1. Tema proiectului………………………………………………………… ..1 2. Memoriu tehnico -justificativ……………………………………………. ..3 3. Note de calcul…………………………… ………………………………. ..7… [620299]

UNIVERSITATEA TEHNICĂ ,, GH. ASACHI “ IAȘ I
FACULTATEA DE CONSTRUCȚII ȘI INSTALAȚII
C.F.D.P.

LUCRARE DE LICENȚĂ

Coordonator ștințific

Student: [anonimizat]. Cristian Blejeru

Lozneanu Vlad

Iași

2018

1

2

1. BORDEROU

A. Piese scrise
1. Tema proiectului………………………………………………………… ..1
2. Memoriu tehnico -justificativ……………………………………………. ..3
3. Note de calcul…………………………… ………………………………. ..7
4. Tehnologie de montaj a suprastructurii podului……………………….. ..89
5. Devize………………………………………………………………….. ..90
6. Caiet de sarcini………………………………………………………….. ..91
7. Protectia muncii………………………………………………………… .107
8. Protectia mediului…………………………………………………….. …109
9. Bibliografie……………………………………………………………… .128

B. Piese desenate
1. Dispozitie generala pod existent
2. Dispoziție generală pod proiectat
3. Grindă principală. Detalii
4. Sectiune transversala suprastructura. Detalii îmbinare lonjeron an tretoază
5. Contravântuir i orizontale principale
6. Contravântuiri orizontale secundare
7. Tehnologie de executie
8. Detalii îmbinare antretoază – grindă principală

3

2.MEMORIU TEHNIC

Capitolul I – DATE GENERALE

Denumirea lucrării:
PROIE CTARE POD
DE CALE FERATĂ KM 453 + 867 PE
LINIA

BRAȘOV – SINAIA COMPONENTĂ A CORIDORULUI IV
PAN EUROPEAN,
PENTRU CIRCULAłIA
TRENURILOR
CU
VITEZA
MAXIMĂ DE
120 KM/H. TRONSONUL: COȘLARIU – SIMERIA
LOT 1 VINłU DE JOS – SIMERIA

Obiect:
PODURI
Titularul investitiei:
C.N.C.F. "C.F.R." – S.A.

Beneficiarul investitiei:
C.N.C.F. "C.F.R." – S.A.

Elaboratorul proiectului:
Lozneanu Vlad
Capitolul II – DESCRIEREA GENERALĂ A LUCRĂRILOR

2.1. Amplasamentul lucrării
Tronsonul de cale ferată Coșlariu – Simeria face parte din intervalul Brașov – Sinaia ,
componentă a coridorului IV Pan – European. Din punct de vedere geografic tronsonul de cale
ferată este amplasat în sud -vestul Ardealului în bazinul mijlociul al râului Mureș.
Din punct de ved ere admi nistrativ teritorial, tronsonul se află pe teritoriul județ elor Alba
și Hunedoara.
Linia de cale ferată Coșlariu – Simeria a fost construită și dată în exploatare în anul 1872,
dublarea liniei făcându -se în perioada 1950 -1960.
2.2. Obiectul proie ctului
Ca urmare a acțiunilor de dezvoltare, modernizare, întreținere, reparații și consolidări,
desfășurate de -a lungul timpului, în prezent coexistă lucrări cu vechime de peste 100 ani cu
lucrări în ultimii 30 -40 de ani.
Pentru respectarea standardelor recomandat e de UIC pentru Coridoarele Europene și
Coridoarele TEN precum și Acordurile AGC și AGCT de a circula cu viteza maximă de

4

160km/h cu trenurile de călători și 120km/h cu trenurile de marfă s -a prevăzut proiectarea
lucrărilor de reabilitare ș i modernizare a liniei de cale ferată.
Scopul acestui proiect este de a reabilita pe tronsonul Coșlariu – Simeria, podurile de cale
ferată pentru a corespunde cerințelor tehnice cerute de noile condiții de circulație.
2.3. Topografia zonei
Linia de cale ferată Coșlariu -Simeria este situată, din punct de vedere geografic, în sudul
Transilvaniei caracterizată ca zonă joasă de șes dominată de Depresiunea Alba Iulia și de
Culoarul depresionar al Orăștiei.
2.4. Clima și fenomenele naturale specifice zonei
Clima este te mperată, specifică țării noastre, diferențiată în funcție de altitudine, cu
temperaturi medii anuale de 2 grade C în zonele montane și 9,5 grade C în Lunca Mureșului.
Adâncimea maximă de îngheț – conf. STAS 6054/1977, este de 0,80 –0,90m de la n ivelul
Tn/Ts.
Din punct de vedere hidrologic, zona este dominată de cursul mijlociu al Mureșului și
afluenții săi care colectează toate văile din zona, pe partea dreaptă afluenții Mureșului sunt:
Arieșul, Aiudul, Geoagiul, Valea Galzii, Cricaul, Ampoiul, Vințul, iar pe partea stângă Mureșul
primește:Târnava Mare, Secasul Sebeșului, Sebeșul, Pianul, Cugirul, Streiul etc.
2.5. Geologia, seismicitatea
Perimetrul studiat este dispus pe zona de luncă și terasa inferioară a râului Mureș, pe
malul stâng, pe te renuri aplatizate.
Structura geologică este caracteristică zonelor de terasă cu depozite fine de argile și
prafuri, la partea superioară ce repauzează pe aluviunile Mureșului reprezentate în general de
fracții grosiere rulate (pietrișuri), mai rar nisipur i.
Aces te depozite au o dispoziție cvasi -permanentă și pot prezenta local îndințări de facies.
Pânza freatică ce este cantonată în depozitele poros -permeabile(nisipuri și pietrișuri) este în
legătură cu variațiile nivelului apelor Mureșului.
Conform Codu lui de pr oiectare seismică P100 -2006, ca Anexă națională la SREN 1998 –
1,2/2006, amplasamentul podurilor se află în zone seismice cu accelerația orizontală de vârf
ag=0,08g și perioada caracteristică Tc=0,7s.
2.6. Suprafața și situația juridică a terenului ocupat de luc rare
Situația definitivă a suprafețelor și situația juridică a terenurilor vor fi stabilite după
finalizarea expropierilor necesare executării obiectivelor proiectate.
2.7. Devierile și protejările de utilități afectate
Lucrarea care se ex ecuta, nu impune demolari sau devieri de retele electrice, apa, gaze,
telefonie etc.
2.8. Surse de alimentare cu apă, energie electrică, gaze, etc.
Lucrările proiectate nu necesită racorduri pentru alimentarea cu apă, energie electrică sau
gaze. Dacă va fi cazul, acestea vor fi asigurate, pe perioada execuției, de către antreprenor din
surse proprii sau locale, incluse în organizarea de șantier.
Pentru organizarea de șantier apa potabilă va fi asigurată din surse controlate.
Transportul apei se va face în recipiente igienice.
2.9. Căile de acces permanente, căile de comunicații și altele asemenea
Transportul materialelor și utilajelor se face pe drumurile existente pe lângă calea ferată,
care se vor amenaja astfel încât să corespundă traficului de șant ier. Acolo unde nu există
drumuri, se vor amenaja drumuri tehnologice până la locul lucrărilor. Drumurile tehnologice vor
avea lățimea de 3.00m și vor fi balastate.
Nu sunt necesare mijloace de comunicații speciale pe parcursul executării lucrărilor

5

proiectate.
2.10. Organizarea de șantier:
Lucrările de organizare de șantier vor cuprinde:
– construcții, instalații și utilaje ale antreprenorului, echipate cu mijloace la alegerea
lui, în concordanță cu cerințele proiectului, care să -i permită să -și sati sfacă
obligațiile de execuție și calitate, de relații cu beneficiarul, precum și cele privind
controlul execuției lucrărilor;
– toate materialele, instalațiile, aparatele, dispozitivele și sistemele de control a calității
execuției, în conformitate cu preve derile din proiect, caietul de sarcini, standardele și
normativele în vigoare;

– platformă tehnologică necesară execuției lucrărilor (S = 1500mp).
Amplasamentul platformei tehnolofice s -a stabilit în funcâie de conexiunile la căile de
comunicație exist ente.
Suprafața platformei a fost stabilită în funcŃie de mărimea podului și volumul
materialelor și lucrărilor necesare.
Realizarea platformei tehnologice constă în decaparea stratului vegetal, nivelarea
terenului și așternerea unui strat de refuz de ci ur în grosime de 30cm după compactare.
2.11. Trasarea lucrărilor
Trasarea lucrărilor se va efectua respectându -se prevederile STAS -ului 9824/4 -83
"Măsurători terestre". Trasarea pe teren a lucrărilor se va face luând ca bază sistemul general de
reperi ai lucrărilor de reabilitare a liniei de cale ferată realizând reperajul de specialitate care
constă în trasarea axelor obiectelor în sistem rectangular (pile, culee, amenajare albie) și a
reperajului de detaliu pentru fiecare obiect în parte.
2.12. Proteja rea lucrărilor executate și a materialelor din șantier.
Protejarea lucrărilor executate cât și a materialelor de pe șantier sunt în sarcina
constructorului (executantului), care va lua măsuri de amenajare a unor spații corespunzătoare
de depozitare a mate rialelor și utilajelor, precum și paza acestora prin organizarea de șantier pe
care și -o efectuează în apropierea lucrării.
La executarea lu crărilor se vor lua măsuri de protecție a lucrărilor de betoane după
turnare în conformitate cu prevederile din "Co d de practică pentru executarea lucrărilor din
beton, beton armat și beton precomprimat", indicativ NE 012 -2007.
2.13. Măsurarea lucrărilor
Măsurarea lucrărilor executate de constructor va fi făcută atât de acesta cât și de
reprezentantul investitorului (beneficiarului) – dirigintele de șantier (consultantul).
2.14. Laboratoarele constructorului și testele care cad în sarcina sa
Antreprenorul va asigura prelevarea de probe din materialele care necesită
încercări. Încercările se vor efectua în laboratoar e de specialitate autorizate de
MLPAT Și AFER, conform Ordinului MT nr. 290/2002.
2.15. Curățenia pe șantier
Constructorul are o bligația de a se îngriji de curățenia pe șantier, la locurile
de muncă și în anexele sociale pe care le utilizează.
Este inte rzisă depozitarea dezordonată pe șantier a materialelor și a utilajelor, aceasta
trebuie făcută în conformitate cu prevederile reglementărilor în vigoare privind protecția muncii

6

și P.S.I.
2.16. Servicii sanitare
Antreprenorul trebuie să asigure pe șantier un post de prim ajutor în caz de accidente sau
îmbolnăviri, precum și mijloace de comunicații și transport pentru deplasarea rapidă la cele mai
apropiate unități sanitare din zonă.
Antreprenorul are obligația de a asigura dotările sanitare necesar e pe șantier: surse de apă
potabilă, grupuri sanitare, etc. Va amenaja spațiile pentru menținerea igienei la locul de muncă
și în organizarea de șantier. Acestea trebuie să fie amplasate în așa fel încât să respecte normele
sanitare, de protecție a muncii si P.S.I. în vigoare și să nu producă poluarea mediului.

Capitolul III – NECESITATEA ȘI OPORTUNITATEA
LUCRĂRII 3.1. Date de proiectare

Lucrările prevăzute în prezentul proiect au fost stabilite pe baza următoarelor date
de proiectare:
– studiu topografic;
– studiu geotehnic;
– expertiză tehnică;
– debitele maxime cu diverse probabilităŃi de depășire furnizate de INHGA;
– fișele podurilor și informaŃii primite de la beneficiar, CNCF „CFR ” SA;
– date culese cu ocazia vizitării obiectivului;

3.2. Situația existentă
La podul existent Km 453 + 867 tablierele sunt dispuse normal și independente pe
fiecare linie, tablierele sunt realizate, din grinzi cu inimă plină, calea jos, pe linia I c.f., respectiv
pe linia II c.f., ambele tabliere fiind îmbinate cu șuruburi de înal tă rezistență și cu infrastructuri
comune din beton armat și fundații din beton simplu fundate direct în startul portant.
Deschiderea de calcul a podurilor este de 21,00 m. Distanța între liniile c.f. pe cele două tablier
este de 6,20 m, măsurate între axe le căii.
Infrastructura este realizată din culee de beton comune pentru fiecare linie de circulație
c.f., executate, cu ziduri de gardă și ziduri întoarse.
Calea pe ambele poduri este tip 65 UIC, cu prindere rigidă tip K, cu contrașine pe pod și
capete de contrașină pe terasamentele de la capul podului, cu calea montată pe traverse
speciale din lemn pentru poduri. Calea pe poduri este sudată electric și inclusă în calea fără
joante pe acest sector de linie c.f.
În prezent actualul pod nu are un curs de apă permanent, numai la debitele mari de
revărsare ale râului Strei. Pe sub pod albia este calibrata și pereată cu beton.
Îmbinările tălpilor grinzilor principale precum și a grinzilor căii sun realizate prin
cordoane de sudură de colț de 10 mm în uzină.

7

3. NOTE DE CALCUL
(CALCULUL SUPRASTRUCTURII PODULUI)

1.Alcatuirea și calculul grinzilor căii

1.1. Alcătuirea și calculul lonjeronilor

Deoarece lonjeronii au asigurată continuiatea în dreptul antretoazelor, aceștia
secalcul ează ca o grindă continuă pe reazeme elastice, elasticiatea reazemelor fiind dată de
săgeata elastica a antretoazelor și a grinzilor principale sub acțiunea încărcarilor utile.

În cazul de față se va aplica procedeul simplificatde calcul al eforturilor, c are admite
să se calculeze momentul încovoietor maxim M0 și forța tăietoare maximă T0 pentru
lonjeronul grindă simplu rezemată, momentul M0 repartizându -se în câmpurile și reazemele
lonjeronilor continuizați prin eclise de continuitate, co nform tabelului 1 .1 forța tăietoare
considerându -se nemodifictă.

Tabelul 1.1
Denumirea momentului Valoarea momentului
OL 37 OL 52
Mcf – în câmpul lojeronilor finali 1,0 × M0 1,2 × M0
Mci – în câmpul lojeronilor intermediari 0,8 × M0 1,0 × M0
Mr – pe reazemele interme diare – 0,75 × M0 -0,8 × M0

1.1.1 Evaluarea acțiunilor

Se vor lua in calcul următoarele acțiuni:

 Acțiuni permanente : 
 greutatea unui lonjeron , se detremină cu ajutorul relației de mai jos: 

g1 = α × l [daNm]

unde :

8

α – este un coeficient numer ic, care ia valori între 20 ÷ 25. În cazul de fața vom adopta
valoarea coeficientului α = 21;

l – este deschiderea de calcul a lonjeronului. În cazul de față l = 5,25 m;
g1 = 21×5,25 = 110, 25 ≈ 111 [daN/m]

 greutatea căii, se calculează conform STAS 1489 – 78 pct. 2.1.1 Tabelul 1, unde
pentru convoiul tip P 10 greutatea căii g2 pentru un lonjeron se calculeaza cu relația: 

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

Însumând cele două valori obținute rezultă că acțiunea permanentă ce acționează
asupra lonjeronului va avea v aloarea:
g = g 1 + g2 = 111+450 = 561 [dan/m]

 Acțiunea convoiului tip P 10: 

Lonjeronii vor fi dimensionați la acțiunea convoiului P 10, convoi care este
compus dintr -o locomotivă cu 5 osii a 250 kN/osie (echivalent cu 139 kN/m) și din
vagoane reprezent ate printr -o încărcare uniform distribuită de 100 kN/m (conform STAS
1489 – 78 pct. 4.1) .

9.00
1.50 1.50 1.50 1.50 1.50 1.50
100 kN/m 100 kN/m

250 kN 250 kN 250 kN 250 kN 250 kN

Fig. 1

Rosturile șinelor se consideră a fi sudate, d e aceea coeficientul dinamic se
calculează cu relația :
= 1,10 + 17
= 1,10 + 17
= 1,52
35 + 35 + 5,25

 Acțiunea forței de șerpuire:

9

Această încărcare se notează cu S se determină din STAS 1489 – 78- pct.4.2 -alin.4.2.1, unde
forța de șe rpuire este o forță concentrată unică, orizontală, aplicată la nivelul superior al șinei,
normală pe axul șinei și în sensul cel mai defavorabil.

Valoarea ei se consideră cafiind egală cu 60 kN pentru podurile de cale ferată cu
ecartament normal, fară a s e ține seama de efectul dinamic.

S = 60 [kN]

 Acțiunea vântului: 

Această încărcare se noteaza cu w si este o încărcare uniform distribuită ce
acționează, în cazul de față pe partea superioară a convoiului neprotejat de grinzile principale
(pod cu calea j os), în secțiunea lonjeronilor din mijlocul unui panou de contravânturie .

La calculul suprafeței expuse vântului, se iau în considerare suprafețele pline, reale,
ale urmatoarelor elemente: suprafața convoiului de calcul, suprafața elementelor de cale,
suprafața grinzilor principale, suprafața grinzilor căii. Calculul se face pe metru liniar
considerând următoarele înalțimi pentru calculul suprafeței expuse vântului:

înălțimea convoiului : hconv = 3,50 [m];
înălțimea căii : hcale = 0,40 [m];
înălțimea lonjeronului : hlonj = 0,60 [m];
înălțimea antretoazei : hantretoază = 0,90 [m];
 înălțimea grinzilor principale : hgr.pp. = L/10 = 21/10 = 2,10 [m]. 
Presiunea vântului pw = 150 [daN/m2],se adoptăpentru pod încarcat, conform STAS
1489 -78-pct.4.2.6 . Având toate valorile cunoscute, atunci putem calcula valoarea acțiunii
vântului:
w = (h conv + hcale + hantretoaza – hgr. pp.) × p w = (3,5 + 0,4 + 0,9 – 2,10) × 150 = 405 [daN/m].

1.1.2 Calculul eforturilor secționale

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

Gruparea I : – acțiuni permanente;

– acțiuni din convoiul tip P 10;

Gruparea II : – acțiuni permanente;

– acțiuni din convoiul tip P 10;

– acțiunea forței de șerpuire;

– acțiunea vântului;

10

 acțiuni permanente: 

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

g = 561 daN/m

5.25

Mg
+

+

–

Fig. 2
= × 2
= 561 × 5,252
= 1933 [ ]

8
8

= ×
= 561 × 5,25
= 1473 [ ]
2
2
 acțiunea convoiului tip P 10: 

Tg

Pentru determinarea efortu rilor secționale se vor folosi linii de influență, schema de rezemare
și dispunerea convoiului pe pod se face ca în Fig.3 pentru mome nt încovoietor și Fig.4
pentru forța tăietoare :

= 12500 × 0,56 × 2 + 1,31 = 30375 ; × = 1,52 × 30,375 = 46170 ; = 12500 × 1,00 + 0,71 + 0,43 + 0,14 =
28500 ; × = 1,52 × 28500 = 43320 .

Așadar solicitările din gruparea I de acțiu ni, considerând lonjeronul grindă simplu rezemată,
sunt:

11

0 = +× = 1933 + 46170 = 48103 [ ] ;
0 = + × = 1473 + 43320 = 44793 [ ] ;

12500 daN 12500 daN 12500 daN
1.125 1.50 1.50 1.125

5.25
2.625 2.625

0
.
5
6
1
.
3
1
0.56

Fig. 3

12500 daN 12500 daN 12500 daN 12500 daN
1.50 1.50 1.50 0.75

5.25

0
0
1
.
7
1
0
.
0
.
4
3
0.14

Fig.4

 acțiunea vântului: 

12

Acest tip de solicitare produce încovoiere în plan orizontal (numită acțiunea directă) a
sistemului format de lonjeroni și contravântuiri. Lonjeronii sunt solicitați intre două noduri de
contravântuire, la încovoiere, produsă de încarcarea în cauză ca în Fig.5 .

w = 405 daN/m

a = 1.75

Fig.5
= 1
× × 2 = 1
× 405 × 1,752 = 62 [ ]
20 20
 acțiunea forței de șerpuire: 

Această încarcare are aceleași caracteristici ca și acțiunea vântului, diferența constă
in faptul că are o distribuție concentrate, care aplică în cazul de fată la mijlocul deschid erii
unui panou de contravantuire ca in Fig.6 :

S = 6000 daN

a = 1.75
0.875 0.875

13

Fig.6
= 1 × × = 1 × 6000 × 1,75 = 656 [ ]
16 16
Pentru gruparea II , se adauga acțiunile provenite din forța de șerpuire și din acțiunea
vântului, considerându -le preluate numai de talpa superioară a lonjeronului:
= 656 [ ];
= 62 [ ] ;

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

Tabelul 1.2
Secțiunea care se Momente încovoietoare [daNm]
verifică Gruparea I Gruparea II
Câmpurile finale ale = 1,2 × 0 = 57724 =+= 718
șirului de lonjeroni
Câmpurile intermediare ale = 1,1 × 0 = 52913 =+= 718
lonjeronilor
Reazemele lonjeronilor = −0,9 × 0 = −43293

1.1.3 Predimensionarea secțiu nii transversale a lonjeronilor

 Predimensionarea înălțimii secțiunii lonjeronului (h):

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

 în raport cu deschiderea grinzilor principale, funcția pe care o îndeplinește în
structura p odului si schema statică a acesteia ( tabelul 1.3):  
Tabelul 1.3
Destinația Elementul podului Sistemul Raportul
podului static h/L
Lonjeron profil laminat 1/8 ÷ 1/12
Poduri de secțiune simplu 1/7 ÷ 1/10
șosea compusa rezemat
sau C.F. Antreto ază pod deschis 1/6
pod închis 1/8
Poduri de șosea Grindă principală simplu 1/10 ÷ 1/16
rezemată
continuă 1/12 ÷ 1/30
Poduri de C.F. Grindă pricipală simplu 1/10
rezemată
continuă 1/12
14

În cazul de fața rezultă că :
≅ 1
÷ 1
× ≅ 1
÷ 1
× 5,25 ≅ (0,75 ÷ 0,525)
7 10 7 10
Se va adopta h = 60 [cm].

