Proiect Anul IV-Platforma

DATE DE TEMA

D = 13.20m - deschiderea platformei

t =4.60m - traveea platformei H = 8.00m - cota superioara a platformei a = 1.90m - distanta maxima dintre grinzile secundare P1 = 20kN - incarcarea concentrata data de utilajul ce reazema pe platforma c = 4.0 KN/m2 - incarcare data de spatiul tehnic (instalatii) v1 = 2.5 KN/m2 - incarcare variabila v2 = 5.5 KN/m2 - incarcare variabila

Alegerea distantei dintre grinzile secundare: Se propune distanta egala de 1.90m intre grinzile secundare, pornind dinspre axul de simetrie

al platformei (axul B) catre axele “A” respectiv “C”. Adiacent axelor “A” si “C” distanta dintre grinzile secundare va fi de 1.80m.

CALCULUL PLATELAJULUI

Tipuri de table striata:

Evaluarea incarcarilor

S.L.S.: ∑∑ ⋅++ ikiIkjk QQG ,,0,, ψ

unde Ψ0,i este factorul de simultaneitate al efectelor pe structura ale actiunilor variabile Ψ0,i=0.7 S.L.U.: ∑∑ ⋅⋅+⋅+⋅ ikiIkjk QQG ,,0,, 5.15.135.1 ψ

Incarcari Tip Valoare [KN/m2]

S.L.S. S.L.U. Coeficient Valoare

[KN/m2] Coeficient Valoare

[KN/m2] Greutate proprie platelaj G 0.70 1.00 0.70 1.35 0.945

Inc. cvasipermanenta G 4.00 1.00 4.00 1.35 5.40 Inc. variabila v1 Q 2.50 0.70 1.75 1.05 2.625 Inc. variabila v2 Q 5.50 1.00 5.50 1.50 8.25

TOTAL pSLS=11.95 kN/m2 pSLU=17.22 kN/m2

Platelajul va fi alcatuit din tabla striata, rigidizata cu platbanda, din otel S235. Se recomanda ca distanta dintre rigidizari sa fie cuprinsa intre 250…400mm. Se alege distanta dintre rigidizari de d=350mm.

Incarcarea pe platelaj este uniform distribuita, pe tot platelajul

Sectiunea de calcul a platelajului tine seama de faptul ca o parte din tabla dintre doua rigidizari

(marcata cu * in figura de mai sus) poate voala datorita incovoierii; sectiunea de calcul este:

235

yf=ε →

1235235

==ε

Incarcarea aferenta

sectiunii de calcul este q=p x d

qSLU=pSLU x d →

qSLU = 17.22 x 350x10-3 = 6.027 kN/m

qSLS =pSLS x d →

qSLS = 11.95 x 350x10-3 = 4.183 kN/m

72,28

9,1027,68

22

max,=

⋅=

⋅=

aqMSLU

SLUEd

kN m

89,18

9,1183,48

22

max,=

⋅=

⋅=

aqMSLS

SLSEd

kN m

Sectiunea este solicitata la incovoiere. Din conditia de rezistenta (tensiunea maxima σ din incovoierea fie mai mica decat tensiunea admisibila) rezulta modulul de rezistenta necesar sectiunii:

y

MEdnec f

MW 0γ⋅= , unde 2235

mmNf y =

=0Mγ coeficient partial de siguranta pentru rezistenta sectiunilor transversale; =0Mγ 1.0

→ 336 1057.11235

0.11072.2 mmWnec ⋅=⋅=

Se propune grosimea tablei striate de 6mm si grosimea rigidizarii tot de 6mm; rezulta sectiunea de calcul a platelajului, cu urmatoarele dimensiuni: tpl= 6 mm bpl= 186 mm tr= 6 mm hr= 80 mm

Se determina pozitia centrului de greutate a sectiunii; zCG – este distanta dintre centrul de

greutate al sectiunii si fata exterioara a tablei striate

∑∑ ⋅

=i

iiCG A

zAz →

mmzCG 93.15159625428

68061864668036186

==⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅

=

Se calculeaza caracteristicile geometrice ale sectiunii:

( )∑ ∑ ⋅+= −− iiiyyyy zAII , →

( ) ( ) ( ) ( ) 432233

109.8799.154680639.15618612806

126186 mmI yy ⋅=−⋅⋅+−⋅⋅+

⋅+

⋅=−

maxzI

W yyy

−= → 333

1055.12)9.1586(

109.879 mmWy ⋅=−⋅

=

Se verifica conditia de dimensionare necy WW ≥ → 12.55·103 mm3 > 11.57·103mm3

Pentru o dimensionare economica, se recomanda ca necy WW ≤⋅9.0

0.9 ·12.55·103 mm3 = 11.3 ·103 mm3 (< 11.57·103mm3)

Verificarea de rezistenta (S.L.U.)

1,

≤Rdc

Ed

MM

, unde 0

min,,M

yelRdc

fWM

γ⋅= , ,iar 33

min, 1055.12 mmWW yel ⋅==

kNmkNmmM Rdc 95.210949.20.1

2351055.12 63, ≅⋅=⋅⋅=

922.095.272.2

= (<1)

Verificarea de deformabilitate (S.L.S.)

admff ≤max

in lipsa unor limitari tehnologice ale deformatiilor, deformata platelajului se limiteaza la:

200afadm = → mmfadm 50.9

2001900

==

yy

SLS

IEaqf−⋅⋅

⋅=4...

max 3845 → mmf 84.3

109.879101.21900183.4

3845

35

4

max =⋅⋅⋅

⋅⋅= (< 9.50mm)

CALCULUL GRINZII SECUNDARE Evaluarea incarcarilor Evaluarea incarcarilor uniform distribuite pe toata suprafata platformei, preluate de catre grinzile

secundare:

Incarcarea concentrata la nivelul grinzilor secundare provenita din greutatea proprie a utilajului

este: P1

S.L.S=20 kN; P1

S.L.U.=1.35 x 20 = 27 kN

Schema statica si calculul eforturilor sectionale qSLU=pSLU x a → qSLU=17.49 x 1.9 = 33.23kN/m qSLS=pSLS x a → qSLS=12.15 x 1.9 = 23.09kN/m

