Normativ CR 1-2/2005

2 COD PENTRU PROIECTAREA PODURILOR DE CALE FERATA. ACTIUNI INDICATIV CR 1-2.1—2005

Anexa C (normativa) Coeficientul dinamic 1+@ pentru trenuri reale

(1)P Pentru luarea in considerare a efectelor dinamice produse de migcarea cu viteza a trenurilor actuale in serviciu, eforturile sectionale obtinute printr-un calcul static, vor fi multiplicate cu un coeficient dinamic corespunzator vitezei maxime permise a trenurilor.

(2) Coeficientul dinamic 1+@ se utilizeaza de asemenea la calculul vaétamarilor din oboseala.

(3)P Incarearile statice produse de trenurile reale care circuli cu viteza v [m/s] se vor multiplica:

fie cu 1+g=1+’+” pentru cai intretinute standard (C.1)

fie cu 1+g=1+¢@'+0,5¢@” pentru cai foarte bine intretinute (C.2)

NOTA — Anexa nationala va preciza care din relatiile (C.1) sau (C.2) va fi utilizata. In cazul in care nu este precizaté relatia care se va utiliza atunci se recomanda utilizarea relatiei (C. 1). unde:

p= K pentru K °aKiK OP ; si ep ’=1,325 pentru K20,76 (C.4) unde: K = —"— (C.5) 2L5 XN si _(tey -(l2y p= |560 48), 5of tom _4\5 Gi) (C6) 100 80 ep” 20 cu a=v/22 pentru v S$ 22m/s (C.7) e=1_ pentru v > 22m/s

unde: v este viteza maxima permisa a trenurilor [m/s] No este prima frecventaé proprie de vibratie prin incovoiere a podului incarcat numai cu

inearcarile permanente [Hz] Le este lungimea determinanta [m], in conformitate cu 3.4.5.3. a este un coeficient ce depinde de viteza.

76 Limita de aplicare pentru @’ definita de ecuatiile (C.3) si (C.4) se refera la valoarea cea mai mica a frecventei proprii data in figura 3.10 si pentru viteze de 200 km/h. Pentru celelalte cazuri, ¢’ se va determina din analize dinamice, in conformitate cu 3.4.6.

NOTA - Metoda utilizata va fi aprobata de autoritatea relevant specificat in anexa nationala. Limita de aplicare pentru gp” definita de ecuatia (C.6) este limita superioara a frecventei proprii date in figura 3.10. Pentru celelalte cazuri, p”, poate fi determinat printr-o analiza dinamica ce ia in considerare interactiunea dintre maselor neelastice ale osiilor ale trenului gsi pod, in conformitate cu 3.4.6.

(4)P Daca prima frecventa proprie a podului mp nu este cunoscuta, valorile g’+@p” se vor determina utilizand limitele superioare $i inferioare ale primei frecvente naturale: Limita superioara a frecventei naturale np este: My = 94,76L"* (C.8) si limita inferioara este: n= - pentru 4,0m

ce)

ny S2358E 8°" pentru 20,0m

77

Anexa D (normativa) Bazele evaluarii oboselii structurilor de poduri de cale ferata D.1 Ipoteze pentru actiuni care produc oboseala

(1) Coeficientii dinamici ®; si ®3; care multiplica efectele statice produse de convoaiele de calcul LM 71, SW/0 si SW/2, daca se aplica clauza 3.5.4, reprezinta cazul de incareare extrem ce trebuie luat in considerare la proiectarea elementelor podului. Acesti coeficienti sunt nejustificat de onerosi daca se aplica trenurilor din exploatare pentru verificarea la oboseala.

(2) Pentru considerarea efectelor medii pe o perioada presupusa de 100 de ani a duratei de viata a structurii, sporul dinamic pentru fiecare tren din exploatare se reduce la: 1H4(—'+40”") (D.1) unde @’ si p” sunt definiti in ecuatiile (D.2) si (D.5).

(3) Ecuatiile (D.2) si (D.3) sunt forme simplificate ale ecuatiilor (C.3) gi (C.6) care au suficienta precizie pentru determinarea vatamarilor din oboseala si pot fi folosite pentru viteze maxime permise ale trenurilor de cel mult 200km/h. ' K - D.2 aK eK (D.2) cu K=v/160 pentru L Vv K =—__, entru L > 20,0 D.4 47161948 P Oe) si ve p =0,56e100 (D.5) unde: v este viteza maxima permisa a trenurilor [m/s] L este lungimea determinanta Lo in concordanta cu 3.4.5.3.

NOTA - Daca efectele dinamice incluzind rezonanta pot fi excesive si analiza dinamica este ceruta in conformitate cu 3.4.4, in 3.4.6.6 sunt date precizéri suplimentare in ceea ce priveste evaluarea oboselii podurilor. D.2 Metoda generala de proiectare

(1) in general, verificarea girului eforturilor unitare pentru evaluarea oboselii se va face conform cu prevederilor cuprinse in EN 1992, EN 1993 si EN 1994.

(2) Ca un exemplu, pentru poduri metalice, va fi efectuata o verificare de siguranta prin asigurarea ca urmatoarea conditie este satisfacuta:

78 A Vet AD, Aon, Yut

unde:

yey este coeficientul partial de siguranta pentru incarcarile care produc oboseala

NOTA - Valoare pentru yy poate fi data in anexa national’. Valoarea recomandata este Nog 1,0.

A este un factor de echivalare a vatamarilor de oboseald care ia In considerare traficul de exploatare a podului si deschiderea elementului. Valoarea lui 4 este data in codurile de proiectare.

®@) este coeficientul dinamic (vezi 3.4.5)

Ao;; este ecartul de eforturi unitare produs de convoiul de calcul LM 71 (sau SW/2 daca este

cazul) excluzand factorul @ asezat in cea mai defavorabila pozitie pentru elementul considerat

Aoe — este valoarea de referinta a rezistentei la oboseala

yup este coeficientul partial de sigurant4 pentru rezistenfa la oboseala D.3 Tipuri de trenuri pentru obeseala

Fvaluarea oboselii trebuie efectuaté pe baza unui trafic mixt, “trafic uzual —standard”, “trafic cu

osii de 250 kN” sau “ trafic ugor mixt”, in functie de traficul mixt predominant suportat de

structura: trafic mixt predominant greu sau predominant usor.

Detalii asupra trenurilor din exploatare gi a traficului mixt se dau mai jos.

(1) Trafic standard $i usor

Tipul 1 Tren de calatori

XQ=6630 kN V=200km/h L=262,1m q=25,3 kKN/m

8x 205K 4x tf ax t10 4x Hd 1422 69 2214 26 115 2618 15 26 18 15 26 Hoe td 22 22 18 18. 28 18. 26 18 Ls pl, ms | ms ls fms

79 Tipul 2 Tren de calatori XQ=5300 KN V=160km/h L=281,1m gq=18,9 kN/m SION Axia 14 67 38 26 165 25 25 165 28 be 34 14 26 25 25 25

(2) Trafic greu cu osii de 250 kN Tipul tL Tren de marfa Q=11350 kN V=120km/h L=198,5 m= q=52,7 KN/m Bx 225kN 4x 250KN 44 250KN 4x 250KN HT, sn 14 22 69 22 14 20 110 2015 10 20 15 110 15 HR tt 22 22 15 15 20 18 20 20 Tipul 12 Tren de marfa YQ=11350 kN V=100km/h L=212,5m q=53,4 kN/m 6x 225KN 2x250KN 2x 250K. 2x 250KN 2x250kKN 14° 2,2 6a 22 14 55 21° 58 21° 55 af 55 Ht ttt tt 22 22 21 2s as 2A 2A

82

(3) Trafic mixt Tabelul D.1 - Trafic standard mixt cu osii [t] [mil t/an] 1 12 663 2,90 2 12 530 2,32 3 5 940 1,72 4 5 510 0,93 5 7 2160 5,52 6 12 1431 6,27 7 8 1035 3,02 8 6 1035 2,27 Tabelul D.2 - Trafic greu mixt cu osii de 25,0t (250 KN [t] [mil t/an] 5 6 2160 4,73 6 13 1431 6,79 11 16 1135 6,63 12 16 1135 6,63 Tabelul D.3 - Trafic usor mixt cu osii Tipul trenului Numar de trenuri/zi Greutatea trenului Volumul traficului [t] [mil t/an] 1 10 663 2,4 2 5 530 1,0 5 2 2160 1,4 9 190 296 20,5 Cc

83

Anexa E (informativa) Limitele de valabilitate ale convoiului HSLM gi selectia trenului universal critic din HSLM-A E.1 Limitele de valabilitate ale convoiului HSLM

(1) Convoiul HSLM este valabil pentru trenuri de calatori ce respecta urmatoarele reguli:

- limitarea greutatii P [KN] a osiei (individuale) la 170 KN gi de asemenea limitarea valorii in conformitate cu ecuatia (E.2), pentru greutatea osiilor trenurilor conventionale.