 în functie de consumul de oțel, care trebuie să fie minim h rezulta din relatia de
mai jos:
= 6 × 3 = 6 × 3 2405 = 80,39 ≅ 80 [ ] , unde Wnecrepre zintă modulul de rezistență
necesar, care se determină cu relația:
= = 57724 × 102 = 2405 [ 3]

2400

unde: areprezintă rezistența admisibilă la întindere a oțelului OL 52; Mmax reprezintă
momentul încovoietor maxim ce acționează pe lo njeron.

 în funcție de săgeata admisibilă a lonjeronului: 
În functie raportul dintre săgeata admisibilă si deschiderea de calcul a lonjeronului ( fa /
l), conform tabelului 1.4 se detremină raportul h / l.

Tabelul 1.4
fa / l 1 / 300 1 /500 1 / 600 1 / 800
h / l 0,0476 0,0793 0,095 0,127

Pentru cazul de față se va considera raportul fa / l = 1 / 750, conform SR 1911 -1998
pct.8.5 – alin.8.5.6 Tabelul 39, unde pentru viteze V ≤ 120 Km/h, pentru numărul de
deschideri ≥ 3 și deschideri de calul ≤25 m rezultă v aloarea raportului fa / l adoptată mai sus.
Deoarece raportul fa / l are valori cuprinse între intrevalul (1/600 ÷ 1/800) atunci se va
intrepola linear pentru a putea detremina valoarea raportului h / l corespunzător, așadar
pentru:
= 1 => = 0,119

750

= 0,119 => = 0,119 × = 0,119 × 5,25 = 0,62 = 62 [ ]

Înălțimea lonjeronului se va adopta ca o valoare medie a celor trei valori determinate
mai sus și se va rotunji la multiplu de 10 [mm]. Deci se va adopta h =60 [cm] .

 Predimensionarea grosimii inimii lonjeronului: 

La fel ca și în cazul predimensionării înalțimii lonjeronului și aici trebuie respectate
trei criterii de dimensionare:

 din condiția ca inima să preia forța tăietoare: 

15

≥ = 44793 = 0,54 ≅ 0,50 = 5

×
60 × 1380

unde: areprezintă rezistența admisibilă la forfecare a oțelului OL 52 in gruparea I de
acțiuni ;
Tmax reprezintă forța tăietoare maximă ce acționează asupra lonjeronului.

 din condiția de zveltețe a inimii:
= 100 ÷ 150 = > = 60 ÷ 60

100 150
= 0,60 ÷ 0,40 [ ]
Se va adopta ti = 5 [mm].

 folosind o relație empirică: 
≅ 2 × + 8 [ ]

unde h se consideră în [m].
≅ 2 × 0,6 + 8 = 9,20 ≅ 10 [ ]

Pentru a satisface simultan cele trei criterii se va adopta grosimea inimii lonjeronului
ti = 12 [mm].

 Predimensionarea secțiunii tălpilor lonjeronului: 

Cunoscând dimensiunile inimii, se pot deter mina dimensiunile tălpilor, din conditia de
rezistență la încovoiere a secțiunii lonjeronului:

× =− 2 2
– momentul de ine rție necesar al grinzii pentru a prelua momentul încovoietor maxim;
= × = × = 57724 × 102 × 60 = 721554

2
2 2400 2

– momentul de inerție al inimii lonjeronului;
= × 3 ≅ × 3 = 1,2 × 603 = 216004

12
12 12

× = 72180 − 21600
= 14,052
602

Se aleg: t =15 [mm] și b =200 [mm]

Notă: Secțiunea efectivă a tălpilor s -a suplimentat fața de cea rezultată din calcul pentru a
acoperi faptul că în calculele de predimensionare s -a consider at hi = h.

16

Valoarea efectivă a d imensiunile b și t ale tălpilor se determină prin încercări
succesiverespectându -se pe căt posibil următoarele domenii de variație :
 + 2≤ ≤ 2 ÷ 3 × <=> 14 ≤ ≤ 24 ÷ 36
′ ≤ 15 × × 2400
=> ′ ≤ 15 × 1,5 × 2400
=> ′ ≤ 18,37 [ ]

3600
 ≅ 1
÷ 1
× = 20 ÷ 12

3 5
Se constată că sunt îndeplinite cele trei condiții de mai sus și în plus și relația:
≅ 0,50 ÷ 0,60 × <=> = 60 ≅ 64.20 ÷ 77.04

At– aria tălpilor lonjeronilor;

A – aria totală a grinzii.

Având toate dimensiunile secțiunii transversale a lonjeronului cunoscute, secțiunea
lonjeronului va arăta ca în Fig.7 de mai jos.

200 × 15

570×12

600
570

200 × 15

Fig.7

1.1.4 Calculul caracteristicilor geometrice se cționale:

17

y
200
15

12
z G
705
600

200
15

y
Fig.8
= = 0
= 2 × 20 × 1,5 + 1,2 × 57 = 128,40 [ 2]

z
= 2 × 20 × 1,53 + 1,2 × 573 + 2 × 128,40 × 1,5 + 57
2 = 238239 [ 4]

12
12
2 2

= 2 × 1,5 × 203 + 57 × 1,23 = 2008,21 [ 4]

12
12

= = 2008,21 = 200,82 [ 3]

10

= = 238239 = 7941,30 [ 3]

30

=
= 238239
= 43,07 [ ]

128,40

=
= 2008,21
= 3,95 [ ]

128,40

18

1.1.5 Verificarea secțiunii lonjeronilor:

1.1.5.1 Verificari de rezi stență

 Verificarea eforturilor unitare normale maxime din încovoiere 
 câmp marginal gruparea I 
= 0 × = 57724 × 102
× 30 = < ×

208688,45

unde α este un coeficient care depinde de natura solicitării. Conform STAS 1911 –
98,pct.8.2.2.1. 2,în cazul încovoierii simple, α = 1,05.
= 726,88 < 1,05 × 2400 = 2520
2
 câmp marginal, gruparea II: 
= 0 × + × ≤ ×

unde Iyt reprezintă momentul de inerție al tălpii superioare calculat față de axa verticală y -y:
= × 3 = 1,5 × 203
= 10004

12
12

= 726,88 + 718 × 102
× 10 = 1444,88 < 1,05 × 2700 = 2835

1000 2
 câmp intermediar, gruparea I: 
= 0 × = 52913 × 102 × 30 = 666,30 < 2520
238239 2

 câmp intermediar , gruparea II: 
= 0 × + × ≤ ×

= 666,30 + 718 × 102
× 10 = 1384,30 < 1,05 × 2700 = 2835
1000
2

 Verificarea eforturilor tangențiale maxime: 

Această verificare se face in dreptul reazemelor, acolo unde av em forța tăietoare
maximă, doar pentru gruparea I folosind o relație aproximativă:

19

0
= × <
= 44793
= 654,86 < = 1380
1,2 × 57 2
 Verificarea eforturilor unitare locale: 

Verificarea se efectuiază ținând seama că dacă se prevăd traverse de lemn de 22 cm și
dacă transmiterea forței se face la 45˚, rezultă lățimea de repartiție a forței concentrate
(Fig.9).

P = 125 kN

1.4

45° 45°
22
z = 24.80

Fig.9
= 22 + 2 × = 22 + 2 × 1,5 = 25

Efortul local la care se verific ă secțiunea lonjeronului se calculeză cu relația:
= × = 1,7 × 12500 = 354,17 < = 2400
2 × × 2 × 25 × 1,2 2

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

 Verificarea eforturilor unitare ec hivalente: 

Se face în dreptul îmbinării dintre inimă și talpă în secțiunea de reazem, cu relația de
mai jos:
= 2 + 2 − × + 3 × 2

În această relație:
−43293 × 102
=
× =
× 30 = − 545,16
238239 2

20

unde Mz este momentul înc ovoietor din reazem.
= ×

2 × ×

în care: z =22 + 2 × ( t + t pl.cont. ) = 22 + 2 × ( 1,5 + 2,5 ) = 30 [cm]
= 1,7 × 12500 = 295,14

2 2 × 30 × 1,2

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

Cum rezistența admisibilă corespunzătoare efortului unitar echivalent este ech a
=2700 [daN/cm2] rezultă:
<
1.1.5.2 Verificari de stabilitate

 Verificarea săgeții lonjeronului: 

În lipsa unui calcul exact al deforma țiilor, prntru grinzile continue cu moment de inerție
constant se folosește relația:
5 ×× 2 × 2
=
−

48 × ×
8 × ×
unde:
Mmax- momentul încovoietor maxim al grinzii considerată simplu rezemată, fără afectarea
acțiunilor din convoi cu c oeficient dinamic;
Mmed – media momentelor încovoietoare de pe cele două reazeme adiacente deschiderii
considerate, produse de aceeași încărcare;

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

Pentru câmpurile marginale:
= + = 1933 + 30375 = 32308

= 0,75/2 × = 12115,50 I = I z = 238239 [ 4]

Rezultă:
= 5 × 32308 × 102 × 5252
− 12115,50 × 102 × 5252
= 0,10
48 × 2,1 × 106 × 238239 8 × 2,1 × 106 × 238239
= 750

21

fa reprezintă săgeata admisibilă conform SR 1911 -98,tabelu 39.
525
= 0,10 < = 750 = 0,70
 Verificarea stabilității generale 

În lipsa unui calcul exact, această verificare (denumită și verificare la flambaj lateral
sau pierderea stabilit ății grinzii prin deplaserea laterală și torsiune), se fa ce stabilind dacă
efortul unitar în fibra cea mai comprimată satisface relaț ia:
= ≤ 1,14 × ×
în care:
Mz – momentul încovoietor maxim (ținând cont de coeficientul dinamic ψ) în secțiunea în
care se face verificarea;
Wb- modulul de rezistență brut al s ecțiunii considerate; – coeficientul de flambaj corespunzător coeficientului de zveltețe :
=

unde:

c – distanța dintre punctele de rezemare în direcția orizontală a tălpii comprimate;
iy – raza de girație în raport cu axa y -y a secțiunii tălpii comprima te la care se adaugă 1/5 din
înalțimea inimii.

y

200

12

15

114

Fig. 10

În conformitate cu SR 1911 -98,pct.8.4.6.2, verificarea la flambaj lateral nu mai este
necesară dacă es te îndeplinită condiția:

22

≥

40

În cazul de față:

′ 1001,64

=
=
= 4.79
43,68
′
′ = × 3 + 3 × /5 = 1,5 × 203 + 1,23 × (57/5) = 1001,644

12
12
12
12

′ 1001,64
=
=
= 100,164
′ 10

′ = 1,5 × 20 + 1,2 × (57/5) = 43,68 [m2]
c = 1,75 [m]
= 4,79 < = 175 = 4,38

40 40
obesrvăm că este îndeplinită condiția de mai sus, deci se va verificacondiția la flambaj lateral.

 Verificare a stabilitații locale a inimii 

În cazul încovoierii pure (SR 1911 -98 tabelul 34).
2
= × = 23,9 × 1898000 ×
.

Voalarea nu apare atunci când cr> c . Aceas tă conduce la concluzia că pentru rapoarte:

≥
≅ 1

23,9 × 1898000 120

nu mai este necesară verificarea la voalare.

În cazul de fața al lonjeronilor avem:
1,5 1
20 ≥ 120 <=> 0,075 ≥ 0,0083
1.1.6 Dimensionarea prinderii tălpilor de inimă:

200×15

as as

570×12

23

Fig.11

Pentru prinderea tălpilor de inimă s e utilizează cordoane de sudură de colt ( Fig. 11)
as– grosimea de calcul a sudurii care se detremină din egalitatea dintre capacitatea la lunecare
a două cordoane de sudură cu lungimea de 1 [cm] (Lcap.s) și lunecarea maxima efectivă
dintre talpă si inima antretoazei ( Lmax).
2 × 1 × × ‖ = ×ă

2 × 1 × × 1350 = 44793 × 585
=> = 0,35 = 3,5
238239

Grosimea minimă pentru suduri de colț conform SR 1911 – 98 tabelul 45 este 4 ÷ 4,5
mm. Se va adopta:
as = 5 [mm]
= 20 × 1,5 + 57 = 5853
2
2
ă

1.1.7 Alcătuirea și calculul contravântuirii lonjeronilor:

Calculul contravântuirii dintre lonjeroni se face la acțiunea direct a forței de șerpuire
și a presiunii vântului pe convoi , la partea superioară a acestuia.

Contravântuirile lon jeronilor se realizează din profile laminate prinse nituit și de
aceea se poate folosi otelul OL 37 -2k.

Atât acțiunile de șerpuire, cât și cele din vânt își pot schimba sensul de aplicare, astfel
încât, ținând seama că sistemul de co ntravântuire este triunghiular cu montanți în fiecare nod,
în bare pot rezulta fie eforturi axiale de compresiune, fie de întindere. Dimensionarea și
verificarea se fac la solicitarea cea mai defavorabilă, astfel încât în calculi se consideră toate
barele comprimate. Considerând schema de încarcare din Fig.10 rezultă urmatoarele eforturi
din bare:
0−1′ = 2−3 = × + × ;
1′ −2 = × + × ;
1−1′ = 2−2′ = × + × ;

Acțiunea vântului w care se transmite la contravântuirea lonjeronilor este:
w = (h conv + hcale + hantretoaza – hgr. pp.) × p w = (3,5 + 0,4 + 0,9 – 2,10) × 150 = 405 [daN/m].
′ = 405 × 1
× 0,943 × 5,52 + 6000 × 0,943 = 6660,53 ;

0−1 2

′ = 405 × 0,471×2,625

1 −2 2 + 6000 × 0,471 = 3076,37 ;

24

′ = 405 × 1,00×3,50

1−1 2
+ 6000 × 1,00 = 6708,75 ;

5.25
1.75 1.75 1.75
0 1 2 3

7
5
1
.

= 45°

a
0' 1' 2' 3'
S
w
a = 45°
sin a = 0.707
– 1/sin a = 1.414 D 2-3'

S

0.471 1/sin a = 1 .414 D 1'-2
–
0.471
S
w M 1-1

–

1.00
Fig.12

1.1.7.1 Dimensionarea diagonalelor

Diagonala 0 -1’ are lungimea teoretică egală cu:
= 1,752 + 1,752 = 2,47
Se alege un profil cornier 100×100×10, iar prinderea se face c u nituri cu diametrul 23
mm. Datorită modului de prindere excentric, Fig.11 , verificarea se face la compresiune
excentrică:

25

= ± 0,9 × × ≤ ×

×

Verificarea se face față deaxa principală – față de care se considerălungimea flambaj
conv ențională:
= + = + 0.8 × = 0,9 × = 0,9 × 2,47 = 2,223

2
2

Coeficientul dezveltețe maxim este:
= = 222,3
= 114 < = 200 => = 0,416

1,95
Pentru o cornieră 100×100×10, rezultă: e = 4,23 cm; e =0,453 cm; W+ b= 39,6 cm3;
W b = 20,59 cm 3. din suprapunerea celor trei efecte date de efortul axial și momentele pe
două direcții, rezultă că efortul unitary maxim este în fibra extremă si are valoarea:
= 6660,53
+ 0,9 × 6660,53 × 4,234
− 0,9 × 6660,53 × 0,453

0,416 × 19,2 39,6 20,59
= 1329,14 < × = 1,1 × 1650 = 1815

2
2
unde aIIeste rezistența admisibilă a oțelului din care este executată diagonala corespunzătoare
grupării II de acțiuni, egală cu 1650 daN/cm2.

Din consideren te constructive, toate diagonalele se aleg cu aceeași secțiune, respectiv
L 100×100×10.

26

Fig.13

1.1.7.2 Dimensionarea montanților

Se alege un montant format dintr -un profil cor nier L 100 × 100 × 10.
= 0,9 × = 0,9 × 1,75 = 1,575

= = 157,5 = 102 < 2 = 200 => = 0,517 1,55
= 3,536 ; = 0,481 ; = 24,56 3; = 12,74 3;
= 6708,75
+ 0,9 × 6708,75 × 3,536
− 0,9 × 6708,75 × 0,481

0,517 × 15,1 24,56 12,74
= 1500,69 < × = 1,1 × 1650 = 1815

2
2
27

1.1.7.3 Prinderea de guseu a barelor contravâantuirii

Barele contravântuirii se prind cu nituri din oțel OL 34 cu diametrul de 23 mm,
folosind gusee cu grosimea de 10 mm. Efortul capabil este cel minim corespunzător forfecării
sau presiunii pe gaură (strivire):
= × × 2
× = 1 × × 2,32
× 1400 = 5816

4 4
= × × = 2,3 × 1 × 2800 = 6440

Rezultă: Ncapnit = Nf = 5816 [daN].

Numărul de nituri de prindere rezultă:

 pentru diagonale 
0−1′ 6660,53
= = 5816 ≅ 1,15
Se vor adopta 2 nituri ϕ 23 [mm].

 pentru montanți 
= 1′ −1 = 6708,75 ≈ 1,15

5816

Se vor adopta 2 nituri ϕ 23 [mm].

Pentru a micșora efectul solicitărilor dinamice contravântuirea este amplasată la o
distanță de 150 mm față de talpa superioară a lonjeronilor.

1875
= 5500
1750

B

1875

SCEMA GEOMETRICA
G.P

L ''B''

L

A ''A'' A

G.P
1750 1750 1750
= 5250

28

200 SECTIUNE 2 -2

1

L 100×100×10

''S'' 570
10 100 85 50

12

Rigidizare 84 ×10…..520

SECTIUNE 1 -1

Detalilul '' A ''

1
200 10
150

75 9

50
70

Detalilul '' B ''

279

310
231

45
85

50
94

85

L 100×100×10

Nit Ø 23 25

259 20
R120
50 85
150

R50
45° 109 85 41 720 1
0
0

310
231 50
45 85

85
94

45

50

50
Nit Ø 23 L 100×100×10
R100
L 100×100×10

100
400 150

2 2

1750

29

10

2

12 1
Inima lonjeron

Racordarea curbă a guseelor de prindere a barelor contravântuirii lonjeronilor di in ima
lonjeronilor îmbunătățește comportarea la oboseală a zonelor de prindere.

1.2. Al cătuirea și calculul antretoazelor

Calculul se face pentru o antretoază curentă. Antretoazele sunt considerate a fi grinzi
simplu rezemate, având deschiderea de calcul egală cu distanța dintre axele grinzilor
principale B = 5,50 m.

1.2.1. Evaluarea acțiunilor pentru antretoaze

Acțiunile care solicita antretoaza sunt:

 Acțiunea greutații 

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

– greutatea proprie a antretoazei:
= 200 [ / ]

– greutatea căii:
= 800 [ / ]

30

– greutatea lonjeronului:
= × ′ ≅ 250 [ / ]
Antretoaza va prelua acțiunile greutății căii și a lonjeronului sub forma a două
reacțiuni forțe concentrate, date d e cei doi lonjeroni adiacenți, având valoarea:
= × 800
+ 250
= 5,25 × 800
+ 250
= 2756 [ ]
2 2 2 2
unde este lungimea lonjeronului.