281

2 tPtqMSLUSLU

SLUEd

⋅+

⋅=

kNmM SLUEd 9.120

26.427

86.423.33 2

=⋅

+⋅

=

281

2 tPtqMSLSSLS

SLSEd

⋅+

⋅=

kNmM SLSEd 1.107

26.420

86.409.23 2

=⋅

+⋅

=

Dimensionare (la S.L.U.)

y

MSLUEdnec f

MW 0γ⋅= , unde 2235

mmNf y = iar =0Mγ 1.0

→ 336 105.514235

0.1109.120 mmWnec ⋅=⋅⋅=

A. Sectiune din profil laminat la cald (INP)

Incarcari Tip

Valoare [KN/m2]



[KN/m2]Greutate proprie platelaj G 0.70 1.00 0.70 1.35 0.945 Greutate proprie grinda secundara G 0.20 1.00 0.20 1.35 0.27 Inc. cvasipermanenta G 4.00 1.00 4.00 1.35 5.40 Inc. variabila v1 Q 2.50 0.70 1.75 1.05 2.625 Inc. variabila v2 Q 5.50 1.00 5.50 1.50 8.25

TOTAL pSLS=12.15 kN/m2 pSLU=17.49 kN/m2

Daca utilizam un profil laminat la cald, va trebui sa alegem din tabel un profil cu modulul de rezistenta mai mare decat cel necesar:

Tabel 1: caracteristici geometrice ale profilelor INP

Din tabelul de mai sus observam ca profilul INP 280 are Wel,y=542·103mm3, deci poate fi utilizat

ca sectiune a grinzii secundare. Dimensiunile profilului sunt: b=119mm; tw=10.1mm; tf=15.2mm; h=280mm Masa unitara: m =47.9 kg/m B. Sectiune din table sudate

33105.514 mmWnec ⋅= Grosimea tablelor utilizate este: tw, tf ={5; 6; 7; 8; 9; 10; 12; 14l 15; 16; 18; 20; 22; 25; 30; 35, 40, 45...}mm Se recomanda ca latimea tablelor utilizate se va modula la 5mm, 10mm sau 50mm in functie de latime, astfel:

- pentru latimi mai mici de 100mm, tablele se vor modula la multiplu de 5mm;

- pentru latimi cuprinse intre 100…500mm, tablele se vor modula la multiplu de 10mm;

- pentru latimi cuprinse intre 500…1000mm, tablele se vor modula la multiplu de 5mm;

Se propune o grosime pentru tabla folosita la inima grinzii: tw=5mm

w

necoptimw t

Wh ⋅= 15.1 → mmhoptimw 369

5105.51415.1

3

=⋅

⋅=

Se alege inaltimea inimii multiplu de 10mm, hw=370mm

Se verifica supletea inimii grinzii: ε⋅≤124w

w

th , unde 1

235235

235=== yf

ε

745

370==

w

w

th (<124)

Se propune o grosime pentru tabla folosita la talpi de tf=(1.2…2.2)tw →tf =8mm Se calculeaza aria necesara a unei talpi:

6

ww

w

nectalpanec

thh

WA ⋅−≅ → 2

3

10826

5370370

105.514 mmAtalpanec =

⋅−

⋅≅

Se determina latimea necesara a talpii:

f

talpanec

nec tAb = → mmbnec 3.135

81082

==

Latimea talpii va trebui sa fie mai mare decat cea necesara, multiplu de 10mm. Se propune latimea talpii b=140mm

Se verifica supletea talpii: ε⋅≤

−

142f

w

t

tb

→ 44.882

5140

≤

−

(<14)

Sectiunea grinzii secundare este: Caracteristicile geometrice: Moment de inertie in rapoar cu axa y-y:

( )233

22

122

12 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=−

fwf

fwwyy

thtb

tbhtI

( ) 46233

1013.1012

83708140212

81402123705 mmI yy ⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=−

Aria sectiunii inimii:

www htA ⋅= → 218503705 mmAw =⋅= Modulul de rezistenta:

fw

yyyyyel

thI

zI

W+

== −−

2max

, → 336

, 105248

2370

1013.101 mmW yel ⋅=+

⋅=

Se verifica: necyel WW ≥, → 514.5·103 mm3 > 524·103mm3

Aria sectiunii: bthtA fww ⋅⋅+⋅= 2 → 24090140823705 mmA =⋅⋅+⋅=

Masa unitara: m = A · 1.00m ·7850kg/m3 = 4090 ·10-6 ·1.0 ·7850 = 32.1 kg/m Obs: se poate observa ca greutatea unitara a sectiunii alcatuita din table sudate este mai mica

decat greutatea unitara a sectiunii alcatuita din profile laminate la cald.

Verificari de rezistenta (SLU)

kNPtqV 93.1162

2736.423.3323 1 =

⋅+⋅=

⋅+⋅=

kNVVEd 93.116max ==

kNxqVVEd 72.7815.123.3393.11611 =⋅−=⋅−=

21

111 xxqxVM Ed ⋅⋅−⋅=

kNmM Ed 5.112215.115.123.3315.193.1161 =⋅⋅−⋅=

281

2max tPtqM Ed

⋅+

⋅=

kNmM Ed 9.1202

6.4278

6.423.33 2max =

⋅+

⋅=

I. Verificarea in sectiunea centrala: M= MEd

max=120.9 kNm, V=0

1,

≤Rdc

Ed

MM , unde

0min,,

M

yelRdc

fWM

γ⋅= ,

A. Sectiunea din profil laminat INP 280:

Wel, y=542·103mm3

kNmkNmmM Rdc 4.1271037.1270.1

23510542 63, ≅⋅=⋅⋅=

949.04.1279.120= (<1)

B. Sectiunea din table sudate:

Wel, y=524·103mm3

kNmkNmmM Rdc 1.1231014.1230.1

23510524 63, ≅⋅=⋅⋅=

982.01.1239.120= (<1)

II. Verificarea in sectiunea de reazem: M= 0 ; V=VEd

max=116.93kN

( ) 13/ 0

≤⋅ My

Ed

f γτ

A. Sectiunea din profil laminat INP 280: Aw=2670 mm2

w

Ed

wyy

EdEd A

VtISV

≅⋅⋅

=−

τ → 2

3

79.432670

1093.116mm

NEd =

⋅=τ

( ) ( ) 323.00.13/235

79.433/ 0

=⋅

=⋅ My

Ed

f γτ (<1)

B. Sectiunea din table sudate: Aw=1850 mm2

w

Ed

wyy

EdEd A

VtISV

≅⋅⋅

=−

τ → 2

3

21.631850

1093.116mm

NEd =

⋅=τ

( ) ( ) 466.00.13/235

21.633/ 0

=⋅

=⋅ My

Ed

f γτ (<1)

Obs.