- distanta D [m] ce reprezinta lungimea vagonului sau distanta dintre osii ce se repeta regulat este conforma cu tabelul E.1.

- spatiul dintre boghiuri dg, [m] respecta conditia:

2,5m S dp4 $3,5m (E.1)

- pentru trenuri conventionale, distantele dintre centrele boghiurilor vehiculelor adiacente, dps [m] respecta ecuatia (E.2),

- pentru trenuri cu alcatuire regulata din vagoane cu o singura osie pe vagon (de exemplu trenul tip E din anexa F2), lungimea intermediara a vagonului Dyc [m] $I distanta dintre axe adiacente peste cupla dintre doua settrenuri individuale, e¢ [m], in conformitate cu tabelul E.1,

- D/dpy si (dps—dpa)/dp4 nu vor avea valoare apropiata de numar intreg,

- greutatea totala maxima a trenului va fi de 10 000 KN,

- lungimea maxima a trenului 400 m,

- masa maxima a osiei neelastice (legata) de 2 tone.

Tabelul E.1 — Parametrii limita pentru trenurle de célatori de mare viteza care se conformeaza convoiului HSLM kN. m m m Mai mica de 170 sau

Conventionale | valoare conforméacu | 18 ecuatia E.2 Cu alcatuire oe wees unde: 4p coe * E65 Joo * Con D D Drsima

84 unde: Pusimas dusima Si Dyseay sunt parametrii trenului universal, in conformitate cu figura 3.12 si tabelul 3.3, corespunzand Jungimii vagonului Dysyjy4 pentru: - un singur tren universal unde Disrma este egal cu D, - doua trenuri universale unde D nu este egal cu Dyszaga Cu Drgima luat chiar mai mare decat D sau chiar mai mic decat D, si D, Dic, P, daa, das, $1 ec sunt definite pentru trenuri articulate, conventionale si cu alcatuire regulata, prezentate in figurile E.1 la E.3. dt Lt Lt Ld lL ® 2 : BA Figura E1 - Tren articulat Will WwW Wl WW WW ® ol. Po hen isd d BA a BS Figura E2 — Tren conventional Wb bo b + btw WW Wh LO dea Oo " , daa “Og” Figura E3 - Tren cu alcatuire regulata

(2) Fortele concentrate, dimensiunile si lungimile trenurilor universale definite la 3.4.6.1.1 nu fac parte din specificatiile trenurilor reale daca nu suntspecificate in E.1(1). E.2 Selectarea trenului universal din HSLM-A

(1) Pentru grinzi simplu rezemate cu deschideri mai mari de 7 m, expuse unui comportament liniar dinamic poate fi utilizat pentru analiza dinamica un singur tren universal derivat din convoiul HSLM-A.

85

(2) Trenul critic universal este definit in E.2(5) ca o functie de: - lungimea de und critica a excitatiei Ac [m) definita in E.2(4) unde lungimea de unda critica a excitatiei Ac este functie de: - lungimea de unda a excitafiei Ay [m] 1a viteza maxima de proiectare data in E.2(3), - deschiderea podului Z [m], - valoarea maxima a agresivitatii AqyGa) [kN/m], data in E.2(4), in sirul excitatiilor cu lungimi de unda intre 4,5 m pana la Z [m]..

(3) Lungimea de unda a excitatieie Ay [m], la viteza maxima de proiectare este data de relatia: Av=Vps/no (E.3) unde: No este prima frecventa proprie a grinzii simplu rezemate [Hz] Vps viteza maxima de proiectare, in conformitate cu 3.4.6.2(1) [m/s]

(4) Lungimea de unda criticd a excitatiel Ac se va determina din figururile E.4 la E.17, unde 4 corespunde valorii maxime a agresivitatii 4z/4)G,a4 pentru o deschidere de lungime Z [m], in sirul excitatiilor cu lungimi de unda de la 4,5 m pana la Ay. Unde deschiderea tablierului nu corespunde lungimilor de referinta L din figurile E.4 la E.17, se yor considera doua figuri ce corespund fie unei valori imediat mai mari fie unei valori imediat mai mici a deschiderii L. Lungimea de und critic’ Ac se va determina din figura ce corespunde agresivita{ii maxime. Interporarea intre doua grafice nu este permisa.

NOTA ~ Se poate observa din figurile E.4 la E.17 c& in multe cazuri d¢=Ay dar in unele cazuri A; corespunde unui varf a valorilor agresivitatii la o valoare A mai mica decat Ay. (de exemplu in figura E.4, pentru 4y=17 m, 4-=13 m) 1200 TTT RT eee CTT NEA TT E coo IL Hh por f SAM ITN 2 600 i fl Soo LAME TN | ea DARITAR cAVRAUASCADIAERIIOEIN So TELL NLL \ PLATT 0 Al 0 5 10 15 20 25 30 A[m} Figura E.4 — Agresivitatea AyG/q functie de lungimea de unda a excitatiei 4 pentru 0 deschidere simplu rezematd cu hingimea L=7,5 m gi un coeficient de amortizare ¢=0,01

86 1200 TTT 1000 = F eo NEU UTTATHAH ATGMAAMIR aL

= oo a | TEN | “400 se etl Aine So UT ATTN TN oa 0) 5 10 15 20 25 30 A[mj Figura E.5 — Agresivitatea A/4Gya functie de lungimea de unda a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemat& cu lungimea L=10,0 m si un coeficient de amortizare ¢=0,01 800 LTT = os PECEEE CHL per eae 3 500 ECCCeCe eee Hh | Soo LETT a 8 oo EE EN SS AIRERIRUNDYL*>aNnMGRAGEMET ") REEF? sc 07 AAR TAGAAATREREEG 0 5 10 15 20 25 30 Af{m] Figura E.6 — Agresivitatea Aiz/4)G,y functie de lungimea de unda a excitatiei 1 pentru 0 deschidere simplu rezemata cu lungimea L=12,5 m gsi un coeficient de amortizare ¢-0,01

87

woo ETT

© 500 Pe fT AAMT | Zool TT FAT § og pbb yf EN _ PH i SEP AAAMHATA A

~ 00 ol ake pet i ot alata T TTT EEE TT | Cy) 5 10 15 20 25 30 A[m]

Figura E.7 — Agresivitatea Ay/4)Gia functie de lungimea de undi a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea L=15,0 m si un coeficient de amortizare C=0,01 soo See nal i

