Universitatea Tehnică “Gh. Asachi” IAŞI

Facultatea de Construcţii si Arhitectură

Student:Bartos Istvan

Grupa : 3406 Secţia C.C.I.A

2009-2010

2

Tema proiectului

Sa se proiecteze o hala industriala realizata din elemente de

beton armat prefabricat si din elemente de beton armat precomprimat

cu urmatoarele caracteristici :

• Regim de inaltime : Parter

• 2 tronsoane: primul tronson are 7 travei, al doilea tronson are 8

travei

• Traveea : T=6m

• 2 deschideri : L= 15m

Transportul este de tip suspendat ( 2 poduri rulante pe fiecare

deschidere);

Iluminatul se realizeaza natural ( ferestre + luminatoare );

Elementele de inchidere vor fi prefabricate ( fasii din B.C.A.

peste cota superioara a primei ferestre,panouri in 3 straturi cu fete de

beton armat pentru parapet ):

Rostul dintre cele doua tronsoane se va lua din conditiile

micsorarii eforturilor datorate datorate diferentei de temperature si

comformarii seismic. Primii 6 metri ai primului tronson se vor realize

in variant opaca.

3

Partea scrisa

1.Determinarea inaltimii halei;

2.Determinarea lungimii halei;

3.verificarea sau alegerea prin calcul a elementelor prefabricate;

4.Calculul actiunilor specific penru cadrul current cel mai

solicitat ;

5.Aprecierea prin calcul a fenomenului de conlucrare spatial ;

Partea desenata

P1 – sectiune transversal ; fatada tronson Sc- 1:50 ;

P2 – sectiune longitudinal ; fatada principal Sc- 1:50 ;

P3 – sectiune orizontala la 3 cote prestabilite :

- cota +1,00 m

- cota superioara a sinei de rulare ;

- cota superioara a coamei luminatorului ( cea mai

inalta cota ) ;

4

Etapa I 1.1Planul halei industriale.

1.2 Determinarea inaltimii halei industrial

5

Elementele structural si nestructurale ale halei:

1 Fundatie din beton armat prefabricat , fundatie pahar

2 Grinda soclu beton armat, element prefabricat

3 Parapet din beton armat

4 Ferestra de la partea inferioara

5 Fasii B.C.A. cu rol de inchidere

6 Fereastra partea superioara

7 Atic

8 Element acoperis din beton armat

9 Iluminator

10 Grinda transversal principal din beton armat

11 Sina de rulare

12 Grinda de rulare

13 Stalp din beton armat prefabricat

14 Carucior

15 Pod rulant

16 Termo-hidro izolatie

17 Pietris de ballast

18 Planseu de rezistenta

19 Start de uzura

• NBP- nivelul bazei fundatiei pahar , nivelul incastrarii

stalpului in fundatie

• NT-nivel trotuar

• NP-nivel parapet

• Hc- cota consolei

• NF1- nivelul fereastrei inferioara

• NBCA-nivelul fasiilor din B.C.A.

• Nf2-nivelul ferastrei superior

• NA-nivelul aticului

• f-spatiu de siguranta

6

ETAPA II

Verificarea elementelor de acoperis si alegerea grinzii

transversale

Tabel 1 Date personale

Trama

LxT

Tipul

podului

Grupa de

functionare

Inaltimea de

consola Hc

Localitate

15x6 Pc 25 III 5.8 Suceava

Tabel 2 Caracteristicile podului rulant conform Stas 800-82

Grupa de

sarcini

Ecar

tame

nt

Inalti

me de

ridicar

e

A

[mm]

B

mm

H6

mm

h1

mm

I l1 C1 B Qc Qp

min max E22

2240

17.3 5300 6600 510 2800 735 350 820 60 4410 20000

13 16

Qc-greutare carucior

Qp-greutate pod rulant

Q- sarcina nominala

P1=14 tf ;P2=4 tf

P3=18 tf ;P4=6 tf

Fiecare element structural al halei va fi verificat respectand

pricipiile calcului starii limita : Pcalc≤PSLU

Pcalc –incarcarea efectiva corespunzatoare starii limita ultima de

rezistenta a elementului prefabricat;