Relatia aproximativa a tensiunilor tangentiale w

EdEd A

V≅τ este valabila numai daca Af/Aw ≥ 0.6:

- Sectiunea din profil IPE: Af/Aw=(119·15.2)/2670=0.677 - Sectiunea din table sudate: Af/Aw=(140·8)/(370·5)=0.605 Daca se tine seama de slabirea sectiunii in zona de rezemare a grinzii secundare pe grinda principala, verificarea sectiunii alcatuita din table sudate se face in sectiunea slabita.

mmA

zAz

i

iiCG 9,108

34058140178340548140

=⋅+⋅

⋅⋅+⋅⋅=

⋅=∑∑

33109,1422

1,23951,239 mmS ⋅=⋅⋅= ; 331049,1179,1048140* mmS ⋅=⋅⋅=

442233

10824,361,6934059,1048140123405

128140 mmI yy ⋅=⋅⋅+⋅⋅+

⋅+

⋅=−

26

33max 75,90

510824,36109,1421093,116

mmN

tISV

wyy

EdEd =

⋅⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

=−

τ

26

33** 61,74

510824,361049,1171093,116

mmN

tISV

wyy

EdEd =

⋅⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

=−

τ

26

33*** 66,2

14010824,361049,1171093,116

mmN

bISV

yy

EdEd =

⋅⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

=−

τ

Verificarea tensiunii maxime:

( ) ( ) 669.00.13/235

75,903/ 0

=⋅

=⋅ My

Ed

f γτ (<1)

III. Verificarea in sectiunea 1-1 (la distanta de 0.25·t fata de un reazem): M=MEd

1=112.5kNm ; V=VEd1=78.72 kN

1/

3/

2

0

2

0

≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ

, unde zIM

yy

EdEd ⋅=

−

σ , si w

EdEd A

V=τ

Obs. Deoarece sectiunea este constanta pe toata lungimea grinzii secundare, iar M1<Mmax si V1<Vmax, nu mai este necesara verificarea la σmax sau τmax; verificarea sectiunii se va face la legatura dintre inima si talpa, acolo avem tensiuni σ si τ.

A. Sectiunea din profil laminat INP 280: Iy-y=75.9· 106 mm4; Aw=2670 mm2

zIM

yy

EdEd ⋅=

−

σ →

26

6

166112109.75105.112

mmN

Ed =⋅⋅⋅

=σ

w

EdEd A

V=τ →

2

3

48.292670

1072.78mm

NEd =

⋅=τ

546.0047.0499.00.1/235

48.2930.1/235

166/

3/

222

0

2

0

=+=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ (<1)

B. Sectiunea din table sudate: Iy-y=101.13· 106 mm4; Aw=1850 mm2

zIM

yy

EdEd ⋅=

−

σ →

26

6

2061851013.101105.112

mmN

Ed =⋅⋅⋅

=σ

w

EdEd A

V=τ →

2

3

43.421850

1072.78mm

NEd =

⋅=τ

866.0098.0768.00.1/235

43.4230.1/235

206/

3/

222

0

2

0

=+=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ (<1)

Verificari de deformabilitate (SLS)

admff ≤max In lipsa unor limitari tehnologice ale deformatiilor, deformata grinzii secundare se limiteaza la:

250tfadm = →

mmfadm 40.182504600

==

fmax=f1+f2+f3 Nota: verificarile de deformabilitate se vor face pentru sectiunea cu momentul de inertie mai mic (sectiunea alcatuita din table sudate).

yy

SLS

IEtqf

−⋅⋅

⋅=4...

1 3845 → mmf 34.6

1013.101101.2460009.23

3845

65

4

1 =⋅⋅⋅

⋅⋅=

yy

SLS

IEtPf−⋅⋅

⋅=3

12 48

1 → mmf 91.11013.101101.2

46001020481

65

33

2 =⋅⋅⋅

⋅⋅⋅=

yy

SLS

IEtPf−⋅⋅

⋅=3

13 384

11 → mmf 63.21013.101101.2

4600102038411

65

33

3 =⋅⋅⋅

⋅⋅⋅=

fmax=6.34 + 1.91 + 2.63 =10.88 (<18.40)

CALCULUL GRINZII PRINCIPALE Evaluarea incarcarilor Evaluarea incarcarilor uniform distribuite pe toata suprafata platformei, preluate de catre grinzile

principale:

qutilaj = (nr. gr. sec. x 3 x P1

S.L.S )/(2 D x t) =( 15 x 3 x 20 kN) / (2 x 13.2m x 4.6) = 7.411 kN/m2

Schema statica si calculul eforturilor sectionale qSLU=pSLU x t/2 → qSLU=16.92 x (4.6/2) = 38.92kN/m qSLS=pSLS x t/2 → qSLS=12.53 x (4.6/2) = 28.82kN/m uSLU=vSLU x t/2 → uSLU=10.88 x (4.6/2) = 25.02kN/m uSLS=vSLS x t/2 → uSLS = 7.25 x (4.6/2) = 16.68kN/m

Starea de eforturi se va calcula pentru 2 ipoteze de calcul:

- Ipoteza 1: incarcarea variabila este distribuita pe intreaga suprafata a platformei - Ipoteza 2: incarcarea variabila este distribuita doar pe o singura deschidere (pe jumatate din

platforma)

Incarcari Tip

Valoare [KN/m2]