E sc0 Fe eaanaareainsiias | 2 woo Ltt HEHE ee | Sa Heft i aN § ooo LUT TTT EE N 08 HR PTET EET TTT ot Nadel TTT C) 5 10 18 20 25 30 Am] Figura E.8 — Agresivitatea A74)G,q functie de lungimea de unda a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea L=17,5 m si un coeficient de amortizare ¢=0,01 600 TTT HH A 500 LA E sop eel HI = oo HT al | \ Sooo ETE \ og SE ol Nag TT TT 0) 8 10 15 20 25 30 Afr] Figura E.9 — Agresivitatea Ay_)Gy,) functie de lungimea de undi a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea Z=20,0 m si un coeficient de amortizare ¢=0,01

88

oe aeo EEE Faso LL BEE EEE Eber 2 wo lt EEE Le ep SUMREREASRERUSRORAEEY 8 oo LEE TT a HN cpp SERRGSROSRRREEEERE SE SERESREER, = ing EERE EEE aon = | Se er ai eee Gene

SRRREPPe eRe S22 Ae 0 5 10 15 20 25 30

Alm]

Figura E.10 — Agresivitatea A/)G,4 functie de lungimea de unda a excitatiei A pentru 0 deschidere simplu rezemata cu lungimea £=22,5 m si un coeficient de amortizare ¢=0,01 = a

Feo SUPTAAAEHEGARIEGRETLGE Hn Sooo LETTE TTT et Ml 8 iso LL SEE HEE EEE HN ow HHH : ATT co LLL pa ff ott aeldtiT SST TTT 0) 5 10 18 20 25 30 A{m] Figura E.11 — Agresivitatea Ai_4)G,y functie de lungimea de unda a excitatiei 2 pentru 0 deschidere simplu rezemata cu lungimea Z=25,0 m gsi un coeficient de amortizare ¢=0,01 350 woo | TTT Pete HLA = 200 qi fe HnSGaHT EET HSS AAA 3 00 TH eet So TTT al o LLL Tlaalhyet Pee TTT 0 5 10 15 20 25 30 Afm] Figura E.12 - Agresivitatea Ay_,G,4 functie de lungimea de unda a excitatiei 1 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea Z=27,5 m gi un coeficient de amortizare ¢=0,01

89 eT A\ 7 TEETH So TTL TAN © 100 Bs {| : ULE

SOE AVA 0 5 10 18 20 25 30 ab) Figura E.13 — Agresivitatea A(4)G,y functie de lungimea de unda a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea L=30,0 m gi un coeficient de amortizare 6=0,01 160 EET AU 140 = 120 HE Z 100 UU URTTRTTLAErana TEN 3 ee] Pai N ® oo L Sanaa AA | ewok HA eH = Haar weet tH 0 Pull Te fi ty) 5 10 15 20 25 30 Alm] Figura E.14 — Agresivitatea 4(_4)G,y functie de lungimea de unda a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea L=32,5 m gi un coeficient de amortizare ¢=0,01 100 PT AH TLL eT BERD aNERRRAA/(D € pola +N Z 60 aU TReRRRnaT| CNT TA ge Eee 8 eo Ee 3 fi

10 AA o LAMY rr 0 5 10 15 20 25 30 A(m] Figura E.15 — Agresivitatea A(/4G,q functie de lungimea de unda a excitatiei 2 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea L=35,0 m si un coeficient de amortizare ¢=0,01

90 90 PUTT TTT TT AAT aan 7 FES COCCPCCe A E ce HEH TET PV eT fe EN a 6 40 He SE ae eeraas py MUTUUHHARRESGAESTIAARRRNGN/IERY

wo HT nf - | MELE oe TT ET 0 5 10 15 20 25 30 Alm) Figura E.16 — Agresivitatea A;z/)G,a functie de lungimea de unda / pentru un pod grinda simplu rezemata cu deschiderea L=37,5 m si un procent de amortizare ¢=0,01 20 Eee fi bene eb ~ 70 1 EEUU UEURET Gan CaRRNnn Foti A HHH Seo lL TTT Tg Hey é a HP eee eet EE HAH a 3 30 LETT Hie | : LETT

46 Hl gawd ELS LTT AAT o LLL aA Pe 0 5 10 15 20 25 30 A[m) Figura E.17 — Agresivitatea Aqz)Gy, functie de lungimea de und a excitatiei 1 pentru o deschidere simplu rezemata cu lungimea Z=40,0 m si un coeficient de amortizare ¢=0,01

(5) Trenul universal critic HSLM-A este definit in figura E.18.

91 27 2 n0~ 4 TURPIN TTT TT PY ot 26 PRA yt 25 \ ad op HHA rt mt « € a3 Hl tT TAT Lt} at el S22 MH WPA re ae, oy IE Py At | cl owl so MTT A tt MAA 19 y Y Sf 200. oe ane GOs de ce 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24 26 28 30 Ac [im] Figura E.18 — Parametri care definesc trenul universal critic HSLM-A functie de lungimea de und critica a excitatiei Ac [m]

NOTA -— Pentru valori Ac in conformitate cu tabelul 3.3. unde: D este lungimea vagonului intermediar sau a ultimului, definita in figura 3.12 [m] d este spatiul dintre axele boghiurilor pentru vagoane intermediare sau de capat, definit in figura 3.12 [m] N este numarul vagoanelor intermediare definit in figura 3.12 Py este forta concentrati a fiecdrei osii a vagoanelor intermediare sau de capat sau a locomotivei asa cum este definita in figura 3.12 Ac lungimea de unda critica data in E.2(4) [m]

(6) tn alternativa, agresivitatea Aq.nyGoy [KN/m] este definita de ecuatiile (E.4) si (E.5). Gs cos| —— Ay\= 7, IES) G)- 1 IX 2nx,\) {x 2m x,)) x = —_ ETAL in) AK - - cary 3 G, = max | rae [da coe 7 ) (ZA si i ) i ex ano ) (E.5) unde i ia valori de la 0 la (M-1) pentru a acoperi toate sub-trenurile , incluzand intregul tren $1: L este deschiderea [m] M este numarul osiilor ale unui tren Py este greutatea osiei & [kN] X; este lungimea sub-trenului, alcatuit din i osii Xk distanta pana la forta P, de la prima forta a trenului Po [m fap x lungimea de unda a excitatiei [m] a coeficientul de amortizare

92

Anexa F (informativa) Criteriile ce trebuie indeplinite in cazul in care nu este ceruta analiza dinamica

NOTA - Anexa F nu este valabila pentru convoiul HSLM (anexa F este valabila pentru trenurile date in F(4)).

(1) Pentru structuri simplu rezemate ce satisfac maximul valorii (v/no)im date in tabelel F.1 gi F.2: - efecte dinamice maxime (eforturi unitare, sageti) $i - incarcarile pentru oboseala la viteze mari (exceptie cand viteza frecventéa de operare corespunde vitezei de rezonantasi in acest caz analiza dinamica specifica gi verificarea la oboseala va fi realizata conform prevederilor din 3.4.6) nu depasesce valorile produse de ®; x LM 71 si nu este necesara o alta analiza dinamica $i - acceleratia maxima a tablierului este mai mica fie de 3,5 m/s’ fie de 5,0 m/s’, dupa cum este cazul (potrivit). Tabelul F.1 — Valoarea maxima (¥/#9)im pentru grinzi simplu rezemate sau placi si o acceleratie maxima permisa amax eral Ed Ede Eo ed ee 10° kg/m

m? % m m m m m m m m m m m m ee Ce Co Pf fas [ase [am [am [as [soo se [sm [ss [se [oe [on |

(OTA 1 — Tabelul F.1 include un coeficient de siguranta de 1,2 pentru (v/no)im pentru criteriile de acceleratie, sigeti si rezistente si uw coeficient de siguranta de 1,0 pentru (v/n9)1im la oboseala.

