplimentare față de situația actuală, ci dimpotrivă,

au un efect pozitiv.

Executarea lucrărilor proiectate nu va avea influenţe defavorabile asupra factorilor de

mediu, economici şi sociali.

Lucrările ce se vor executa şi care au o influență asupra mediului constau în:

Lucrări premergătoare începerii lucrărilor:

Degajarea terenului de corpuri străine şi mutarea lor;

Lucrările ce se vor realiza după executarea lucrărilor la drum:

Semănarea gazonului pe suprafeţe orizontale şi pe zonele cu o pantă mai mică de 30 de grade;

Sursele de poluanți şi protecţia factorilor de mediu.

Lucrările de reabilitare a tronsonului de drum judeţean, nu reprezintă şi nu produc surse de:

Poluare a apelor;

Poluare a aerului;

Zgomot şi vibraţii;

Radiaţii;

Poluare a solului şi subsolului;

Poluare a ecosistemelor terestre şi acvatice;

Poluarea aşezărilor umane şi a altor obiective de interes public;

Deşeuri de orice natură;

113

Substanţe toxice periculoase.

Sănătatea oamenilor

Prin executarea lucrărilor, vor apărea unele influenţe favorabile asupra factorilor de

mediu, de sănătate publică, şi din punct de vedere economic şi social. Toate acestea, au ca

rezultat următoarele:

Va scadea gradul de poluare a aerului, implicit a apei, a vegetaţiei, prin reducerea emanațiilor

de praf și a mirosului de bâhlit.

se va evita eroziunea terasamentului şi a platformei drumurilor - prin realizarea lucrărilor de

colectare şi dirijare a apelor provenite din ploi, zăpezi.

Analiza stării iniţiale a mediului şi evaluarea impactului asupra sănătăţii populaţiei şi

a mediului, se vor realiza în conformitate cu prevederile Directivei nr. 97/11/EEC din 3

martie 1997 ce amendează Directiva nr. 85/337/EEC precum şi cu prevederile legislaţiei

româneşti, dintre care menţionăm:

ORDIN nr. 44 din 27 martie 1998 pentru aprobarea Normelor privind protecţia

mediului ca urmare a impactului drum-mediu înconjurător.

Legea nr. 137/1995 privind protecţia mediului - republicată în M.Of. nr. 70/2000.

Ordonanța de urgenţă 91/2002 pentru modificarea şi completarea Legii protecţiei

mediului nr. 137/1995 - publicată în M.Of. nr. 465/2002.

114

BIBLIOGRAFIE

1. SR 1911-1998 - Poduri metalice de cale ferată.Prescripții de proiectare;

2. STAS 3220 – 89 – Poduri de cale ferată. Convoaie tip;

3. STAS 4392 – 84 – Căi ferate. Gabarite ;

4. C. Jantea, C. Blejeru – Poduri metalice. Suprastructuri compuse oțel-beton.

Editura Societății Academice “ Matei-Teiu Botez”;

5. C. Jantea, F.N. Varlaam – Poduri metalice. Proiectarea suprastructurii unui pod

pentru șosea.Editura Societății Academice “ Matei-Teiu Botez”;

6. C. Jantea – Poduri metalice. Alcătuirea și calculul îmbinărilor.Editura Societății

Academice “ Matei-Teiu Botez”;

7. C. Jantea, F. Varlaam – Poduri metalice. alcătuire și calcul. Casa de Editură

Venus.

Documents

Licentă_Finală.pdf