[KN/m2]Greutate proprie platelaj G 0.70 1.00 0.70 1.35 0.945 Greutate proprie grinda secundara G 0.20 1.00 0.20 1.35 0.27 Greutate proprie grinda principala G 0.22 1.00 0.22 1.35 0.297 Greutate utilaj G 7.411 1.00 7.411 1.35 10.005 Inc. cvasipermanenta G 4.00 1.00 4.00 1.35 5.40

TOTAL pSLS=12.53 kN/m2 pSLU=16.92 kN/m2 Inc. variabila v1 Q 2.50 0.70 1.75 1.05 2.625 Inc. variabila v2 Q 5.50 1.00 5.50 1.50 8.25

TOTAL vSLS=7.25 kN/m2 vSLU=10.88 kN/m2

IPOTEZA 1

mkNDuqM

mkNDuqM

kNVVV

kNDuqVkNDuqVV

rIEd

cIEd

BdrI

EdstI

Ed

B

cA

⋅=⋅+⋅=⋅+=

⋅=⋅+⋅=⋅+=

====

=⋅+⋅=⋅+==⋅+⋅=⋅+==

13932,13)02,2592,38(125,0)(125,0

9,7792,13)02,2592,38(07,0)(07,0

5,5272/10552/

10552,13)02.2592.38(25.1)(25,15,3162,13)02,2592,38(375,0)(375,0

22,

22,

,,

IPOTEZA 2

mkNDuqM

mkNDuqM

kNDqVkNDuqV

kNDuqV

rIIEd

cIIEd

A

B

C

⋅=⋅⋅+⋅=⋅+=

⋅=⋅⋅+⋅=⋅+=

=⋅⋅−⋅=⋅−==⋅⋅+⋅=⋅+==⋅⋅+⋅=⋅+=

33,112220,13)02,25063,092,38125,0()063,0125,0(

21,89320,13)02,25096,092,3807,0()096,007,0(

85,17120,13)02,25063,092,38375,0()063,0375,0(6,84820,13)02,25625,092,3825,1()625,025,1(

98,33620,13)02,25437,092,38375,0()437.0375.0

22,

22,

DIMENSIONARE Grinda principala va avea sectiunea variabila, insa pastrand inaltimea grinzii constanta. Sectiunea din zona reazemului central (S1) va fi dimensionata la un moment MEd

r= max(MEdI,r,MEd

II,r) iar sectiunea din camp (S2) va fi dimensionata la un moment MEd

c= max(MEdI,c,MEd

II,c) MEd

r=max (MEdI,r, MEd

II,r) = max (1393 ;1122,3) = 1393 kNm MEd

c=max (MEdI,c, MEd

II,c)= max (779,9; 893,21) = 893,21 kNm Pentru a dimensiona inima grinzii principale, se calculeaza un moment ponderat M* pe toata lungimea grinzii principale, ca medie a celor doua momente: moment de dimensionare a sectiunii in camp si moment de dimensionare a sectiunii in reazem.

mDmDMDMM

cEd

rEd

3,022)3,0275,02(25,02*

⋅+⋅⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅⋅

=

30,0220,132)3,0220,1375,02(21,89320,1325,021393*

⋅+⋅⋅+⋅⋅⋅+⋅⋅⋅

=M

mkNM ⋅=⋅+⋅

= 4,10150,27

4,2021,89360,61393*

Se calculeaza modulul de rezistenta necesar, pentru un element incovoiat, solicitat la momentul ponderat M*

y

M

fMW

nec

0* * γ⋅= , unde 2235


→ 336* 104321235

0.1104,1015 mmWnec

⋅=⋅⋅=

Se propune o grosime pentru tabla folosita la inima grinzii: tw=8 mm

w

optimw t

Wh nec

*

15.1 ⋅= → mmhoptimw 2,845

810432115.1

3

=⋅

⋅=

Se alege inaltimea inimii multiplu de 50mm, hw=850 mm

Se verifica supletea inimii grinzii: ε⋅≤124w

w

th , unde 1

235235

235=== yf

ε

25,1068

850==

w

w

th (<124)

DIMENSIONAREA TALPII DIN SECŢIUNEA REAZEMULUI CENTRAL (S1) Se calculeaza modulul de rezistenta necesar:

y

MrEd

r

fMW

nec

0γ⋅= , unde 2235


→ 336 105928235

0.1101393 mmW rnec

⋅=⋅⋅=

Se propune o grosime pentru tabla folosita la talpi de tf=(1.2…2.2) tw →tf,1 =15mm Se calculeaza aria necesara a unei talpi:

6

ww

w

rtalpanec

thh

WA nec ⋅

−≅ → 23

58416

8850850

105928 mmAtalpanec =

⋅−

⋅≅


1,

,1f

talpanec

nec tAb = → mmb nec 4,389

155841

,1 ==

Latimea talpii va trebui sa fie mai mare decat cea necesara, multiplu de 10mm. Se propune latimea talpii b1=400 mm


−

1421,

1

f

w

t

tb

→ 07.13152

8400

≤

−

(<14)

DIMNENSIONAREA TĂLPII DIN SECŢIUNE CENTRALĂ (S2)

Se calculeaza modulul de rezistenta necesar:

y

McEd

c

fMW

nec

0γ⋅= , unde 2235


→ 336 103801235

0.11021,893 mmW cnec

⋅=⋅⋅=

Se propune aceeasi grosime de tabla pentru talpa, ca si in sectiunea de reazem →tf,2 =15mm Se calculeaza aria necesara a unei talpi:

6

ww

w

ctalpanec

thh

WA nec ⋅

−≅ → 23

33386

8850850

103801 mmAtalpanec =

⋅−

⋅≅


2,

,2f

talpanec

nec tAb = → mmb nec 5,222

153338

,2 ==

Latimea talpii va trebui sa fie mai mare decat cea necesara, multiplu de 10mm. Se propune latimea talpii b2=230 mm


−

1422,

2

f

w

t

tb

→ 4,7152

8230

≤

−

(<14)

