culeesave4h
4
Date generale pentru calculul : Podul face parte din clasa de importanta 2 si este amplasat in zona seismica de calcul C caracterizata prin coeficientul seismic Ks=0.20 si perioada de co lt T c=0.7s Conform studiului geotehnic in aplasament sunt pamanturi de rezistenta medie σ adm 3.2 := daN cm 2 Grinzile sunt montate pe infrastructuri si se toarna betonul monolit in placa de suprabetonare La determinarea eforturilor unitare in fibrele exterioare ale sectiunii de beton se considera ca pana la aceasta faza se consuma aproximativ 40% din pierderile de tensiune reologice , provo cate de relaxarea armaturii pretensionate, contractia si curgerea lenta abe tonului Coeficientul seismic K s 0.20 := Perioada de colt T c 0.70 := s Greutatea specifica abetonului armat γ bet 2.5 := tf m 3 Greutatea specifica a drenului γ dren 2.2 := tf m 3 Greutatea volumetrica a pamantului di terasament γ w 1.8 := tf m 3 Unghiul de frecare intre pamantul sprijinit si culee δ 0 := Inaltimea echivalenta de pamant pentru vehicule aflate pe terasament in spatele culeii H e 1.3 := m Unghiul de frecare interna pentru pamantul sprijinit de culee φ 33 := grad Factorul de importanta γi dat de normativ P100/2006 functie de clasa de importanta a podului pentru poduri din clasa a doua de importanta γ i 1 := h f 1 := Coeficientul seismic petru actiuni seismice oriozontale conf P100/2011 (ch) γ i 1 := factorul de importanta dat de normativ fuctie de clasa de important a podului K s a ma g := a ma K s 0.20 := raportul dintre acceleratia maxima inregistrata sub actiunea undelor seismice si acceleratia gravitationala 1.1. Greutăţi şi forţe d e inerţie în timpul oscilaţiilor seismice pe masele în mişcare apar forţe seismice ce acţionează ca forţe de inerţie. Structura fiind foarte rigidă (T < 0,2 s), oscilaţiile acesteia sunt identice cu oscilaţiile terenului de fundare (nu există deplasări relative între fundaţie şi terenul de fundare). Metoda curentă de calcul pentru structurile rigide este metoda coeficientului seismic global sau unic. Forţele de inerţie ce acţionează asupra maselor în mişcare sunt obţinute în această metodă prin multiplicarea greutăţii masei respective cu un coeficient seismic. Masele în mişcare oscilatorie vor fi masa proprie a culeii şi masa ataşată de la suprastructura care reazemă pe culee. Această masă ataşată corespunde greutăţii G r transmisă ca reacţiune la culee. Dat fiind faptul că forma culeei este complexă, masa şi respectiv greutatea acesteia se va evalua prin împărţirea corpului acesteia în el emente g eometric e simple (vezi Fig. 2). în timpul oscilaţiilor seismice masele au deplasări pe orizontală şi pe verticală şi deci se dezvoltă acţiuni seismice orizontale, Hj, care pot fi orientate spre stânga sau spre dreapta şi acţiuni seismice verticale, Y b care pot fi orientate în sus sau în jos. Se va face calculul în situa ţia cea mai defavorabilă: când acţiunile seismic e vert i cale sunt în sens invers greută ţilor maselor respective, iar cele or i zontale duc la răsturnarea culeei (orientate spre stânga), (vezi Fig. 2). Culeea masivă de pod se poate considera că oscilează ca un corp rigid la care se poate neglija amplificarea oscilaţiilor seismice prin deformare elastică. Ar ie ( A ) V o lum ( V ) G reutate ( G i) H i V i( t f) mp mc t f(Gi=V*?b) ch x Gi (1-c v )*Gi G 1 1.7 6 0 1 9 . 0 0 8 47.5 2 0 9 .5 0 4 4 2 .7 6 8 G2 1.350 14.580 36.450 7.290 32.805 G 3 1. 8 3 3 1.4 6 6 3 . 6 6 6 0 .7 3 3 3 . 2 9 9 G4 2.165 1.732 4.329 0.866 3.896 G 5 4.1 6 0 3 . 3 2 8 8 . 3 2 0 1. 6 6 4 7.4 8 8 G6 1.900 77.520 193.800 38.760 174.420 G 7 0 . 3 2 0 3 .45 6 8 . 6 4 0 1.7 2 8 7.77 6 G8 65.940 13.188 59.346 T ota l 3 6 8 .6 6 5 7 3 .7 3 3 3 3 1.7 9 8 element Ipoteza I-culee construita fara terasament in spate V erificarea presiunilor in rostul fundatie-elevatie Fortele axiale Bratul fortelor la mijlocul talpii elevatiei in punctul O Ge1 max 815.3 := x e1 0.2 := Ge2 max 143.8 := x e2 0.3 := 2.Impingerea seismica a pamantului Ge3 max 78.23 := x e3 0.0 := Calculul se face confotm teoriei Monobe-Okabe (similara cu teoria lui Coulumb petru actiuni statice). Se va considera cazul ce l mai defavorabil in care, in timpul vibratiei, culeea se deplaseaza de langa pamantul sprijinit, se mobilizeaza impingerea seismica activa impungere care se considera ce actioneaza pe planul din spatele drenului Ga1 max 28.31 := x a1 0.81 := Ga2 max 56.14 := x a2 2.0 := Ga3 max 77.19 := x a3 2.4 := Pentru materiale necoezive c 0 := impigerea activa totala din pamantul sprijinit este: Gg max 543.34 := x g 0.81 := Forta axiala de calcul θ atan c hsteluta 1 c vsteluta + 180 π ⋅ = := c hsteluta N I Ge1 max Ge2 max + Ge3 max + Ga1 max + Ga2 max + Ga3 max + Gg ma + := c as 18 0 π co s θ φ − ( ) 2 co s θ ( ) 2 1 sin φ ( ) sin φ θ − ( ) ⋅ cos θ ( ) + 2 ⋅ = := θ N I 1742.432 = kN Momentul in punctul O-mijlocul talpii fundatiei Tabelul 11 Element Qmax ( k N ) x i Mi+ (kN*m) Mi- (kN*m) M O (kN*m) Ge1 815.32 0.2 163.064 Ge2 143.88 0.36 51.7968 Ge3 78.23475 0.07 5.476 4 33 Ga1 28.314 0.81 22.93 4 34 Ga2 56.144 2.06 115.6566 Ga3 77.198 2.4 185.2752 G g 543.34566 0.81 440.11 T o ta l 1742.43641 821.2494 163.064 658.1854 P as 1 2 γ w ⋅ H 2 ⋅ 1 c v + ( ) ⋅ c as a f ⋅ = := a f Unghiul seismic initial Ipoteza 1 -Culeea construita, fara terasamenste in spate si fara suprastructura Latimea talpii elevatiei V erificarea presiunilor de contact la rostul elevatie-fundatie B 1.25 := m Excebtricitatea aditionala introdusa pentru luarea in considerare a neomogenitatii betonului si a impreciziei de actiune a incarcarii Inaltimea sectiunii transversale h h B 1.25 = := m e a1 0.0 > m si e a1 h 30 0.042 = := m Momentul incovoietor produs de incarcarile de calcul M c M I N I e a1 ⋅ + := M I M I 658.18 := kN m ⋅ N I 1742.432 = kN M cI M I N I e a1 ⋅ + 730.786 = := kN m ⋅ Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta M cap N I e b ⋅ := e b Distanta de la centrul de greutate al sectiunii transversale si centrul de greutate al zonei compriate eb Sectiunea comprimata A bc N I R c := R c rezult x L ⋅ N I R c := x L ⋅ Rezistenta la compresiune a betonului f olosit in elevatia culeei C25/30 R c 0. 