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

Rgl = 2756 daN Rgl = 2756 daN

g = 200 daN/m

1.875 1.75 1.875

B = 5.50

Fig. 14

 Acțiunea convoiului feroviar P10: 
Din încărcarea lonjeronilor cu convoiul feroviar P10 va rezulta reacțiunea Rpl care
încarca antretoaza sub forma a două forțe concen trate ce acționează în dreptul îmbinării
lonjeron antretoază. Valoarea reacțiunii Rpl se va calcula cu ajutorul liniei de in fluență
conform figurii de mai jos:

31

Fig. 15
=
× +
× = 2500 0
× 1 + 2 × 0,71 + 2 × 0,43 + 2 × 0,14 + 10000
2 2 2 2

1

× 2 × × 0,75 × 0,14 = 45025 [ ]

2

 Acțiunea vântului și a forței de șerpuire 

Atât încărcarea dată de vânt cât și încărcarea dată de forța de șerpuire a u o acțiune
indirectă asupra antretoazei, iar pentru evaluarea lor se vor considera trei ipoteze de încarcare
după cum urmează:

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

unde:
= 1,00 × × = 1,00 × 2,10 × 200 = 420 /

pw – reprezintă pres iunea vântului care pentru pod descărcat are valoarea de 200 daN/m,
conform STAS 1489 -78- 4.4.6.1.
= × = 420 × 2,10 = 882

32

h = 2.10

1.05

w

H

ha/2 = 0,45 m

ha/2 = 0,45 m
H/2 H/2

Fig.16

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

Ca și în cazul acțiunii vântului, forța de șerpuire acționează tot indirect asupra
antretoazei, ca o forță concentrată la nivelul superior al șinei de cale ferată. Se notează cu S și
are valoarea de:
= 6000 [ ]

S = 6000 daN/m

hcale = 0,40 m
e = h a/2 +h cale= 0,85 m h a/2 = 0,45 m

S/2 S/2

Fig.17

33

– pod încărcat supus atât acțiunii vântului cât și forței de șer puire ( Fig.
18);

w = 150 daN/m

w = 150 daN/m

H1 = h 1 × w

H2 = h 2 × w

h2 = 2.72 m

h1 = 2.10 m

(S +H 1+H 2)/2

S = 6000 daN/m

hcale = 0,40 m

ha/2 = 0,45 m

ha/2 = 0,45 m

hconvoi= 3.50 m

e = h a/2 +h cale= 0,85 m

(S +H 1+H 2)/2

Fig.18
În cazul de față presiunea vântului are valoarea pw = 150 daN /m pentru pod încărcat
conform aceluiașiSTAS 1489 -78- 4.4.6.1.
1 = × 1 = 1,00 × 2,10 × 150 × 2,10 ≅ 662
2 = × 2 = 1,00 × 2,72 × 150 × 2,72 ≅ 1110

1.2.2. Calculul eforturilor secționale

Calculul eforturilor secționale se vor calcula pentru fiecare tip de încarcare în parte,
urmand ca în final să se grupeze în funcție de ipotezele de încărcare și anume: gruparea I de
acțiuni și g ruparea a doua de acțiuni dupa cum urmează:

 Eforturi secționale din acțiunea greutății 
= × 2 + 1,875 × = 200 × 5,502 + 1,875 × 2756 = 5923,75

8
8

≅ 5924 [ ]
= × + = 200 × 5,50 + 2756 = 3306 [ ]

2
2

34

În figura d e mai jos este reprezentat schema statică a antretoazei cu încărcările ce
solicită antretoaza, precum si diagramele de eforturi secționale (moment încovoietor și forță
tăietoare).

Fig.18

 Eforturi secționale din acțiunea convoiului P10 

Acestea se vor multiplica cu coeficientul dynamic ψ, care se calculează cu relația de
mai jos:
= 1,10 + 17
= 1,10 + 17
= 1,52
35 + 35 + 5,50

unde l = 5,50 reprezintă lungimea de calcul a antretoazei.
× = × 1,875 × = 1,52 × (1,875 × 45025) = 1,52 × 84421,88 = 128321,25
≅ 128321 [ ] × = × = 1,52 × 45025 = 68438 [ ]

35

Fig.19

 Eforturi secționale produse de acțiunea vântului și a forței de șerpuire 

Pentru calculul eforturi lor se cționale în cazul de față se va proceda ca și la evaluarea
acțiunilor unde identificam trei ipoteze de încărcare. Eforturile secționale din antretoază se
vor calcula pentru fiecare ipoteză în parte urmând ca apoi în calculul de predimensionare să
se țină c ont de eforturile maxime dintre cele trei ipoteze.

– ipoteza 1. – pod descărcat supus acțiunii vântului;

În cazul de față schema de încarcare este prezentată în Fig. 19, iar eforturile
secționale maxime (ipoteza1) conform diagramelor de eforturi sunt:
1 = 213,211
1 = 243,682
1 = 441

36

H = 882 daN

H/2= 441 daN

(H×h)/2 = 463 daN

H/2×ha/2= 198 daNm

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

=

(H×h)/2 = 463 daN

H/2×ha/2= 198 daNm

H/2= 441 daN

1.875 1.75 1.875

B = 5.50

+ 243.682 Tw
219.318 –
– 219.318 [daN]
213.221
198
198 Mw

[daNm] 213.221

Nw
441 – – – 441 [daN]

Fig. 20

– ipoteza 2. – pod încărcat supus ac țiunii forței de șerpuire;

Schema statică și diagramele de eforturi sunt prezentate în Fig. 21 ,iar valoarea
eforturilor secționale ale antretoazei pentru această ipoteză s unt:
2 = 3790,90

2 = 1418,20

2 = 3000

37

S = 6000 daN

S/2= 3000 daN

S/2×ha/2= 1350 daNm S×e= 5100 daNm

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

=

S/2×ha/2= 1350 daNm

S/2= 3000 daN

1.875 1.75 1.875
B = 5.50
1418.20 – – – 1418.20 TS
[daN ]
1309.10
1350 1350 MS

3790.90
[daNm] 1309.10

NS
3000 – – – 3000 [daN]

Fig. 21

– ipoteza 3. – pod încărcat acționat de acțiunea combinată a vântului cu
forța de serpuire;

Schema statică este prezentată mai jos în Fig.22 , la fel și diagramele de eforturi
secționale, iar valoarea eforturilor este:

38

H1 = 662 daN

H2 = 1110 daN

S = 6000 daN

013.

0.60
8
5
0
.

(S+H 1+H 2)/2= 3886 daN

(H 2×3.01)/2 = 1671
daN

H1×0.60+(S+H 1+H 2)/2×ha/2= S×e= 5100 daNm
2146 daNm
(S+H 1+H 2)/2= 3886 daN

=

(H 2×3.02)/2 = 1671
daN

(S+H 1+H 2)/2×ha/2= 1749 daNm

(S+H 1+H 2)/2= 3886 daN (S+H 1+H 2)/2= 3886 daN
1.875 1.75 1.875
B = 5.50
2383.85 –
– TS+w
712.85 2383.85
[daN]
2323.72
2146 1749 MS+w
2776.23
1528.79 [daNm]
NS+w
3886 – – – 3886 [daN]

Fig. 22

1.2.3. Gruparea acțiunilor

 Gruparea I 

Pentru grupareaI , valoarile eforturilor seționale sunt:
= + × = 5924 + 128321 = 134245

39

= + × = 3306 + 68438 = 71744

 Gruparea II 

Pentru gruparea a II -a, pe lângă încărcările din gruparea I se mai adaugă și valoare a
eforturilor rezultate din acțiunea vântului și a forței de șerpuire (ținând cont d e valoarea
maximă a efortului rezultată din cele trei ipoteze de încărcare) după cum urmează:
= + = 134245 + 3791 = 138036
+
= + = 71744 + 23484 = 74128
+
Comparând raportul momentelor în cele două grupări cu raportul rezistențelor
admisibile , rezultă ca raportul este mai mic decât cel al rezistențelor admisibile, adică
dimensionarea se va face în gruparea I :

= 138036
= 1,028
134245
2700

= 1,028 <
=
= 1,125 2400

1.2.4. Predimensionarea secțiunii antretoazei

 Predimensionarea înălțimii secțiunii antretoazei (h): 

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

 în raport cu deschider ea grinzilor principale, funcția pe care o îndeplinește în
structura podului si schema statică a acesteia (tabelul 1.3): 
Tabelul 1.5
Destinația Elementul podului Sistemul Raportul
podului static h/L
Lonjeron profil laminat 1/8 ÷ 1/12
Poduri de secțiune simplu 1/7 ÷ 1/10
șosea compusa rezemat
sau C.F. Antretoază pod deschis 1/6
pod închis 1/8
Poduri de șosea Grindă principală simplu 1/10 ÷ 1/16
rezemată
continuă 1/12 ÷ 1/30
Poduri de C.F. Grindă pricipală simplu 1/10
rezemată
continuă 1/12

În cazul de fața rezultă că :
≅ 1
× ≅ 1
× 5,25 ≅ 0,875
6 6
40

Se va adopta h = 90 [cm].

 în functie de consumul de oțel, care trebuie să fie minim h rezulta din relatia de
mai jos:
= 6 × 3 = 6 × 3 5594 = 106,51 ≅ 110 [ ] , unde Wnecreprezintă modulul de rezistență
necesar, care se determină cu relația:
= = 134245 × 102 = 5594 [ 3]

2400

unde: areprezintă rezistența admisibilă la întindere a oțelului OL 52; Mmax reprezintă
momentul încovoieto r maxim ce acționează pe lonjeron.

 în funcție de săgeata admisibilă a antretoazei: 
În functie raportul dintre săgeata admisibilă si desc hiderea de calcul a antretoazei ( fa
/ l), conform tabelului 1.4 se detremină raportul h / l.

Tabelul 1.6
fa / l 1 / 30 0 1 /500 1 / 600 1 / 800
h / l 0,0476 0,0793 0,095 0,127

Pentru cazul de față se va considera raportul fa / l = 1 / 500, conform SR 1911 -1998
pct.8.5 – alin.8.5.6 Tabelul 39, unde pentru viteze V ≤ 120 Km/h, pentru numărul de
deschideri 1;2 și deschider i de calul ≤25 m rezultă valoarea raportului fa / l adoptată mai sus.
Deoarece raportul fa / l = 1/500 atunci valoarea raportului h / l corespunzător, așadar pentru:
= 1 => = 0,0793

500

= 0,0793 => = 0,0793 × = 0,0793 × 5,50 = 0,44 ≅ 50 [ ]

Înălțimea antretoazei se va adopta ca o valoare medie a celor trei valori determinate mai sus
și se va rotunji la multiplu de 10 [mm]. Deci se va adopta h =90 [cm].

 Predimensionarea grosimii inimii antretoazei: 

La fel ca și în cazul predi mensionării înalțimii antretoazei și aici trebuie respectate trei
criterii de dimensionare:

 din condiția ca inima să preia forța tăietoare: 
≥ = 71744 = 0,87 ≅ 1,00 = 10

×
60 × 1380

unde: areprezintă rezistența admisibilă la forfecare a oțe lului OL 52 in gruparea I de
acțiuni;
Tmax reprezintă forța tăietoare maximă ce acționează asupra lonjeronului.

41

 din condiția de zveltețe a inimii:
= 100 ÷ 150 => = 80 ÷ 80

100 150
= 0,80 ÷ 0,53 [ ]
Se va adopta ti = 6 [mm].

 folosind o relație empirică: 
≅ 2 × + 8 [ ]

unde h se consideră în [m].
≅ 2 × 0,8 + 8 = 9,60 ≅ 10 [ ]

Pentru a satisface simultan cele trei criterii se va adopta grosimea inimii antretoazei ti
= 15 [mm].

 Predimensionarea secțiunii tălpilor antretoazei :

Cunoscând dimensiunile inimii, se pot determina dimensiunile tălpilor, din conditia de
rezistență la încovoiere a secțiunii antretoazei :

× =− 2 2
– momentul de inerție necesar al grinzii pentru a prelua momentul încovoietor maxim;
= × = × = 134245 × 102 × 90 = 251709,384

2
2 2400 2

– momentul d e inerție al inimi antretoazei ;
= × 3 ≅ × 3 = 1,5 × 903 = 911254

12
12 12

× = 251709,38 − 91125
= 19,832
902

Se aleg: t =20 [mm] și b =250 [mm]

Notă: Secțiunea efectivă a tălpilor s -a suplimentat fața de cea rezultată din calcul pentru a
acoperi faptul că în calculele de predimensionare s -a considerat hi = h.

Valoarea efectivă a dimensiunile b și t ale tălpilor se determină prin încercări
succesive respectându -se pe căt posibil următoarele domenii de variație:
 + 2 ≤ ≤ 2 ÷ 3 × <=> 17 ≤ ≤ 30 ÷ 45
 ′ ≤ 15 × × 2400 => ′ ≤ 15 × 2,5 × 2400 => ′ ≤ 30,62 [ ]

3600
42

 ≅ 1 ÷ 1 × = 30 ÷ 18
3 5
Se const ată că sunt îndeplinite cele trei condiții de mai sus și în plus și relația:
≅ 0,50 ÷ 0,60 × <=> = 100 ≅ 114,5 ÷ 137,4

At– aria tălpilor antretoazei ;

A – aria totală a grinzii.

Având toate dimensiunile secți unii transversale a antretoazei c unoscute , secțiunea va
arăta ca în Fig.23 de mai jos:

250×20

860×15

900
860

250×20

Fig. 23

1.2.5. Calculul caracteristicilor geometrice secționale:

43

y
250
20

15

z
9
0
0 G
860

250
20

y
Fig. 24
= = 0
= 2 × 25 × 2 + 1,5 × 86 = 229 [ 2]

z
= 2 × 25 × 23 + 1,5 × 863 + 2 × 229 × 2 + 86
2 = 966228,33 [ 4]

12
12
2
2

= 2 × 2 × 253 + 86 × 1,53 = 5232,52 [ 4]

12
12

= = 5232,52 = 418,60 [ 3]

12,5

=
= 966228,33 = 21471,74 [ 3]

45

= = 966228,33 = 64,96 [ ]

229

=
= 522,52
= 4,78 [ ]

229

44

1.2.6. Verificarea secțiunii antretoazei
1.2.6.1. Verificări de rezistență

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

 Verificarea unitare normale maxime 
= ×= 134245 × 102
× 45 = 625,22 / 2 < ×

966228,33

= 1,05 × 2400 = 2520 / 2

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

 Verificarea eforturilor unitare tangențiale maxime 
71744
=
=
= 556,16 / 2 < = 1380 / 2
× 1,5 × 86
 Verificarea eforturilor unitare echivalente 

Această verificare se va realiza în secțiunea de prindere a lonjeronului de antretoază,
deoarece în această secțiune atât momentul încovoietor cât și forța tăietoare au valori mari.

Momentul încovoietor, respect ive forța tăietoare, în secțiune de prindere a
lonjeronului de antretoază au valorile:

= + × = 5847,19 + 1,52 × 84421,88 = 134168,45 = + × = 2931 + 1,52 × 45025 = 71369

Eforturile unitare corespunzătoare acestor solicitări în secțiu nea de prindere a inimii
de talpă sunt:

=
×
= 134168,45 × 102
× 86
= 597,09 / 2
2 966228,33 2

= × = 71369 × 2200 = 108,33 / 2

1,5 × 966228,33

unde: = × × + = 25 × 2 × 86 + 2 = 2200 3

2
2 2
2

Valoarea efortului unitar echivalent va fi:

/ 2 < = 2 + 3 × 2 = 597,092 + 3 × 108,332 = 625,88

/ 2
= 2700
45

1.2.6.2. Verificarea săgeții

Antretoaza se consid eră grindă simplu rezemată având deschiderea egală cu distanța
dintre axele grinzilor principale, B = 5,50 m. Acțiunile din convoi nu se vor afecta cu
valoarea coeficientului dynamic.

Verificarea se face cu relația:

= 5 × × 2
< =

48 × × 500

= + = 5923,75 + 84421,88 = 90345,63
= 5 × 90345,63 × 102 × 5502
= 0,14 < = 550
= 1,10
48 × 2,1 × 106 × 966228,33 500
1.2.6.3. Verificarea stabilității generale
Distanța dintre axele lonjeronilor este de 1,80 cm.
Evalu ând caracteristicile geometrice:

y

bp=250

15

y hi/5=1 72
tp=2 0

Fig. 25
× 3 /5 × 3 2 × 253 86/2 × 1.53
=
+
=
+
= 2616,264

12
12
12
12

= × + /5 × = 25 × 2 + 86 × 1.5 = 114,5 2

5

= = 2616,26 = 4,78 > = 187,5 = 4,69

114,5 40
40
46

1.2.6.4. Verificarea stabilității locale

Se verifică unul din panourile marginale al antretoazei, delimitat de elementele de
prindere a lonjeronul ui de o parte si de cealaltă parte elementele de prindere cu grinda
principal, pentru care s -au calculate solicitările la punctul 1.2.6.1. :

M = 134245 daNm; T = 71744 daN.

1
1

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

ti = 15

2 = –
1
2 = –
1

a = 1875

Fig. 26

Eforturile unitare la extremit ățile panoului de inimă sunt:
= 134245 × 102 × 45 = 625,22 / 2

1
966228,33

= − = −625,22 / 2
2 1

= 71369
= 553,25 / 2
86 × 1,5
= 2,18
2
= = −1
2 1,5 2
= 1898 000 ×
= 1898000 ×
= 577,41 / 2

86

Conform SR 1911 – 98, tabelul 34 (anexă):
= 23,9 = 5,34 + 4,00
= 5,34 + 4,00
= 6,18
2 2,182
rezultând eforturile unitare critice:

47

b = 860

= 23,9 × 577,41 = 138 00,10 / 2
1
= 5,98 × 577,41 = 3452,91 / 2
1
Cu aceste valori se calculează efortul unitar critic de comparație după cum urmează:

+ 3 × 2
= 1

2

1+
1
3−
1
2
× +
×
+
4 1 4 1

resultă astfel:

= 625,22 2 + 3 × 553,252
= 6871,59 / 2

625,22 2
553,25 2

+

13800,10
3452,91

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

Conform SR 1911 – 98, pct. 8.4.7.15 (anexă), pentru 2,04 × c > crcomp > 0,6 × c, se
consideră :
= × 1,474 − 0,667 × = 3600 × 1,474 − 0,667 × 3600

6871,59

= 3568,40 / 2
Se calcu lează coeficientul de siguranță efectiv la voalare:
= . = 3568,40 = 3,12

2 + 3 × 2
625,222 + 3 × 553,25 2

1
Coeficientul de siguranță admisibil la voalare este:
2 2
1
+

1
=

2 2
1 1
+
( 1)
( )
în care ν νa( 1) și ννa( ) sunt egale cu 1,32 (anexă ).

625,22 2 2
+ 553,25 2

=
13800,10
3452,91
= 1,32

2
2 625,22 13800,10
+ 553,25 3452,91

1,32
1,32

= 3,12 >

deci stabilitatea locală a inimii este asigurată.

48

1.3. Calculul prindcerii lonjeronului de antretoază

1.3.1. Prinderea cu SIRP

Prinderea se proiectează cu șuruburi de înaltă rezistență pretensionate pentru
solicitările din gruparea I de acțiuni. Lonjeronii și antretoazele au secțiuni dublu T sudate
confecționate din oțel OL 44-3k.

 Alcătuirea constructivă a prinderii lonjeronil or de antretoază 

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

 Calculul prinderii lonjeronului de antretoază 

Reacțiunile verticale pentru calculul elementelor de prindere ale lonjeronilor s e
calculează cu relația:
= 1,2 × + ×

în care:
Rc – reacțiunea de calcul a lonjeronilor;

Rg – reacțiunea din încărcarea permanentă, considerând calonjeronii sunt grinzi
independente simplu rezemate;
Rp – reacțiunea maximă din acțiunea convoiului de calc ul P10;

ψ – coeficient dinamic.

Așa cu s -a arătat la pct. 1.1.2.
( + × ) = ( + × ) = 0 = 44793

Rezultă:
= 1,20 × 0 = 1,20 × 44793 = 53752
Prinderea lonjeronilor de antr etoaze se face cu șuruburi M 20, prin intremediul unor
corniere de prindere L100×100×1 0.
Șuruburile n 1 care prind cornierele de inima lonjeronului lucrează cu două suprafețe
de frecare și rezultă:
1 = 2 × 1
în care:
N1 – efortul pe care -l poate transmite un șurub de înaltă rezistență pe o singură
suprafață de frecare:

49

×
1 = 2
unde:

f – este coeficient de frecare, funcție de marca oțelului pieselor ce se îmbină și de
modul de prelu crare a suprafețelor în contact;

Pentru OL 52 și suprafață prelucrată prin sablare, f = 0,45.
c2 – coeficient de siguranță la lunecare a pieselor , funcție de felul solicitărilor
îmbinării și de gruparea de acțiuni;
Pentru gruparea I de acțiuni și pentru solicitări dinamice, c 2 = 1,60;

Nt – forța maximă de pretensionare a unui șurub de înaltă rezistență care se calculează
cu relația:
= 0,7 × × 0,2
în care R 0,2 este limita de curgere convențională a materialului din care este confecționat
șurubul. La poduri, pentru elementele de rezistență se recomandă folosira șuruburilor din
grupa de caracteristic i mecanice 10.9. Pentru șuruburile din această gr upă de caracteristici
mecanice,
R0,2 = 90 daN/mm2

A = 2,45 cm2( aria de calcul așurubului M2 0).

Se obține:
= 0,7 × × 0,2 = 0,7 × 2,45 × 9000 = 15435
= × = 0,45 × 15435 = 4341,09

1
2 1,60

Putem calcula astfel numărul de șuruburi care prin d cornierele de inima lonjeronului:
1 = = 53752 = 6,19
2 × 1 2 × 4341,09

se adoptă 7 M20 .
Șuruburile n 2 care prind cornierele de inima antretoazei lucrează cu o singură
suprafață de forfecare:
53752
2 = 1 = 4341,09 = 12,38
se adoptă 1 3 M20.

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

50

 Calculul platbandei de prindere a lonjeronului 

Forța axială de întindere asupra platbandei de continuitate, conform SR 191 1-98, pct.
5.2.6.1, este dată de relația:
=
în care:
Mr – reprezintă momentul negativ maxim pe reazem (M r = – 0,90 ×M 0 = −43293 , tabelul 1.2);

h – reprezintă brațul de pârghie (distanța dintre centrele de greutate ale platbandei de
continuitate și a plăcilor de transfer de l a talpa inferioară, egală cu grosimea tălpilor
lonjeronului:

Pentru determinarea distanței h se consideră grosimea platbandei de continuitate și a
plăcilor de transfer de la talpa inferioară, egală cu grosimea tălpilor lonjeronu lui:

h = 570 + 2 × 15 +2 × 7,5 = 615 [mm]
Se obține:
= = 43293 = 70395,12

0,615

Aria necesară pentru platbanda de continuitate:
≥ = 70395,12 = 29,33 2

2400

Considerând lățimea platbandei de continuitate egală cu lățimea t ălpii lonjeronului
(egală cu 200 [mm]), rezultă grosimea necesară pentru platbanda de continuitate și plăcile de
transfer de la talpa inferioară:
≥ = 29,38 = 1,47 = 19,6

20

se adoptă t p = 20 [mm].