PSLU - incarcarea capabila corespunzatoare a starii limita ultima

de rezistenta a elementului cu valoarea data in catalogul de elemente

de beton armat prefabricat

Pcalc= 1.35 ∑ Gkj+1.5Qkn

Gk –incarcari permanente

Qkn-incarcarea din zapada

7

gEPL= 1450 daN ; gEP=1300 daN ; gL= 0.52 Kn/m2

Pentru deschidere de 15 m – avem 10 elemente de acoperis tip

EP in prima trama ( fara luminator)

- Greutatea ansamblului termo-hidroizolant se alege in functie

de zona climatica;

- Suceava => zona IV – gath=0.52 N/m2

zk – incarcarea din zapada

zk= µ1·ce·ct·sok ;

µ1 – functie de panta = 0.8· =1.46 ; α = 550 ;

µ2 – aglomerari de zapada = 1.6 ;

µmed= = 1.53 ;

8

sok = 2.5 kN/m2 ;

zk=1,53·1·1·2.5= 3.83 kN/m2

Verificarea elementului de acoperis EPL

Pcalc =1.35 ·∑ Gkj+1.5·zk

Pcalc = 1.35· ( )+1.5·zk· =

=1,35·[(0,5· )+0,5·( )]+1,5· 3.83· 0.75= 5.36 kN/m

PSLU=6.35 kN/m

Pcalc< PSLU ; 5.36 < 6.35 kN/m

Grinda transversala

P

GTcalc≤P

GTSLU

PcalcGT

= ∑G/L=461.94/15=30.79 kN/m

∑G=[(L-dL)·T·gath]+dL·gL+gep·4+gepl·2+zk·T·L =

[(15-3)·6·0,52]+3·0,5+13·4+14,5·2+3.8·6·15=461.94 kN

Grinda de rulare

- Tipul grinzii Gr 6-100

- greutate 5102 daN

- hgr=100 cm;

9

Etapa III

Determinarea inaltimii halei industriale H=hs+hi

hi= Hc+ht

hs=hart+h1+f

a=15 cm

Hgs=3·a=45cm

f ≥ 30 cm spatiu de siguranta

hgh= 30cm

hp=1.4m÷1.6m

ht=3a

Hc=5.8m -cota consola

Cf1≤Hc

Cf1-cota superioara a fereastrei inferioare modulat la 30 cm

Ci-cota inchiderii perimetrale

Hu- inaltimea utila a halei

Metodologie de proiectare a fatadei principale

1. Se stabileste pe desen cota la consola Hc=5.8 m ;

2. Se stabileste valoarea lui a=150 mm ;

3. Se stabileste inaltimea grinzii soclu Hgs=3·a= 45 cm

4. Se stabileste inaltimea parapetului – Hp= 1.5 m

5. Functie de Hc se moduleaza fereastra f1 ;

a+hp+hf ~ Hc => hf= Hc-hp-a – modulat la 30 cm ;

hf= 5,8-1, 5-0.15 = 4.15 => hf = 3.90 m

6. La cota superioara a ferestrei inferioare se aduna cele 3

fasii de B.C.A de 60 cm inaltimea => 1.8 m ;

7. Se Moduleaza fereastra superioara astfel incat <Hu ;

Hu=Hc+hs(har+h1+f) ; Hu= 5.8+1.1+2.8+0.3=10.0 m

8. Se stabileste inaltimea aticului tinand cont de urmatoarele

inaltimi calculate la etapa 2-3

10

Etapa IV Evaluarea incarcarilor din peretii purtati si

determinarea dimensiunilor sectiunii stalpilor

4.1 Evaluarea incarcarilor

Peretii purtati sunt facuti dintr-o parte opaca(fasii din B.C.A. ) si

o partea vitrata(fereastra);

=γBCA·0,2·0,6·6= 432 daN

γBCA= 600daN/m2

=1,35· =583,2 daN

= 30 daN/m2·T·hf2=

30·6·2.4=

= 432 daN

= 1,35· = 583.2 daN

ΣNpp= Npp1 + Npp2 + Npp3 =2· +

+ + 3· =

= 2·583,2+583.2+3·583,2=

= 3499.2 daN

11

4.2 Predimensionarea sectiunii stalpilor

hsm – h superior marginal ; him– h inferior marginal ;

lr – lungimea de rezemare; lm – lungimea de monolitizare;

b > 2lr + lm ; T=6 m => lr ~15 cm ; lm = 10 cm = >b=40cm

Npm= ·L/2+1,35·Ggr/2, pentru L=15m=>GGR=5690daN

Npm= ·15/2+1,35·5690/2= 26933.25 daN

=γb·hs·b·b = 2400·4.2·0,4·0,4 = 1612.8 daN

= ·1,35 = 2177.28 daN ;