85 15 ⋅ := N mm 2 R c R c 10 3 − ⋅ 10 6 ⋅ 12750 = := kN m 2 Distanta de la centrul de greutate al cetiunii comprimate -x x N I L R c ⋅ := L N I 1742.432 = kN L 10.9 := m x N I L R c ⋅ 0.013 = := m e b B 2 x 2 − 0.619 = := m M cap N I e b ⋅ 1078.097 = := kN m ⋅ M cI 730.786 = kN m ⋅ Se verifica Mcap>Mc Ipoteza II-Culeeaa construita, cu terasamne t in spate plus suprasarcina si fara suprastructura Ipoteza II-Culee cu terasament si convoi in spatele culeei M T N 4 . 0 7 Ge1 Ge2 Ga1 Gf Ge3 Gd Gg Ga3 Ga2 2.30 1 . 0 0 0.85 3.19 0.20 0.36 0.07 1.25 0.50 Gsup 0.38 Pae Pat paq Paqe 1 . 3 0 1. Calculul impingerii pamantului pe elevatia culeei Caracteristici de rezisteta ale pamantului unghiul de frecare interna φ 33 := de greutate volumica umplutura γ 18 := kN m 3 inaltimea umpluturii in spatele culeei h e 4.07 := m inaltimea umpluturii in spatele elevatiei si a fundatiei culeei h t 5.07 := m Impingerea data de suprasarcina si greutatea pamantului k a tan 45 π 180 ⋅ φ 2 π 18 0 ⋅ − 2 0.295 = := c 1.2 := Pana la rost elevatie -fundatie Presiunea de impingere a pamanutului se multiplica cu coeficientul actiunilor permanente, care pentru impingerea pamantului este 1.2 valoarea maxima si 0.9 valoarea minima p ae γ h e ⋅ k a ⋅ 21.597 = := kN m p aec p ae c ⋅ 25.917 = := kN m pana la talpa radierului p at γ h t ⋅ k a ⋅ 26.904 = := kN m p atc p at c ⋅ 32.284 = := kN m Din suprasarcina clasa E se considera un strat de umputura cu grosimea echivalenta de 1.3m care da o presiune h ech 1.3 := m p aq γ h ech ⋅ k a ⋅ 6.898 = := kN m p aqc 1.3 γ ⋅ h ech ⋅ k a ⋅ 8.968 = := kN m Forta rezultanta din impingerea pamantului Pana la rost elevatie-fundatie P ae 1 2 h e ⋅ p ae ⋅ 43.95 = := kN m P aec 1 2 h e ⋅ p aec ⋅ 52.74 = := kN m L 10.9 = m Presiunea pe intreaga lungime a elevatiei culeei din impingerea pamantului P ae P ae L ⋅ 479.056 = := kN m P aec P aec L ⋅ 574.868 = := kN m h aec h e 3 1.357 = := m Pana la talpa radierului P at 1 2 h t ⋅ p at ⋅ 68.2 = := kN m L 10.9 = m Presiunea pe intr eaga lungime a radierul ui culeei din impi ngerea pamantului L fund L 0.30 + 11.2 = := m P aec P ae L fund ⋅ 5365.431 = := kN h at h t 3 1.69 = := m Forta rezultanta din suprasarcina Pana la rost elevatie fundatie kN m P aeq h e p aq ⋅ 28.076 = := P aeqc h e p aqc ⋅ 36.499 = := kN m Presiunea pe intreaga lungime a elevatiei culeei din suprasarcina L 10.9 = m P aeq P aeq L ⋅ 306.031 = := kN m P aeqc P aeqc L ⋅ 397.84 = := kN m δ 2 3 φ ⋅ 22 = := unghiul de frecare intre pamant si zidarie h aeq h e 2 2.035 = := m Ipot e z a II -C ule e c ons tru ita cu te rasa m e nt in spat e p lus sup rasa rcina fara su pras tru ct ura T ab e lul 12 Mi+ (kN*m) Mi- ( k N*m) N ( k N) T ( K N) - T (KN)+ Mi+ (kN*m) Mi- ( k N*m) N (kN) T (KN)- T ( K N)+ G e 1 7 4 1 . 2 0 1 . 1 081 5 . 3 2 0 . 2 0 1 4 8 . 2 4 7 4 1 . 2 0 1 6 3 . 0 6 8 1 5 . 3 2 G e 2 13 0 .8 0 1.10 143.88 0.36 47.09 130.80 51. 8 0 1 4 3.8 8 G e 3 71.12 1.10 78.23 0.07 4 .98 71.12 5.48 78.23 G a 1 2 5 . 7 4 1 . 1 0 2 8 . 3 1 0 . 8 1 2 0 . 8 5 2 5 . 7 4 2 2 . 9 3 2 8 . 3 1 G a 2 51.0 4 1.10 56.14 2.06 10 5 .14 51.04 115.66 5 6 .14 G a 3 70.18 1.10 77.20 2.40 16 8 .43 70.18 185.28 77.20 G d 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212.50 794.75 233.75 G g 4 9 3 . 9 5 1 . 1 054 3 . 3 5 0 . 8 1 4 0 0 . 1 0 4 9 3 . 9 5 4 4 0 . 1 1 5 4 3 . 3 5 Pae 4 79.06 1.20 574.87 1.36 651. 5 2 479.06 781.82 57 4 . 8 7 Pae q 3 0 6 . 0 3 1. 3 03 9 7. 8 4 2 . 0 4 6 2 4. 3 0 3 0 6 . 0 3 8 11.5 9 3 9 7. 8 4 T otal 179 6 .53 1976.19 valori norm at e valori de calcul 45.03 -78 5 .09 - 140.48 - 972.71 E le ment Fn( k N ) n Fc( k N ) c e ( m ) P aeH sin δ π 180 ⋅ P ae ⋅ 179.458 = := kN m P aeV cos δ π 180 ⋅ P ae ⋅ 444.173 = := kN m P atH sin δ π 180 ⋅ P at ⋅ 25.548 = := kN m P atV co s δ π 18 0 ⋅ P at ⋅ 63.234 = := kN m P aeqV cos δ π 180 ⋅ P aeq ⋅ 283.747 = := kN m V erificare la stare limita de rezistenta-presiunea la baza elevatiei P aeqH si n δ π 18 0 ⋅ P aeq ⋅ 114.641 = := Forta axiala de calcul kN m N II 1976.1 := kN M II 140.4 := kN m ⋅ T II 927.71 := kN Excentricitatea aditionala introdusa pentru luarea in considerare a neomog enitatii betonului si a impreciziei de actiune a incarcarii Inaltimea sectiunii transversale h h B 1.25 = := m e a1 h 30 0.042 = := m Momentul incovoietor produs de incarcarile de calcul M c M II N II e a1 ⋅ + := N II 1976.19 = kN M cII M II N II e a1 ⋅ + 222.821 = := kN m ⋅ Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta M cap N II e b ⋅ := Distanta de la centrul de greutate al sectiunii transversale si centrul de greutate al zonei compriate eb Sectiunea comprimata A bc N II R c := rezult x L ⋅ N II R c := x L ⋅ Rezistenta la compresiune a betonului f olosit in el evatia culeei C25/30 B 1.25 := m R c R c 10 3 − ⋅ 10 6 ⋅ 12750000 = := kN m 2 Distanta de la centrul de greutate al cetiunii comprimate -x e a1 0.02 > x N II L R c ⋅ := L m N II 1976.19 = kN L 10.9 := m x N II L R c ⋅ 0 = := m e b B 2 x 2 − = := m M cap N II e b ⋅ 1235.105 = := kN m ⋅ M cII 222.821 = kN m ⋅ V alori produse de incarcarile normate T IIn P ae P aeq + 785.087 = := da M IIn 45.03 := kNm N IIn 1796.5 := kN Verificare la stare limita de stabilitate R c 0.85 15 ⋅ := -la rasturnare e a max B 1000 ⋅ 30 20 , 41.667 = := m e α M IIn 1000 ⋅ N IIn e a + 66.732 = := m B 1.25 := m e α B 1000 ⋅ 2 0.003 = < m=0.16 -la lunecare T IIn 0. 6 N IIn ⋅ 0.728 = mai mic decat 0.8 Ipoteza III-Podul incarcat cu sarcinile permanente plus sarcina din convoi tip pe terasamnet in spatele culeei M T N Ge3 Gd Gg Ga3 Ga2 2.30 1 . 0 0 3 . 2 0 0.85 0 . 8 7 3.19 0.20 0.36 0.07 1.25 O 0.50 Gsup 0.38 Pae Pat paq Paqe 1 . 3 0 55 Ge1 Ge2 Ga1 Gf Se verifica Mcap>Mc Ipoteza III Momentul in punctul O-mijlocul talpii funadtiei Element Q c ( k N) x i Mi+ (kN*m) Mi- (kN*m) M O (kN*m) Ge1 815.32 0.2 163.064 G e 2 14 3 . 8 8 0 . 3 6 51.7 9 6 8 Ge3 78.23475 0.07 5.476433 G a1 2 8 . 