Numărul șuruburilor de prindere a platban dei de continuitate de la talpa superioară și
a plăcilor de transfer de la talpa inferioară este:
70395,12
= = = 16,22
1 4341,09
se vor dispune 17 M20.

Verificarea platbandei de continuitate a lonjeronilor se face în dreptul primului rând
de șuruburi ce prind platbanda de talpa lonjeronului, cu relația:
,
= ≤

51

în care: A n este aria netă în secțiunea unde se face verificarea, aI este rezistența admisibilă
pentru gruparea I de acțiuni, iar H’ are valoarea:
′ = × 1 − − 0,4 ×

unde:

r – numărul de șuruburi cuprinse între începutul îmbinării și secțiunea care se
verifică; a – numărul de șuruburi din secțiunea care se verifică; n – numărul total de
șuruburi din îmbinare.

Se obține astfel:
′ = 70395,12 × 1 − 0 − 0,4 × 2 = 67082,42

17
17
, 67082,42
/ 2
=
=
= 2122,86 ≤ = 2400

31,60

= 20 × 2 − 2 × 2 × 2,1 = 31,60 2

Se observă ca platbanda de continuitate verifică condiția de rezistența deci dimensionarea
îmbinării este corectă.

Realizarea prinderii cu SIRP presupune prelucrarea pieselor care vin în contact, motiv
pentru care se analizează și varianta de prindere cu nituri a lonjeronului de antretoază.

1.3.2. Prinderea cu nituri

Prinderease proiectează cu nituri din oțel OL 44, având diametrul d = 20 mm, prin
intermediul unor profile laminate L 150×100×10.

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

 Calculul prinderii lonjeronului de antretoază 
Niturile n 1 care prind cornierele de inima lonjeronului lucrează cu două secțiuni de forfecare
și la presiune pe gaură (strivire). Efortul capabil al unui nit este cea mai mică valoare dintre:
× 2
= ×
×

4

= × ×

în care:
nf – numărul secțiunilor de forfecare;

52

d – diametrul de calcul al nitului;
a – rezistența admisibilă la forfecare a materialuli din tija nitului;

– suma minimă a gros imilor tablelor ce tind să se deplaseze într -un sens;
s – rezistența admisibilă la strivire sau presiune pe gaură.

Rezultă:
= 2 × × 22 × 1700 = 10681,42

4

= 2 × 1,2 × 3400 = 9792

Se obține deci:
1 = = 53752
= 5,49
, 9792

se adoptă 6ᴓ 20.
Niturile n 2 care prind cornierele de inima antretoazei lucrează cu o singură secțiune
de forfecare și la presiune pe gaură:
= 1 × × 22 × 1700 = 5340,71

4

= 2 × 1,5 × 3400 = 12240

2 =
= 53752
= 10,06
,
5340,71

se adoptă 12ᴓ 20.

 Calculul platbandei de continuitate a lonjeronului 

Considerând platbanda de continuitate de 20 mm grosime, analog cu punctul 1.3.1,
forța axială de întindere care acțione ază asupra platbandei de continuitate este:
= = 43293 = 69827,42

0,62

unde:
h = 570 + 2 × 15 +2 × 10 = 620 [mm]

Aria necesară pentru platbanda de continuitate este:
≥ = 69827,42 = 29,092

2400

Se adoptă lăți mea platbandei de continuitate egală cu lațimea tălpii lonjeronului (150
mm), iar niturile de prindere sunt așezate pe două șiruri și rezultă:

53

= 20 − 2 × 2,1 = 15,8

iar grosimea necesară a platbandei de continuitate de la talpa superioară se determi nă din
condiția:
≥ = 29,09 = 1,84

15,80

se adoptă t p = 20 [mm].

Numărul niturilor de prindere a platbandei de continuitate de talpa superioară și a
plăcilor de transfer de la talpa inferioară este:
69827,42
= 4341,09 = 16,09
se dispu n 18ᴓ20.

Cunoscând modul de realizare a prinderii lonjeronului de antretoază, se face o
verificare a eforturilor unitare normale maxime pentru lonjeron, în secțiunea de prindere a
acestuia de antretoază ( pe reazem).

Talpa superioară a lonjeronului fiind întinsă pe reazem, găurile dat eîn acesta pentru
prinderea nituită sunt slăbiri care reduc caracteristicile statice ale secțiunii, astfel:
= − ă ă ≅ ă × 2
unde c este distanța de la centrul de greutate al slăbirilor la centrul de greutat e al secțiunii:
– pentru calculul I znet se iau în considerare două slăbiri de nituri, cu c = h i/2 + t p/2 = 57/2 +
2/2 = 29,50 cm;
– pentru calculul I ynet se ia în considerare o slăbire de nit (cea din zona întinsă), cu c = 5 cm (
distanța din axa gaurii la a xa verticală a lonjeronului).

Rezultă:
= 238239 − 2 × 2,1 × 2 × 29,502 = 230928,9 4
= 2008,21 − 1 × 2,1 × 2 × 52 = 1903,21 4
Se obține:
– gruparea I:
= × = 43293 × 102 × 30 = 562,42 / 2 < × = 1,05 × 2400

230928,9

= 2520 / 2
– gruparea II:
= × + × = 562,42 + 718 × 102
× 10 = 939,68 / 2

1903,21

< × = 1,1 × 2700 = 2520 / 2

54

55

2. Alcătuirea și calculul grinzilor principale

Structurile alcătuite din plăci denumite cu “ cu inimă plină “ , în comparație cu cele
alcătuite d in sisteme de bare – denumite “ cu zăbrele “, conduc în general la un consum mai
mare de material dar în schimb un consum mai redus de amnoperă, se preteează mai bine
tipizării și automatizării execuției (în special după introducerea sudurii automate ca mi jloc de
îmbinare – asamblare).

Pentru podurile de cale ferată domeniul de economicitate al podurilor pe grinzi cu
inimă plină este situat în cel al deschiderilor cuprinse între 30 și 50 de metri, după care începe
domeniul podurilor pe grinzi cu zăbrele, d ar nu este exclusă utilizarea acestora și pentr u
deschideri mai mari. La aceste poduri elementele constructive sunt alcătuite prin asamblarea
unor table subțiri care preiau cu preponderență eforturi paralele cu planul lor median
(comportare de șaibă sau me mbrană).

De cele mai multe ori podurile pe grin zi cu inimăplină oferă un aspect estetic superior
structurilor cu zăbrele.

2.1. Stabilirea solicitărilor

Pentru calculul eforturilor secționale pe bazacarora se va dimensiona scețiunea
transversală gr inzii, se vor lua în calcul doar acțiunea din greutate permanentă și acțiunea
convoiului de calcul P10, celelalte două încarcări (acțiunea vântului și a forțri de șerpuire) se
vorlua în calcul la dimensionarea contravântuirilor orizontale principale.

2.1.1. Calculul momentelor încovoietoare

 Momentul încovoietor din greutate permmanentă 

Conform STAS 1489 – 78, greutatea proprie a structurii și a căii, pentru grinzi
principale cu inmă plină, calea jos, cu deschiderea L > 10 m, se stabileste cu relați a:
= 0,75 × 55 × + 1250 + 800

Rezultă:

= 0,75 × 55 × 21 + 1250 + 800 = 2603,75 / iar pentru o grindă,

56

= = 2603,75 ≅ 1302 /
2

Cu această valoare, se calculează momentul maxim din încărcările permanante:
= × 2
= 1302 × 212
= 717 72,75
8 8

 Momentul încovoietor din încărcările utile produse de convoiul P10 

Momentul încovoietor maxim, în diferte secțiuni ale unei structuri, din încărcări
mobile se calculează funcție de complexitatea schemei statice cu ajutorul liniilor de influență
sau a programelor specializate de calcul.

La structura proiectată în cauză, grinzile principale sunt simplu rezemate, momentul
încovoietor de dimensionare (momentul maxim) pentru grinzi simplu rezemate încărcate cu
convoi din locomotivă inte rcalată între vagoane se calculează cu relația :
= × + × − 2 − 4,5 × ×

4 8
42
în care:

L – deschiderea grinzii;

a – lungimea locomotivei între tampoane;

P – rezultanta apasării osie locomotivei;

v – greutatea (uniform distribuit ă) a vagoanelor.

P = 1250 kN

a = 9.00
1.50 1.50 1.50 1.50 1.50 1.50
v = 100 kN/m v = 100 kN/m

250 kN 250 kN 250 kN 250 kN 250 kN

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

Fig. 27
= 12500 × 21 + 10000 × 21 − 9 2 − 4,5 × 12500 × 9

4 8
42

= 233571,43

57

iar pentru o grindă va fi:
= 233571,43
= 116786
2

Momentul maxim va fi:
= + ×
= 71772,75 + 357857,14 × 1,40 ≅ 398772,75
în care ψ este co eficientul dinamic, calculat cu relația:
17 17
= 1,10 + 35 + = 1,10 + 35 + 21 = 1,40

2.1.2. Calculul forțelor tăietoare

 Forțele tăietoare din încărcări permanente 

Conform punctului 2.1.1. , greutatea a structurii și a căii pentru o grindă este:
= 1302

Forța tăietoare maximă din acțiunea greutății proprii este:
= ×
= 1302 × 21
= 13671
2 2

 Forțele tăietoare maxime din încarcarea comvoiului feroviar P10 

Calculul forțelor tăietoare maxime și minime în cazul încărcării indirecte a gri nzii
(încărcările aplicate în dreptul antretoazelo) se face simplificat, pe baza tabelelor de valori, se
parcurg următoarele etape:
– se determină poziția convoiului careproduce T xmax ;

– se calculează lungimea de încărcare;
– se calculează reacțiunea V a = M 0 / L, în cate M 0 este momentul încovoietor
corespunzător poziției convoiului care produce T xmax ;

– se calculează:
= − ×

Datorită încărcării indirecte a grinzii (prin intermediul antretoazelor), forța tăietoare
este constantă pe lungimea a pa noului, deaceea se determină de fapt forțele tăietoare maxime
pentru fiecare panou.

58

Se stabilește mai întâi poziția convoiului care conduce la T max într-un panou ,, i “ cu
deschiderea , atunci când una din forțele concentrate calcă în dreptul ordon atei maxime:

Fig. 27
1) Forța P 2 produce T max dacă :
> 1 ×
= 250 × 21
= 1000 ă 1000 + 100 × > 1000; > 0
5,25
> 4 × 1,50 = 6,00 ; ≥ 2 ; = 2 × 5,25 = 10,50

2) Forța P 3 produce T max dacă :
> 1 + 2 ×
= 500 × 21
= 2000 ă 1000 + 1 00 × > 2000;
5,25
> 10,00
> 10 + 3 × 1,50 = 10 + 4,50 = 14,50 ; ≥ 3 ; = 3 × 5,25 = 15,75

3) Forța P 4 produce T max dacă :
> 1 + 2 + 3 ×
= 750 × 21
= 3000 ă 1000 + 100 × > 3000;

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

Se calculează pentru fiecare panou al grinzii, forța tăietoare maximă ținând seama de
poziția de maxim a convoiului stabilită mai sus și tabelul de mai jos:
Tabelul 2.1
Tmax este produsă de convoiul cu
li Pi în secțiune a cu max
li< 2 P2
2 ≤ li< 3 P3
3 ≤ li< 5 P4

Rezultă astfel forțele tăietoare pentru ambele grinzi :

59

Fig. 28
= 3 × → 4; = 3 × 5,25 − 2 × 1,50 = 12,75
0 = 5625 + 1250 × 12,75 + 100 × 12,752 = 29691

2

0 = 1
× 0 = 1
× 29691 = 1414

21

0−1 = 1414 − 250 1,50 + 3,00 + 4,5 = 985,43

5.25

Fig. 29
= 2 × → 3; = 2 × 5,25 − 3 × 1,50 = 6,00
0 = 5625 + 1250 × 6,00 + 100 × 6.002 = 14925

1
1 2
0 = × 0 =
× 14925 = 711

21

0−1 = 711 − 250 1,50 + 3,00 = 496,71

5.25

60

Fig. 30
= → 1;
0 = 1875 + 220 × 4 × 0.75 = 2535
0 = 1
× 0 = 1
× 2535 = 121

0−1 21
= = 121
PANOUL 1 ’ – 0’ 0

= 0; 1′ −0′ = 0

Forța tăietoare maximă din acțiunea convoiului P10 pentru o grindă are valoarea:
= 985,43
= 98543
= 49272
2
2
Forța tăietoare maximă care solicită secțiunea grinzii în gruparea I de acțiuni este:
= + = 13671 + × 49272 = 13671 + 1,40 × 49272 = 82652

2.2.Predimensionarea secțiunii grinzii principale

 Predimensionarea înă lțimii secțiunii grinzii principale (h): 

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

 în raport cu deschiderea g rinzilor principale, funcția pe care o îndeplinește în
structura podului si schema statică a acesteia ( tabelul 1.3) :
Tabelul 1.5
Destinația Elementul podului Sistemul Raportul
podului static h/L
Lonjeron profil laminat 1/8 ÷ 1/12
Poduri de secțiune simplu 1/7 ÷ 1/10
șosea compusa rezemat
sau C.F. Antretoază pod deschis 1/6
pod închis 1/8
Poduri de șosea Grindă principală simplu 1/10 ÷ 1/16
rezemată
continuă 1/12 ÷ 1/30
Poduri de C.F. Grindă pricipală simplu 1/10
rezemată
61

continuă 1/12
În cazul de fața rezultă că :

≅ 1
× ≅ 1
× 21,00 ≅ 2,10

10 10

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

 în functie de consumul de oțel, care trebuie să fie minim h rezulta din relatia de
mai jos:

= 6 × 3
= 6 × 3
16615,53 = 153,10 ≅ 1,60,

unde Wnecreprezintă modulul de rezistență necesar, care se dete rmină cu relația:
= = 398772,75 × 102
= 16615,53 [ 3]

2400

unde: areprezintă rezistența admisibilă la întindere a oțelului OL 52; Mmax reprezintă
momentul încovoietor maxim ce acționează pe grinda.

 în funcție de săgeata admisibilă a grinzii:
În functie raportul dintre săgeata admisibilă si deschiderea de calcul a grinzii ( fa /
l), conform tabelului 1.4 se detremină raportul h / l.

Tabelul 1.6
fa / l 1 / 300 1 /500 1 / 600 1 / 800
h / l 0,0476 0,0793 0,095 0,127

Pentru cazul de față se va considera raportul fa / l = 1 / 500, conform SR 1911 -1998
pct.8.5 – alin.8.5.6 Tabelul 39, unde pentru viteze V ≤ 120 Km/h, pentru numărul de
deschideri 1;2 și deschideri de calul ≤25 m rezultă valoarea raportului fa / l adoptată mai sus.
Deoarece rap ortul fa / l = 1/500 atunci valoarea raportului h / l corespunzător, așadar pentru:
= 1 => = 0,0793

500

= 0,0793 => = 0,0793 × = 0,0793 × 21,00 = 1,67 ≅ 1,70 [ ]

Înălțimea antretoazei se va adopta ca o valoare medie a celor trei valori
determinate mai sus și se va rotunji la multiplu de 10 [mm]. Deci se va adopta h =190 [cm]
= 1,90 [m].

 Predimensionarea grosimii inimii antretoazei: 

La fel ca și în cazul predimensionării înalțimii grinzii și aici trebuie respectate
trei criterii de dimensionare:

62

 din condiția ca inima să preia forța tăietoare: 
≥ = 82652 = 0,32 = 4

×
190 × 1380

unde: areprezintă rezistența admisibilă la forfecare a oțelului OL 52 in gruparea I de
acțiuni;
Tmax reprezintă forța tăietoare maximă ce acționează asupra lonjeronului.

 din condiția de zveltețe a inimii:
= 100 ÷ 150 => = 190 ÷ 190

100 150
= 1,90 ÷ 1,27 [ ]
Se va adopta ti = 15 [mm].

 folosind o relație empirică: 
≅ 2 × + 8 [ ]

unde h se consideră în [m].
≅ 2 × 1,90 + 8 = 11,80 ≅ 12 [ ]

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

 Predimensionarea secțiunii tălpilor grinzii principale: 

Cunoscând dimensiunile inimii, se pot determina dimensiun ile tălpilor, din conditia de
rezistență la încovoiere a secțiunii antretoazei:

× =− 2 2
– momentul de inerție necesar al grinzii pentru a prelua momentul încovoietor maxim;
= × = × = 398772,75 × 102 × 190 = 1578475,474

2
2
2400
2

– momentul de inerție al inimi antretoazei;
= × 3 ≅ × 3 = 2 × 1903 = 1143166,67 4

12 12
12

× = 1578475,47 − 1143166,67
= 49,64 ≅ 50 2
1902

Se aleg: t =30 [mm] și b =400 [mm]

63

Notă: Secțiunea efectivă a tălpilor s -a suplimentat fața de cea rezultată din calcul pentru a
acoperi faptul că în calculele de predimensionare s -a considerat hi = h.

Valoarea efectivă a dimen siunile b și t ale tălpilor se determină prin încercări
succesive respectându -se pe căt posibil următoarele domenii de variație:
 + 2≤ ≤ 2 ÷ 3 × <=> 22 ≤ ≤ 40 ÷ 60
′ ≤ 15 × × 2400
=> ′ ≤ 15 × 3 × 2400
=> ′ ≤ 36,74 [ ]

3600
 ≅ 1
÷ 1
× = 64 ÷ 38

3 5

Având toate dimensiunile secțiunii transversale a antretoazei cunoscute, secțiunea va
arăta ca în Fig.31 de mai jos:

400

20

z G

30

1840

z

400
y
Fig. 31

2.3. Verificarea secțiunii grinzii

30

2.3.1. Verificarea condiției de rezistență

64

Se verifică eforturile unitare normale corespunzătoare momentului încovoietor maxim
astfel:
= × ≤ ×
în care:
= + = 184 + 3 = 95

2
2

= 2 × 1843 + 2 × 40 × 33 + 2 × 40 × 3 × 184 + 3
2 = 31365714

12
12
2
2

Se obț ine astfel relația:
= 398772,75 × 102 × 95 = 1207,79 ≤ 1,05 × = 1,05 × 2400

3136571

/ 2
= 2520
Eforturile unitare tangențiale corespunzătoare forței tăietoare maxime pe reazem s unt:
=
= 82652
= 224,60 < = 1380 / 2
× 184 × 2
2.3.2. Verificarea prinderilor sudate în secțiunea de la mijlocul
deschiderii grinzii
În această secțiune se verifică sudurile S 1, de colt , de prindere a tălpilor de inimă.
Grosimea de calcul a sudurilor de colt se consideră egală cu grosimea inimii.

Eforturile unitare ce apar în cordoanele de sudură sunt:

 Eforturi unitare de lunecare 
Aceste eforturi, ‖, sunt paralele cu axele longitudinale ale cordoanelor de sudură S 1 și se calculează cu r elația:
×
‖ = ×
în care:

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

S – momentul static al tălpii față de axa neutră a scețiunii:
= 40 × 3 × 3
+ 184
= 112203
2 2

I – momentul de inerție brut al grinzii, I = 3136571 [cm3];
ti – grosimea inimii grinzii principale, t i = 20 [mm].

 Eforturi unitare din momeni încovoietor 

65

Aceste eforturi sunt paralele cu axele longitudinale ale cordoanelor de sudură:
‖ = ×
în care:

M – momentul încovoietor maxim: M = 741523 [daNm]; I – momen tul de inerție brut al grinzii;
ys – distanța de la axa neutră la radăcina sudurii: y s = hi/2 = 184/2 = 92 [cm];

Se va obține:
‖ = ×
= 82652 × 11220
= 147,83 / 2 < ‖ = 1600 / 2
× 2 × 3136571
= × = 398772,75 × 102
× 92 = 1169, 66/ 2 <

‖ 3136571 ‖
= 2400 / 2
Verificarea eforturilor unitare echivalente se face cu relația:

= 2 + 3 × 2 = 3 × 1482 + 1169,662 = 1197,42 / 2 <

/ 2
= 2700
Verificarea la oboseală a sudurii S1 se face cu relația:
2 ‖ 2

‖
+
≤ 1

în care Ra și Ra sunt eforturile unitare maxime admisibile la oboseală, care conform SR 1911 –
98 pct. 7.4.2. tab. 1.3, corespunzător grupei de crestare B1 și care a u valorile:
= ‖ = 217,38 = 0,099

‖
‖
2174,99

= ‖ = −88,84 = 0,601

‖
‖
147,83

Pentru:
= 71772,75 × 102 × 95 = 217,38 / 2

3136571
‖

și
‖ = −496,71 × 102 × 11220 = −88,84 / 2

2 × 3136571
rezultă:

66

= 104,92 / 2
= 1049,20 / 2

= 73,88 / 2 = 738,80 / 2
Se ob ține:
2 2 1169,66 2 147,83 2
‖
+ ‖
=
+
= 0,72 < 1
1049,20 738,80

2.3.3. Dimensionarea rigidizării din secțiunea de reazem a
grinzii principale
 Alcătuirea constructivă a rigidizărilor de reazem 

În dreptul reazemelor grinzii cu inimă plină se prevăd rigidizări transversale verticale
mai puternice decât rigidizările curente, capabile să preia reacțiunea verticală a grinzii.