=γb·hi·b·b = 2400·5.8·0,4·0,4 = 2227.2 daN

= ·1,35 = 3006.72 daN;

12

4.3 Determinarea Rmax/min provenite din podurile rulante

Rmax :

A=5300 mm ; B=6600 mm

∆1= a/6; ∆3=(A+b)/6 ;

∆2= 1; ∆4= b/6 ;

a=T-A=700 mm

P1=14tf = 140 kN = 14000 daN ; P2=4 tf = 4000 daN

P3=18tf = 125 kN = 18000 daN ; ;P4=6tf = 6000 daN

∆1= a/6 =0,116; ∆3=(A+b)/6=(5.3+0.4)/6= 0.95 ;

∆2= 1; ∆4= b/6= 0, 66 ;

=P1· ∆1 + P3· ∆2 + P1· ∆3 + P3· ∆4=

=P1·( ∆1+ ∆3) + P3·(∆2+∆4) =

= 14000·0.1166+18000·1+14000·0.95+18000·0.1166=

=35031.2 daN

=1,35· ·ns = 35731.2·1,35·0,95= 44927.51 daN

=P2· ∆1 + P4· ∆2 + P2· ∆3 + P4· ∆4=

P1=14 tf ;P2=4 tf

P3=18 tf ;P4=6.0 tf

13

=P2·( ∆1+ ∆3) + P4·(∆2 + ∆4) =

=4000·0,1166 + 6000·1+4000·0.95+6000·0,116 =10962.4.4daN

=1,35· ·ns = 11162.4·1,35·0.95=14059.27 daN

ns- coeficient de simultaneitate ns = 0.95 ( gr de functionare III)

4.4 Stalp marginal

NI= Npm= 26933.25 daN

NII=NI+ΣNPP+ 1,35·Gss=26933.25 + 3499.2 +1.35·2177.28=

= 33371.77 daN

NIII =NII+ Rmax+1.35·Gar(150daN/ml)·T+GGR·1,35=

=33371.77+44927.51+1,35·150·6+5690·1,35

= 87195.78 daN

NIV= NIII+ 1,35·Gsi= 87195.78 +1,35·2799.36=90974.91 daN

σ = N/A< Rc ; A=b·hs ; Rc= 15 N/mm2;

hs= N/Rc·b - pentru a lua in consideratie si excentricitatile care apare

, introducem niste coeficienti

η=1,2….1,5 ;

ñ – functie de tip stalp si gradul seismic

hsm= = = 0.33m = 40cm;

him = = = 0.909 m = 95 cm;

Stalp ñ

De colt 0.2

marginal 0.25

central 0.3

14

4.4 Stalp Central

NI= 2·Npm= 2· 26933.25 = 53866.5 daN

NII=NI+ 1,35·Gss=53866.5 + 1,35·3499.2=

= 60864.9 daN

NIII=NII+1.35·(2·Gar·T+2·GGR)+Rmax+Rmin=

=60864.9+44927.51 +14059.27 +1,35(2·150·6+5690·2)=

= 137664.68 daN

NIV= NIII+ 1,35·Gsi= 137664.68 +1,35·2799.36=141423.81 daN

hsc= = = 0,507= 55 cm;

hic = = = 1.17 = 120 cm;

15

Etapa V

Determinarea lungimii podului rulant si proiectarea

consolelor 5.1 Determinarea lungimea podului rulant

l1 – distant de gabarit sau limita din stanga pana unde poate merge

podul rulant , l1= 350 mm;

Ss – spatiu de siguranta Ss~ 10cm;

Am,Ac – distant de la axa grinzii de rulare pana in axul stalpului

marginal Am , respective central Ac ;

Am= max =>

� Am= 57,5 cm

Ac=max =>

� Ac = 65 cm

Lp =L - (Am+Ac) =Lp – se moduleaza la

16

Lp =15-(0,575+0,65)= 13.775 m => => Lp =14 m

5.2 Proiectarea consolei care sustine grinda de rulare

Stalp marginal

=> hc= 115 cm

=115283.06daN/m2=11.5N/mm

2

11.5 N/mm2

12N/mm2 (Rf)