3 14 0 . 8 1 2 2 . 9 3 4 3 4 Ga2 56.144 2.06 115.6566 G a 3 77.1 9 8 2 .4 1 8 5. 2 75 2 Gd 233.75 3.4 794.75 G g 54 3 . 3 457 0 . 8 1 4 4 0 .11 Gsupr 1 4 83.866 0.38 563.8691 T o ta l 3 4 6 0 .0 5 2 1 6 15 .9 9 9 7 2 6 .9 3 3 1 8 8 9 .0 6 6 3 Ipoteza III-C ule e c on stru it a cu t e rasamen t in spate, su prasarc ina , suprastruc t ur a T ab e lul 1 3 Mi+ (kN*m) Mi- ( k N *m ) N ( k N ) T ( K N ) - T ( K N ) + Mi+ (kN*m) Mi- ( k N *m ) N ( k N ) T ( K N ) - T ( K N ) + Ge1 741.20 1.10 8 15.32 0.20 148.24 7 4 1.20 163.06 815. 3 2 G e 2 1 3 0 . 8 0 1 . 10 1 4 3. 8 8 0 . 3 6 4 7 . 0 9 13 0 . 8 0 5 1 . 8 0 1 4 3 . 8 8 G e 3 7 1 . 1 2 1 . 10 7 8. 2 3 0 . 0 7 4 . 9 8 7 1 . 1 2 5 . 4 8 7 8. 23 G a1 2 5 . 7 4 1 . 10 2 8. 3 1 0 . 8 1 2 0 . 8 5 2 5 . 7 4 2 2 . 9 3 2 8. 31 G a2 5 1 . 0 4 1 . 10 5 6. 1 4 2 . 0 6 1 05 . 1 4 5 1 . 0 4 1 1 5 . 6 6 5 6. 14 Ga3 70.18 1.10 77.20 2.4 0 168.43 70.18 185.28 77.20 Gd 212.50 1.10 233.75 3.4 0 722.50 212. 5 0 794.75 233.75 G g 493.95 1.10 543.35 0.81 400.10 493.95 4 4 0.11 543.35 Gsu pr 1280.84 comb 148 3 .87 0.30 384.2 51 280.84 4 45.16 1 4 83.87 Pae 479.06 1.20 574.87 1.36 651.52 479.06 781.82 574.87 Pae q 3 0 6 . 0 3 1 . 30 3 9 7. 8 4 2 . 0 4 6 2 4 . 3 0 3 0 6 . 0 3 8 11 . 5 9 3 9 7 . 8 4 T ot al 3 07 7 .3 8 1976.19 valori norma t e va lori de c a lcul -3 3 9 . 2 2 -7 8 5. 0 9 -5 85. 6 4 - 9 72 .71 E lement Fn( k N) n Fc( k N)c e(m) Eforturi sectionale din incarcarile de calcul M III 585.6 := kNm N III 1976.1 := kN T III 972.7 := kN M c M III N III e a1 ⋅ + := N III 1976.19 = kN M cIII M III N III e a1 ⋅ + 667.981 = := kN m ⋅ Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta M cap N III e b ⋅ := Distanta de la centrul de greutate al sectiunii transversale si centr ul de greutate al zonei compriate eb Sectiunea comprimata A bc N III R c := rezult x L ⋅ N III R c := x L ⋅ Rezistenta la compresi une a betonului folos it in elevatia culeei C25/30 R c 15 0.85 ⋅ := N mm 2 R c R c 10 3 − ⋅ 10 6 ⋅ 12750 = := kN m 2 Distanta de la centrul de greutate al cetiunii comprimate -x x N III L R c ⋅ := L m N III 1976.19 = kN L 10.9 := m x N III L R c ⋅ 0.014 = := m e b B 2 x 2 − = := m M cap N III e b ⋅ 1221.068 = := kN m ⋅ M cIII 667.981 = kN m ⋅ Se verifica Mcap>McIII Eforturi sectionale din valori normate T IIIn 785.0 := 3077.38 - 3 3 9 . 2 2 - 7 8 5 . 0 9 M IIIn 339.2 := N IIIn 3077.3 := V erificare la stare limita de stabilitate -la rasturnare e a max B 1000 ⋅ 30 20 , 41.667 = := m e α M IIIn 1000 ⋅ N IIIn e a + 151.897 = := m B 1.25 := m e α B 1000 ⋅ 2 0.015 = < m=0.16 -la lunecare T IIIn 0.6 N IIIn ⋅ 0.425 = mai mic decat 0.8 1.20 1.20 1.20 PV80 11.50 PV80 PV80 PV80 TmaxV80 1 . 0 0 0 . 9 0 0 . 7 9 0 . 6 9 Σ ti 1 0.90 + 0.79 + 0.69 + 3.38 = := Ipoteza IV - Pod incarcat cu sarcini permanente plus convoi tip de vehicule dispus in pozitia ce da reactiunea maxima R V80n 2 10000 ⋅ Σ ti ⋅ 67600 = := da R V80I 1.2 R V80n ⋅ 81120 = := daN m ⋅ R V80II 0.96 R V80n ⋅ 64896 = := daN m ⋅ da N m ⋅ R V80III 0.84 R V80n ⋅ 56784 = := Σ ris 0.86 1 + 1.86 = := Σ rif 0.34 := 11.50 RsA30 RsA30 RfA30 0 . 3 4 0 . 8 6 1 . 0 0 1.60 6.00 3.90 Ω m 1 11.50 2 ⋅ 5.75 = := R sA30n 1200 := da R fA30n 600 := da AOT 500 := da R A30AOTn 2 Σ rif ⋅ R fA30n ⋅ 2 Σ ris ⋅ R sA30n ⋅ + 2 Ω m ⋅ AOT ⋅ + 54470 = := da R A30AOTI 1.4 R A30AOTn ⋅ 76258 = := da N m ⋅ R A30AOTII 1.12 R A30AOTn ⋅ 61006.4 = := daN m ⋅ R A30AOTIII 0. 98 R A30AOTn ⋅ 53380.6 = := daN m ⋅ Calculul reactiunii din convo i A30+AOT M o1 889.06 := kN m ⋅ R A30AOTII 61006.4 = da R A30AOTn 54470 = da da R V80II 64896 = da R V80n 67600 = R uIc max R A30AOTII R V80II , ( ) 64896 = := daN R uIn max R A30AOTn R V80n , ( ) 67600 = := daN Moment din permanente T IV 972.2 := kN M IV 780.33 := kNm Moment din convoi N IV 4109.0 := kN M c M N e a1 ⋅ + := M kNm M cIV M IV N IV e a1 ⋅ + 951.539 = := kN m ⋅ Actiuni din utile in gruprea II V alori de calcul Valori normate M cap N IV e b ⋅ := x N IV L R c ⋅ := m L 10.9 := m x N IV L R c ⋅ 0.03 = := m Ipoteza IV-C ulee construita cu terasame nt in spate, suprasarci na, suprastructura, convoi i n poz i tie de rea T ab e lul 14 Mi+ (kN*m) Mi- ( k N *m ) N ( k N ) T ( KN ) + T ( K N ) - Mi+ (kN*m) Mi- ( k N *m ) N ( k N ) T ( K N ) + T ( K N ) - G e 1 741.20 1.1 0 815.32 0.20 148.24 741.20 163.06 815.32 G e 2 130 . 8 0 1. 1 0 143 . 88 0 . 36 47 . 09 130. 8 0 5 1. 8 0 143 . 88 G e 3 71.12 1.1 0 78.23 0.07 4.98 71.12 5. 48 78.23 G a1 25.74 1.1 0 28.31 0.81 20.85 25 .74 22. 9 3 28.31 G a2 51. 0 4 1. 1 0 56 . 14 2 . 06 1 05. 14 51 . 04 11 5. 66 56. 14 G a3 70.18 1.1 0 77.20 2.40 168.43 70.18 18 5.28 77.20 G d 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212. 5 0 794.75 233.75 G g 493 . 9 5 1. 1 0 543 . 35 0 . 81 4 00. 10 493. 9 5 44 0. 11 543 . 35 G supr 1280.84 comb 1483.87 0.30 384.25 1280.84 445.16 1483 .87 Pae 47 9 .0 6 1.2 0 574 .87 1.36 651. 5 2 479.06 781.82 574. 87 Pae q 306 . 0 3 1. 3 0 397 . 84 2 . 04 6 24. 3 0 30 6. 0 3 81 1 . 59 3 97 . 84 RuI 676.00 0.84 648 .96 0.30 202.80 676. 0 0 194.69 648.96 T ot al 37 5 3. 3 8 4109.01 v alori normat e v alori de c alc ul - 5 42. 02 -78 5. 0 9 - 78 0. 33 -9 72 . 7 1 E lement F n( k N ) n F c ( k N ) c e ( m ) e b B 2 x 2 − 0.61 = := m M cap N IV e b ⋅ 2507.387 = := Eforturi sectionale produse de incarcarile de calcul kN m ⋅ M cIV 951.539 = kN m ⋅ e a max B 1000 ⋅ 30 20 , 41.667 = := m e α M IV 1000 ⋅ N IV e a + 231.574 = := B 1.25 := m Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta e α B 1000 ⋅ 2 0.034 = m 0.16 := distanta de la centrul de greutate a setiunii comprimate -x T IV 0.6 N IV ⋅ 0.394 = P 30 := k N b 2 := Se verifica Mcap>Mc B b 2 = := F n 0.3 P ⋅ 90 = :=
-
Upload
mester-crina -
Category
Documents
-
view
231 -
download
0
Transcript of culeesave4h
7/28/2019 culeesave4h
http://slidepdf.com/reader/full/culeesave4h 1/4
Date generale pentru calculul :
Podul face parte din clasa de importanta 2 si este amplasat in zona seismica de calcul C
caracterizata prin coeficientul seismic Ks=0.20 si perioada de colt Tc=0.7sConform studiului geotehnic in aplasament sunt pamanturi de rezistenta medie