93 Tabelul F.2 — Valoarea maxima (0/19)im pentru grinzi simplu rezemate sau placi si o acceleratie maxima permisa ayax

eee EBA EA Eee Ee ad 10° kg/m m? % m m m m m m m m m m m m

nC

Pwo [ef [asin ise [ase Pasas [isa [isan [reas [ism [sas |

r £ e[a,b) inseamni a

INOTA 1 — Tabelul F.1 include un coeficient de siguranti de 1,2 pentru (v/ng)him pentru criteriile de acceleratie, sigeti si rezistente si un|

oeficient de siguranta de 1,0 pentru (v/no)im la oboseali.

unde:

L este deschiderea podului [m]

m este masa podului [10° kg/m]

G este procent din amortizarea critica [%]

v este viteza maxima nominala, care in general, este viteza maxima de circulatie pe linie in amplasament. Se poate utiliza o vitezad redusa verificarea pentru trenurile reale utilizand viteza maxima permisa permisa a acestuia. [m/s]

no este prima frecventa proprie a deschiderii [Hz]

@2 $i p” sunt definiti in 3.4.5.2 si in anexa C.

(2) Tabelele F.1 si F.2 sunt valabile daca:

- podul este grinda simplu rezemata cu efecte neglijabile ale oblicitatii si poate fi modelat ca o grinda liniara sau o placa rezemand pe reazeme rigide. Tabelele F.1 gi F.2 nu se aplica tablierelor cu calea la mijloc si grinzilor cu zabrele cu platelaj subtire sau altor structuri cu alcatuire complexa, care nu pot fi reprezentate printr-o grinda liniara sau dala,

- la podurile la care inaltimea de la axa neutra a structurii pana la nivelul caii este suficienta pentru ca fortele concentrate s se distribuie pe o distanta de cel putin 2,50 m,

- se aplica trenurile listate la F(4),

- structurile se proiecteazé la valorile caracteristice ale incdrcarilor verticale sau ale incarcarilor clasificate pentru valori @ 2 1,0, in conformitate cu 3.3.2,

- calea pe pod este foarte bine intretinuta,

- prima frecventa proprie a structurii 7, este mai mica decat limita superioara indicata in figura 3.10,

- structuri cu freevente proprii de torsiune nz care satisfac relatia: nr > 1,2 x no

94

(3) in cazul in care criteriile enumarate mai sus nu sunt respectate se va efectua o analiza dinamica conform 3.4.6.

(4) Urmatoarele trenuri reale se vor utiliza in dezvoltarea dupa criteriile din 3.4 si anexa F (cu exceptia convoiului HSLM care se bazeaza pe tipuri de trenuri permise de criteriile de interoperativitate relevante). Tipul A Q=6936kKN V=350 km/h L=350,52m q=19,8 kN/m 4x 195KN 4x1iaN AX 112KN 4xt12Nn 4x 195N 0 0 0 ee 30-80 26 185 2.6 24 165 25 26 185-2830 230 on a 2 ee Oe ee a ore 846 24 25 25 25 26 25 25 24 848

95 Tipul D 2Q=6296 KN V=350 km/h L=295,7m g=21,3 kN/m 4X 4B7KN 4X 120KN 4X 1QKN, 4x 187KN 0 3,0 30 24 16,0 24 21 160 21 30 3,0 SELES SLA EULER ee eee ca ee a0 24 30 3,0 3,0 30 23 90 173 : 26.2 pk 8x 26,2 : 262 173 Tipul E 2Q=68000 KN V=350 km/h L=356,06 m q=19,1 kN/m 28 265 897 1314 807 265 265 2865 26 897 1314 897 2,66 2,65 ttt tt tt 835 5,48 548 895 «7,15 B35 5,48 548 8,35 281 9x13,14 | 6334 CERES 284 Tipul F 2Q=7480 KN V=350 km/h L=258,7m q=28,9 kN/m 4x 470k 4x 170KN 7x (4X 170kN) = 4x170KN 27 143° 27 24 143° 27 24 1490027 21 8614327 24 143007 PA $n 21 27 21 2,7 21 27 21 27 218 239 7x29 239 218

96

Anexa G (informativa) Metoda pentru determinarea raspunsului combinat al structurii si al caii la actiuni variabile G.1_ Introducere

(1) O metoda de determinare a raspunsului combinat al structurii gi al caii la actiuni variabile este data pentru:

- grinzi simplu rezemate sau structuri continue avand o singura cale (G3),

- structuri alcatuite ditr-o succesiune de grinzi simplu rezemate (G4),

- structuri alcatuite dintr-o succesiune de tabliere ...continue..

(2) Pentru fiecare caz in parte cerintele (precizarile) sunt date pentru:

- determinarea lungimii de expansiune maxima permisa Lp care corespunde eforturilor maxime permise in gine, precizate la 3.5.4.5.1(1) sau deformatici maxime permise a structurii, produse de fortele de fanare sau de tractiune precizata la 3.5.4.5.2(1) sau a deformatiei maxime produse de actiunea traficului vertical precizata la 3.5.4.5.2(2). Daca valoarea propusa pentru Ly depaseste Lrp, se vor prevedea rosturi de dilatatie sau se va reface calculul intr-o maniera mai rafinata, in conformitate cu prevederile de la 3.5.4.1 pana la 3.5.4.5.

- determinarea actiunilor longitudinale in aparatele de reazem fixe produse de:

- tractiune si franare, - variatii de temperatura, - rotirea capatului tablierului din actiunea convoaielor verticale

(3) in toate cazurile se va face o verificarea separata pentru ca deplasarile maxime ale suprafetei superioare a caii sa fie in acord cu precizarile de la 3.5.4.5.2(3). G.2 Limitele de valabilitate a metodei de calcul

(1) Constructia caii:

- gina UIC tip 60 cu o rezistenta de cel putin 900 N/mm’,

- traverse grele de beton cu poza la cel mult 65 cm sau realizare echivalenta a caii,

- cel putin 30 cm de balast bine compactat sub talpa traversei,

- cale in aliniament in curba cu raza r 2 1500 m.

(2) Configuratia podului: - lungimea de expansiune Lr: - pentru structuri metalice L7 - pentru structuri de beton sau compuse, U7

(3) Rezistenta longitudinala & a caii: - cale neinearcata: k= 20 la 40 KN pe m de cale, - ale ineadrcata: k= 60KN pe m de cale.

(4) incarearile verticale din trafic: - convoiul LM 71 (si unde este necesar SW/0) cu a=1, in conformitate cu 3.3.2(3), - convoiul SW/2,

97

NOTA - Metoda este valabilé pentru acele valori ale factorului « care conduc la efecte «& x LM 71 mai mici sau cel mult egale cu cele produse de convoiul SW/2.

(5) Actiuni datorate franarii: - pentru convoiul LM 71 (si unde este necesar SW/0) si convoiul HSLM: i= 20 KN/m, limitat la o valoare maxima Oj; = 6000 KN, - pentru convoiul SW/2: Gibk=35 KN/m.

(6) Actiuni datorate tractiunii: - Gick=33 KN/m, limitat la o valoare maxima Ojax = 1000 KN,

(7) Actiuni datorate temeraturii: - variatia de temperatura ATp a tablierului ATp - variatia de temperatura in gina AT , AT - diferenta maximula de temperatura intre sina si tablier:

| AT'p- ATp| G.3 Structuri alcatuite dintr-un singur tablier

(1) Initial, urmatoarele valori se vor determina neglijand raspunsul combinat al structurii si al caii la actiuni variabile: - lungimea de expansiune L7 - rigiditatea X a infrastructurii, conform cu 3.5.4.2, - deplasarea longitudinala a marginii superioare a tablierului din deformatia tablierului: 5 = ©H [mm] (G.2) unde: © este rotirea capatului tablierului [rad] H este inadltimea cuprinsa intre axa de rotatie a aparatului de reazem fix si suprafata caii [mm],

(2) Pentru valorile cuplate (cale neincarcata/incarcata) a rezistentei tangentiale plastice a caii de k=20/60 KN pe m de cale si k=40/60 KN pe m de cale gi pentru coeficientul de dilatatie termica liniaraé ap = 10E-6 [1/Kelvin] sau ar = 12E-6 [1/Kelvin], lungimea maxima permisa de expansiune Lp [m] este data in figurile G.1 la G.4 dupa cum este mai potrivita. Eforturile aditionale maxime permise in gine indicate in 3.5.4.5.1(1), precum gi deformatile maxime permise ale structurii conform 3.5.4.5.2(1) datorita tractiunii si franarii si a celor din ineareari verticale (conform 3.5.4.5.2(2)) sunt satisfacute daca punctul (7, 5) ce descrie lungimea de expansiune a tablierului si deplasarea longitudinala a capatului tablierului din actiunea traficului vertical se afla sub curba corespunzatoare sau interpolata ce corespunde rigiditatii longitudinale a infrastructurii K. In caz contrar, daca aceste conditii nu sunt satisfacute se va efectua o analiza in conformitate cu prevederile de la 3.5.4.2 pana la 3.5.4.5 sau se vor prevedea rosturi de dilatatie.