CARACTERISTICILE GEOMETRICE ALE SECTIUNILOR

A. SECTIUNEA DE REAZEM (S1) Moment de inertie in raport cu axa y-y:

( )2

1,1,1

31,1

31

22

122

12 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

fwf

fwwS thtb

tbhtIyy

( ) 46233

1 1026542

1585015400212

154002128508 mmI S

yy⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

Aria sectiunii inimii: www htA ⋅= → 268008508 mmAw =⋅=

B. SECTIUNEA DIN CAMP (S2)

( )2

2,2,2

32,2

32

22

122

12 ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

fwf

fwwS thtb

tbhtIyy

( ) 46233

2 1017002

1585015230212

152302128508 mmI S

yy⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

VERIFICARI DE REZISTENTA

A. VERIFICAREA SECTIUNII DIN REAZEMUL CENTRAL Solicitari: M=MEd

r = 1393, kNm ; V=VEdI,st

= VEdI,dr

=527,5 kN

A.1: Verificarea la moment maxim:

1,

≤rRdc

r

MM

Ed , unde 0

min,,,M

yryel

rRdc

fWM

γ⋅= ,

1,

1

max

1

min,,

2 fw

SSr

yel

thI

zI

W yyyy

+== −− → 33

6

, 108,603115

2850

102654 mmW yel ⋅=+

⋅=

mkNmmNM rRdc ⋅=⋅⋅=⋅⋅= 5,1417105,1417

0,1235108,6031 63

,

983,05,1417

1393

,

==rRdc

r

MM

Ed (<1) – se verifica

A.2: Verificarea la forta taietoare (verificarea la tensiune tangentiala maxima):

( ) 13/ 0

≤⋅ My

Ed

f γτ

w

Ed

w

I

Ed AV

tISV

yy

Ed ≅⋅

⋅=

−

1τ → 2

3

57,776800

105,527mm

NEd =

⋅=τ

( ) ( ) 572.00.13/235

57,773/ 0

=⋅

=⋅ My

Ed

f γτ (<1) – se verifica

A.3: verificarea in punctul critic al sectiunii transversale (legatura dintre inima si talpa):

1/

3/

2

0

2

0

≤⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ

, unde

*1 z

IM

yy

Ed

r

Ed ⋅=−

σ , si

w

r

Ed tISV

yy

Ed

⋅⋅

=−

1τ , in care

VEd – este valoarea de calcul a fortei de forfecare (a fortei taietoare) S – este momentul static al sectiunii situate deasupra punctului considerat Iy-y – este momentul de inertie la incovoiere al intregii sectiuni, in zona reazemului central al

grinzii principale (S1) tw – este grosimea peretelui in punctul considerat

26

6

1*

1 1,2232

850102654101393

2 mmNh

IM

zIM

wS

r

S

r

Edyy

Ed

yy

Ed =⋅⋅⋅

=⋅=⋅=−−

σ

331,1,1 102595

215

2850)15400(

22)( mm

thtbS fwf ⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⋅= ;

26

33

47,648102654

102595105,527mm

NtISV

wyy

r

EdEd =

⋅⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

=−

τ

127,1226,0901,00,1/235

47,6430,1/235

1,223/

3/

222

0

2

0

=+=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ >1

Verificarea nu este satisfacuta → redimensionam sectiunea de reazem: Se propune marirea latimii talpilor

Se propune latimea talpii b1=420 mm


−

1421,

1

f

w

t

tb

→ 73.13152

8420

≤

−

(<14)

( ) 46233

1 106,27662

1585015420212

154202128508 mmI S

yy⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

26

6

1 2142

850106,2766

101393mm

NzIM

S

r

Edyy

Ed =⋅⋅⋅

=⋅=−

σ

331,1,1 102725

215

2850)15420(

22)( mm

thtbS fwf ⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⋅=

26

33

95,648106,2766

102725105,527mm

NtISV

wyy

r

EdEd =

⋅⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

=−

τ

058,1229,0829,00,1/235

95,6430,1/235

214/

3/

222

0

2

0

=+=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ >1

Relatia nu este verificata, se propune marirea sectiunii. Daca se mareste mai mult latimea talpii la b1=430 mm, atunci supletea talpii va fi:

07.14152

8430

≤

−

(>14) → trebuie marita grosimea talpii.

Se propune tf,2 =16mm, iar latimea talpii b1=420 mm

( ) 46233

1 1029302

1685016420212

164202128508 mmI

yy⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

26

6

1 1,2022

850102930101393

mmNz

IM

yy

Ed

r

Ed =⋅⋅⋅

=⋅=−

σ

331,1,1 102910

216

2850)16420(

22)( mm

thtbS fwf ⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⋅⋅=

26

33

5,658102930

102910105,527mm

NtISV

wyy

r

EdEd =

⋅⋅⋅⋅⋅

=⋅⋅

=−

τ

973,0233,0740,00,1/235

5,6530,1/235

1,202/

3/

222

0

2

0

=+=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛=⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛+⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

My

Ed

My

Ed

ff γτ

γσ (<1)

– se verifica Obs: nici o dimensiune a sectiunii transversale nu a fost micsorata, si deci nu este nevoie de refacerea celorlalte verificari. Verificarea sectiunii de reazem (verificare exprimata in eforturi sectionale)