σ adm 3.2:= daN
cm2Grinzile sunt montate pe infrastructuri si se toarna betonul monolit in placa de
suprabetonare
La determinarea eforturilor unitare in fibrele exterioare ale sectiunii de beton se consca
pana la aceasta faza se consuma aproximativ 40% din pierderile de tensiune reologic
provo
cate de relaxarea armaturii pretensionate, contractia si curgerea lenta abetonului
Coeficientul seismic K s 0.20:=Perioada de colt Tc 0.70:=
s
Greutatea specifica abetonului armat γ bet 2.5:=tf
m3
Greutatea specifica a drenului γ dren 2.2:= tf
m3
Greutatea volumetrica a pamantului di terasamentγ w 1.8:=
tf
m3
Unghiul de frecare intre pamantul sprijinit si culee δ 0:=
Inaltimea echivalenta de pamant pentru vehicule aflate pe terasament in spatele culeii
He 1.3:=
m
Unghiul de frecare interna pentru pamantul sprijinit de culee φ 33:= grad
Factorul de importanta γi dat de normativ P100/2006 functie de clasa de importanta a
podului pentru poduri din clasa a doua de importanta
γ i 1:=hf 1:=
Coeficientul seismic petru actiuni seismice oriozontale conf P100/2011 (ch)
γ i 1:= factorul de importanta dat de normativ fuctie de clasa de important a podului
K sama
g:=
amaK s 0.20:= raportul dintre acceleratia maxima inregistrata sub actiunea
undelor seismice si acceleratia gravitationala
1.1. Greutăţi şi forţe de inerţie
în timpul oscilaţiilor seismice pe masele în mişcare apar forţe seismice ce acţionea
ca forţe de inerţie.
Structura fiind foarte rigidă (T < 0,2 s), oscilaţiile acesteia sunt identice cu oscilaţi
terenului de fundare (nu există deplasări relative între fundaţie şi terenul de fundare).
Metoda curentă de calcul pentru structurile rigide este metoda coeficientului seism
global sau unic. Forţele de inerţie ce acţionează asupra maselor în mişcare sunt obţinute î
această metodă prin multiplicarea greutăţii masei respective cu un coeficient seismic.Masele în mişcare oscilatorie vor fi masa proprie a culeii şi masa ataşată de la
suprastructura care reazemă pe culee. Această masă ataşată corespunde greutăţii G r trans
ca reacţiune la culee.
Dat fiind faptul că forma culeei este complexă, masa şi respectiv greutatea acestei
va evalua prin împărţirea corpului acesteia în elemente geometrice simple (vezi Fig. 2).
în timpul oscilaţiilor seismice masele au deplasări pe orizontală şi pe verticală şi d
se dezvoltă acţiuni seismice orizontale, Hj, care pot fi orientate spre stânga sau spre dreap
şi acţiuni seismice verticale, Y b care pot fi orientate în sus sau în jos.
Se va face calculul în situaţia cea mai defavorabilă: când acţiunile seismice vertic
sunt în sens invers greutăţilor maselor respective, iar cele orizontale duc la răsturnarea cu
(orientate spre stânga), (vezi Fig. 2).
Culeea masivă de pod se poate considera că oscilează ca un corp rigid la care se p
neglija amplificarea oscilaţiilor seismice prin deformare elastică.
Arie(A) Volum(V) Greutate(Gi) Hi Vi(tf)
mp mc tf(Gi=V*?b) ch x Gi (1-cv
G1 1.760 19.008 47.520 9.504 42
G2 1.350 14.580 36.450 7.290 32
G3 1.833 1.466 3.666 0.733 3
G4 2.165 1.732 4.329 0.866 3
G5 4.160 3.328 8.320 1.664 7
G6 1.900 77.520 193.800 38.760 174
G7 0.320 3.456 8.640 1.728 7
G8 65.940 13.188 59
Total 368.665 73.733 331
element
Ipoteza I-culee construita fara terasament in spate
Verificarea presiunilor in rostul fundatie-elevatie
Fortele axiale Bratul fortelor la mijlocul talpii elevatiei in punctul O
Ge1max 815.3:= xe1 0.2:=
Ge2max 143.8:= xe2 0.3:=
2.Impingerea seismica a pamantuluiGe3max 78.23:= xe3 0.0:=
Calculul se face confotm teoriei Monobe-Okabe (similara cu teoria lui Coulumb
actiuni statice). Se va considera cazul cel mai defavorabil in care, in timpul vibrculeea se deplaseaza de langa pamantul sprijinit, se mobilizeaza impingerea seis
activa impungere care se considera ce actioneaza pe planul din spatele drenului
Ga1max 28.31:= xa1 0.81:=
Ga2max 56.14:= xa2 2.0:=
Ga3max 77.19:= xa3 2.4:=Pentru materiale necoezivec 0:=impigerea activa totala din pamantul sprijinit es
Ggmax 543.34:= xg 0.81:=
Forta axiala de calcul θ atanchsteluta
1 cvsteluta+
180
π⋅ =:=
chsteluta
NI Ge1max Ge2max+ Ge3max+ Ga1max+ Ga2max+ Ga3max+ Ggma+:=
cas
180
π
cos θ φ−( )2
cos θ( )2
1sin φ( ) sin φ θ−( )⋅
cos θ( )+
2⋅ =:=θ
NI 1742.432= kN
Momentul in punctul O-mijlocul talpii fundatiei Tabelul 11
Element
Qmax
(kN) xi
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m)
MO
(kN*m)
Ge1 815.32 0.2 163.064
Ge2 143.88 0.36 51.7968
Ge3 78.23475 0.07 5.476433
Ga1 28.314 0.81 22.93434
Ga2 56.144 2.06 115.6566
Ga3 77.198 2.4 185.2752Gg 543.34566 0.81 440.11
Total 1742.43641 821.2494 163.064 658.1854
Pas1
2γ w⋅ H
2⋅ 1 cv+( )⋅ cas af ⋅ =:= af
Unghiul seismic initi
Ipoteza 1 -Culeea construita, fara terasamenste in spate si fara suprastructu
Latimea talpii elevatieiVerificarea presiunilor de contact la rostul elevatie-funda
B 1.25:= m
Excebtricitatea aditionala introdusa pentru luarea in considerare a neomogenitatii betonului si aimpreciziei de actiune a incarcarii
Inaltimea sectiunii transversale h
h B 1.25=:= m
ea1 0.0> m si ea1h
300.042=:= m
Momentul incovoietor produs de incarcarile de calcul
Mc MI NI ea1⋅+:= MI
MI 658.18:= kN m⋅
NI 1742.432= kN
McI MI NI ea1⋅+ 730.786=:= kN m⋅
Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta
Mcap NI e b⋅:= e b
Distanta de la centrul de greutate al sectiunii transversale si centrul de greutate al zonei
compriate eb
Sectiunea comprimata
A bc
NI
R c:= R c rezult x L⋅
NI
R c:=x L⋅
Rezistenta la compresiune a betonului folosit in elevatia culeei C25/30
R c 0.85 15⋅:=N
mm2
R c R c 103−⋅ 10
6⋅ 12750=:=kN
m2
Distanta de la centrul de greutate al cetiunii comprimate -x
x NI
L R c⋅:=
L
NI 1742.432= kN
L 10.9:= m
x
NI
L R c⋅ 0.013=:= m
e bB
2
x
2− 0.619=:= m
Mcap NI e b⋅ 1078.097=:= kN m⋅
McI 730.786= kN m⋅
Se verifica Mcap>Mc
Ipoteza II-Culeeaa construita, cu terasamnet in spate plus suprasarcina si fara suprastructura
Ipoteza II-Culee cu terasament si convoi in spatele culeei
M
TN
4 .