98

q) . ee. See ——i

pote | | |e - = ——— Kn i ee ee 50 = ee es ee 30 0 q 2 3 4 5 6 7 8 6 (8x#) [mm] unde:

(1) lungimea maxima de expansiune £7» [m] k este rezistenta plasticd la lunecare longitudinal a caii [KN pe m de cale]: pentru cale neincarcata: - kxy = 20 KN pe m de cale gi kj = 40 KN pe m de cale pentru cale incarcata: - keg = 60 KN pe m de cale K este rigiditatea infrastructurii pe cale pe m de tablier (rigiditatea infrastructurii impartit’ la numarul cailor si la Iungimea tablierului) [kKN/m]: K, = 2E3 kN/m Ks = 5E3 kN/m Ky = 20E3 kN/m Or este coeficientul liniar de dilatatie termica [1/Kelvin] §(©) este deplasarea pe orizontala a partii superioare a marginii tablierului datorit& rotirii capatului tablierului [mm]. Figura G.1 — Domeniu permis pentru eforturile in sine pentru poduri grinzi simplu rezemate pentru ay = 10E-6 [1/Kelvin}], AT= 35 [Kelvin], k29/ koo = 20/60 [KN/m]

99

(1) wT tT Te a re pot ft | pee i i ee ee =| —_ SSS : ee i ee ee we ET se | 0 1 2 3 4 5 6 7 8 6 (@xH) [mm] unde:

(1) Jungimea maxima de expansiune Lp [m]} k este rezistenta plastica la lunecare longitudinal a caii [KN pe m de cale]: pentru cale neincarcata: ~ kay = 20 KN pe m de cale gi Ayg = 40 KN pe m de cale pentru cale incarcata: - kgo = 60 KN pe m de cale K este rigiditatea infrastructurii pe cale pe m de tablier (rigiditatea infrastructurii impartita la numarul cailor si fa lungimea tablierului) [KN/m]: Ky = 2E3 KN/m Ks = 5E3 kN/m Koy = 20E3 kKN/m ay este coeficientul liniar de dilatatie termica [1/Kelvin] 8(@) este deplasarea pe orizontala a partii superioare a marginii tablierului datorita rotirii capatului tablierului {mm]. Figura G.2 — Domeniu permis pentru eforturile in sine pentru poduri grinzi simplu rezemate pentru a7 = 1OE-6 [1/Kelvin], AT = 35 [Kelvin], k4o/ kop = 40/60 [KN/m]

100

(1) 90 a BS ee ee a eS ee 70 i Oe eee 60 es oo ne he 50 Pes ~. ‘ pe 30 0 1 2 3 4 5 6 7 8 8 (@xH) [mm] unde:

(1) lungimea maxima de expansiune Ly» [m] k este rezistenta plastica la lunecare longitudinala a cdii [KN pe m de cale]: pentru cale neincarcata: - kg = 20 KN pe m de cale gi kj) = 40 KN pe m de cale pentru cale incarcata: - ky = 60 KN pe m de cale K este rigiditatea infrastructurii pe cale pe m de tablier (rigiditatea infrastructurii impartita la numarul cailor $i la lungimea tablierului) [kKN/m]: K) = 2E3 kN/m Ks = 5E3 kN/m Ko = 20E3 KN/m ay este coeficientul liniar de dilatatie termica [1/Kelvin] &(@} este deplasarea pe orizontald a parti superioare a marginii tablierului datorité rotirii capatului tablierului [mm]. Figura G.3 — Domeniu permis pentru eforturile in sine pentru poduri grinzi simplu rezemate pentru oy = 12E-6 {1/Kelvin], AT = 35 [Kelvin], k20/ keo = 20/60 [KN/m]

101

(1) ee ee 80 TTT Ke ee gl “ES.

pease | | | | | eee 30 0 1 2 3 4 5 6 7 8 8 (@xH) [mm] unde:

(1) lungimea maxima de expansiune Lyp [m] k este rezistenta plastica la lunecare longitudinala a caii [KN pe m de cale}: pentru cale neincarcata: - kxy = 20 KN pe m de cale si ky = 40 KN pe m de cale pentru cale incarcata: - kso = 60 KN pe m de cale K este rigiditatea infrastructurii pe cale pe m de tablier (rigiditatea infrastructurii impartita la numarul cailor si la lungimea tablierului) [kN/m]: K, = 2E3 kN/m Ks; = 5E3 kKN/m Ky = 20E3 kN/m Or este coeficientul liniar de dilatatie termica [|/Kelvin] &(@) este deplasarea pe orizontal4 a partii superioare a marginii tablierului datorit& rotirii capatului tablierului [mm]. Figura G.4 — Domeniu permis pentru eforturile in sine pentru poduri grinzi simplu rezemate pentru ay = 12E-6 [1/Kelvin], AT = 35 [Kelvin], k4o/ kop = 40/60 [KN/m]

(3) Actiunile pe directie longitudinala asupra aparatelor de reazem (fixe) din franare si tractiune, din variatii de temperatura si datoritaé deformatiilor tablierului sub actiunea incarcarilor verticale din trafic se vor determina cu formulele date in tabelul G.1. Formulele sunt valabile pentru o singura linie. Pentru structuri ce sustin douad sau mai multe linii ce au rigiditatea reazemelor Ky, actiunile asupra reazemelor mobile se pot determina considerand o rigiditate a reazemelor K= Ky/2 si multiplicand rezultatele formulelor pentru o linie cu 2.

102 Tabelul G.1 Actiuni asupra aparatelor de reazem fixe pe directie longitudinalé podului * t P P P t g' P Limite de valabilitate Sine continue sudate Cu un rost de dilatatie icidiaaliaaall 2,26XE "xk" ‘ Franare ° 800+0,5L+0,01KZL * pentru > 60m Temperatura 20 valori interpolate pentru 40 Pod cu calea sus 0,110°xK°°x(1,1-B)xOH?** La.deL calasginelesudate > > continue Rotirea capatului F Pod cu calea la mijloc 0,11L°"xK°°x(1,1-B)xOH Datel cala sinele Sudaie continue Daca sunt prevazute rosturi de dilatatie la ambele capete ale tablierului intreaga forta din tractiune-franare va fi preluata de aparatul de reazem fix.Actiunile asupra aparatului de reazem fix din variatia de temperatura si din rotirea capatuluil ablierului determinata de deformarea acestuia in plan vertical depind de configuratia structurala si de lungimile dq lexpansiune asociate. P Forta de franare aplicata aparatului de reazem fix se limiteaza la o valoare maxima de 6000 KN pe cale. | Fortele aplicate aparatelor de reazem fix din variatie de temperatura sunt limitate la 1340 KN in cazul in care pe toate sinele sunt prevazute rosturi de dilatatie la unul din capetele tablierului. Pentru valori Z cuprinse in intervalul 30 franare. | Formulele pentru franare iau in considerare efectul tractiunii. unde: KE este rigiditatea reazemelor aga cum sunt definite mai sus, [KN/m], L depinde de configuratia structurala gi de tipul actiunii variabile dupa cum urmeaza: Pp: gural § Pp t Pp - pentru grinda simplu rezemata cu reazeme fixe la unul din capetele podului: L=Lr, - pentru structuri continue pe mai multe deschideri cu aparate de reazem fix la unul din capete: pentru “franare” L = Labi, (ungimea totala a tablierului) pentru “temperatura” L= Ly, pentru “rotirea capatului tablierului din incarcari verticale” L = lungimea deschiderii adiacente reazemului fix - pentru structuri continue pe mai multe deschideri cu aparate de reazem fix intermediar: pentru “franare” L = Lai, dungimea totala a tablierului) pentru “temperatura” actiunea din variatia de temperatura se determina ca suma algebrica a reactiunilor a doua pozitii statice obtinute prin imp4rtirea(divizarea) tablierului in dreptul aparatelor de pozit Pp: part Pp ip reazem fix, fiecare tablier avand reazemul fix la reazemul intermediar. pentru “rotirea capatului tablierului din incarcari verticale” L = lungimea deschiderii celei mai mari, adiacente reazemului fix B este raportul a distantei dintre axa neutra si suprafata caii relativa la inaltime [raport].