Pe interiorul grinzii, rigidizarea este formată de cornierele de prinder e a antretoazei de
grinda principală, 2 L 100 × 100 × 10, precum și de porțiunea de inimă a antr etoazei,
cuprinsă între aceste corniere.
Pe exteriorul grinzii, lățimea rigidizărilor din secțiunea de reazem b r se stabileste în
funcție de lățimea platbandel or tălpii grinzii, astfel încât să asigure spațiul necesar întoarcerii
sudurilor de prindere a rigidizărilor de tălpi; rezultă b r = 180 [mm].
Grosimea rigidizărilor t r se stabileste la t r = 15 [mm].

În cazul grinzilor sudate se consideră că, la preluarea reacțiunii verticale participă pe
lângă rigidizările de reazem și un tronson de inimă plină de lățime egală cu 15 × t i = 15 × 20
= 300 [mm].

Elementele geometrice pentru verificarea rigidiz[rii de reazem sunt prezentate în figura
de mai jos ( Fig. 31) :

Rigidizările din secțiunea de reazem a grinzii se verifică la strivire și la flambaj în plan
perpendicular pe planul grinzii.

67

A

Rigidizare
de reazem

1 1

Aparat de reazem
A 1 – 1 din neopren

Aripi relucrate la baza tantr. = 15

L 100 × 100× 10

t = 20 i 0
4 15 × t i = 300

b = 180 r

10

Fig. 32

 Verificarea la strivire a rigidizărilor 

2

15 3
0
0
t

=
i

1
5
×
180
A – A

2

Antretoaza de
capat

Guseu CV

2 – 2

L 100 × 100× 10

15

Inima

antretoazei
20

Pentru a permite realizarea continua a cordoanelor de sudură ce prind tălpile de inimă,
ce ține seama de degajările ce se prevăd în rigidizări.

Verificarea la strivire se face cu relația:
= ≤
în care:

R – reacțiunea maximă egală cu 82652 [daN]; As – aria de strivire = 111,10 2;
as – rezistența admisibilă la strivire egală cu 2 × aI = 2 × 2400 = 4800 [daN/cm2]

Rezultă:
= 82625 = 744 < = 4800 / 2

111,10

 Verificarea la flambaj a rigidizării de capăt 



68

În cazul general, rigidizarea dereazemse verifică la flambaj în plan perpendicular pe
planul inimii, ca o bară comprimată centric, având secțiunea formată din rigidizări și
porțiunea activă din inimă.

Având în vedere faptul că în plan perpendicular pe planul inimii grinzii (față de axa z),
flambajul este împiedicat de către antretoază, în acest caz nu este necesar să fie efectuată
această verificare.

Verificarea privind pierderea stabilității rigidizării de reazem este absolut necesară în
cazul poduril or cu calea sus fără antretoaze (traversele așezate direct pe talpa superioară a
grinzii),sau dacă există antretoaze prinse de grinzile principale cu ranforți scurți.

2.3.4. Calculul sudurilor în secțiunea dereazem

În această secțiune se verifică sudura de prindere a tălpii inferioare de inimă.
Cunoscând t i = 20 [mm], h i = 184 [cm], b t = 400 [cm], se va calcula:
= 40 × 3 × 93,5 = 11220 3
‖ = × = 82652 × 11220 = 147,83 / 2 < ‖ = 1600 / 2

2 × 3136571 ×

Se calculează eforturile locale ⊥ perpendiculare pe axa longitudinală a cordonului de sudură, datorate reacțiunii grinzii:
⊥ =
în care:

R – reacțiunea grinzii;
Ah – aria inimii și rigidizărilor de pe reazem, considerând o repartiție la 45˚ din
punctul teoretic de aplicare al reactiun ii (Fig. 32)

Rigidizare
de reazem
240

60

310
Aparat de reazem

din neopren
R

Fig. 32

69

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

= 82652 = 1059,64 / 2 < 2400 / 2

⊥
78

Verificarea eforturilor unitare echivalente se face cu relația:

= 2 + 3 × 2 = 3 × 1482 + 1059,642 = 1090,21 / 2 <

/ 2
= 2700

2.3.5. Verificarea deformației elastice

Săgeata grinzilor cu inimă plină, simplu rezemate, cu moment de inerție variabil, se
calculează cu relația:
= 5,5 × × 2
48 × ×
în care:
Mmax – momentul maxim provenit din încărcările permanente și din cele utile, fără a
lua în considerare acțiunea dinamică a încărcărilor mobile din convoi;

L – deschiderea de calcul a grinzii;

E – modulul de elasticitate al oțelului;
Ib – momentul de inerție brut al secțiunii din mijlocul deschiderii.
= 5,5 × (398772,75 ) × 102 × 21 × 102
= 0.002 < = 2100
= 4,20
48 × 2,1 × 106 × 3136571 500
2.3.6. Stabilirea poziției primei rigidizări trensversale după
secțiunea de reazem

Inimile secțiunilor de pe reazem ale grinzilor cu inimă plină se consolidează cu
elementele capabile să preia forțele concentrate mari ce apar în această secțiun e.

În imediata vecinătate a secțiunii de reazem a inimii grinzii, ponderea ce amai mare o
au eforturile unitare tangențiale; pentru stabilirea poziției primei rigidizări transversale se
consideră numai eforturile unitare tangențiale presupunând că ele ati ng valoarea maximă
admisă.

Poziția primei rigidizări transversale rezultă din condiția de verificare la voalare a
unui panou de inimă solicitat numai la eforturi unitare tangențiale, data de relația:
× ≤

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

70

= 1380 / 2

ννa – coeficientul de siguranță admisibil la voalare;
= 1,32 pentru gruparea I de ațiuni

cr – efortul unitar tangențial criticde voalare care se determină cu relația:
= ×

unde:

k – factor de voalare pentru panouri de inimă solicitate numai la eforturi unitare
tangențiale, obținut în funcție de raportul laturilor panoului:
= ≥ 1, = 5,34 + 400/ 2

e – efortul unitar critic în domeniul elastic, corespunzător unei fâșii de inimă cu
lățimea de 1 cm și cu lungimea b.

Se determină cu relația = 1898000 × / 2 , unde t este grosimea inimii, iar b lățimea panoului: t = 2 cm; b = 184 cm.
400 2 2
1380 × 1,32 ≤ 5,34 +
× 1898000 ×

2
184

184

Rezultă:
≤ 220,58

Pentru asigurare a stabilității de voalare a inimii sunt necesare rigidizări transversale,
iar prima dintre acestea trebuie prevăzută la o distanță de cel mult 220,58 [cm].

La stabilirea poziției rigidizărilor transversale se ține cont și de alcătuirea constructivă
a tabl ierului. Se prevăd rigidizări curente în dreptul antretoazelor și la jumătatea distanței
dintre două antretoaze alăturate ( din 2,625 în 2,625 m).

Prima ridiza re transversală după cea din reazem se va prevedea la 2,625/2 = 1,312 m
din axul de rezemare.

2.3.7. Verifivcarea la voalare a inimii grinzii principale

 Verificarea la voalare apanourilor de capăt 

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

71

2 × 1.3125 3 × 2.625
panou marginal

0m 1 2 1' 0'
panou central
21.00
0.656 20.344
P1 P2 P3 P4 P5
T0 – 1
1 +

12.75
P1 P2 P3 P4 P5
LM(m) 0
.
6
3
6
0
.
6
3
3
0.5
86
53
90
. 0.
4
9
2
0
.
4
4
5
39
90
.

Fig. 33
= + × = 12807,04 + 9 85,43 × 1,40 = 14187
unde forța tăietoare din încarcari permanente într -o secțiune oarecare se calculează cu relația:
= × 2 −
iar pentru x = 0,656 [m] ,corespunzător mijlocului panoului marginal (punctul m) relația
devine:
= 1302 × 21
− 0,656 = 1 2807,04
2
Momentul încovoietor aferent poziției convoiului ce dă T max va fi:
= + ×

unde momentul încovoietor din încărcări permanente intr -o secțiune oarecare se calculează cu
relația:
= ×
× −
2

iar pentru x = 0,656 [m], atunci valo area momentuluii încovoietor în aceasta secțiune va fi:
= 1302 × 0,656
× 21 − 0,656 = 8688,03
2

Momentul încovoietor din acțiunea convoiului P10 aferent poziției de T max se
calculează cu ajutorul liniei de influiență ( Fig. 33 ) după cum urme ază:
= 25000
× 0,636 + 0,633 + 0,539 + 0,492 + 0,445 + 0,399 + 10000
2 2

1

× × 0,399 × 12,75 = 52018,13

2
72

Așadar momentul aferent pozitției de Tmax corespunzător mijlocului panouli marginal
în punctul m este:
= + × = 8688,03 + 1,40 × 52018,13 = 81513,41

Efortul unitar amxim de compresiune din moment încovoietor este:
= − = × = 81513,41 × 102
× 95 ≅ 247 / 2

1 2
3136571

Efortul unitar tangențial maxim efectiv este:
= = 14187 = 37,33 / 2

×
190 × 2

Pentru obținerea eforturilor critice de voalare, respectiv:
1cr – efortul unitar normal critic de voalare corespunzător solicitărilor panoului la
încovoiere;
cr – efortul unitary tangențial critic de
voalare; se calculează astfel:
2 2 2
= 224,24 / 2
= 1898000 ×
= 1898000 ×

184

= = 113,13 = 0,61 < 2 => = 15,87 + 1,87 = +8,6 × 2 = 24,10

184
3
2

= 4 + 5,34
= 18,35

2

rezultă:
= × = 24,10 × 224,24 = 5404,184 / 2
1
= × = 18,35 × 224,24 = 4114,80 / 2
1
Efortul unitar critic de comparați e este dat de relația:

+ 3 × 2
= 1
=

2

1+
1
3−
1
2

×
+
×
+

4 1 4
1

= 247 + 3 × 37,332 = 1453,23 / 2

1−1
247
3+1 247 2
37,33 2

×
+
×
+

4
5404,184
4 5404,184
4114,80

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

73

= × 1,474 − 0,677 × = 1470,43 / 2

.

Coeficientul de siguranță efectiv la voalare se calculează cu r elația:
= . = 1470,43 = 5,76 > = 1,32

2 + 3 × 2 2472 + 3 × 37,332
1

 Verificarea la voalare a panourilor centrale 

Se verifică la voalare panourile de inimă din vecinătatea mijlocului grinzii, unde
solicitările de încovoiere est e pred ominant.

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

panou marginal

0 1 n 2 1' 0'
panou central
9.188 11.813
21000
P1 P2 P3 P4 P5 T1 – 2
–
+
4.688 9.00 7.313
P1 P2 P3 P4 P5
LM(m)

2.637
3.480
3244.
1685.
5.512
8553.
3
.
1
9
9

Fig. 34
= + ×
= 1302 × 9,188 × 21 − 9,188 + 1,40 2
× 25000
× 3,480 + 4,324 + 5,168 + 5,512 + 3,855 + 10000
× 1

2 2 2
× 2,637 × 4,688 + 10000
× 1
× 3,199 × 7,313 = 646546,44
2 2
Forța tăietoare aferentă poziției convoiului din care rezultă M max este:

74

=
+ 1,40 × = 1302 × 21
− 9,188 + 1,40 × 496,71 = 2403,62
2

Se obține:
= − = × = 646546,44 × 102 × 95 ≅ 1958,25 / 2

1 2
3136571

= = 2403,62 = 6,33 / 2

190 × 2
×
2 2 2
= 1898000 ×
= 1898000 ×
= 224,24 / 2

184

= = 262,5 = 1,43 > 2
=> = 23,90

184 3

= 5,34 + 4
= 7,30

2

rezulță:
= × = 23,90 × 224,24 = 5359,34 / 2
1
= × = 7,30 × 224,24 = 1636,95 / 2
1
Efortul unitar critic de comparație este dat de relația:

2 + 3 × 2
= 1
=

2

1+
1
3−
1
2

×
+
×
+

4 1
4 1

= 1958,25 + 3 × 6,332 = 5359,12 / 2

1−1 1958,25 3+1 1958,25 2 6,33 2

×
+
×
+

4
5359,34
4 5359,34 1636,95

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

= × 1,474 − 0,677 ×
= 3308,86 / 2

.

Coeficientul d e siguranță efectiv la voalare se calculează cu relația:
= . = 3308,86 = 1,68 > = 1,32

2 + 3 × 2 1958,252 + 3 × 6,332
1
În concluzie verificarea la voalare este satisfacută.

2.3.8. Verificarea stabilității generale a grinzii principale

75

Având în vedere faptul că că prinderea antretoazelor de grinzile principale se
realizează prin dezvoltarea unor ranforți puternici (pe toată înălțimea grinzilor), acești
ranforți împiedică pierderea stabilității generale a grinzii în dre ptul lor, funcționând ca niște
reazeme elastice.

Calculul exact privind pierderea stabilității generale presupune să fie luată în
considerare rigidiateta efectivă a acestor ranforți, eforturile din talpa superioară și secțiunea
grinzii pe fiecare panou.

În lipsa unui calcul exact, se verifică stabilitatea tălpii comprimate pe distanța dintre
doi ranfor ți consecutivi; în cazul în care verificarea ar fi al limită este absolut necesar un
calcul mai exact, deoarece această verificare nu este acoperitoare (ran forții nefiind în realitate
reazeme rigide).

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

Evaluând caracteristicile geometrice rezultă:
× 3 /5 × 3 3 × 403 184/5 × 23
=
+
=
+
= 49224,02 4

12
13
12
12

= × + /5 × = 3 × 40 + 184/5 × 2 = 193,60 2

= = 49224,02 = 15,94 < 525 = 13,13

193,60
40

rezultă că este satisfăcută condiția de stabilitate generală a grinzii.

2.4. Îmbinările de montaj ale grinzii pincipale

Grinda principală se realizează din trei tronsoane, un tronson central cu lungimea de
8,00 m și două tronsoane marginale cu lungimea de 6 ,75 m.

Adoptarea ac estei soluții de tronsonare a grinzii permite încadrarea tronsoanelor în
dimensoinile gabaritului de liberă trecere a căii de comunicație pe care acestea se transportă
la locul de montaj și totodată corespunde unei capacități medii a uti lajelor de ridicat necesare.

Deasemenea, tronsonarea find simetrică față de mijlocul tablierului, cele două grinzi
principale sunt perfect identice și se evită eventualele greșeli de execuție și de montaj.

2.4.1. Înădirea tălpilor

Pentru înădirea platbandelor tălpilor se utilizează eclise de continuitate și șuruburi de
înaltă rezistență M24.

Secțiunea ecliselor se alege identică cu a tălpilor, respentiv 400 × 30 mm, lungimea
rezultând din respectarea distanțelor dintre șuruburi.

76

Efortul capabil al unui șurub M24 mar ca12 .9, pentru o secțiune de frecare este:
= × = 0,55 × 26460 = 9095,63

1,60

unde:

f – este coeficientul de frecare, funcție demarca oțelurilor pieselor ce se îmbină și de
modul de prelucrare a suprafețelor de contact. Pentru OL 52 și sup rafața de contact prelucrată
prin metalizare rezultă f = 0,55;

c – coeficientul de siguranță la lunecare a pieselor, funcție de felul solicitărilor și de
gruparea de acțiuni, pentru gruparea I de acțini și pentru incărcări dinamice c = 1,60 ;
Nt – forța m aximă de pretensionare a unui șurub de înaltă rezistență care se calculează
cu relația:
= 0,7 × × 0,2 = 0,7 × 3,50 × 10800 = 26460

Numărul de șuruburi necesar pentru preluarea efortului capabil al platbandei este:
== × = 90 × 2400 = 23,74 ș
9095,63 unde: = 40 − 4 × 2,5 × 3 = 90 2 .

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

2.4.2. Îmbinarea inimii

Considerând trei șiruri de șuruburi de înaltă rezistență M24, așezate conform figurii
de mai jos, se calculează ef orturile în șuruburile cele mai solicitate (cele extreme).

77

1 – 1 P2 1 P2

70

45
IPM 24

P1 Eclise
P1 360 × 10…..1790

19601900184017100 ×
1790
10
360

45
45 80 110 80 45
P2
70 P2

2 1

y1 = 850
Schema de calcul
Nt
NR
N1

Ni

yi

Mi

T

2

2 – 2
Eclise IPM 24
P2 400 × 30…..750

50 3 × 90 110 3 × 90 50
750

50
85 130
400 85 50
Fig. 35

În îmbinare eforturile secționale sunt:
= + × = × × − + 1,40 × 1 × 0,88 × − 2 × =

2

2
0,1936

max

1302×6,5
× 21 − 6,5 + 1,40 × 1 × 0,88 × 6,5 − 6,52
× 357857,14 =
2
0,1936 21 2
21
548053 pentru x = 6,50 m .
Taf = 49671 .

Momentul încovoietor preluat de inimă va fi:

× 3
1038251
= ×
= 548053 × 12
= 548053 × = 181414

3136571 3136571
Rezultă:
1 = × 1

2 × 2 × 2

= 548053

× 102 85

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

= = 49671
= 1380

2 × 18
36

= 2 + 2 = 685,072 + 13802 = 1540,69 < = 2 ×
1
= 2 × 9095,63 = 18192
78

2.5. Calculul prinderii antretoazei de grinda principal

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

Reacțiunea de calcul este data de relația:
= 1,20 × + ×

în care:
Rg – reacțiune a antretoazei din încărcarea permanentă;
Rp – reacȚiunea maximă din încărcarea cu convoi;

ψ – coeficientul dinamic corespunzător deschiderii
antretoazei. Rezultă:
= 1,2 × 0 = 1,2 × 71744 = 86093
Prinderea antretoazelor de grinzile principale se face cu șur uburi de înaltă rezistență
M22, prin intermediul unor corniere de prindere L 100×100×10.

 Suruburile care prind cornierele de inima antretoazei 

Aceste șuruburi lucrează cu două suprafețe de frecare și rezultă:
1 = 2 × 1
în care N 1 este efortul determi nat la punctul 2.4.1. pe care îl poate transmite prin frecare un SIRP, pe o singură suprafață de frecare, N 1 = 9095,63 [daN].

Se obține astfel:
1 = = 86093
= 4,73 ș
2 × 1 2 × 9095,63
 Șuruburile care prind cornierele de ini ma grinzii principale 

Aceste șuruburi lucrează cu o singură suprafață de frecare și rezulătă astfel:
86093
2 = 1 = 9095,63 = 9, 47
Ținând cont că la capătul antretoazei se realizează un ranfort pentru asigurarea
stabilității generale a grinzilor princ ipale, alcătuirea prinderilor este prezentată în figura de
mai jos.

Îmbinările cu șuruburi de inaltă rezistență sunt mai rigide decât îmbinările cu nituri,
de aceea, la calculul șuruburilor n2 trebuie să se țină cont și de efectul momentului

79

încov oietor n egative ce apare în secțiunea de prindere a antretoazei de grinda principal. În
lipsa unui calcul exact acest moment încovoietor se poate calcula cu relația:
= 1 × 0 = 1 × 134245 = 33561,25

2 2

unde M 0 este momentul încov oietor maxim din câmpul antretoazei considerată grindăsimplu
rezemată, calculat capitolul anterior.

Efortul de întindere maxim se produce în șurubul cel mai depărtat de axa de rotire;
dacă șuruburile se dispun la distanța de 200 mm rezu ltă:
= = × 1 = 33561,25 × 102 × 160
1 2 × 2 2 × 202 + 402 + 602 + 802 + 1002 + 1202 + 1402 + 1602

= 3290,32

Forța suplimentară de întindere T dintr -un șurub nu trebuie să depășească 60 % din valoarea forței maxime de pretensionare a unui șurub, N t = 26460 .

Condiția trebuie verificată deoarece:
= 3290,32 < 0,60 × = 26460 × 0,6 = 15876

Efortul N 1 pe care -l transmite prin frecare un șurub de înaltă rezistență care este
solicitat și de forțe suplimentare de întindere se calculează cu relația:
′1 = 2 × −
unde:

f – coeficientul de frecare, funcție de marca oțeluli pieselor ce se îmbină și de modul
de prelucrare a suprafețelor de contact f = 0,55;
c2 – coeficientul de siguranță la lunecare a pieselor ce se îmbină, funcție de felul
solicitărilor îmbinării ș i de gruparea de acțiuni c = 1,60.

Rezultă:
′1 = × − = 0,55 × 26460 − 3290,32 = 7999

1,60
2

În cazul considerării și a efectului forțelor de întindere din șuruburi datorate
momentelor negative de la capetele antretoazelor, numărul de șuruburi n 2 este:
86093
2 = ′1 = 7999 = 10,76

2.6. Contravântuirea orizontală principală

80

2.6.1. Calculul și alcătuirea panourilor curente

Contravântuirea orizontală principal are rolul de a prelua acțiunea din vânt de pe
grinzile princ ipale și convoy (partea superioară neadăpostită de grinzi) și forța de șerpuire și
de a le transmite mai departe la aparatele de reazem și de acolo la infrastructură.