0 7
Ge1
Ge2
Ga1
Gf
Ge3 Gd
Gg
Ga3
Ga2
2.30
1 .
0 0
0.85 3.19
0.20
0.36
0.07
1.25 0.50
Gsup0.38
Pae
Pat
paq
Paqe
1 .
3 0
1. Calculul impingerii pamantului pe elevatia culeei
Caracteristici de rezisteta ale pamantului
unghiul de frecare interna
φ 33:= de
greutate volumica umplutura
γ 18:= kN
m3
inaltimea umpluturii in spatele culeei
he 4.07:= m
inaltimea umpluturii in spatele elevatiei si a fundatiei culeei
ht 5.07:= m
Impingerea data de suprasarcina si greutatea pamantului
k a tan 45 π180
⋅ φ2
π180
⋅−
2
0.295=:=
c 1.2:=
Pana la rost elevatie -fundatiePresiunea de impingere a pamanutului se multiplica cu coeficientul actiunilor perman
care pentru impingerea pamantului este 1.2 valoarea maxima si 0.9 valoarea minima pae γ he⋅ k a⋅ 21.597=:=
kN
m paec pae c⋅ 25.917=:= kN
m
pana la talpa radierului
pat γ ht⋅ k a⋅ 26.904=:=kN
m patc pat c⋅ 32.284=:=
kN
m
Din suprasarcina clasa E se considera un strat de umputura cu grosimea echivalenta de 1.3m
care da o presiune
hech 1.3:= m
paq γ hech⋅ k a⋅ 6.898=:=kN
m paqc 1.3 γ ⋅ hech⋅ k a⋅ 8.968=:= kN
m
Forta rezultanta din impingerea pamantului
Pana la rost elevatie-fundatie
Pae1
2he⋅ pae⋅ 43.95=:= kN
mPaec
1
2he⋅ paec⋅ 52.74=:= kN
m
L 10.9= m
Presiunea pe intreaga lungime a elevatiei culeei din impingerea pamantului
Pae Pae L⋅ 479.056=:= kN
mPaec Paec L⋅ 574.868=:= kN
m
haec
he
31.357=:= m
Pana la talpa radierului
Pat1
2ht⋅ pat⋅ 68.2=:=
kN
m
L 10.9= m
Presiunea pe intreaga lungime a radierului culeei din impingerea pamantului
Lfund L 0.30+ 11.2=:= m
Paec Pae Lfund⋅ 5365.431=:= kN
hat
ht
31.69=:= m
Forta rezultanta din suprasarcina
Pana la rost elevatie fundatie
kN
mPaeq he paq⋅ 28.076=:=
Paeqc he paqc⋅ 36.499=:=kN
m
Presiunea pe intreaga lungime a elevatiei culeei din suprasarcina
L 10.9= m
Paeq Paeq L⋅ 306.031=:=kN
mPaeqc Paeqc L⋅ 397.84=:=
kN
m
δ2
3φ⋅ 22=:=unghiul de frecare intre pamant si zidar
haeq
he
22.035=:= m
Ipoteza II-Culee construita cu terasament in spate plus suprasarcina fara suprastructura Tabelul 12
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Ge1 741.20 1.10 815.32 0.20 148.24 741.20 163.06 815.32
Ge2 130.80 1.10 143.88 0.36 47.09 130.80 51.80 143.88
Ge3 71.12 1.10 78.23 0.07 4.98 71.12 5.48 78.23
Ga1 25.74 1.10 28.31 0.81 20.85 25.74 22.93 28.31
Ga2 51.04 1.10 56.14 2.06 105.14 51.04 115.66 56.14
Ga3 70.18 1.10 77.20 2.40 168.43 70.18 185.28 77.20
Gd 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212.50 794.75 233.75
Gg 493.95 1.10 543.35 0.81 400.10 493.95 440.11 543.35
Pae 479.06 1.20 574.87 1.36 651.52 479.06 781.82 574.87
Paeq 306.03 1.30 397.84 2.04 624.30 306.03 811.59 397.84
Total 1796.53 1976.19
valori normate valori de calcul
45.03 -785.09 -140.48 -972.71
Element Fn(kN) n Fc(kN)c e(m)
PaeH sin δπ
180
⋅ Pae⋅ 179.458=:=
kN
m
PaeV cos δπ
180⋅
Pae⋅ 444.173=:= kN
m
PatH sin δπ
180⋅
Pat⋅ 25.548=:=kN
m
PatV cos δπ
180⋅
Pat⋅ 63.234=:= kN
m
PaeqV cos δπ
180⋅
Paeq⋅ 283.747=:=
kN
mVerificare la stare limita de rezistenta-presiunea la baza elevatiei
PaeqH sin δπ
180⋅
Paeq⋅ 114.641=:=Forta axiala de calcul
kN
m
NII 1976.1:= kN
MII 140.4:= kN m⋅
TII 927.71:= kN
Excentricitatea aditionala introdusa pentru luarea in considerare a neomogenitatii betonului si aimpreciziei de actiune a incarcarii
Inaltimea sectiunii transversale h
h B 1.25=:= m
ea1h
300.042=:= m
Momentul incovoietor produs de incarcarile de calcul
Mc MII NII ea1⋅+:=
NII
1976.19
=kN
McII MII NII ea1⋅+ 222.821=:= kN m⋅
Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta
Mcap NII e b⋅:=
Distanta de la centrul de greutate al sectiunii transversale si centrul de greutate al zonei
compriate eb
Sectiunea comprimata
A bc
NII
R c
:= rezult x L⋅ NII
R c
:=x L⋅
Rezistenta la compresiune a betonului folosit in elevatia culeei C25/30
B 1.25:= m
R c R c 103−⋅ 10
6⋅ 12750000=:=kN
m2
Distanta de la centrul de greutate al cetiunii comprimate -x
ea1 0.02>
x NII
L R c⋅:=
Lm
NII 1976.19= kN
L 10.9:= m
x NII
L R c⋅0=:= m
e bB
2
x
2− =:= m
Mcap NII e b⋅ 1235.105=:= kN m⋅
McII 222.821= kN m⋅
Valori produse de incarcarile normate
TIIn Pae Paeq+ 785.087=:= da
MIIn 45.03:= kNm
NIIn 1796.5:= kN
Verificare la stare limita de stabilitate
R c 0.85 15⋅:=
-la rasturnare
ea maxB 1000⋅
3020,
41.667=:= m
eα
MIIn 1000⋅
NIIn
ea+ 66.732=:= m
B 1.25:= m
eα
B 1000⋅
20.003= < m=0.16
-la lunecare
TIIn
0.6 NIIn⋅0.728= mai mic decat 0.8
Ipoteza III-Podul incarcat cu sarcinile permanente plus sarcina din convoi tip pe terasamnet in
spatele culeei
M
TN
Ge3 Gd
Gg
Ga3
Ga2
2.30
1 .