103 G.4 Structuri alcatuite dintr-o succesiune de tabliere

(1) Suplimentar, limitelor admise precizate la G.3, se utilizeaza si urmatoarele limite de valabilitate daca:

- calea pe pod si cel putin 100 m pe terasamente de-o parte gi de alta a podului ce au sine sudate fara rosturi de dilatatie,

- toate tablierele au acelagsi sistem static (reazem fix la acelasi capat $i nu pe aceeasi pila),

- lungimile fiecarui tablier difera cu cel mult 20% fata de media deschiderilor podului,

- un aparat de reazem este fixat pe una din culei,

- lungimea de expansiune Ly a fiecarui tablier este daca ATp = 20 Kelvin si posibilitatea de a ingheta balastul este redusa. (Daca variatia maxima a temperaturii a tablierelor este intre 20 Kelvin si 35 Kelvin gi posibilitatea de a ingheta balastul este redusa, limita maxima pentru 7 se poate interpola intre 30si 60 m),

- rigiditatea reazemelor fixe este mai mare decat 2E3 x Ly [m] [KN/m a caii pe fiecare cale] pentru Ly = 30 m si 3E3 x Lr [m] [KN/m a caii pe fiecare cale] pentru Ly = 60 m, mulptoplicate cu numéarul liniilor, unde Ly este in [m],

- rigiditatea fiecdrui reazem fix (cu exceptia rezemului fix amplasat pe culee) nu difera cu mai mult de 40% fata de valoarea medie ale aparatelor de reazem,

- deplasarea longitudinala maxima din deformarea tablierului la nivelul superior al dalei care sustine calea in raport cu culeea adiacenta, evaluata fara a lua in considerare raspunsul combinat al structurii si al caii la incarcari variabile este mai mica de 10 mm,

- suma absoluta ale deplasarilor din deformarea tablierelor la nivelul superior al dalelor ce sustin calea, la capetele adiacente ale doua tabliere, evaluate fara a lua in considerare raspunsul combinat al structurii si al caii la incarcari variabile este mai micd de 15 mm.

(2) Reactiunile longitudinale in aparatele de reazem Fy; din variatia de temperatura, tractiune si franare si deformatia caii se pot determina astfel:

Actiuni Fz pe reazemul fix (7 = 0) pe culee:

din variatia de temperatura:

Fo AT p) determinata considerand un singur tablier de lungime L; pe primul tablier.

din franare si tractiune:

Fro = 6+ dink (Pia) Li (G.3)

unde:

k=1 daca rigiditatea culeii este aceeasi cu cea a pilelor,

k = 1,5daca rigiditatea culeii este cel putin de 5 ori mai mare decat rigiditatea pilelor,

K se interpoleaza pentru alte rapoarte intre rigiditatile infrastructurilor,

Dials Jibk incarcari din tractiune si franare, conform cu G.2(5) si G.2(6),

Ly [m] lungimea tablierului conectat la reazemul fix.

din franare si tractiune:

F109 (qr) = Fo (OW) (G.4) Determinat in conformitate cu G.3 pentru pod dintr-o singura deschidere unde ©H este in [mm]. In final, incarcarile pe aparatele de reazem fixe de pe pile se vor determina in conformitate cu prevederile tabelului G.2.

104 Tableul G.2 — Formule pentru calculul reactiunilor la reazeme pentru o succesiune de tabliere J=0...n F{AT) Fy(qy) F (OH)

NOTA 1 - Formulele pentru franare iau in considerare efectele tractiunii.

NOTA 2 — Forta din franare aplicata reazemelor fixe este limitata la o valoare maxima de 6000 KN pe fiecare linie.

NOTA 3 — Fortele aplicate aparatelor de reazem fixe din temperatura este limitaté la o valoare limita de 1340 kN daca este prevazut un rost de dilatatie.

105

Anexa H (informativa) Convoaie de incarcare pentru incarcari din trafic in situatii tranzitorii

(1) La verificarile necesare la proiectare pentru situatii tranzitorii datorate lucrarilor de intretinere a caii sau a podului, valorile caracteristice ale convoaielor LM 71, SW/0, SW/2, a trenului “neincarcat” si a convoiaelor HSLM si trenurilor asociate se vor considera egale cu valorile caracteristice ale incarearilor corespunzatoare precizate in capitolul 3, pentru situatii permanente.

Anexa bibliografica - STAS 1489-78 Poduri de cale ferata. Actiuni - STAS 1545-89 Poduri pentru strazi si sosele; pasarele. Actiuni - SR 1991:1997 Poduri metalice de cale ferata. Prescriptii de proiectare - STAS 3300/1-85 Teren de fundare. Principii generale de calcul - STAS 3300/2-85 Teren de fundare. Calculul terenului de fundare in cazul fundarii direte - STAS 10101/OB-78 Actiuni in constructii. Clasificarea $i gruparea actiunilor pentru podurile de cale ferata si sosea - STAS 10101/1-78 — Actiuni in constructii. Greutati tehnice si incarcari permanente - STAS 10101/21-92 Aetiuni in construetii. Incarcari din zapada - STAS 10111/2-87 — Poduri de cale ferata si gosea. Suprastructuri din beton, beton armat si beton precomprimat. Prescriptii de proiectare - §R11100-1:93 Zonare seismic. Macrozonarea teritoriului Romaniei - SREN 1990:2004 Eurocod: Bazele proiectarii structurilor - SREN 1991-1-1:2004 Eurocod 1 Actiuni asupra structurilor Partea 1-1 Actiuni generale — Greutati specifice, greutati proprii, incarcari utile pentru cladiri - SREN 1991-2:2004 Eurocod 1 Actiuni asupra structurilor Partea 2: Actiuni din trafic la poduri - EN 1991-1-6:2005 Eurocod 1 Partea 1-6 Actiuni asupra structurilor — Actiuni in timpul executiei - prEN 1991-1-7 Eurocod 1 Partea 1-7 Actiuni asupra structurilor — Actiuni accidentale datorate impactului si exploziilor - SREN 1992-1-1:2004 Eurocod 2: Proiectarea structurilor de beton — Partea 1-1: Reguli generale si reguli pentru cladiri - EN 1992-1-2:2006 Eurocod 2: Design of concrete structures — Part 1-2: General rules Structural fire design - EN 1993-1-1:2005 Eurocod 3: Design of steel structures — Part 1-1: General rules and rules for builgings - EN 1993-1-2:2005 Eurocod 3: Design of steel structures — Part 1-2: General rules — Structural fire design - EN 1993-1-8:2005 Eurocod 3: Design of steel structures — Part 1-8: General rules — Design of joints - EN 1993-1-9:2005 Eurocod 3: Design of steel structures — Part 1-9: General rules — Fatigue - SREN 1994-1-1:2004 Eurocod 4: Proiectarea structurilor compozite de otel- beton — Partea 1-1: Reguli generale si reguli pentru cladiri - ISO 6784:1982 Concrete — Determination of static modului of elasticity in compresion

1. Generalitati 1.1 Obiect si domeniu de aplicare qd) Prezentul cod se refera la determinarea valorii actiunilor care trebuie luate in considerare la proiectarea podurilor de cale feraté metalice, de beton, de beton armat, de beton precomprimat, de zidarie sau de lemn.