1,

≤rRdc

r

VV

Ed , unde 23

0, 6,92210

0,132356800

3 mmNf

AVM

yw

rRdc =⋅

⋅⋅=

⋅⋅= −

γ

Aw = hw·tw = 850 · 8 = 6800mm2

583,06,9225,537

,

==rRdc

r

VV

Ed

Daca 5,0,

≤rRdc

r

VV

Ed → 0

1

M

ySy

rRd

fWM

γ⋅=

Daca 5,0,

>rRdc

r

VV

Ed → ( )0

1 1M

ySy

rRd

fWM

γρ ⋅−⋅= , unde

027,016,922

5,537212 22

,

=⎟⎠

⎞⎜⎝

⎛ −⋅

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

⋅= r

Rdc

rEd

VVρ

366

max

11 10767,6

2/)16850(102930 mm

zI

W yySy ⋅=

+⋅

== − →

( ) kNmM rRdc 154710

0,1235027,0110767,6 66

, =⋅⋅−⋅⋅= −

1,

≤rRdc

r

MM

Ed → 900,015471393

=

B. VERIFICAREA SECTIUNII DIN CAMP Solicitari: M=MEd

c = 893,21 kNm ; V=0

1,

≤cRdc

c

MM

Ed , unde 0

min,,,M

ycyel

cRdc

fWM

γ⋅= ,

2,

2

max

2

min,,

2 fw

SSc

yel

thI

z

IW yyyy

+== −− → 33

6

, 106,386315

2850

101700 mmW yel ⋅=+

⋅=

mkNmmNM cRdc ⋅=⋅⋅=⋅⋅= 95,9071095,907

0,1235106,3863 63

,

984,095,90721,893

,

==cRdc

c

MM

Ed (<1) – se verifica

VERIFICAREA DE DEFORMABILITATE Verificarea de deformabilitate se calculeaza cu valorile incarcarilor din gruparea de incarcari la Starea Limita de Serviciu (SLS) Deformata maxima de obtine in mijlocul deschiderii grinzii, in ipoteza II de incarcari (situatia in care incarcarea variabila se afla numai pe o jumatate din platforma).

admff ≤max

in lipsa unor limitari tehnologice ale deformatiilor, deformata grinzii principale se limiteaza la:

350Dfadm = → mmfadm 7,37

35013200

==

Deformata maxima a grinzii se poate calcula prin metoda suprapunerii efectelor:

2

4......

1)(

3845

S

SLSSLS

yyIE

Duqf−

⋅⋅+

⋅= →

mmf 38,50101700101.2

13200)68,1682,28(384

565

4

1 =⋅⋅⋅⋅+

⋅=

2

2,

2 161

S

rSLS

yy

Ed

IEDM

f−

⋅

⋅⋅= , unde →

2, )063,0125,0( DuqM rIIEd ⋅+=

2, 20,13)68,16063,082,28125,0( ⋅⋅+⋅=rIIEdM

mkNM rIIEd ⋅= 8,810,

mmf 73,24101700101.2

13200108,810161

65

26

1 =⋅⋅⋅

⋅⋅⋅=

mmfff 85,2573,2458,5021max =−=−= (< admf ) – se verifica

VERIFICAREA IMPOTRIVA PIERDERII LOCALE A STABILITATII INIMII GRINZII PRINCIPALE Verificarea panoului de inima se face la solicitarile maxime MEd si VEd MEd = 1393 kNm VEd = 527,5 kN a = distanta dintre rigidizarile transversale a = 1900mm Observatie: nu este necesara rezistenta la voalare din forfecare daca

τεη

kth

w

w ⋅≤31 ,

unde η = 1,2 pentru oteluri cu fy≤460 N/mm2 iar kτ este un coeficient de voalare:

daca 1≥wh

a atunci 2

0,434,5 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+=

ahk w

τ

daca 1<wh

a atunci 2

34,50,4 ⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+=

ahk w

τ

124,2850

1900≥==

wha → 14,6

19008500,434,5

2

=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅+=τk

01,6414,612,1

3131=⋅⋅=⋅ τε

ηk → este necesara verificarea de voalare

36

max

10767,6 mmzI

W yyy ⋅== − ;

362

62

, 10804,56

885010767,66

mmthWW wwyyf ⋅=

⋅−⋅=

⋅−=

Se verifica daca 0,1/ 0

1 ≤⋅

=Myy

Ed

fWM

γη → 1876,0

0,1/23510767,6101393

6

6

1 <=⋅⋅⋅

=η

Se calculeaza tensiunea ⎥⎦⎤

⎢⎣⎡

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛⋅= 2

2

190000mm

Ndtw

Eσ , unde d = min{a, hw} →

d = min (1900mm; 850mm) = 850mm → 2

2

83,16850

8190000mm

NE =⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛⋅=σ

Se calculeaza tensiunea critica de voalare elastica τστ kEcr ⋅= → 23,10314,683,16mm

Ncr =⋅=τ

Se determina coeficientul 508,13,103

235, ===cr

wyw

fτ

λ

Se calculeaza wχ astfel:

ηχ =w daca ηλ /83,0≤w

ww λχ /83,0= daca 08,1/83,0 << wλη

)7,0/(37,1 ww λχ += daca 08,1≥wλ

In situatia noastra, 08,1>wλ → )508,17,0/(37,1 +=wχ =0,620

Se determina 1

, 3 M

wwywwRdbw

thfV

λχ

⋅

⋅⋅⋅= → kNV Rdbw 45,57210

0,138850235620,0 3

, =⋅⋅

⋅⋅⋅= −

Se calculeaza ⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅⋅⋅

+⋅= 2

6,125,0

ww

f

httb

ac → mmc 5,4788508

164206,125,01900 2 =⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

⋅⋅⋅

+⋅=

Se determina 362

62

, 10804,56

885010767,66

mmthWW wwyyf ⋅=

⋅−⋅=

⋅−=

Se determina 0

,,M

yyfRdf

fWM

γ⋅= → kNmM Rdf 136410

0,123510804,5 66

, =⋅⋅⋅= −

Se calculeaza ⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⋅

⋅⋅⋅

=2

,1

2

, 1Rdf

Ed

M

yfffRdbf M

Mc

ftbV

γ →

kNNV Rdbf 27,22269136413931

0,15,47823516420 22

, −=−=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎠⎞

⎜⎝⎛−⋅

⋅⋅⋅

=

Se calculeaza capacitatea de rezistenta la forfecare Vb,Rd kNVVV RdbfRdbwRdb 18,57027,245,572,,, =−=+=

Se verifica daca 1

, 3 M

wwywRdb

thfV

λη

⋅

⋅⋅⋅≤

kNthf

M

wwyw 1107100,13

88502352,13

3

1

=⋅⋅

⋅⋅⋅=

⋅

⋅⋅⋅ −

λη

→ 570,18 < 1107 – se verifica

Se determina Rdb

Ed

VV

,3 =η → 918,0

7,5745,527

3 ==η

Se verifica daca 13 ≤η → se verifica (daca nu, se mareste tw)

Se verifica daca ( ) 1121 23

,1 ≤−⋅⎟

⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−+ ηη

y

yf

WW

( ) 975,0699,0142,0876,01918,0210767,610804,51876,0 2

6

6

=⋅+=−⋅⋅⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⋅⋅

−+ → se verifica

DIMENSIONAREA IMBINARII DE MONTAJ Imbinarea de montaj se realizeaza la distanta de 0,25D (0,25·13,2m=3,30m) fata de reazemul central (din axul B). Se verifica distanta dintre axul imbinarii si cea mai apropiata rigidizare verticala de pe inima grinzii. Aceasta trebuie sa fie cel putin 400mm pentru a se putea realiza imbinarea.