0 0
3 .
2 0
0.85
0 .
8 7
3.19
0.20
0.36
0.07
1.25
O
0.50
Gsup0.38
Pae
Pat
paq
Paqe
1 .
3 0
55
Ge1
Ge2
Ga1
Gf
Se verifica Mcap>Mc
Ipoteza III
Momentul in punctul O-mijlocul talpii funadtie
Element
Qc
(kN) xi
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m)
M
(kN*
Ge1 815.32 0.2 163.064
Ge2 143.88 0.36 51.7968
Ge3 78.23475 0.07 5.476433
Ga1 28.314 0.81 22.93434
Ga2 56.144 2.06 115.6566
Ga3 77.198 2.4 185.2752
Gd 233.75 3.4 794.75
Gg 543.3457 0.81 440.11
Gsupr 1483.866 0.38 563.8691
Total 3460.052 1615.999 726.9331 889.
Ipoteza III-Culee construita cu terasament in spate, suprasarcina, suprastructura Tabelul 13
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Ge1 741.20 1.10 815.32 0.20 148.24 741.20 163.06 815.32
Ge2 130.80 1.10 143.88 0.36 47.09 130.80 51.80 143.88
Ge3 71.12 1.10 78.23 0.07 4.98 71.12 5.48 78.23
Ga1 25.74 1.10 28.31 0.81 20.85 25.74 22.93 28.31
Ga2 51.04 1.10 56.14 2.06 105.14 51.04 115.66 56.14
Ga3 70.18 1.10 77.20 2.40 168.43 70.18 185.28 77.20
Gd 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212.50 794.75 233.75
Gg 493.95 1.10 543.35 0.81 400.10 493.95 440.11 543.35
Gsupr 1280.84 comb 1483.87 0.30 384.25 1280.84 445.16 1483.87
Pae 479.06 1.20 574.87 1.36 651.52 479.06 781.82 574.87
Paeq 306.03 1.30 397.84 2.04 624.30 306.03 811.59 397.84
Total 3077.38 1976.19
valori normate valori de calcul
-339.22 -785.09 -585.64 -972.71
Element Fn(kN) n Fc(kN)c e(m)
Eforturi sectionale din incarcarile de calcul
MIII 585.6:= kNm
NIII 1976.1:= kN
TIII 972.7:= kN
Mc MIII NIII ea1⋅+:=
NIII 1976.19= kN
McIII MIII NIII ea1⋅+ 667.981=:= kN m⋅
Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta
Mcap NIII e b⋅:=
Distanta de la centrul de greutate al sectiunii transversale si centrul de greutate al zonei
compriate eb
Sectiunea comprimata
A bc
NIII
R c
:= rezult x L⋅ NIII
R c
:=x L⋅
Rezistenta la compresiune a betonului folosit in elevatia culeei C25/30
R c 15 0.85⋅:=N
mm2
R c R c 103−⋅ 10
6⋅ 12750=:=kN
m2
Distanta de la centrul de greutate al cetiunii comprimate -x
x NIII
L R c⋅:=
Lm
NIII 1976.19= kN
L 10.9:= m
x NIII
L R c⋅0.014=:= m
e bB
2
x
2− =:= m
Mcap NIII e b⋅ 1221.068=:= kN m⋅
McIII 667.981= kN m⋅
Se verifica Mcap>McIII
Eforturi sectionale din valori normate
TIIIn 785.0:=
3077.38-339.22 -785.09M
IIIn339.2
:= NIIIn 3077.3:=
Verificare la stare limita de stabilitate
-la rasturnareea maxB 1000⋅
3020,
41.667=:= m
eα
MIIIn 1000⋅
NIIIn
ea+ 151.897=:= m
B 1.25:= m
eα
B 1000⋅
20.015= < m=0.16
-la lunecare
TIIIn
0.6 NIIIn⋅0.425= mai mic decat 0.8
1.20 1.20 1.20
PV80
11.50
PV80 PV80 PV80
TmaxV80
1 .
0 0
0 .
9 0
0 .
7 9
0 .
6 9
Σ ti 1 0.90+ 0.79+ 0.69+ 3.38=:=
Ipoteza IV- Pod incarcat cu sarcini permanente plus convoi tip de vehicule dispus in pozitia ceda reactiunea maxima
R V80n 2 10000⋅ Σ ti⋅ 67600=:= da
R V80I
1.2 R V80n
⋅ 81120=:= daN m⋅
R V80II 0.96 R V80n⋅ 64896=:= daN m⋅
daN m⋅R V80III 0.84 R V80n⋅ 56784=:=
Σ ris 0.86 1+ 1.86=:=
Σ rif 0.34:=
11.50
RsA30RsA30RfA30
0 .
3 4
0 .
8 6
1 .
0 0
1.606.003.90
Ω m 111.50
2⋅ 5.75=:=
R sA30n 1200:= da
R fA30n 600:= da
AOT 500:= da
R A30AOTn 2 Σ rif ⋅ R fA30n⋅ 2 Σ ris⋅ R sA30n⋅+ 2 Ωm⋅ AOT⋅+ 54470=:= da
R A30AOTI 1.4 R A30AOTn⋅ 76258=:= daN m⋅
R A30AOTII 1.12 R A30AOTn⋅ 61006.4=:= daN m⋅
R A30AOTIII 0.98 R A30AOTn⋅ 53380.6=:= daN m⋅
Calculul reactiunii din convoi A30+AOT
Mo1 889.06:= kN m⋅
R A30AOTII 61006.4= da R A30AOTn 54470= da
daR V80II 64896= da R V80n 67600=
R uIc max R A30AOTII R V80II,( ) 64896=:= daN
R uIn max R A30AOTn R V80n,( ) 67600=:= daN
Moment din permanente
TIV 972.2:= kN
MIV 780.33:= kNm
Moment din convoi
NIV 4109.0:= kN
Mc M N ea1⋅+:= M kNm
McIV MIV NIV ea1⋅+ 951.539=:= kN m⋅
Actiuni din utile in gruprea II
Valori de calcul Valori normate
Mcap NIV e b⋅:=
x NIV
L R c⋅:= m
L 10.9:= m
x NIV
L R c⋅0.03=:= m
Ipoteza IV-Culee construita cu terasament in spate, suprasarcina, suprastructura, convoi in pozitie de rea Tabelul 14
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)+ T (KN)-
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)+ T (KN)-
Ge1 741.20 1.10 815.32 0.20 148.24 741.20 163.06 815.32
Ge2 130.80 1.10 143.88 0.36 47.09 130.80 51.80 143.88Ge3 71.12 1.10 78.23 0.07 4.98 71.12 5.48 78.23
Ga1 25.74 1.10 28.31 0.81 20.85 25.74 22.93 28.31
Ga2 51.04 1.10 56.14 2.06 105.14 51.04 115.66 56.14
Ga3 70.18 1.10 77.20 2.40 168.43 70.18 185.28 77.20
Gd 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212.50 794.75 233.75
Gg 493.95 1.10 543.35 0.81 400.10 493.95 440.11 543.35
Gsupr 1280.84 comb 1483.87 0.30 384.25 1280.84 445.16 1483.87
Pae 479.06 1.20 574.87 1.36 651.52 479.06 781.82 574.87
Paeq 306.03 1.30 397.84 2.04 624.30 306.03 811.59 397.84
RuI 676.00 0.84 648.96 0.30 202.80 676.00 194.69 648.96
Total 3753.38 4109.01
valori normate valori de calcul
-542.02 -785.09 -780.33 -972.71
Element Fn(kN) n Fc(kN)c e(m)
e bB
2
x
2− 0.61=:= m
Mcap NIV e b⋅ 2507.387=:=
Eforturi sectionale produse de incarcarile de calcul
kN m⋅
McIV 951.539= kN m⋅
ea maxB 1000⋅
3020,
41.667=:=
m
eα
MIV 1000⋅
NIV
ea+ 231.574=:=
B 1.25:= m
Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta
eα
B 1000⋅
20.034= m 0.16:=
distanta de la centrul de greutate a setiunii comprimate -x
TIV
0.6 NIV⋅0.394=
P 30:= k N
b 2:=
Se verifica Mcap>Mc
B b
2=:=
Fn 0.3 P⋅ 90=:=
7/28/2019 culeesave4h
http://slidepdf.com/reader/full/culeesave4h 2/4
F 1.12 Fn⋅ 100.8=:= kN
Verificare la stare limita de stabilitate
-la rasturnare
Mo1 889.066= kN
< Se verifica
-la lunecare
< 0.8
Frânează doar convoiul A30
Frânarea se consideră o forţă orizontală F acţionînd în planul căii pe pod în sensul cel mai dezavantajos.
