Proiect Constructii Industriale [PDF]

Zitiervorschau

Universitatea Tehnică “Gh. Asachi” IAŞI Facultatea de Construcţii si Arhitectură

Student:Bartos Istvan Grupa : 3406 Secţia C.C.I.A

2009-2010

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.

2

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 ) ;

3

Etapa I 1.1Planul halei industriale.

1.2

Determinarea inaltimii halei industrial

4

Elementele structural si nestructurale ale halei: 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19

Fundatie din beton armat prefabricat , fundatie pahar Grinda soclu beton armat, element prefabricat Parapet din beton armat Ferestra de la partea inferioara Fasii B.C.A. cu rol de inchidere Fereastra partea superioara Atic Element acoperis din beton armat Iluminator Grinda transversal principal din beton armat Sina de rulare Grinda de rulare Stalp din beton armat prefabricat Carucior Pod rulant Termo-hidro izolatie Pietris de ballast Planseu de rezistenta 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

5

ETAPA II Verificarea elementelor de acoperis si alegerea grinzii transversale Tabel 1 Date personale Trama LxT 15x6

Tipul podului Pc 25

Grupa de Inaltimea de Localitate functionare consola Hc III 5.8 Suceava

Tabel 2 Caracteristicile podului rulant conform Stas 800-82 Grupa sarcini

de Ecar tame nt

min

max

13

16

E22 2240

Inalti A me de [mm] ridicar e 17.3 5300

B mm

H6 mm

6600 510

h1 mm

I

2800 735

l1

C1

B

Qc

Qp

350

820

60 4410 20000

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

6

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= µ 1·ce·ct·sok ; =1.46 ; α = 550 ; µ 1 – functie de panta = 0.8· µ 2 – aglomerari de zapada = 1.6 ; µ med= = 1.53 ; 7

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· ( )+0,5·( =1,35·[(0,5· PSLU=6.35 kN/m Pcalc< PSLU ; 5.36 < 6.35 kN/m

)+1.5·zk·

=

)]+1,5· 3.83· 0.75= 5.36 kN/m

Grinda transversala PGTcalc≤PGTSLU 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;

8

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. 2. 3. 4. 5.

Se stabileste pe desen cota la consola Hc=5.8 m ; Se stabileste valoarea lui a=150 mm ; Se stabileste inaltimea grinzii soclu Hgs=3·a= 45 cm Se stabileste inaltimea parapetului – Hp= 1.5 m 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 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;

11

4.3 Determinarea Rmax/min provenite din podurile rulante Rmax : P1=14 tf ;P2=4 tf P3=18 tf ;P4=6.0 tf

A=5300 mm ; B=6600 mm

∆3=(A+b)/6 ; ∆1= a/6; ∆4= b/6 ; ∆2= 1; 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; ∆2= 1;

∆3=(A+b)/6=(5.3+0.4)/6= 0.95 ; ∆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= 12

=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 Stalp ñ η=1,2….1,5 ; De colt 0.2 ñ – functie de tip stalp si gradul seismic marginal 0.25 central 0.3 hsm= = = 0.33m = 40cm; him =

=

= 0.909 m = 95 cm;

13

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;

14

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 15

Lp =15-(0,575+0,65)= 13.775 m => => Lp =14 m 5.2 Proiectarea consolei care sustine grinda de rulare

Rf Rf = 1,2 ÷1,5 N/mm2,gar=150daN

;

Stalp marginal

=> hc=

115 cm

=115283.06daN/m2=11.5N/mm2 11.5 N/mm2 12N/mm2 (Rf)

16

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

17

= 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=

18

=15+10=25cm

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 19

e3C=Ac=65 cm

6.4 Excentricitati Care privin din pozitionarea purtai

peretilor

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 20

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

21

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; 22

− 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 ; (∆1+ ∆ 2+ ∆ 3)= TfmaxN = = 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

23

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

24

∆ 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 α· ∆ t·L= =>

26

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 TB (T) – spectrul normalizat de raspuns elastic TB Sd(T) =0,10931 Sd(T) = ag· 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 27

- 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

28

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

29

Etapa X Scheme de incarcare pentru calculul cadrului transversal

mm2

st

mm2

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

30

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

31

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

32

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

33

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 34

10.3 Incarcari Exceptionale(actiunea seismica)

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

35

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

36

37