Rf

Rf = 1,2 ÷1,5 N/mm2,gar=150daN

;

17

Stalp central

=> hc= 85 cm

5.2 Proiectarea consolei de la partea superioara a stalpului

L=15 m ;

LGT=14,8;

=> δ= = 10 cm

∆r= – δ = - 10 = 10cm

Lr = 15 cm pentru L (12;15)

∆r Lr – exista consola la partea

superioara a stalpului ;

hcsup 2,5·Lcons sau 250 mm ;

hcsup,v = ·hcsup ; hcsup,i = ·hcsup ;

Lcons=Lr-∆r

18

= 0,45 m =45 cm

Lcons=Lr-∆r =15-10= 5 cm

hcsup 2,5·Lcons sau 250 mm =>2,5·5 = 12,5 cm , hcsup=45 cm

hcsup,v = ·hcsup = 1/3·45 =15 => hcsup,v=16 cm ;

hcsup,i = ·hcsup = 2/3·45=30=> hcsup,i =30 cm ;

Etapa VI

Determinarea excentricitatiilor si a latimii si lungimii halei

industrial

6.1 Excentricitati la nivelul rezumarii grinzii transversale

principale

δ=(L-LGT)/2=10cm

e1= =15+10=25cm

19

6.2 Excentricitati la nivelul schimbarii sectiunii

e2=him/2-hsm/2=95/2-40/2=27.5cm

6.3 Excentricitati la nivelul schimbarii sectiunii

e3m=Am-e2=57.5-27.5=30 cm

20

e3C=Ac=65 cm

6.4 Excentricitati Care privin din pozitionarea peretilor

purtai

dp= 20 cm - grosime B.C.A.

δ1= 15 mm – grosimea

stratului mortar

e4=dp/2+ δ1+hsm/2 =

20/2+1.5+40/2= 31.5 cm

e5=dp/2+ δ1+him/2 =

20/2+1.5+95/2 = 59 cm

6.5 Determinarea incarcarii orizontale din actiunea

vantului

NP082-2004

w(z)=qref·ce(z)·cpj

qref – presiunea de referinta a vantului = 0.5 kPa ce(z)-Coeficient de expunere – zona cu densitate redusa de constructii, extraurbana => ce(z)=1,3 cp- Coeficient de presiune aerodinamic

21

cp = f(h,d,b) ; lzn- Lungime zona neutra;

lzn= +10+ = 20+10+20=50 cm

d=dp+δ1+ +L+L+ + δ1+dp=

=0.2+0.015+0.2+15+15+0.2+0.015+0.2=30.83m

b=dp+ δ 1+ +LTRI+lzn+LTRII+ + δ 1+dp=

=0.2+0.015+0.2+42+0.5+48+0.2+0.015+0.2=91.33m

WzD=0,5·1,3·0,8=0,52 kPa WzE=0,5·1,3·0,3=0,195 kPa

22

Etapa VII Incarcari care provin din franarea sau demararea

caruciorului

Forta care apasa pe rotile podului rulant:

Fp= ·nf = 84.55 kN

Ptn= ·nf·f· = 4.2275 kN

f- coeficient de de frecare metal-metal =1/10 = 0,1

−Observatia 1: Datorita franarii sau demararii ,fortele Ptn pot fi de un sens

sau celalalt;

− Observatia 2: Datorita neparalelismului sinelor se considera ca prin franare sau demarare fortele pot fi date ori la un fir , ori la celalalt

− Observatia 3: Se considera ca numai 2 poduri rulante pot frana in acelas timp;

23

− Observatia 4: Pozitia convoiului format din fortele Ptn este aceasi cu

pozitia convoiului dat de verticala ;

− Observatia 5: Rezultanta TfmaxN poate fi aplicata in pozitia rezultantei Rmax sau in pozitia rezultantei Rmin ; TfmaxN = (∆1+ ∆ 2+ ∆ 3)=