0,3n = → pentru linii de influenţă încărcată cu lungimea 0 25 gr L≤ ≤ m
0,6n = → pentru linii de influenţă încărcată cu lungimea 25 50 gr L≤ ≤ m
0,9n = → pentru linii de influenţă încărcată cu lungimea 50 gr
L ≥ m
numarul benzilor de circulati
n 0.3:=
P 3000:=
Gruparea a II-a fundamentala suplimentata-Ipoteza V Convoi care franeazaMomentul din permanente
B2
2=:=
Fn n P⋅ B⋅ 9000=:= da
Ge2
Ga1
Gf
Ge3 Gd
Gg
Ga3
Ga2
1 .
0 0
3 .
2 0
0.85
0 .
8 7
3.19
0.20
0.36
0.07
1.25
O
0.50
Gsup0.38
Pae
Pat
paq
1 .
3 0
M
T
N
Ff
55
Ge1
Momentul din terasamete din spatele culeii
R A30AOTII 61006.4=
Calculul fortei de franare
da R A30AOTn 54470= da
daR V80II 64896= da R V80n 67600=
R uIIc max R A30AOTII R V80II,( ) 64896=:= da
R uIIn max R A30AOTn R V80n,( ) 67600=:= da
coeficient al conditiilor de lucru
daN -greutatea unui autocamion A30TV 1042.9:= kN
functie de numarul benzilor de circulatie
MV 936.4:= kNm
NV 3460.0:= kN
Convoi care franeaza dreapta
Mc M N ea1⋅+:= M
Actiuni din utile in gruprea II
Valori de calcul Valori normate
McV MV NV ea1⋅+ 1080.659=:=kN m⋅
Mcap NV e b⋅:=
x NV
L R c⋅:= m
M 538.5:= kN m⋅
M
e N =
2
oce
m B
≤
0,12m =
20 mm 20 mm
max max 3800 126,66 mm30 30
oc ae e e B
= + = = =
L 10.9:= m N 1425.6:= kN
Ipoteza V-Gruparea II-a suplimentata-Convoi care franeaza in spatele culeei Tabelul 15
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Ge1 741.20 1.10 815.32 0.20 148.24 741.20 163.06 815.32
Ge2 130.80 1.10 143.88 0.36 47.09 130.80 51.80 143.88
Ge3 71.12 1.10 78.23 0.07 4.98 71.12 5.48 78.23
Ga1 25.74 1.10 28.31 0.81 20.85 25.74 22.93 28.31
Ga2 51.04 1.10 56.14 2.06 105.14 51.04 115.66 56.14
Ga3 70.18 1.10 77.20 2.40 168.43 70.18 185.28 77.20
Gd 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212.50 794.75 233.75
Gg 493.95 1.10 543.35 0.81 400.10 493.95 440.11 543.35
Gsupr 1280.84 comb 1483.87 0.30 384.25 1280.84 445.16 1483.87
Pae 479.06 1.20 574.87 1.36 651.52 479.06 781.82 574.87
Paeq 306.03 1.20 367.24 2.04 624.30 306.03 749.16 367.24
Ff 90.00 1.12 100.80 4.10 369.00 90.00 413.28 100.80
Total 3077.38 3460.05
valori de calcul
-708.22 -875.09 -936.49 -1042.90
Element Fn(kN) Fc(kN)c e(m)
valori normate
n
x NV
L R c⋅0.025=:= m e
M
N
0.378=:=
B 1.25:=
e b Bx
2− 1.238=:= m
e
B
20.091=m 0.16:=
Mcap NIV e b⋅ 5085.112=:= kN m⋅
McV 1080.659= kN m⋅
Verificari la stari limita de stabilita
Verificarea la SLS la rasturnare se face conform STAS10111/1-77.
Ecuatia indica faptul ca stabilitatae este asigurata daca rezultatnta compresiunilor calca
interiorul(<m) sau pe conturul (=m) elipsei de ecuatie :
Momentul incovoietor produs de incarcarile de calcul
ea maxB 1000⋅
3020,
41.667=:= m
Ipoteza I
Momentul in punctul O-mijlocul talpii funadtiei
Element
Qmin
(kN) xi
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m)
M
(kN*
Ge1 667.08 0.2 133.416
Ge2 117.72 0.36 42.3792
Ge3 64.01025 0.07 4.480718
Ga1 23.166 0.81 18.76446
Ga2 45.936 2.06 94.62816
Ga3 63.162 2.4 151.5888Gg 444.55554 0.81 360.09
Total 1425.62979 671.9313 133.416 538.eα
MV 1000⋅
NV
ea+ 312.325=:= m
c 0.9:=
B 1.25:= m
pae c γ ⋅ he⋅ k a⋅ 19.437=:=kN
m
Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta
eα
B 1000⋅
20.062= m 0.16:=
pat c γ ⋅ ht⋅ k a⋅ 24.213=:=kN
m
distanta de la centrul de greutate a setiunii comprimate -x
TV
0.6 NV⋅0.502=
hech 1.3:= m
mai mic decatSe verifica
7/28/2019 culeesave4h
http://slidepdf.com/reader/full/culeesave4h 3/4
Ipoteza II
Momentul in punctul O-mijlocul talpii funadtie
Element
Qc min
(kN) xi
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m)
M
(kN*
Ge1 667.08 0.2 133.416
Ge2 117.72 0.36 42.3792
Ge3 64.01025 0.07 4.480718
Ga1 23.166 0.81 18.76446
Ga2 45.936 2.06 94.62816
Ga3 63.162 2.4 151.5888
Gd 191.25 3.4 650.25
Gg 444.5555 0.81 360.09
Total 1616.88 1322.181 133.416 1188
paq c γ ⋅ hech⋅ k a⋅ 6.209=:=kN
m
Pae1
2he⋅ pae⋅ 39.555=:=
kN
m
Se verifica Mcap>Mc
Verificare la stare limita de stabilitate
-la rasturnare
Paec Pae L⋅ 431.151=:= kN
m
haec
he
31.357=:=
m
L 10.9= m
Pana la rost elevatie -fundatie
Pat1
2ht⋅ pat⋅ 61.38=:=
kN
m
α 1:=
K s 0.08:=
mai mic decat Se verifica
Lfund L 0.30+ 11.2=:=β 2:=
m
Din suprasarcina clasa E se considera un strat de umputura cu grosimea echivalenta de
care da o presiune-la lunecare
Ψ 0.35:= Patc Pae Lfund⋅ 443.017=:=kN
m
G1 161:= kN h1 1.6:= m L 10.9= m
mai mic decat 0.8
G2 172:= kN h2 3.20:= mhat
ht
31.69=:= m
εG1 h1⋅ G2 h2⋅+( ) 2
G1 G2+( ) G1 h12⋅ G2 h2
2⋅+( )⋅0.902=:=
Forta rezultanta din impingerea pamantul
Pana la rost elevatie-fundatie
coef. de echivalenta intre modelul
fizic si modelul dinamic
S α K s⋅ β⋅ Ψ⋅ ε⋅( ) G1 G2+( )⋅ 168.866=:= kN kN
mPaeq he paq⋅ 25.269=:=
Gruparea III de actiuni exceptionala-Ipoteza 1 seism
S1 SG1 h1⋅
G1 h1⋅ G2 h2⋅+
⋅ 53.868=:= kN L 10.9=
Gsup0.38
Pae
Pat 1 .