(2) Prevederile prezentului cod sunt valabile si pentru podurile combinate, in ceea ce priveste partea de cale ferata. Pentru partea de gosea se vor lua ca referinta prevederile cuprinse in STAS 1545 — 89 si SR EN 1991-2:2004.

(3) Pentru podurile importante, pentru cele care prezinta un caracter constructiv neobigsnuit, precum si pentru podurile cu destinatie speciala (poduri mobile, poduri demontabile etc.), se pot elabora caiete de sarcini in concordanta cu prezentul cod, care se vor aplica cu acordul tuturor autoritatilor relevante.

(4) Greutatile tehnice ale materialelor din care sunt alcatuite elementele de constructie se iau avand ca referinta STAS 10101/1 — 78 si din SR EN 1991-1-1:2004.

(5) Clasificarile gi gruparile actiunilor precum gi coeficientii de incarcare gi grupare ai acestora sunt luate avand ca referinta STAS 10101/OB — 87. 1.2 Documente normative de referinta qd) Codul cuprinde prin referinte, prevederi ale urmatoarelor documente:

a) Reglementari tehnice: - “Cod pentru proiectarea podurilor de cale feratdé. Convoaie tip.” Indicativ CR 1-2.2-2005

b) Standarde: - STAS 1489-78 Poduri de cale ferataé. Actiuni - STAS 1545-89 Poduri pentru strazi si sosele; pasarele. Actiuni - SR 1991:1997 Poduri metalice de cale ferata. Prescriptii de proiectare - STAS 3300/1-85 Teren de fundare. Principii generale de calcul - STAS 3300/2-85 Teren de fundare. Calculul terenului de fundare in cazul fundani direte - STAS 10101/OB-78 Actiuni in constructii. Clasificarea si gruparea actiunilor pentru podurile de cale ferata gi sosea - STAS 10101/1-78 Actiuni in construcfii. Greutati tehnice $i incdreari permanente - STAS 10101/21-92 Actiuni in constructii. Incadrcari din zapada - STAS 10111/2-87 Poduri de cale ferata si gosea. Suprastructuri din beton, beton armat si beton precomprimat. Prescriptii de proiectare - SR 11100-1:93 Zonare seismica. Macrozonarea teritoriului Romaniei - SREN 1990:2004 Eurocod: Bazele proiectarii structurilor - SREN 1991-1-1:2004 Eurocodul 1 Actiuni asupra structurilor Partea 1-1 Actiuni generale — Greutati specifice, greutati proprii, incarcari utile pentru cladiri - SREN 1991-2:2004 Eurocodul 1 Actiuni asupra structurilor Partea 2: Actiuni din trafic la poduri - EN 1991-1-6:2005 Eurocodul 1 Partea 1-6 Actiuni asupra structurilor — Actiuni in timpul executiei ) Anexa este reprodusa in facsimil.

3 - prEN 1991-1-7 Eurocodul 1 Partea 1-7 Actiuni asupra structurilor — Actiuni accidentale datorate impactului si exploziilor 1.3. Distinctia dintre principii si reguli de aplicare qd) in functie de caracterul prevederilor fiecdrui articol, in acest cod se face distinctie intre principii si reguli.

(2) Principiile cuprind: - afirmatii si definitii pentru care nu exista alternativa; - cerinte si modele analitice (de calcul) pentru care nu se admite alternativa decat in cazul in care se mentioneaza in mod special.

(3) in textul codului, principiile sunt identificate cu litera P care urmeazd numarului articolului.

(4) Regulile de aplicare sunt in general reguli recunoscute care respecta principiile si satisfac cerintele acestora.

(5) Se permite utilizarea unor reguli de proiectare alternative, dacd acestea sunt cel putin echivalente in ceea ce priveste siguranta, exploatarea si durabilitatea structurii care s-ar obtine utilizand prevederile prezentului.

(6) In acest cod, regulile de aplicare sunt identificate numai cu numarul articolului. 1.4 Simboluri in acest cod se utilizeaz4 simbolurile urmatoare. Fi Q, mal | i]°v j Qa, 2 irs | Qy, @) os

(1) a $ = “oy? Figura 1.1 — Simboluri si dimensiuni specifice caii ferate Litere latine mari Aaa) Ga Agresivitatea (a se vedea ecuatiile E.4 si E.5) D Lungimea vehiculului Dic Lungimea intermediara a trenurilor reale cu o singura osie la fiecare vagon Em Modulul de elasticitate al betonului cu densitate normala Fy, Reactiunea longitudinala totala

4

Fo, Forta longitudinala caracteristicé pe fiecare cale, la aparatul de reazem fix, datorata deformatiei tablierului

Fy, — Forta longitudinala la aparatul de reazem fix, datoraté raspunsului combinat al caii gi structurii la variatii de temperatura

Fy Forta din vant compatibila cu traficul feroviar

Fi Reactiune longitudinala individuala datorata actiunit i

G Greutatea proprie (in general)

A Distanta (pe verticala) dintre axa de rotatie a aparatului fix gi nivelul superior al elementelor care sustin calea (sub balastul pe care este amenajata calea)

K Rigiditatea longitudinala totala a infrastructurii (reazemelor)

Kp Rigiditatea longitudinala a reazemelor pe o cale pe metru, 2E3 kN/m

Ks Rigiditatea longitudinala a reazemelor pe o cale pe metru, 5E3 kKN/m

Kx Rigiditatea longitudinala a reazemelor pe o cale pe metru, 20E3 kKN/m

L Lungime (in general)

Ly Lungimea dilatatiei

Lp Lungimea dilatatiei maxima admisa

Ly Lungimea liniei de influenta incarcate pentru cale in curba

Ly Lungimea liniei de influenta

Lo Lungimea “determinanta” (asociata cu ®)

M Numarul fortelor concentrate unui tren

N Numarul vagoanelor care se repeta regulat sau al vehiculelor care circula regulat, sau numarul osiilor, sau numarul fortelor concentrate egale

Pp Forta concentrata Incarcare (osie) unica

2) Forta concentrata sau actiune variabila (in general)

Qaia F orta concentrata pentru incarcarea din deraierea vehiculelor

On Forta orizontala (in general)

OK Valoarea caracteristica a fortei concentrate sau a actiunii variabile (de exemplu valoarea caracteristica a incarcarii verticale a pentru trotuare de serviciu)

Qiak Valoarea caracteristica a fortei de tractiune

Qi; Valoarea caracteristica a fortei de franare

O, Actiunea traficului feroviar (in general, de exemplu, rezultanta fortelor centrifuge gi a actiunii vantului)

Qs Valoarea caracteristica a fortei de serpuire

Qs Valoarea caracteristica a fortei centrifuge

Q, Incarcarea verticala pe osie

Os; Incarcarea verticala pe roata

Oy; Valoarea caracteristica a incarcarii verticale (incarcare concentrata)