EVALUAREA INCARCARILOR

qSLU= 38,92kN/m; uSLU=25,02kN/m kNDuqV I

C 5,316)(375,0 =⋅+= ;

kNDqV IIA

85,171)063,0375,0( =⋅−= ; kNDuqV IIC 98,336)437.0375.0( =⋅+=

kNDuqVV IC

IEd 5,3162,1375,0)02,2592,38(5,31675.0)( =⋅⋅+−=⋅+−=

kNDqVV IIA

IIEd 5,2132,1375,092,3885,17175.01 =⋅⋅−=⋅−=−

kNDuqVV IIC

IIEd 2962,1375,0)02,2592,38(98,33675.0)(2 =⋅⋅+−=⋅+−=−

2)2,1375,0()02,2592,38(2,1375,05,316

275,075.0)(75,0

2⋅⋅+−⋅⋅=⋅⋅+−⋅⋅=

DDuqDVM IC

IEd

038,313335,3133 ≅−=IEdM

2)2,1375,0(92,382,1375,085,171

275,075.075,0

21 ⋅

⋅−⋅⋅=⋅⋅−⋅⋅=− DDqDVM IIA

IIEd

kNmM IIEd 2063,19073,17011 =−=−

2)2,1375,0()02,2592,38(2,1375,0337

275,075.0)(75,0

22 ⋅

⋅+−⋅⋅=⋅⋅+−⋅⋅=− DDuqDVM IIC

IIEd

kNmM IIEd 20338,31333,33362 =−=−

Eforturile capabile ale sectiunii grinzii in dreptul imbinarii:

kNf

AVM

ywRd 6,92210

31235)8508(

33

1

=⋅⋅

⋅⋅=⋅

⋅= −

γ

( ) 46233

1017902

1685016230212

162302128508 mmI J

yy⋅=⎟

⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅+

⋅=

−

463

, 10410128508 mmI J

wyy⋅=

⋅=

− → 229,0

10179010410

6

6, =

⋅⋅

==−

−J

yy

Jwyy

II

α

( ) 4623

, 1013802

1685016230212

162302 mmI Jfyy

⋅=⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ +⋅⋅+

⋅=

−

→ 771,0101790101380

6

6, =

⋅⋅

==−

−J

yy

Jwyy

II

β

kNmf

zI

MM

yj

yyJRd 95410

0,1235

441101790 6

6

0max

=⋅⋅⋅

=⋅= −−

γ

Imbinarea de montaj se va dimensiona si verifica la eforturile sectionale din combinatiile

urmatoare: Ipoteza 1: MJ

Ed = min (1,3·MIEd ; MJ

Rd) = min (1,3·0 ; 954) = 0 kNm VJ

Ed = min (1,3·VIEd ; VRd) = min (1,3·316,5 ; 923) = 411,5 kN

Ipoteza 2: MJ

Ed = min (1,3·MII-1Ed ; MJ

Rd) = min (1,3·206 ; 954) = 267,8 kNm VJ

Ed = min (1,3·VII-1Ed ; VRd) = min (1,3·213,5 ; 923) = 277,6 kN

Ipoteza 3: MJ

Ed = min (1,3·MII-2Ed ; MJ

Rd) = min (1,3·203 ; 954) = 263,9 kNm VJ

Ed = min (1,3·VII-2Ed ; VRd) = min (1,3·296 ; 923) = 384,8 kN

Distributia solicitarilor la inima si talpi va fi urmatoarea: MJ,w

Ed = momentul preluat de inima in zona imbinarii → MJ,wEd = α· MJ

Ed MJ,f

Ed = momentul preluat de talpi in zona imbinarii → MJ,f Ed = β· MJ

Ed VJ,w

Ed = momentul preluat de inima in zona imbinarii → VJ,wEd = VJ

Ed VJ,f

Ed = momentul preluat de talpi in zona imbinarii → VJ,f Ed = 0

DIMENSIONAREA SI VERIFICAREA ECLISELOR A. ECLISELE DE PE INIMA

Solicitari: Ipoteza 1: MJ,w

Ed = α· MJEd = 0

VJ,w Ed = VJ

Ed = 411,5 kN Ipoteza 2: MJ,w

Ed = α· MJEd = 0,229·267,8 = 61,33 kNm

VJ,w Ed = VJ

Ed = 277,6 kN Ipoteza 3: MJ,w

Ed = α· MJEd = 0,229·263,9 = 60,43 kNm

VJ,w Ed = VJ

Ed = 384,8 kN Dimensiunea ecliselor de pe inima

twp - grosimea ecliselor pe inima; twp≥tw/2 hwp - inaltimea ecliselor pe inima; hwp = hw – 2 x(30…60mm) Se propun eclise pe inima cu grosimea de twp = 5mm Se propune inaltimea inimii de hwp =750mm

Caracteristicile geometrice ale sectiunii ecliselor sunt: 2750075052 mmAP

w =⋅⋅=

463

, 106,3511275052 mmI P

wyy⋅=

⋅=

−

332

, 105,937675052 mmW P

wyy⋅=

⋅=

−

Capacitatea eclisei la forta taietoare in sectiunea bruta:

0, 327,1 M

ypPwp

wRd

fAVγ⋅

⋅= → kNV pwRd 2,80110

0,13235

27,17500 3

, =⋅⋅

⋅= −

Capacitatea eclisei la incovoiere in sectiunea bruta:

0,,

M

yPwy

PwRd

fWM

γ⋅= → kNmM P

wRd 3,220100,1

235105,937 63, =⋅⋅⋅= −

Verificari de rezistenta ale ecliselor de pe inima, in sectiunea bruta: Verificare la moment maxim (ipoteza 3 de incarcare):