Tălpile contravântuirii orizontale sunt tălpile inferioare ale grinzilor principale și o
porțiune de conlucrare din inimă (30t i), iar diagonalele sunt bare suplimentare introduce în
structura tablierului , de obicei realizate din corniere (două corniere în cruces au alăturate ).

În mod obișnuit, contravântuirea orizontală se realizează ca o gr indă cu zăbrele
system combinat, cu diagonal încrucișate.

 Acțiunea direct a vântului asupra grinzii principale 

Având în veder faptul că tălpile inferioare ale grinzilor principale cumulează și
funcția de tălpi ale contravntuirii orizontale, acestea se vo r încărca cu un efor suplimentar
calculate simplificat astfel:

pw dir.

4
1
2
.
1.90

B = 5.50

pw indir. pw indir.

Fig. 36

– presiunea vântului pe grinzile principale și pe partea expusă a convoiului:
= 150 × 1,90 + 2,92 = 723 /

– momen tul încovoietor produs de acțiunea directă a vântului:
= × 2 = 723 × 212 = 39855,38

8 8

81

824.

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

39855,38
=
= = 7246,43
5,50

Acest ef ort încarcă suplimentar tălpile inferioare cu eforturile unitare:
7246,43

=
=
= 31,19 / 2 240

unde: = 30 × × + × = 30 × 2 × 2 + 40 × 3 = 2402

 Acțiunea directă a forței de șerpuire asu pra grinzii principale 

Analog ca la punctul precedent se va obține următoarele:
= × = 6000 × 21 = 31500

4
4
= = 31500 = 5727,27

5,50

= = 5727,27 = 183,63 / 2

31,19

Rezultă efortul unitar suplimen tar în talpa inferioară agrinzii principale:
= 31,19 + 183,63 = 214,82 / 2
1
 Acțiune indirectă a presiunii vântului pe grinzile principale 

Această acțiune apare din cauz excentricității de aplicare a presiunii vântului pe
grinda principal și convoy, f ață de planul contravântuirii principale.

Rezultă astfel:
× 723 × 2,41
=
=
= 317 /

5,50

– momentul încovoietor maxim produs deacțiunea indirectă a vânyului va fi:
= × 2 = 317 × 212 = 17475

8 8

Acest momen t încovoietor încarcă suplimentar grinda cu efortul unitar maxim:
= = 17475 × 102
= 53 / 2
3136571

95

Se observă că valorileacestor eforturi unitare sunt relativ mici neinfluențând
dimensionarea grinzii principale.

 Calculul d iagonalelor contravântuirilor orizontale 


82

Pentru calculul eforturilor în diagonalele contravântuirii se utilizează liniile de
influență care se incarcă cu presiunea vântului care acționează asupra vântului, care
acționează asupra grinzii pe întreaga lungime, iar acțiun ea convoiului se va dispune pe zona
liniei de influență de un singur sens (situație care conduce la un efort maxim) și forța de
șerpuire în dreptul ordonatei maxime, valoarea efortului maxim intr -o diagonală oținânduse
prin însumare alge brică.

4× 5,25
0 1 2 3 4
7,60

5,50

46
.
S

3322° 1/ sin 46,3322

1.38 1.035
S 1/ sin 46,3322
1.18 4.07 1.19

w
w1

w
w

Linia T
panou 1

0.345
Linia T
panou 2
1.38

Fig. 37
În panoul 0 -1:
0−1 = 21 × 1,035 × + + × 1,035

2 1

21 × 1,035
= × 285 + 438 + 6000 × 1,035 = 14067,21
2
În panoul 1 -2:
1−2 = − 6,195 × 0,345 × 438 + 14,57 × 1,19 × 723 + 6000 × 1,19

2 2
= 11098,03

Ținând cont că văntul poate acționa în ambele sensuri, iar intr -un panou sunt două
diagonal, eforturile de dimensionare vor fi:

83

– panoul 0 – 1: D0-1 = 7034 [daN];
– panoul 1 – 2: D1-2 = 5549 [daN].

 Dimensionarea ba relor contravântuirii orizontale 

Pentru acest calcul se va alege aceeași secțiune p entru toate barele contravântuirii care
nu fac parte și din dispozitivul pentru preluarea frânării, dimensionată la efortul maxim de
compresiune ( calculat în gruparea a do ua de acțiuni).
= −7034

Se neglijează eforturile provenite din deformația comună a barelor contravântuirii și a
tălpilor grinzilor principale, considerând rezistența admisibilă redusă la 1000 [daN / cm2].

Diagonalele contravântuirilor tablierelor metalic e de cale ferată normală, cu
deschidere medie (30 – 60 m), se alcătuiesc din profile cornier. Atunci când alcătuirea
constructivă a tablierului permite unei secțiuni simetrice în raport cu axa guseului de prindere
a diagonalelor contravântuirii, se alege a ceastă soluție ( pentru evitarea solicitării de
compresiune excentrică).

Elementele contravântuirii se confecționează din oțel OL52.

Se aleg două corniere L 100×100×19 ca în figurade mai jos și rezultă următoarele
caracteristici de calcul ale secțiunii:

Fig. 38
= 2 × 19,20 = 38,402

=

+ 0,8 × +
=
=
= 0,9 × = 0,9 × 7,60 = 6,48
= 3,83

2
2

Rezultă:
648
= 3,83 = 169,19 < = 200; = 0,126
Efortul unitar de compresiune:

84

= 7034 = 1453,79 < = 2700 / 2

0,126 × 38,40

 Prinderea barelor de contravântuire în noduri 

Prinderea diagonalelor de guseele de contravântuire, care au grosimea de 10 mm, se
face cu nituri de diametru de 20 mm din OL44.

Fiecare bară se prinde cu cel puțin două nituri pe direcția efortului, rezultând pentru
fiecare capăt de bară 4 nituri de prindere cu câte o secțiune de forfecare, capabile să preia
efortul:
= 4 × × 22
× 1700 = 21363 > = 7034
4
În detaliul de mai jos este prezentat detaliul pentru nodul de intersecție a diagonalelor
contravântuirii.

1500

159

10

50

50

623
167 290
10
50
50 50

100
110
110

100

10

50

167
50
50
50
159
50
10

150
0

Guseu
594 × 10 …..
623

110 110

276
594
110 110

1500

1
0

159
100
50
50

50

50
50

167

10

290
623
100
50
50 50

50
50
10 167
10

159

L 100 × 100×10

1500

Fig. 39

85

2.6.2. Dispozitivul pentru preluarea frână rii

Dispozitivul pentru preluarea frânării se prevede în planul contravâ ntuirii orizontale,
prin suprapunerea parțială a unor bare ale dispozitivului cu diagonalele contravântuirii.

Datorită faptului ca nu este asigurat ă conlucrarea dintre grinzile că ii, grinzile
principale si contravantuire, se prevede un singur dispozitiv contr afrân ării, asezat la mijlocul
podului (șirului neîntrerupt de lonjeroni) ca in figura de mai jos:

SCHEMA GEOMETRICA A TABLIERULUI
A

Contravantuire orizontala 175 175
Dispozitiv pentru
principala preluarea franarii
A

1
8
8
B D B' 550
1
7
5
C E C'

1
8
8
A'
525 525 525 525

Contravantuire orizontala
secundara

Fig. 40

Forța de frânare are valoarea:
= = 1
× 2450 = 306,25
8 8
Adoptând schema de calcul a disp ozitivului contrafrânării din figura de mai jos, se
obțin e efortul maxim din aceste bare:

Hf/2 A Hf/4 A Hf/4 A
B D B' Hf/2 B D Hf/4 D B' Hf/4
= +
Hf/2 Hf/4 Hf/4
C E C' C E E C'
Hf/2
A' Hf/4
A' Hf/4
A'

86

Fig. 41
= 12984

Verificăm secțiunea initial a diagonalei din 2 L 100×100×10 pentru efortul axial
maxim ținând cont că lungimea barei va fi:
= = 1.752 + 1.8752 = 2,56

Rezultă:
= = 256 = 67 => = 0,621

3,83
= 12984
= 544,48 < = 2700 / 2

0,621 × 38,40

Pentru celelalte bare se allege aceeași secțiune pentru ușurinta execuției.

În figura de mai jos este prezentat nodul B al dispozitivului de frânare, p recum și
tachetul de legătură dintre lonheron și dispozitiv.

2.7. Aparate de reazem

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

Având în vedere avantajele pe care le prezintă aparatele de reazem d in neoprene, în
comparative cu aparatele de reazem metalice (simplitatea montajului, preț de cost redus, nu
este necesară întreținerea), se adoptă acest tip de aparate.

Neoprenul este un cauciuc sintetic, obținut prin polimerizarea cloroprenului.

Forma a paratelor de reazem este paralelipedică și așezarea lor se face cu latura scurtă
în lungul podului. Aparatele se realizează din straturi de neoprene dispuse între plăci din oțel
perforat la exterior tot cu straturi din neopren.

Plăcile de oțel au rolul de a reduce deformabilitatea aparatului în plan vertical și de a
mări rezistența pe această di rective.

Dimensiunile aparatelor se stabilește în funcție de mărimea încarcarilor vertivale și
orizontale, a deformațiilor liniare și rotirilor.

Vulcanizarea pach etului se face prin încălzire la 180…200˚ și presiune de 6…12
N/mm2, modificându -se astfel structura cauciuculuiprin trecere de la o stare relative plastic la
una elastic.

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

 Verificarea presiunii pe aparatul de reazem 

87

Presiunea medie pe aparatul de reazem din reacțiunea verticala R, trebuie să satisfacă
relațiile:
= ≤ = 120 / 2

și
= ≤ = 20 / 2

Reacțiunile grinzilor principale sunt:
– reacțiunea verticală maximă: R max = 826, 52 [kN];
– reacțiunea verticală minimă: R min = 136,71 [kN];
– forța orizontală de frânare: Hfr = 306,25 [kN].

Ținând cont de reacțiunea verticală maximă, se aleg aparat e de reazem de tipul 3 ,
având următoarele caracteristici:

– tip 3 mobil: – a×b = 310×350 mm;

– h = 70 mm;

– grosimea straturilor intermediare 8 mm;

– tip 3 fix: – a×b = 310×350 mm;

– h = 20 mm;

– grosimea straturilor intermediare 10 mm;

– reacțiunea maximă pe aparat 1300 kN.

Pentru aparatele dereazem alese avem următoarele presiuni medii pe neopren:
= 82652 = 76,17 ≤= 120 / 2

31 × 35

și
= 13671 = 12,60 ≤= 20 / 2

31 × 35

 Verificarea deformației unghiulare 

Deformația unghiulară maximă a neoprenului, datorată deplasării suprastructurii se
limitează la 0,7:
≅ =
≤ 0,7

88

în care este suma grosimilor straturilor intermediare de neopren.

Deplasarea orizontală use poate calcula cu relația:
= ∆ + ∆ = × ∆ × + +
×

unde:
– Δltemp reprezintă deformația grinzii din variații de temperatură;
– Δlefort reprezintă deformația grinzii datorată eforturilor provenite din încovoiere și
din forța de frânare.
= = 398772,75 = 1207 / 2

33017

= = 30625 = 50,37 / 2

608

Considerând temperature de montaj t = 25˚, rezultă Δt = 50 – 15 = 35˚ C.
∆ = × ∆ × = 1,2 × 10−5 × 35 × 2100 = 0,882
∆ = +
× = 1207 + 50,37
× 2100 = 1,26
2,1 × 106

Rezultă:
≅ =
= 0.882 + 1,26
= 0,44 ≤ 0,7
6 × 0,8 6 × 0,8

89

4. TEHNOLOGIA DE MONTAJ A
SUPRASTRUCTURII PODULUI

Suprastructura podului se realizează în două tronsoane de lungim i diferite în uzină cu
dimensiunile conform plansei dispoziție generală pod proiectat. În uzină se realizează mai
întâi elementele componente ale ale tablierului și anume grinzile principale,antretoazele,
lonjeronii,guseele și barele de contravântuire, dup ă care cu șuruburi de înaltă rezistență se
realizează imbinările dintre elementele componente ale tronsoanelor de tablier metallic.După
ces-au realizate cele două tronsoane de tablier acestea se încarcă cate unul cu ajutorul unei
macarale de tonaj mare pe câte o platformă feroviară și apoi transportată de la uzina de
confecții metalice în amplasamentul podului, unde sunt descărcate pe platform de lucru
conform planului de situatie.Tehnologia de montaj propriuzisă a suprastructurii podului
presupune urmatoar ele etape tehnologice:

1. După ce s -au realizat infrastructurile podului respectiv cele două culei se
montează în dreptul rostului de montaj două palei adică două elemente de
infrastructură provizorii de o parte și de alta a rostului de montaj ;
2. Cu ajutorul unei macarale de 30 de tone se ridică de pe platforma de lucru
tronsonul de lungime mai mare respectiv tronsonul doi și se așează pe
infrastructuri în doar pentru un singur fir de cale ferată;
3. Cu ajutorul aceleiași macarale se montează și tronsonul de lun gime mai mica
respective tronsonul doi pe infrastructuri
4. Se realizează îmbinările de montaj cu șuruburi de înaltă rezistență ;
5. Se demontează cele două palei;
6. Cu ajutorul unor prese hidraulice patru la număr (câte o presă la câte un capăt
a grinzii) se rid ică întregul tablier și se montează aparatele de reazem aferente
fiecarei grinzi în dreptul cuzinețior pe bancheta de rezemare;
7. Se coboară tablierul pe aparatele de reazem , după care se îndepărtează
presele;
8. Se realizează calea pe firul de cale ferată u nde s -a montat tablierul;
9. Se deschide circulația pe pod firul de cale ferată realizat;
10. Se repetă aceleași operații și pentru celălalt fir de circulație.
11. Se realizează recepția lucrărilor.

Observații :

 Deoarece rostul de montaj este foarte aproape de nodu l de contravantuire
central la nivelul contravantuirilor orizontale principale, intreruperea complete
în dreptul rostului de montaj se realizeaz ă doar la nivelul grinzilor principale și
la nivelul lonjeronilor. Barele de contravântuire aferente panoului de
contravântuire în care se realizează rostul de montaj urmând a se monta după 

90

montarea celor două tronsoane pe infrastruct ure respective pe banchetele de
reazemare a celor două culei și pe cele couă palei.
 După realizarea îmbinării de montaj pe șa ntier se face verificarea îmbinărilor; 
 Pe timpul execuție operației de montaj se vor evita pe cât posibil abaterile și
defectele de execuție.



5. DEVIZE

Beneficiar: CFR
Executant: CFR
Proiectant: Teofil Grapa
Obiectivul: suprastructura metalica pod Cf
Obiectul: TMSR Tablier metalic
Stadiul TM Montare suprastructura+ cale

Formular F3
Lista cu cantitati de lucrari pe categorii de lucrari

SECTIUNEA TEHNICA SECTIUNEA FINANCIARA

Pretul unitar TOTALUL
Nr. Capitol de lucrari U.M. Cantitatea (fara TVA) (fara TVA)
– Lei – – Lei –

0 1 2 3 4 5 = 3 x 4
1 L1A06E1 -  km 0.02 387,728.10 8,530.02
   material: 360,939.62 7,940.67
 

manopera:
26,788.48
589.35

utilaj: 0.00 0.00
transport: 0.00 0.00
2 PH21A1 -   tona 44.44 804.36 35,745.76
  material: 357.87 15,903.64
 

manopera:
160.74
7,143.26

utilaj: 285.75 12,698.86
transport: 0.00 0.00
TOTAL 1 (Cheltuieli directe)

Greutate Materiale (tone)
Ore Manopera Material Manop
Utilaj
Transport
TOTAL

era

4.45 749.63 23,844.31 7,732. 12,698.86 0.00 44,275.78

Recapitulatie
Valoare Material Manop
Utilaj
Transport
TOTAL

era

Alte cheltuieli directe
CAS 20.80 % 0.00 1,608. 0.00 0.00 1,608.38

CASS 5.20 % 0.00 402.10 0.00 0.00 402.10
Somaj 0.50 % 0.00 38.66 0.00 0.00 38.66
Fond de risc 0.28 % 0.00 21.65 0.00 0.00 21.65
Fond de garantare 0.25 % 0.00 19.33 0.00 0.00 19.33
Concedii si indemnizatii 0.85 % 0.00 65.73 0.00 0.00 65.73

T2 = T1 + Alte cheltuieli directe 23,844.31 9,888. 12,698.86 0.00 46,431.63

Cheltuieli indirecte
Cheltuieli indirecte 10.00 % 2,384.43 988.85 1,269.89 0.00 4,643.16

T3 = T2 + Cheltuieli indirecte 26,228.74 10,877 13,968.75 0.00 51,074.79

Beneficiu
Profit 5.00 % 1,311.44 543.87 698.44 0.00 2,553.74

T4 = T3 + Beneficiu 27,540.18 11,421 14,667.18 0.00 53,628.53

TOTAL GENERAL (fara TVA) 53,628.53
TVA (24.00%) 12,870.85

TOTAL GENERAL (inclusiv TVA) 66,499.38

91

6. ORGANIZARE LUCRĂRI

Denumire lucrare Luna
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19
1. Organizare de
șantier
2. Constructție
drum de acces
3. Montare pod

provizoriu

4. Asamblarea
tabliere
metalice
tronsonate în
uzină

5. Transport
tronsoane
tablier în
șantier și
descărcare pe
platform de
lucru
6. Montare palei
provizorii
7. Demontare pod
provizoriu pe
firul 1 de
circulație
8. Montare
tabliere
metalice
9. Realizare cale
pe pod
10. Recepție lucrari

92

7. CAIET DE SARCINI

CONSTRUCȚII METALICE

1. PREVEDERIGENERALE

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

1.2. La executia aces tei structuri se vor respecta integral toate reglementarile si prevederile in
vigoare privind executia, verificarea, calitatea executiei si receptia obiectelor de investitii in
constructii.

1.3. Intreprinderile executante care contribuie la executia str ucturii metalice raspund direct de
buna executie si de calitatea tuturor lucrarilor ce le revin, in conformitate cu planurile de
executie, cu prevederile standardelor, normativelor si prescriptiilor tehnice in vigoare,
precum si cu prevederile prezentului Caiet de Sarcini .

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

1.5. Executia structurii metalice, verificarea calitatii si receptia lucrarilor, se vor face in
general pe b aza STAS 767/0 -88 Constructii din otel. Conditii tehnice generale de calitate ”.

93

1.6. Prevederile acestui standard sunt valabile numai in masura in care ele nu contravin
prevederilor prezentului caiet de sarcini, care completeaza, precizeaza si mod ifica unele
dispozitii din actul normativ citat mai sus.

1.7. Inaintea inceperii montajului, o comisie formata din delegatii beneficiarului si
proiectantului verifica intreprinderea care asigura executia si montajul pe santier, daca
aceasta indeplineste urmatoarele conditii:

 Dispune de instalatii si utilaje corespunzatoare tehnologiei de executie specifice
lucrarilor ce sunt de executat; 
 Spatii necesare – special amenajate – pentru depozitarea materialelor si pentru
desfasurarea proceselor tehnologice de executie. 

1.8. Conducerea firmei executante va numi un coordonator tehnic care va conduce lucrarile,
care va raspunde de buna calitate a lucrarilor pe tot timpul executiei. Sarcinile si raspunderile
coordonatorului vor fi stabilite de conducerea intre prinderii si vor fi aduse la cunostinta
beneficiarului si proiectantului.

1.9. Lucrarile de montaj si asamblare pe santier vor fi urmarite si receptionate, pe faze de
executie, de un delegat permanent al beneficiarului.

2. DOCUMENTATIA DE EXECUTIE

2.1. Documentatia de executie este elaborata de:

 proiectant 
 intreprinderile care furnizeaza elementele si subansamblele de constructie 
 intreprinderea care executa montajul structurii metalice. 

2.2. Documentatia elaborata de proiectant

Aceasta trebuie sa cuprinda piesele scrise si desenate specificate la art. 1.4.1 din STAS 767/0 –
88.

Breviarul notelor de calcul trebuie sa cuprinda:

 caracteristicile materialelor folosite; 
 caracteristicile geometrice si mecanice ale sectiunilor; 
 eforturile in sectiunile caracteristice; 
 eforturile unitare maxime, in comparatie cu rezistentele de calcul. 

94

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

Firmele care furnizeaza piesele metalice ale structurii de rezistenta vor asigura cataloagele de
produs, certificatele de calitate si instructiunile necesare punerii in opera a acestora.

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

2.4.1. Aceasta trebuie intocmita de personal cu ex perienta in lucrari de montaj, care vor
conduce montajul, tinand seama de specificul lucrarii si de utilajele de care se dispun, precum
si de anotimpul in care se vor face lucrarile de montaj.

2.4.2. Inainte de a incepe elaborarea documentatiei de montaj, intreprinderea care o
intocmeste are obligatia sa verifice documentele tehnice de proiectare si de executie in uzina
si sa semnaleze elaboratorului acestora orice lipsuri sau nepotriviri constatate.