= 4.2275(0,116+1+0,95+0,075) = 8.734 kN Tfmaxc= TfmaxN·1,35·ns=8.734·1,35·0,85 = 10.022 kN

ns= 0,85

24

Etapa VIII

Incarcari din variatia de temperatura Variatia temperaturii medii a sectiunilor , notate cu ∆ t-_si ∆ t+_in sezonul calduros , luna iulie , indicele , respectiv ,in cel friguros corespunzator lunii ianuarie , indicele - , se determina pentru elementele alcatuite dintr-un singur strat,dupa cum urmeaza: -Pentru elementele de constructive in contact excesiv cu aerul incaperilor facand parte din constructiile in stadiul de executie sau constructiile neincalzite in statiu de exploatare cu relatiile : ∆ t+= - t0-

∆ -= - t0+

; - reprezinta temperature exterioare normate pentru

constructii din beton armat; = -200C ; = 300C

t0- = t0+ = 50C ∆ t+= 30– 5 = 250 C ∆ t-= -20- 5 = -250 C In gruparea fundamental se lucreaza cu coeficienti ai incarcarii: ∆ t=n· => t=1,5·(±250

C)= ±37,50 C

n= 1,5 ; Comportarea imperfect elastic a structurii impune la calculul eforturilor , corectarea diferentelor ∆ t prin coeficientul nt=0,5 pentru elemente din beton armat. ∆ tf=nt· ∆ t => ∆ tf=0,5·(±37.5 0C)= ±18,750C

25

∆ L=α· ∆ t·L α - coeficient de dilatare termica a betonului = 0,010 mm/m·0C ; ∆ t= 37,5 0C ; L – deschidere hala = 15 m ; ∆ L<3cm – reprezinta sageata la capatul superior al stalpului egala cu alungirea sau scurtarea riglei ; ∆ L = 37,5·0,01·15 = 5.625 mm ;

26

mm2 n= =13.39

I2=n·I1

∆L= α· ∆ t·L=

=> α· ∆ t·L=

=>

27

Etapa IX

Determinarea actiunii seismice conform P100-2006 Forta seismica static echivalenta intr-o directie orizontala a cladirii se calculeaza cu expresia: Fb=ϒ1·Sd(T)·m·λ Fb –forta taietoare de baza corespunzatoare modului fundamental; ϒ 1 - factor de importanta - P100-2006 - tab 4.3 Clasa II de importanta >150 oameni ,ϒ 1 =1,2 Sd(T) – ordonata spectrului de raspuns de proiectare corespunzatoare perioadei fundamentale T

Sd(T) = ag[1+ ·T] – daca 0<T<TB

Sd(T) = ag· - daca T>TB

ag – acceleratia terenului ag= 0,16 0 – factor de amplificare dinamica 0 = 2,75

Tc – forta taietoare de colt Tc=0,7 q – factor de comportare pentru cadre din beton armat cu clasa de ductabilitate M – q=4,025 m – reprezinta masa totala a cladirii calculate ca suma a maselor de nivel λ Factor de corectie λ =1 pentru constructiile de tip parter T – perioada fundamentala T=CT·H3/4

; T=CT·H3/4

=0,075·5.623= 0,421 CT=0,075 pentru cadre de beton armat T > TB

(T) – spectrul normalizat de raspuns elastic TB<T<Tc => (T)= 0 =2,75

Sd(T) = ag· =0,16· => Sd(T) =0,10931

G=m·g=> m=G/g - Greutatea ansamblului termo-izolant o Gath=Sath·gath=72·0,52= 28,08 N = 0,028 kN o Sath=L·T-dL·T=15·6-3·6= 72m2

28

- Greutatea Luminatorului o GL=SL·gL=18·0,52= 9,36 kN - Greutatea elementelor de acoperis o nrelem·Gep=10·1300=13000 daN= 130 kN - Greutatea stalpilor la partea superioara o 2·Gssm+Gssc=2·24,5·0,4·0,4·4.2+24,5·0.55·0,4·4.2 = 55.56 kN - Greutate pereti purtati o Gpp=nrfasii·gBCA+Sv·gv =5·6+1,5·6·0,3=60+0,675= = 60,675 kN - Greutate ansamblu de rulare o 4·Ggr+4·gar·T= 4·56.90+4·1,5·6= 263.6 kN - Greutate din poduri rulante o Gpr=2(Rmax+Rmin)·ns= 2·(449.27+140.59)·0,95= = 1120.73 kN - Greutate din zapada o Gz=2·Nzm+Nzc = 2*(2.5*7.5*6+2.5*15*6)=675 kN

= 0,028+9,36+130+55.56+60.675+263.6+1120.73+675= = 2314.95kN m=G·1000/g = 2314.95·1000/9,81=235978.89 kg m=G/g=2314.95/9,81= 235.978 kNm/s2