6 4
4 .
0 7
Ge1S1
S2
MIII
NIIITIII
S1 S1
S2
1 .
5 8
1 .
6 0
3 .
1 8
Modul fundamental Ms Ts
S1+S21.1x(S1xh1+S2xh2)
55
Ge2
Ga1
Gf
Ge3 Gd
Gg
Ga3
Ga2
2.30
1
. 0 0
1 .
5 6
0.85
0 .
8 7
3.19
0.20
0.36
0.07
1.25
O
0.50
Calculul fortei seismice globale conf. STAS P100/2006
m
Paeqc Paeq L⋅ 275.428=:=kN
m
S2 SG2 h2⋅
G1 h1⋅ G2 h2⋅+
⋅ 114.998=:= kN
haeq
he
22.035=:= m
Paec 431.151=kN
m
Ms 1.1 S1 h1⋅ S2 h2⋅+( )⋅ 499.601=:=
Presiunea pe intreaga lungime a elevatiei culeei din impingerea paman
kN m⋅ kN
mPatc 443.017=
Ts S1 S2+ 168.866=:= kN
Paeqc 275.428=kN
m
R uIIIn max R V80n R A30AOTn,( 67600=:=
NII 1616.8:= kNR uIIIc max R V80III R A30AOTIII,( ) 56784=:= da valori de calcul
Mo1 1188.76:=
Mo2 Paec− haec⋅ 584.928−=:=
MII Mo1 Mo2+ 603.837=:=kN m⋅
Pana la talpa radierului
eMII
NII
0.373=:=
coef. functie de clasa de impportanta
m
Presiunea pe intreaga lungime a radierului culeei din impingerea pamacoef. functie de zonarea seismica zona F
B 1.25:= m
coeficient de ampificre dinamica
e
B
20.089=m 0.16:=
coeficient de reducere a efectelor incarcarilor seismic
Valori produse de incarcarile de calcul
TVI 1141.5:= kN
MVI 1325.1:= kNm
Forta rezultanta din suprasarcina
Pana la rost elevatie fundatie
NVI 3460.0:=
Calculul fortelor seismic de nivel Presiunea pe intreaga lungime a elevatiei culeei din suprasarc
kN
Mc M N ea1⋅+:=
McVI MVI NVI ea1⋅+ 1469.339=:= kN m⋅
Momentul incovoietor capabil in sectiunea considerata-capacitatea portanta
Mcap NVI e b⋅:=
x NVI
L R c⋅:= m distanta de la centrul de greutate a setiunii comprimate -x
L 10.9:= m
Mo2 Paec− haec⋅ Paeqc haeq⋅− 1145.424−=:=x
NVI
L R c⋅0.025=:= m
Mo1 764.95:= kN m⋅
Calculul eforturilor sectionale seismic M.s si Ts
e b Bx
2− 1.238=:= m
MIII Mo1 Mo2+ 380.469−=:= kNm
Mcap NVI e b⋅ 4281.99=:= kN m⋅
NIII 2732.17:= kN
MVI 1325.17=
Calculul eforurilor sectionale N,M si T in ipoteza VI
Forta axiala de calcul
kN m⋅
eMIII
NIII
0.139−=:= m
valori normate
Verificare la stare limita de servciu B 1.25:= m
momentul din greutate proprie cule
Ipoteza VI-Seism si convoi in spatele culeei
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m) N (kN) T (KN)- T (KN)+
Ge1 741.20 1.10 815.32 0.20 148.24 741.20 163.06 815.32
Ge2 130.80 1.10 143.88 0.36 47.09 130.80 51.80 143.88
Ge3 71.12 1.10 78.23 0.07 4.98 71.12 5.48 78.23
Ga1 25.74 1.10 28.31 0.81 20.85 25.74 22.93 28.31
Ga2 51.04 1.10 56.14 2.06 105.14 51.04 115.66 56.14
Ga3 70.18 1.10 77.20 2.40 168.43 70.18 185.28 77.20
Gd 212.50 1.10 233.75 3.40 722.50 212.50 794.75 233.75
Gg 493.95 1.10 543.35 0.81 400.10 493.95 440.11 543.35
Gsupr 1280.84 comb 1483.87 0.38 486.72 1280.84 563.87 1483.87
RuIII 676.00 0.84 567.84 0.30 202.80 170.35Pae 479.06 1.20 574.87 1.36 650.08 479.06 780.09 574.87
Paeq 306.03 1.20 397.84 2.04 622.77 306.03 809.61 397.84
S1 53.87 1.00 53.87 1.60 86.19 53.87 86.19 53.87
S2 115.00 1.00 115.00 3.20 367.99 115.00 367.99 115.00
Total 3077.38 3460.05-1095.70 -1325.17-953.95 -1141.57
valori de calcul
Element Fn(kN) Fc(kN)c e(m)
valori normate
n
momentul din suprasarcina si
pamantul din spatele culeei panrost
Valori produse de incarcarile normate
TVIn 953.95:=
MVIn 1095.7:=e
B
20.012=m 0.16:=
NVIn 3077.3:=
ea maxB 1000⋅
3020,
41.667=:=
mai mic decatSe verifica
m
eα
MVIn 1000⋅
NVIn
ea+ 397.716=:=
Ipoteza III- sarcina permanente plus convoi in spatele cule
m
B 1.25:= m
Momentul in punctul O-mijlocul talpii funadtie
Element
Qc
(kN) xi
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m)
M
(kN*
Ge1 667.08 0.2 133.416
Ge2 117.72 0.36 42.3792
Ge3 64.01025 0.07 4.480718
Ga1 23.166 0.81 18.76446
Ga2 45.936 2.06 94.62816
Ga3 63.162 2.4 151.5888
Gd 191.25 3.4 650.25
Gg 444.5555 0.81 360.09
Gsupr 1115.291 0.38 423.8105
Total 2732.171 1322.181 557.2265 764.
eα
B 1000⋅
20.101=
Mo2 Paec− haec⋅ Paeqc haeq⋅− 1145.424−=:=TVIn
0.6 NVIn⋅0.517=
Mo1 562.15:= kN m⋅Verificarile sunt respectate in toate ipotezele de calcul. Culeea poate fi construita
conform proiectului MIII Mo1 Mo2+ 583.27−=:= kNm
NIII 2732.17:= kN
eMIII
NIII
0.213−=:= m
B 1.25:=
7/28/2019 culeesave4h
http://slidepdf.com/reader/full/culeesave4h 4/4
momentul din suprasarcina si pamantul din spatele culeei pan
rost
e
B
20.029=m 0.16:=
Se verifica Mcap>M
mai mic decatSe verifica
Ipoteza IV
Element
Qc(min)
(kN) xi
Mi+
(kN*m)
Mi-
(kN*m)
M
(kN*
Ge1 667.08 0.2 133.416
Ge2 117.72 0.36 42.3792
Ge3 64.01025 0.07 4.480718
Ga1 23.166 0.81 18.76446
Ga2 45.936 2.06 94.62816
Ga3 63.162 2.4 151.5888
Gd 191.25 3.4 650.25
Gg 444.5555 0.81 360.09
Gsupr 1115.291 0.38 423.8105
RV80 811.2 0.25 202.8
Total 1322.181 760.0265 562.
Momentul in punctul O- permanente+utile
Verificare la stare limita de stabilitate
-la rasturnare
< m=0.16
-la lunecare
momentul din suprasarcina si pamantul din spatele culeei pan
rost< 0.8
mai mic decatSe verifica
Guparea II-de incarcari
Ipoteza -V-convoi care franeaza