2.4.3. Documentatia tehnica de montaj trebuie sa cuprin da:

 spatiile si masurile privind depozitarea si transportul pe santier a elementelor de
constructii; 
 organizarea platformelor de preasamblare pe santier, cu indicarea mijloacelor de transport
si ridicat ce se folosesc;  
 verificarea dimensiunilor implicat e in obtinerea tolerantelor de montaj impuse; 
 succesiunea operatiilor de montaj;  
 pregatirea si executia imbinarilor de montaj; 
 verificarea cotelor si nivelelor indicate in proiect pentru constructia montata; 
 ordinea de montaj a elementelor; 
 metode de spr ijinire si asigurare a stabilitatii elementelor in fazele intermediare de
montaj.

3. MATERIALE

3.1. Materiale de baza

3.1.1. Materialele de baza sunt indicate in planurile de executie, pentru fiecare reper in parte.
Eventualele schimbari ale marcilor si claselor de calitate ale laminatelor prevazute in proiect
nu sunt admise decat cu aprobarea scrisa a proiectantului.

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

95

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

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

3.1.3.2. Laminatele li vrate din bazele de aprovizionare trebuie sa fie insotite de certificate
de calitate.

4. EXECUTIA SUBANSAMBLELOR

4.1 Generalitati

Lucrarile de asamblare pe santier sunt conduse in permanenta de catre coordonatorul tehnic al
echipei de montaj, asista t de catre reprezentantul beneficiarului.

4.2. Organizarea controlului calitatii

4.2.1. Controlul calitatii se va face conform prevederilor din fisele tehnologice si procesele
tehnologice de executie, pe fiecare faza de executie in parte.

4.2.2. Contr olul calitatii executiei se va face de catre reprezentantul beneficiarului si al
proiectantului.

4.2.3. In vederea urmaririi controlului executiei, executantul va intocmi si completa “fise de
urmarire a executiei ” si “fise de masuratori ”, care vor fi urma rite de catre proiectant si
beneficiar.

4.2.4. In vederea efectuarii controalelor in timpul executiei, se va infiinta un “registru de
control ” ce va fi tinut in biroul sectiei sau atelierului ce executa lucrarea. In acest registru se
vor trece urmatoarele :

a) Data controlului
b) Cine a efectuat controlul
c) Constatarile facute
d) Semnatura persoanelor care au efectuat controlul
4.2.5. Cu ocazia controalelor pe parcursul executiei se va da o atentie deosebita calitatii,
geometriei suprafetelor, prelucrarii rosturilor , asamblarii si executiei corecte a prinderilor
provizorii.

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

4.2.7. Verificarile se fac piesa cu piesa, pe toate fazele de executie, la terminarea unui
subansamb lu, la montajul de proba si dupa montaj.

96

4.2.8. Verificarea imbinarilor cu suruburi autofiletante va urmari: distanta dintre suruburi si
dispunerea lor, diametri si clasa, precum si infiletarea completa (distanta minima dintre
suruburi va fi 3d, iar distanta de la un surub la o margine minim 3d (atat pe directia efortului
cat si pe directie perpendiculara a acestuia), unde d = diametrul surubului autofiletant,
d=d surub.

4.2.9. Verificarea suruburilor de prindere in fundatie va urmari: dispunerea suru burilor, tipul
acestora, inglobarea in beton si infiletarea completa a piulitelor.

4.3. Sortarea si pregatirea laminatelor

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

4.3.2. La sortare si in ainte de trasare si debitare, toate laminatele se curata pe ambele fete,
pentru a se inlatura complet noroiul, rugina, tunderul, petele de grasime, vopsea, etc.

4.3.3. Cu ocazia sortarii, se verifica corespondenta laminatelor cu indicatiile din proiect
privind marca si clasa de calitate.

4.3.4. Inainte de debitare laminatele se verifica bucata cu bucata, in ceea ce priveste
dimensiunile, aspectul exterior si eventualele defecte de suprafata sau interioare vizibile pe
muchii. Laminatele cu suprapuneri, str atificari, exfolieri, segregari, deformatii (ca torsionari
sau curburi) abateri dimensionale si alte defecte care nu se incadreaza in cele prevazute in
prescriptiile in vigoare, trebuie eliminate de la debitare. Materialele care nu corespund marcii,
clasei de calitate sau calitativ vor fi indepartate si depozitate separat. Ele nu vor fi folosite.

4.3.5. Defectele de suprafata ale laminatelor care nu au influente asupra rezistentei pieselor
pot fi remediate prin polizare.

4.3.6. Prelucrarea materialelor fa ra indrepartarea lor prealabila este admisa in cazul cand
abaterile fata de forma lor corecta nu depasesc tolerantele STAS 767/0 -88.

4.3.7. Laminatele care prezinta deformatii mai mari ca cele de mai sus, trebuie indreptate
inainte de trasare si debitare. Taierea, indreptarea si indoirea pieselor din table se va face cu
dispozitive adecvate, respectindu -se dimensiunile indicate in proiect.

4.3.8 . Trasarea si sablonarea pieselor se executa cu o precizie de +/ – 1 mm, daca in proiect nu
se prescrie o precizi e mai mare. Ea se efectueaza cu instrumente verificate si comparate cu
etaloanele de control verificate oficial sau cu instalatii speciale.

4.4. Prelucrarea laminatelor

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

4.4.2. Taierea

97

4.4.2.1. Taierea se poate face cu foarfeca (la stanta), cu fierastraul, cu flacara de oxigen
(oxicupaj) sau cu laser. Taierea cu flacara sau cu laser se va face cu precadere mecanizat, la
masini de copiat. Nu sunt admise taierile si prelucrarile cu arcul electric.

4.4.2.2. Marginile taieturilor executate cu flacara sau cu foarfeca nu mai necesita
prelucrarea prin aschiere, daca prin sudare se topesc complet sau daca se asigura taierii clasa
de calitate corespunzatoare.

4.4.2.3. Piesele ce se deformeaza in timpul taierii sau prelucrarii se indreapta inainte de a
fi supuse altor operatii. Indreptarea poate fi facuta la rece, cu masini de indreptat cu valturi
sau cu prese. Nu se admite indreptarea prin lovire (ciocanire).

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

4.5 Remedierea defectelor

Remedierea defectelor constatate pe fiecare faza de executie sau la controlul final, se
stabileste de catre o echipa formata di n beneficiar, proiectant si executant.

5. MONTAJUL SI RECEPTIA PE SANTIER

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

5.1.1. Constructorul raspunde de primirea elementelor metalice pe santier. Descarcarea,
manipularea si depo zitarea pieselor, elementelor si subansamblelor pe santier se va face in
asa fel incat sa se evite deteriorarea, suprasolicitarea sau deformarea acestora.

5.1.2. La ridicarea si manipularea elementelor in timpul montajului, acestea vor fi prinse de
cu dis pozitive care nu vor provoca deteriorari ale sectiunilor sau straturilor de protectie la
coroziune.Se interzice sudarea de piese auxiliare de montaj (urechi, carlige, etc) de piesele si
subansamblele de rezistenta ale structurii sau gaurirea acestora fara aprobarea scrisa a
proiectantului.

5.1.3. Nici o piesa nu va fi asezata in depozit inainte de a fi identificata si inregistrata.
Identificarea si inregistrarea pieselor se va face chiar in timpul descarcarii. Se recomanda a se
tine un registru in care sa fie trecute toate piesele sosite cu indicativul si marca lor, cu notarea
calitatii si cantitatii.

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

a) existenta certificatelor de calitate privitoare la material si la executie, cu date
complete in conformitate cu prezentul caiet de sarcini;
b) daca elementele primite nu prezinta lipsuri sau defecte rezultate din transport,
descarcare, depozitare;
c) daca elementele nu prezinta abateri care sa impieteze as upra montarii lor corecte.
5.1.5. Depozitarea elementelor se face in functie de forma si marimea lor. Depozitul se
amenajeaza sub forma unei platforme mai ridicate decat terenul inconjurator si prevazuta cu

98

pante pentru scurgerea apelor. Asezarea ele mentelor se face pe traverse de lemn (NU pe
suporti de metal sau pe grinzi de beton !) evitandu -se contactul cu solul. In depozit se
prevad spatii de circulatie si de manipulare, iar depozitul trebuie prevazut cu utilaje de
transport si ridicare corespunza toare. Asezarea pieselor descarcate in depozit va fi astfel
facuta incat ele sa poata fi usor identificate. In afara depozitului, in imediata apropiere a
locului de montare se vor amenaja platforme pentru lucrarile de pregatire in vederea montarii.

5.1.6. Receptia structurii metalice se va face conform reglementarilor in vigoare privind
efectuarea receptiei obiectivelor de investitie, tinand seama si de prevederile STAS 767/0 -88.

5.2. Montarea structurii metalice.

5.2.1. Montarea confectiilor metalice se va face pe baza proiectului tehnologic intocmit de
catre executant, in care sunt aratate:

a) masuri privind depozitarea si transportul pe santier a elementelor de constructie din otel;
b) organizarea asamblarii in tronsoane, pe santier, a elementelor din otel , cu indicarea
mijloacelor de transport si de ridicat necesare;
c) indicarea dimensiunilor a caror verificare este necesara pentru asigurarea realizarii
tolerantelor de montare impuse prin proiectul de executie si prin prescriptiile tehnice;
d) materiale de ad aos, metoda de prelucrare a marginilor pieselor;
e) masuri pentru executia imbinarilor cu suruburi verificarea cotelor si nivelelor indicate in
proiect pentru elementele montate;
f) marcarea elementelor si ordinea fazelor operatiei de montare;
g) asigurarea stabi litatii elementelor din otel in fazele operatiei de montare;
h) planul operatiilor de control in conformitate cu prevederile proiectului de executie, a
prescriptiilor tehnice;
i) metodele si frecventele verificarilor ce trebuie efectuate pe parcursul si la ter minarea
fazelor de lucrari de montare.
5.2.2. Modificarile proiectelor deexecutie, in eventualitatea simplificarii procesului
tehnologic de montare se vor face numai cu acordul prealabil, scris, al proiectantului si
investitorului.

5.2.3. Inaintea incepe rii montajului propriu -zis, trebuie efectuate unele operatiuni legate de
verificarea elementelor existente si eventuala lor corectie. In acest scop se verifica existenta
certificatelor de calitate ale materialelor si a buletinelor de control pe faze de exe cutie a
elementelor, dimensiunile si aspectul general al elementelor si al imbinarilor, precum si axele
si cotele elementelor existente pe care urmeaza sa se monteze noile elemente de constructie
metalica si zonele lor de imbinare. Orice abatere de la tole rantele admise prin normative sau
prin proiect se rezolva numai cu avizul proiectantului structurii. Tot in cadrul lucrarilor
pregatitoare generale se executa conform fisei tehnologice diverse lucrari cum ar fi: schele,
esafodaje, se stabilesc traseele si statiile viitoare ale macaralelor de montaj, se asigura
dispozitivele de ridicare. De asemenea se verifica punerea la punct a accesului utilajului de
montaj si a mijloacelor de transport.

5.2.4. Contravintuirile se monteaza dupa montarea subansamblelor pe ntru pereti si a
grinzilor.

99

5.2.5. Toate elementele structurilor metalice se monteaza numai pe baza de fisa tehnologica,
in care sunt rezolvate in detaliu toate fazele de lucru si operatiile de executat.

5.2.6. Se va verifica in mod obligatoriu co recta pozitionare a axelor principale ale
constructiei, precum si a elementelor in raport cu axele constructiei.

5.2.7. Existenta si continutul documentelor de verificare si receptionare a elementelor de
constructie ce constituie suporturi sau reazeme pen tru constructia metalica.

5.2.8. Se verifica pozitia in plan si ca nivel a reazemelor si buloanelor de ancorare.

5.2.9. Deformatiile mai mari decat abaterile din STAS 767/0 -88 provenite din timpul
manipularilor, depozitarilor si transportului pe santier se vor indrepta de catre constructor in
conformitate cu solutia aprobata in scris de proiectant.

5.2.10. Intreprinderea montoare va asigura instruirea si insusirea corecta a tehnologiei de
executie de catre echipele de executie.

5.2.11. Se verifica exist enta si pozitionarea corecta a elementelor provizorii de sustinere si
ancorare.

Toate verificarile de mai sus se fac de catre conducatorul tehnic al lucrarii impreuna cu
delegatul beneficiarului.

5.2.12. Nu se admite fortarea elementelor pentru aducerea in pozitia corecta de montare, prin
presare, indoire sau lovire, care sa introduca in acestea eforturi suplimentare.

5.2.13. Toate masuratorile se efectueaza numai la aceeasi temperatura (de preferat 10 pana la
20 de grade Celsius). Documentatia in care s e consemneaza valorile obtinute trebuie sa
specifice temperatura la care s -a facut masuratoarea.

5.2.14. Se face precizarea că tabla cutată de la acoperiș (atât cea de la exterior cât și cea de la
interior) se prinde pe conturul exterior de panele de acop eriș și de structura de rezistență în
fiecare c ută pe direcție longitudinală și la fiecare 250mm pe direcție transversală prin
șuruburi autoperforante și autofiletante. Prinderea tablei cutate pe panele intermediare se va
face din două în două cute. Coaser ea tablelor între ele se realizează cu șuruburi autofiletante
UL2 4,8×20/400mm, conform planșelor de dispunere a tablelor de la acoperis.

5.3. Abateri limita admise la montarea structurii metalice.

5.3.1. Abaterile limita admise la rezemarea elementelor constructiilor din otel:

 abaterea suprafetei fundatiei pe inaltime +/ -5mm;
 deplasarea suruburilor de ancoraj in plan orizontal +/ -10mm. 
5.3.2. Abaterile limita admise dupa executarea lucrarilor de montare sunt:

Stalpi si montanti:

 abaterea axei stalpul ui fata de axele de trasare masurata la baza stalpului +/ -5 mm;


100

 abaterea pe inaltime de la cota suprafetei de reazem a stalpului +/ -5 mm;
 devierea capatului superior al stalpului fata de verticala: +/ -5mm.
Grinzi:

 abaterea fata de distanta prescris a in proiect intre grinzi +/ -10 mm.
5.3.3. Rezultatele verificarii lucrarilor ascunse se vor consemna in procesele verbale de
lucrari ascunse, respectiv:

 imbinari cu suruburi care devin inaccesibile; 
 prelucrarea marginilor; 
 executarea straturilor de prot ectie anticoroziva; 
 verificarea calitatii curatirii elementelor care se imbina.  
5.4. Verificarea calitatii lucrarilor de montaj

5.4.1. La terminarea lucrarilor de montare se va efectua verificarea calitatii lucrarilor de
montare executate care va cuprind e verificarea existentei si continutului documentatiei de
atestare a calitatii, respectiv:

 certificate de calitate, buletine de incercari pentru piesele si materialele metalice
folosite la montare, refaceri, consolidari, remedieri;  
 procese verbale de luc rari ascunse, buletine de incercari nedistructive; 
 dispozitii de santier date de proiectant si de investitor pe parcursul montarii,
rezultatele expertizelor tehnice la care a fost supusa structura, procesele verbale
incheiate de organele de control; 
 procesele verbale de receptie a refacerilor, consolidarilor sau remedierilor
deficientelor, a receptiei elementelor si materialelor la primirea pe santier, controalele
efectuate de proiectant, investitor sau organele de control; 
 piesele scrise si desenate ale proiectului de executie cu toate modificarile si
completarile intervenite pe parcursul montarii, insotite de aprobarea in scris a
proiectantului si investitorului. 
5.4.2. Din punctul de vedere al proiectantului de specialitate pentru constructia metalica ,
fazele determinante in procesul de verificare a calitatii lucrarii, vor fi:

1) Faza cu piesele inglobate anterior incaperii montajului structurii metalice;
2) Faza cu structura metalica montata pana la cota +3.5m;
3) Faza cu structura metalica integral montata, inclusiv contravantuiri, inainte de
executarea inchiderilor;
4) Receptia finala.

6. PROTECTIA ANTICOROZIVA A STRUCTURII METALICE

6.1. Protectia anticoroziva a elementelor de constructii metalice supraterane este obligatorie si
este reglementata prin “Instru ctiunile tehnice privind protectia anticoroziva a elementelor de
constructii metalice ”, indicativ C 139 si STAS 10702 “Acoperiri protectoare pentru constructii
situate in medii neagresive, slab agresive si cu agresivitate medie ”.

6.2. Solutia de protectie anticoroziva se stabileste in functie de clasele de agresivitate a
mediilor respective clasele 1, 2, 3 si 4 stabilite conform STAS 10128 -86. Ea se va executa in

101

cazul structurii de fata atat de catre executantul structurii cat si de catre construct or (pe
santier).

6.3. Protectia anticoroziva a structurii metalice tine cont de expunerea suprafetei metalice
respective, sau eventuale conditii legate de asamblare. In cadrul prezentului obiectiv exista
mai multe categorii de suprafete metalice din punct de vedere al expunerii si anume:

 Suprafete metalice aflate in contact cu betonul: 
 Suprafete metalice aflate in contact cu metalul 
 Suprafete metalice aflate in contact cu aerul din mediul interior 
 Suprafete metalice aflate in contact cu aerul din mediul e xterior
6.4. Se recomanda ca protectia structurii sa se execute pe cat posibil complet in uzina, prin
metode industriale, pe santier urmand a se aplica doar completari.

7. MASURI DE PROTECTIE A MUNCII SI DE PREVENIRE SI STINGERE A
INCENDIILOR

7.1. Masuri de protectia muncii

La elaborarea prezentului caiet de sarcini s -au avut in vedere urmatoarele normative si
prescriptii pentru protectia muncii:

 Regulament privind protectia muncii si igiena muncii in constructii MLPAT 9/N/15.03.93 
 Norme specifice de p rotectia muncii pentru lucrari de montare utilaje si constructii
metalice
 Prescriptii tehnice, colectia ISCIR. 
La executie si in activitatea de exploatare si intretinere a structurii proiectate se va urmari
respectarea cu strictete a prevederilor actelor normative care vizeaza activitatea pe santier.

7.2. Tehnica securitatii muncii

In cele ce urmeaza se prezinta principalele masuri care trebuie avute in vedere la
executia lucrarilor de constructii metalice.

Personalul muncitor trebuie sa aiba cunostint e profesionale si de protectia muncii
specifice lucrarilor ce se executa, precum si cunostinte privind acordarea primului ajutor in
caz de accident.

Instructajul este obligatoriu pentru intreg personalul muncitor din santier, precum si
pentru cel din alte unitati care vine pe santier in interes de serviciu sau in interes personal.

Pentru evitarea accidentelor sau a imbolnavirilor, personalul va purta echipamente de
protectie corespunzatoare in timpul lucrului sau circulatiei pe santier.

Mecanismele de ri dicat vor fi deservite numai de personal calificat.

Nu se vor deplasa sarcini suspendate pe deasupra muncitorilor.

102

In timpul transportului pe verticala, elementele de constructie vor fi asigurate contra
deplasarilor longitudinale sau transversale.

Operatiile de incarcare si descarcare manuala se vor face prin rostogolire pe plan
inclinat cu ajutorul unor dispozitive corespunzatoare sarcinilor respective si controlate inainte
de inceperea lucrarilor.

In cazul folosirii macaralelor se va respecta s arcina admisa a acestora.

Efectuarea operatiilor de incarcare – descarcare se va face sub conducerea sefului de
echipa care raspunde de asezarea macaralelor in raport cu greutatea materialelor de
constructii si cu capacitatea acestora, precum si de intrea ga manevra de coborare.

Se vor monta placute avertizoare pentru locurile periculoase.

La montarea prefabricatelor vor fi utilizate numai macarale verticale cu capacitatea
corespunzatoare sarcinii, cu carlige asigurate, iar operatia de montare se va execu ta numai in
prezenta sefului de echipa.

Se interzice prezenta personalului muncitor la santuri sau goluri cand se coboara sau
se ridica in acestea sau prin acestea tevi, accesoriile lor sau alte materiale.

In timpul montarii se vor evita manevrele langa stalpii electrici aerieni pentru a nu produce
avarierea acestora.

7.3. Masuri de prevenirea si stingere a incendiilor

Normativele avute in vedere la intocmirea prezentei documentatii sunt:

 Norme tehnice de proiectare si realizare a constructiilor pr ivind protectia la actiunea
focului;
 Norme de prevenire, stingere si dotare impotriva incendiilor in unitatile din ramurile
industriale.  
La executia proiectului, antreprenorul si investitorul au obligatia sa respecte cu strictete, pe
toata durata desfasu rarii lucrarilor toate conditiile cuprinse in normele de prevenire si stingere
a incendiilor sus mentionate care vizeaza activitatea pe santier.

8 DESCRIEREA SOLUTIILOR CONSTRUCTIVE

8.1 INSTRUCȚIUNI TEHNICE DE MONTAJ

103

Execuția si montajul st ructurii metalicei va lua în considerație si prevederile “Condițiilor
tehnice generale pentr u execuția lucrãrilor de structuri metalice pentru construcții ” întocmit
de C.O.C.C. si aprobat de MLPAT. Capitolul “B” – Montarea confecțiilor metalice pe șantier
– cuprinde urmãtoarele faze:

DEPOZITAREA ȘI PREGĂTIREA PIESELOR PENTRU MONTAJ

La primirea construcțiilor metalice, constructorul va efectua un control general urmãrind în
mod deosebit:

– existenta certificatelor de calitate privitoare la material si la execuție, cu date complete în
conformitate cu caietul de sarcini;
– dacã elementele primite nu prezintã lipsuri sau defecte rezultate din transport, descãrcare,
depozitare;
– dacã elementele nu prezintã abateri care sã împiedice montarea lor corectã.
Locul u nde se depoziteazã elementele metalice va fi organizat si dotat cu:

– spațiu de descãrcare;
– spațiu de depozitare, corespunzãtor cantității si modului de depozitare;
– spațiu pentru pãstrarea materialului mãrunt si a elementelor mici.
Se vor lua mãsuri pentru evitarea deformãrii si deteriorãrii elementelor la descãrcarea lor
din mijloacele de transport.