Fb= ϒ 1·Sd(T)·m· λ =1,2·0,10931·235978.89·1/1000= 30.95 kN Calculul rigiditatilor relative

29

S= =x1+x2 - Forta reprezinta suma reactiunilor orizontale xi

R= - suma rigiditatilor la deplasare a tuturor stalpilor care formeaza cadrul transversal ;

R=2· R1,3+R2= 5540.69 N/mm2

∆=S/Ri=30950/5540.69=5.58 mm Reactiunile corectate la capeele superioare ale stalpilor au valorile: r1=R1/R= /5540.69 =0,2334 =>S1=0,2334·30.95= 7.223 kN r2=R2/R=2953.24/5540.69 =0,533=> S2=0,533·30.95= 16.49 kN r3=R3/R= /5540.69 = 0,2334=> S3=0,2334·30.95= 7.223 kN

30

Etapa X

Scheme de incarcare pentru calculul cadrului transversal

st mm2

st mm2

Eb= 29GPa =29000 MPa = 29000 N/mm2

31

10.1 Incarcari permanente

10.1.1 Incarcari permanente din pozitionarea grinzilor transversal

N1m=NI=269.33 kN M1=N1m·e1= 269.33*0.25= = 67.33 kN·m M2=N1m·e2= 269.33·0,275= = 27.06 kN·m N1c=2·NI= 538.66 kN

10.1.2 Incarcari permanente la nivelul schimbarii de sectiune

32

Gssm= ϒ b·hs·hsm·b=2400·4.2·0,4·0,4=1672.8 daN= 16.72 kN GGR=5690+150·6=6590 daN=65.90 kN

N2c=Gssc+2GGR =16.72+2·65.90=148.52 kN

10.1.3 Incarcari permanente din pereti purtati

N3m=2·gBCA=2·432=864 daN =8,64 kN N4m=gvitrat= 270 daN = 2,70 kN N5m=3·gBCA=3·432=1296 daN = 12,96 kN M4= N3m·e4= 8,64·0,315=2,72 kNm M5= N4m·e4= 2,70·0,315=0,85 kNm M6= N5m·e5= 12,96·0,59=7.48 kNm

33

10.2 Incarcari variabile 10.2.1 Incarcari variabile din actiunea zapezii

Nzm= zk·L/2 ·T=3.83·7.5·6=172.35 kN Mz1=Nzm·e1=172.35·0.25=43.08 kNm Mz2=Nzm·e2=172.35·0.275=47.39 kNm Nzc=2·Nzm= 344.7 kN

10.2.2 Incarcari variabile din actiunea vantului

s

wz1=wzd·T=0,52·6= 3,12 kN/m wz2=wze·T=0,195·6=1,17 kN/m

34

10.2.3 Incarcari variabile din variatii de temperature

F=357.69 daN=3.576 Kn

10.2.4 Incarcari variabile din actiunea podurilor rulante

Rmax=449.275 kN Rmin =140.592 kN Mmax=Rmax·(Am-e2)= 449.275 ·(0.575-0.275)= 134.78 kNm Mmin = Rmin·Ac= 140.592·0.65 = 91.38 kNm T= 10.022 kN

35

10.3 Incarcari Exceptionale(actiunea seismica)

S1=7.223 kN S2=16.49 kN S3=7.223 kN

36

Etapa XI Calculul fundatiilor pahar

Ipoteze:

Caracteristicile geotehnica ale erenului sunt cunoscute Calculul fundatiilor se face tinand cont de presiunile conventionale

Pconv= 275-300 kPa = 275 kN/m2

pef max 1,2 pconv ;

330·B3-639.18·B-243.39 = 0 =>B = 1,15 => adoptam B= 1,5 m

L=1,5*2.375 =3.56 m => L= 3.60 m Hp 1,2· ls = 1,2·0,95 =1.14 => Hp =1.15 m Hf = Hp-0,5 = 0.65 m bp= 0,15 m 2· l1= L –(2·bp+2·0,1)-him = 3.6-(2*0.15+0.2) -0.95 = 2.15 => l1= 108 cm 2·b1= B –(2·bp+2·0,1)-b = 1,5-(2*0.15+0.2) -0,4 = 0.6 =>

b1=30 cm

37