1,

,

≤PwRd

wJ

MM

Ed → 278,03,220

33,61

,

,

==PwRd

wJ

MM

Ed < 1 ( se verifica )

Verificare la forta taietoare maxima (ipoteza 1 de incarcare):

1,

≤rRdc

r

VV

Ed → 514,02,8015,411

,

==rRdc

r

VV


B. ECLISELE DE PE TALPI Solicitari: Ipoteza 1: MJ,f

Ed = β· MJEd = 0

Ipoteza 2: MJ,fEd = β· MJ

Ed = 0,771·267,8 = 206,5 kNm Ipoteza 3: MJ,f

Ed = β· MJEd = 0,771·263,9 = 203,5 kNm

Dimensiunea ecliselor de pe talpi

Se claculeaza forta axiala ce solicita eclisele de pe talpi: Fj,f

Ed=Mj,fEd /(hw+tf) = 206,5 / [(850+16)·10-3]=238,5 kN

Se propune o latime a ecliselor de pe talpi bp,f :

mmtb

b wffp 40...20

2, −−

≈ → mmb fp 30...202

8420, −

−≈ → mmb fp 170, =

Se calculeaza grosimea necesara a unei eclise de pe talpi:

fp

Myp

fjEd

fp bf

F

t,

0

,

, 4 ⋅⋅

≥γ

→ mmt fp 49,1680

9,10141704

0,1235105,238 3

, ==⋅⋅⋅

≥

Se alege constructiv tp,f = 8mm Se calculeaza capacitatea eclisei la forta axiala, in sectiunea bruta: Nj,f

Rd = 4·bp,f · tp,f · fyp/γM0 = 4·170 · 8 · 235/1,0·10-3 = 1278 kN Verificarea de rezistenta ale ecliselor de pe talpi, in sectiunea bruta:

1,

,

≤fjRd

fJ

NN

Ed → 187,01278

5,238,

,

==fjRd

fJ

NN


C. SURUBURI DE PE INIMA Distributia suruburilor pe inima:

Se vor utiliza suruburi de inalta rezistenta, grupa 8.8 sau 10.9. Valorile nominale pentru limita de

curgere fyb si rezistenta la rupere a suruburilor fub este: - pentru suruburi grupa 8.8: fyb=640 N/mm2 ; fub=800 N/mm2 - pentru suruburi grupa 10.9: fyb=900 N/mm2 ; fub=1000 N/mm2 Se propun distantele: e1=45mm e2=40mm p1=110mm p2=60mm Se calculeaza:

( )∑ =+ 22ii zx (14·302 + 4·1102 + 4·2202 + 4·3302)=690200mm

xmax= 30mm zmax = 330mm

..

,

surubnrVF

wJEdV

Ed = ; ∑ +

=)( 22

max,,max,

ii

wJEd

xMEd zx

zMF ; ∑ +

=)( 22

max,,max,

ii

wJEd

zMEd zx

xMF

( ) ( )2,max,

2,max,

VEd

zMEd

xMEd

rezEd FFFF ++=

Ipoteza 1:

kNFVEd 4.29

145.411== ; 0,

max, =xMEdF ; 0,

max, =zMEdF

( ) ( ) kNF rezEd 4,294,2900 22 =++=

Ipoteza 2:

kNFVEd 8.19

146.277== ; kNF xM

Ed 32,29690200

3301033,61 3,max, =⋅⋅= ;

kNF zMEd 67,2

690200301033,61 3,

max, =⋅⋅= → ( ) ( ) kNF rezEd 94,368,1967,232,29 22 =++=

Ipoteza 3:

kNFVEd 5,27

148,384== ; kNF xM

Ed 89,28690200

3301043,60 3,max, =⋅⋅= ;

kNF zMEd 63,2

690200301043,60 3,

max, =⋅⋅= → ( ) ( ) kNF rezEd 74,415,2763,289,28 22 =++=

Se calculeaza capacitatea de preluare a fortei perpendiculare pe tija surubului, pentru un surub:

CpM

sRds FnkF ,

3, ⋅

⋅⋅=

γμ , unde:

- ks – coeficient care tine seama de tipul gaurilor in care sunt introduce suruburile; pentru suruburi utilizate in gauri normale, ks=1,0.

- n – numarul suprafetelor de frecare; in situatia de fata n=2 - μ – coeficient de frecare; pentru imbinarea dimensionata se va lua in calcul μ=0,4 (pentru

clasa B a suprafetei de frecare) . - γM3 – coeficient de siguranta; valoarea recomandata de norma pentru γM3=1,25 - Fp,C – forta de pretensionare din surub, care se calculeaza cu formula: subCp AfF ⋅⋅= 7,0,

Se propun suruburi M16 gr. 8.8 → ( ) 222

0 2,1594

1689,014,34

mmdAs =⋅⋅

=⋅

=π

subCp AfF ⋅⋅= 7,0, → kNF Cp 15,89102,1598007,0 3, =⋅⋅⋅= −

kNF Rds 1,5715,8925,1

4,021, =⋅

⋅⋅=

Se verifica: 1,

max

≤Rds

Ed

FF → 73,0

1,5774,41

= < 1 ( se verifica )

D. SURUBURILE DE PE TALPI Distributia suruburilor pe talpi:

Se propune acelasi tip de surburi, M16, gr. 8.8 → kNF Rds 1,57, =

Numarul necesar de suruburi pe o talpa este n = FEdj,f / Fs,Rd

n = 238,5 kN / 57,1 = 4,18 suruburi → se vor distribui cate 3 suruburi pe fiecare pereche de eclise de pe talpi, in total 6 suruburi pe fiecare talpa Verificarea sectiunii nete a ecliselor:

Forta capabila a ecliselor (platbandelor) in sectiunea neta este: 2

,9,0

M

unetRdu

fANγ

⋅⋅=

2,,, 489681748170444 mmttbA fpfpfpnet =⋅⋅−⋅⋅=⋅Φ⋅−⋅⋅=

kNN Rdu 179825,1

1051048969,0 3

, =⋅⋅⋅

=−

> FEd=238,5 kN

Documents

Proiect Anul IV-Platforma