Așezarea pieselor, la descãrcarea în depozit va fi astfel fãcutã, ca ele sã poatã fi ușor identificate.

Piesele descãrcate vor fi sortate si depozitate în in tervalul dintre douã sosiri succesive. Se va
urmãri ca sortarea si depozitarea sã se facã direct la descãrcare.

Așezarea pieselor în depozit trebuie fãcutã pe categorii de piese si pe cote de nivel, astfel ca
ridicarea si expedierea lor din depozit sã se poatã face în ordinea montãrii fãrã a necesita mutãri
sau alte operații.

Se va evita depozitarea pe terenuri inundabile si se va amenaja platforma pentru scurgerea
apelor.

Nici o piesã nu va fi așezată în depozit înainte de a fi identificatã si înregis tratã. Se recomandã a
se tine un registru în care trebuie trecute toate piesele sosite cu indicativul si marca lor cu
notarea cantității si calității.

Defectele grave ca: rupturi, șuruburi fisurate, îndoiri care nu se pot îndepãrta fãrã o
deformare plasticã accentuatã vor fi remediate numai cu acordul proiectantului.

RECEPTIA ELEMENTELOR SUDATE LA PRIMIREA PE SANTIER.

Dacã la recepția în uzinã au participat si delegați ai firmei de montaj, recepția pe șantier se
limiteazã la verificarea existentei s i examinarea certificatelor de calitate, a pieselor scrise si a

104

schitelor privind modificãrile intervenite la uzinarea elementelor sau în cazuri speciale a
copiilor dupã dosarul recepției.

Se va controla dacã elementele au suferit în timpul transpo rtului deformãri sau deteriorãri ale
protecției anticorozive.

Dacã la recepția în uzinã nu a participat delegatul firme i de montaj se va proceda la
urmãtoarele verificãri prin sondaj:

– îmbinãrile se vor controla vizual pentru defecte de suprafață si vor f i mãsurate din punct
de vedere al geometriei;
– dacã se constatã existenta unor defecte în îmbinãri, care nu se încadreazã în clasa de
calitate consemnatã în document, va fi chemat furnizorul pentru recontrolarea întregii
furnituri si pentru eventualele mod ificãri.

MONTAREA CONFECTIILOR METALICE.

Montarea confecțiilor metalice se va face pe baza proiectelor tehnologice întocm ite de
montator în funcție de posibilități si dotarea tehnicã, în care trebuie arãtate:

– mãsuri privind depozitarea si transportul p e șantier a elementelor de construcție din otel;
– organizarea asamblãrii în tronsoane, pe șantier, a elementelor din otel, cu indicarea
mijloacelor de transport si de ridicat;
– indicarea dimensiunilor la montare impuse prin proiectul de execuție si prin pr escripții
tehnice;
– mãsuri pentru execuția îmbinãrilor cu șuruburi;
– verificarea cotelor si nivelelor indicate în proiect pentru elementele montate;
– marcarea elementelor si ordinea fazelor operației de montare;
– asigurarea stabilității elementelor din otel l a fazele operației de montare;
– planul operațiilor de control în conformitate cu prevederile proiectului de execuție, a
prescrip țiilor tehnice;
– metodele si frecventele verificãrilor ce trebuie efectuate pe parcursul si la terminarea
fazelor de lucrãri de montare;
Se va verifica în mod obligatoriu corecta poziționare a axelor principale ale construcției.

Verificarea existentei si co nținutul documentelor de verificare si recepționare a elementelor
de construcție ce constituie suporturi sau reazeme pentru c onstrucția metalicã.

Se va verifica poziția în plan ca nivel al reazemelor si buloanelor de ancorare.

Se va verifica corecta poziți onare a buloanelor, dacã au fost bine protejate sau au lungimea
din proiect.

Deformațiile mai mari decât abaterile din STA S 767/0 -88 provenite în timpul manipulãrilor,
depozitãrilor si transportului pe șantier se vor îndrepta de cãtre constructor în confor mitate cu
soluția aprobatã în scris de proiectant.

Se verificã existenta si poziționarea corectã a elementelor provizorii de ancorare si susținere.

105

Toate aceste verificãri se fac de cãtre conducãtorul tehnic al lucrãrii împreunã cu delegatul
investitorului.

Pe parcursul efectuãrii lucrãrilor de montare se vor efectua verificãri referitoare la:

– îndeplinirea prevede rilor proiectului de cãtre tehnologia de montare a elementelor din otel
întocmitã de cãtre constructor;
– realizarea de bunã calitate a lucrãrilor de mon tare, poziționarea corectã a elementelor din
otel. Verificarea dimensionalã si calitativã se face prin î ncercãri directe pe parcursul
fazelor de montare.
Abaterile limitã admise la montarea elementelor construcțiilor din otel sunt:

– abaterea axei stâlpului fatã de axele de trasare mãsuratã la bazã este de ± 5 mm;
– abaterea pe înălțime de la cota suprafeței d e reazem a stâlpului este ± 5 mm;
– devierea capãtului superior al stâlpului fatã de verticalã (h = înălțimea stâlpului) este de
0.001h.
La terminarea lucrãrilor de montare se va efectua verificarea calității lucrãrilor executate
dupã cum urmeazã:

– verific area existentei conținutului documentației de atestare a calității;
– certificate de calitate, buletine de încercãri pentru piesele si materialele metalice folosite
la montare, refaceri, consolidãri sau remedieri (dacã au existat);
– fisele cu rezultatele îm binãrilor prin șuruburi.;
– dispoziții de șantier date de proiectant si investitor pe parcursul montãrii, procesele verbale
încheiate de organele de control (dacã au fost);
– procesele verbale de recepție a refacerilor, consolidãrilor sau remedierilor defici entelor, a
recepției elementelor si materialelor la primirea pe șantier, controale efectuate de
proiectant, investitor sau de organele de control ale MLPAT;
– piesele scrise si desenate ale proiectului de execuție cu toate modificãrile si completãrile
intervenite pe parcursul montãrii, însoțite de aprobarea în scris a proiectantului.
Nu se admite fortarea elementelor pentru aducerea la poziți a corectã de montare prin presare,
lovire sau îndoire care sã introducã în acestea eforturi suplimentare.

Elementel e structurii metalice realizate în ateliere specializate sunt transportate pe șantier,
unde sunt asamblate si montate în poziția prevãzutã în proiect.

Montarea elementelor de construcții metalice se realizeazã dupã anumite reguli care
fixeazã tolerantele la montare ale acestora si sunt cuprinse în STAS 767/0 -78.

În general se urmărește ca elementele metalice sã fie executate în uzinã la di mensiunile
maxime posibile, dictate în funcție de gabaritele de trans port.

Elementele metalice sosesc pe șantier marc ate cu vopsea sau ștanțate astfel încât sã poatã
fi identificate cu desenele de execuție din proiect.

ASAMBLAREA LA SOL

106

Asamblarea la sol se poate face pe o platformã orizontalã bine nivelatã sau pe dispozitive
care asigurã menținerea elementu lui în poziția care permite acces mai ușor si o execuție mai bunã
a diferitelor îmbinãri ce se executã pentru realizarea elementului în forma definitivã.

Pe cât posibil se va evita întoarcerea elementului.

Montajul trebuie efectuat într -o ordine care sã asigure nedeformabilitatea, stabilitatea
si rezistenta elementelor pe toatã durata operațiunilor.

Nerespectarea tolerantelor conform STAS implicã anumite deformãri de elemente
care pot fi inadmisibile fie sub aspectul exploatãrii, fie sub aspectul introdu cerii unor eforturi
suplimentare.

Prinderea în șuruburi a stâlpilor se face definitiv dupã încheierea montãrii, dar astfel
încât sã se asigure stabilitatea în timpul montajului pânã la cota finalã.

MONTAREA CONSTRUCTIILOR METALICE.

Începerea execuțiil or lucrãrilor se va face numai la construcțiile autorizate în
condițiile L 10-95 pe amplasamentul indicat numai pe baza si în conformitate cu proiectele
verificate de specialiști atestați, angajați de beneficiar în condițiile HGR 946 -95.

Constructorul împ reunã cu beneficiarul vor convoca cu cel puțin 10 zile înainte,
factorii implicați în verificarea lucrãrilor ajunse în faze determinante ale execuției (conform
programului existent în piesele scrise ale proiectului) și va asigura condițiile necesare
efectu ãrii acestora în scopul obținerii acordului de continuitate a lucrãrilor.

Operațiile de montaj se realizeazã, în cazul de fatã, prin îmbinarea element elor
confecționate, cu șuruburi de înaltă rezistență pretensionate. Aceste tipuri de îmbinãri impun
o exe cuție precisã, tolerantele fiind mici.

Din acest motiv, înaintea începerii montajului propriu -zis trebuie efectuate unele
operații legate de verificar ea elementelor existente si eventuala lor corecție.

Orice abatere de la tolerantele admise de normative sau prin proiect se rezolvã numai
cu acordul scris al proiectantului structurii.

Toate elementele structurii metalice se monteazã numai pe bazã de fisã tehnologicã, în
care sunt rezolvate, în detaliu, toate fazele de lucru si operațiile de executat.

Lucr ãrile de montaj propriu -zis se executã conform proiectului de montaj realizat de
firma executantã a montajului.

8.2 CONDIȚII DE EXPLOATARE

107

Dupã darea în exploatare, construcția metalicã nu va fi supusã altor solicitãri în afara
celor înscrise î n proiect.

În timpul exploatãrii nu se va schimba destinația construcției si nu se va modifica
structura fãrã consimțământul scris al proiectantului.

Beneficiarul va face inspecții periodice ale construcției metalice cel puțin o datã pe an.

În afara ace stora sunt necesare inspecții suplimentare ale construcției metalice astfel:

– în primele 6 luni de la darea în exploatare;
– în reviziile periodice ale inst alațiilor;
– în cazul tasãrilor, vânt cu o intensitate mai mare decât cea prevãzutã în normative si lua te
în considerare la proiectare, seisme severe.
Defectele constatate cu ocazia acestor inspecții se înscriu într -un proces verbal si se trece la
remediere dupã consultarea proiectantului.

Lucrãrile cu caracter de reparații si consolidãri se vor face num ai în conformitate cu
legislația în vigoare, privind proiectarea si execuția, precum si cu respectarea L 10/95 privind
calitatea în construcții.

8.3 RECOMANDARI PRIVIND TRANSPORTUL SI MANIPULAREA
MATERIALELOR SI UTILAJELOR

Manipularea si transportul materialelor si utilajelor se va face conform instructiunilor
producatorului.

Se va asigura o inspectie prompta a transporturilor de materiale si utilaje pentru a se asigura
ca materialele si utilajele sunt conform cerintelor si fara defecte, iar cantitat ile sunt corecte.

Se va asigura personalul si echipamentul necesar manipularii materialelor si utilajelor dupa
metodele indicate, pentru a preveni murdarirea lor, deformarea sau aparitia oricaror defectiuni.

8.4 DEPOZITAREA SI PROTECTIA MATERIALELOR

Materialele si utilajele vor fi depozitate si protejate in conformitate cu instructiunile
producatorului.

Depozitarea se va face cu sigiliile si etichetele intacte.

Materialele si utilajele sensibile se vor depozita in incaperi in care climatul este contr olabil.

Materialele prefabricate depozitate afara vor fi asezate pe suporti, deasupra nivelului solului.

108

Se vor prevedea depozite si metode de protectie in afara santierului, atunci cand conditiile
locale de pe santier nu permit existenta acestor depozite sau a metodelor de protectie.

Materialele si utilajele predispuse deteriorarii vor fi acoperite cu prelate sau folii
impermeabile. Se va prevedea un sistem de ventilare care sa previna condensul si degradarea
materialelor.

Materialele granulare necompactate se vor depozita pe suprafete plane intr -o zona in care
nu se aduna apele si cu o scurgere foarte buna. Se vor lua masurile necesare pentru a preveni
amestecul cu materiale straine.

Se va asigura personalul si echipamentul necesar depozitarii materialelor si utilajelor dupa
metodele indicate pentru a preveni murdarirea lor, deformarea sau aparitia oricaror defectiuni.

Depozitarea materialelor si utilajelor se va face de asa maniera incit sa permita cu usurinta
accesul la ele pentru inspectie. Din timp in timp materialele si utilajele vor fi inspectate
pentru a se asigura ca nu s -au deteriorat si sint pastrate in conditii acceptabile.

8. NORME DE PROTECȚIE A MUNCII

Norme de protecția muncii cu caracter general specifice

La execuț ia lucrărilor, în vederea evitării accidentelor de muncă, este necesar ca
personalul avizat pentru controlul și organizarea execuției lucrărilor să respecte normativele
în vigoare pentru asigurarea condiții optime de protecția muncii.

Se vor avea în vede re următoarele reglementări:

 Legea Nr. 319/2006 – legea securității și sănătății în muncă; 
 H.G. Nr. 1425/2006 – pentru aprobarea Normelor metodologice de aplicare
a prevederilor Le gii securității și sănătății în muncă Nr. 319/2006; 

 H.G. Nr. 1091/2006 – privind cerințele de securitate și sănătate pentru locul
de munca ;

 Ordin Nr. 712/2005 – pentru aprobarea Dispozițiilor generale privind
instruirea salariaților în domeniul situațiilor de urgență; 

109

 H.G. Nr. 300/2006 – privind cerințele minime de secu ritate și sănătate pentru 
șantierele temporare sau mobile; 
 H.G. Nr. 1048/2006 privind cerințele minime de securitate și sănătate pentru
utilizarea de către lucrători a echipamentelor individu ale de protecție la locul
de muncă;

 H.G. Nr. 971/2006 – privin d cerințele minime pentru semnalizarea de
securitate și/sau de sănătate la locul de muncă; 

 H.G. Nr. 1051/2006 – privind cerințele minime de securitate și sănătate pentru
manipularea manuală a maselor care prezintă riscuri pentru lucrători, în special
de afecțiuni dorsolombare; 

 H.G. Nr. 1876/2005 – privind cerințele minime de securitate și sănătate referitoare
la expunerea lucrătorilor la riscurile generate de vibrații; 

 H.G. Nr. 493/2006 privind c erințele minime de securitate și sănătate referitoare
la expunerea lucrătorilor la riscurile generate de zgomot; 
 Legea 307/2006 privind apărarea împotriva incendiilor; 
 OUG 195/2005 privind protecția mediului; 
 Legea apelor Nr. 107/1996 modificată de Legea 310/2004; 
 H.G. Nr. 511/1994 privind adoptarea unor măsur i pentru prevenirea și combaterea
poluării mediului de către societățile comerciale din a căror activitate rezultă
unele deșeuri poluante; 

 H.G. Nr. 254/1995 pentru modificarea H.G. Nr. 127/1994 privin d stabilirea și
sancționarea unor contravenții la Norme le pentru protecția mediului înconjurător; 

 Ordonanța de urgență 16 din 26 ianuarie 2001 privind gestionarea deșeurilor
industriale reciclabile și toate actele normative în vigoare, în domeniu; 

Prin car acterul lor, lucrările în marea lor majoritate vor fi în contact direct sau în
apropierea traficul rutier. Din acest considerent se impun lucrări sigure de semnalizare, de
izolare, protecție și separare a zonelor de lucru și de permanentă supraveghere a execuției
lucrărilor în condiții de trafic rutier. O at enție deosebită trebuie acordată semnalizări
traficului pe timpul nopții când orice nerespectare a indicatoarelor specifice de siguranța
circulației poate genera accidente deosebit de grave, execuția rea lizându -se pe jumătate
de cale, în două etape. Toate punctele periculoase vor fi semnalizate cu panouri de
avertizare amplasate vizibil și iluminate noaptea.

110

Pentru semnalizarea rutieră pe timpul execuției lucrărilor se vor aplica prevederile din
Instruc țiunea Nr. 411/1112 din 08.06.2000, privind ins tituirea restricțiilor în vederea
executării de lucrări în zona drumurilor publice, elaborată de M.T.Tc. Obținerea
autorizațiilor necesare devierii circulației de la Inspectoratul Județean de Poliție, Direcția
Circulație, este în sarcina constructorului. C onstructorul este obligat se efectueze instructajul
general și cel specific locului de muncă pentru toți muncitorii, punându -le la dispoziție
echipamentul necesar.

Executantul nu se va limita la normele menționate mai sus, el având obligația de
a respecta în organizarea procesului de lucru, normele de protecție a muncii în vigoare
in România.

9. PROTECȚIA MEDIULUI

Implicații asupra mediului

Lucrările proiectate nu introduc efecte negative suplimentare față de situația
existentă asupra sol ului, microclimatului, apelor de suprafață, vegetației, faunei, peisajului,
sau din punct de vedere artistic, deci nu sunt afectate obiective de interes cultural sau istoric.

Prin executarea lucrărilor proiectate vor apărea unele influiențe favorabile
asupra factorilor de mediu cât și din punct de vedere economic și social.

Influența asupra factorilor de mediu datorată realizării unor condiții de
circulație superioare celor actuale:

 va scădea gradul de polu are al aerului; 
 se va reduce volumul de praf; 

111

 va scădea simțitor emisia diverselor noxe de eșapament sau uzură a mașinilor, ceea ce va
avea un efect pozitiv asupra mediului; 

Influența socio -economică :

 crearea de noi locuri de muncă în perioada execuției lucrărilor; 
 mai rapidă deplasarea înspre și dinspre locurile de muncă; 
 reducerea consumului de carburanți și economii la costul transporturilor; 
 creșterea siguranței circulației și a confortului optic pentru conducătorii auto. 

Pe ansamblu se poate aprecia că din punct de vedere al mediu lui ambiant, lucrările
proiectate nu introduc disfuncționalități suplimentare față de situația actuală, ci dimpotrivă,
au un efect pozitiv.

Executarea lucrărilor proiectate nu va avea influențe defavorabile asupra factorilor de
mediu, economici și sociali .

Lucrările ce se vor executa și care au o influență asupra mediului constau în:

Lucrări premergătoare începerii lucrărilor:

 Degajarea terenului de corpuri străine și mutarea lor; 

Lucrările ce se vor realiza după executarea lucrărilor la drum:

 Semănar ea gazonului pe suprafețe orizontale și pe zonele cu o pantă mai mică de 30 de
grade; Sursele de poluanți și protecția factorilor de mediu. 

Lucrările de reabilitare a tronsonului de drum județean, nu reprezintă și nu produc surse d e:

 Poluare a apelor; 
 Poluare a aerului; 
 Zgomot și vibrații; 
 Radiații;
 Poluare a solului și subsolului; 
 Poluare a ecosistemelor terestre și acvatice; 
 Poluarea așezărilor umane și a altor obiective de interes public; 
 Deșeuri de orice natură; 

112

 Substanțe toxice periculo ase.

Sănătatea oamenilor

Prin executarea lucrărilor, vor apărea unele influențe favorabile asupra factorilor de
mediu, de sănătate publică, și din punct de vedere economic și social. Toate acestea, au ca
rezultat următoarele:

 Va scadea gradul de poluare a aerului, implicit a apei, a vegetației, prin reducerea emanațiilor
de praf și a mirosului de bâhlit. 

 se va evita eroziunea terasamentului și a platformei drumurilor – prin realizarea lucrărilor de
colectare și dirijare a apelor provenite din ploi, zăpe zi.

Analiza stării inițiale a mediului și evaluarea impactului asupra sănătății populației
și a mediului, se vor realiza în conformitate cu prevederile Directivei nr. 97/11/EEC din 3
martie 1997 ce amendează Directiva nr. 85/337/EEC precum și cu prevederi le legislației
românești, dintre care menționăm:

 ORDIN nr. 44 din 27 martie 1998 pentru aprobarea Normelor privind
protecția mediului ca urmare a impactului drum -mediu înconjurător. 
 Legea nr. 137/1995 privind protecția mediului – republicată în M.Of. nr. 70/2000.

 Ordonanța de urgență 91/2002 pentru modificarea și completarea Legii
protecției mediului nr. 137/1995 – publicată în M.Of. nr. 465/2002. 

113

BIBLIOGRAFIE

1. SR 1911 -1998 – Poduri metali ce de cale ferată.Prescripții de proiectare ;
2. STAS 3220 – 89 – Poduri de cale ferată. Convoaie tip ;
3. STAS 4392 – 84 – Căi ferate. Gabarite ;
4. C. Jantea, C. Blejeru – Poduri metalice. Suprastructuri compuse oțel -beton.
Editura Societății Academice “ Matei -Teiu Botez ”;

5. C. Jantea, F.N. Varlaam – Poduri metalice. Proiectarea suprastructurii unui pod
pentru șosea. Editura Societății Academice “ Matei -Teiu Botez ”;

6. C. Jantea – Poduri metalice. Alcătuirea și calculul îmbinărilor.Editura Societății
Academice “ Mate i-Teiu Botez ”;

7. C. Jantea, F. Varlaam – Poduri met alice. alcătuire și calcul. Casa de Editură
Venus.

114