AT Variatia temperaturii

ATp Variatia temperaturii tablierului la nivelul caii

ATy Variatia temperaturii

AT Variatia temperaturii in sina

Vv Viteza in km/h Viteza maxima pe interval, in km/h

Xj Lungimea sub-trenului aleatuit din i osii

Litere latine mici

a Distanta dintre reazemele sinelor, lungimea incarcarilor distribuite (la convoaiele de calcul SW/0 si SW/2)

ag Distanta pe orizontala pana la centru caii

5

a’s Distanta echivalenta pe orizontala pana la centru caii

b Lungimea pe care se distribuie incadrcarea pe roata prin sina si balast

c Spatiu cuprins intre incarcarile uniform distribuite (convoaiele SW/0 si SW/2)

d Distanta regulata dintre osii Distanta dintre osii la un boghiu Distanta dintre fortele concentrate care alcadtuiesc convoiul de calcul HSLM-B

dga _ Distanta dintre osii la un boghiu

dps Distanta dintre centrele unor boghiuri adiacente

e Excentricitatea incadrcarilor verticale, excentricitatea rezultantei (fata de planul de

referinta)

ec Distanta dintre osii adiacente ale unui set obisnuit de doua trenuri

f Factorul de reducere pentru forta centrifuga

Tek Sok cube Rezistenta betonului la compresiune pe cilindru/cub

gZ Acceleratia gravitationala

h Tnaltime (general) Tnaltimea straturilor cuprinse intre fata superioara e elementelor care sustin calea si fata superioara a traversei

hy Distanta pe verticala de la nivelul suprafetei de rulare pana la fata interioara a structurii deasupra caii

hy Distanta pe verticala de la forta centrifuga pana la suprafata de rulare

hig Distanta pe verticala de la forta vantului pana la suprafata de rulare

k Forta longitudinala de lunecare a caii

ky Coeficient in functie de forma aerodinamica a trenurilor

k3 Factor care multiplica efectele aerodinamice produse pe suprafete verticale paralele caii

ferate

k3 Factor de reducere a efectelor aerodinamice produse pe suprafete orizontale simple adiacente caii ferate

kg Factor care multiplica efectele aerodinamice produse pe suprafete incluzand ecartamentul caii ferate (actiuni orizontale)

ks Factor care multiplica efectele aerodinamice produse pe suprafete incluzand ecartamentul caii ferate (actiuni verticale)

k20 Rezistenta plastica longitudinala a caii, 20 KN pe metru de cale

kyo Rezistenta plastica longitudinala a caii, 40 KN pe metru de cale

k6o Rezistenta plastica longitudinala a caii, 60 KN pe metru de cale

no Prima frecventa proprie la incovoiere a structurii neincarcate

ny Prima frecventa proprie la torsiune a structurii

GAid, Gaod Forta distribuita pentru incarcarea din deraierea vehiculelor

Ofk Valoarea caracteristica a fortei distribuite verticale la trotuare de serviciu (incarcarea uniform distribuita)

Dik Valoarea caracteristica a incarcarii distribuite echivalente aerodinamice

Yiak Valoarea caracteristica a fortei distribuite de tractiune

Ginx Valoarea caracteristica a fortei distribuite de franare

Dik Valoarea caracteristica a fortei centrifuge distribuite

v1, v2 Inedrearea verticala (incdrcare uniform distribuita)

ike Valoarea caracteristicd a incarcarilor verticale (incarcari uniform distribuite)

r Raza curbei (cale in curba) Distanta intre roti in sens transversal

s Ecartament

u Suprainaltare, distanta relativa pe verticala intre nivelele superioare ale sinelor

v Viteza nominald maxima in m/s Viteza maxima admis a trenurilor in m/s Viteza in m/s

6

vps Viteza de proiectare maxima in m/s

Vj Viteza de rezonanta in m/s

Vain Vor RAspunsul dinamic maxim gi raspunsul static maxim corespunzator in orice punct al

structurii

Litere grecesti mari

eo Rotirea capatului structurii (general)

O(@,, B3) Coeficient dinamic pentru convoaiele de calcul LM 71, SW/0 si SW/2

Litere grecesti mici

a Factor pentru clasificarea incarcarilor Coeficient al vitezei Coeficientul de dilatatie liniara termica

B Raportul dintre distanta de la axa neutra la suprafata elementelor care sustin calea gsi inaltimea structurii H

é Deformatie (in general) Deplasare verticala (sageata)

do Deplasare la mijlocul deschiderii din incarcari permanente

dp Deplasare relativa longitudinala a capatului tablierului datorita tractiunii si franarii

oy Deplasare relativa longitudinala a capatului tablierului datorita deformatiei tablierului

On Deplasare orizontala Deplasare orizontala datorita deplasarii longitudinale a fundatiilor infrastructurii

Op Deplasare orizontala datorita deformatiei longitudinale a infrastructurilor

oy Deplasare verticala relativa la capatul tablierului

dg Deplasare orizontala datorita rotatiei longitudinale a fundatiilor

Yer Coeficient partial de siguranta pentru incarcarile pentru oboseala

yup Coeficient partial de siguranta pentru rezistenta la oboseala

gy. p, p’,Coeficient de amplificare dinamica al efectelor statice produse de trenurile reale

ain Coeficient de amplificare dinamica al efectelor statice produse de trenurile reale obtinut printr-o analiza dinamica

K Coeficient in functie de raportul rigiditatilor unei culei si a pilelor

a Factor de echivalare a vatamarilor de oboseala Lungimea de unda a excitatiei

Ac Lungimea de unda critica a excitatici

Ai Lungimea de unda principala a excitatiei

Ay Lungimea de unda a excitatiei corespunzatoare vitezei maxime de proiectare

Pp Densitate

o Efort

04, Op, Ox Eforturi pe suprafata elementelor de rezistenta care sustin calea din actiunea traficului

feroviar

Ao7; Ecart de efort produs de convoiul de calcul LM 71 (si unde este necesar convoiul de calcul SW/0)

Aoc Valoarea de referinta a rezistentei la oboseala

g Factor de reducere pentru determinarea fortelor longitudinale in aparatele de reazem fixe al unui pod cu un singur tablier datorita tractiunii si franarii

& Limita inferioara a coeficientului de amortizare critica (%) sau raportul amortizarii

Crorar Amortizarea totala (%)

AC Amortizare aditionala (%%)

7

2. Actiuni permanente

2.1 Greutatea caii qd) Greutatea elementelor caii cuprinde: greutatea ginelor, a materialului marunt de cale, a contrasinelor (inclusiv scaunele lor de prindere), a tablei striate, a traverselor, a balastului (in cazul in care calea este pe balast), a podinei de trotuar si a elementelor ei de prindere, a gapelor si a betoanelor de egalizare sau de panta (in cazul cand exista).

(2) Greutatea caii se calculeaza tindnd seama de greutatile tehnice ale elementelor din care este alcatuita.

(3) La podurile metalice la care calea este agezata direct pe elementele structurii de rezistenta fara pat de balast dar cu traverse de lemn, greutatea caii se ia din tabelul 2.1, corespunzator convoaielor de calcul (tip) prevazute in “Cod pentru proiectarea podurilor de cale feratdé. Convoaie tip” indicativ CR1-2.2-2005.

Tabelul 2.1

Convoaic ti Greutatea caii P kN/m LM 71 9.00 (linii cu ecartament normal sau largit) , 0,513 LM 71 5.00 (linii cu ecartament ingust) ,

(4) La podurile metalice cu grinzi gemene avand ginele asezate pe longrine de lemn, fara contragine, greutatea caii se considera de 5000 N/m.

(5) La grinzile cu zabrele, greutatea caii se considera aplicata la nodurile talpii, la nivelul careia este amplasaté. La aceleasi noduri se considera gi greutatile grinzilor caii si ale elementelor de trotuar $i parapet.

(6) Greutatea caii se considera uniform distribuita in lungul podului.

2.2 Greutatea structurii de rezistenta qd) Greutatea structurii de rezistenta se evalueaza la elaborarea proiectului in mod aproximativ, in comparatie cu structuri similare existente sau cu ajutorul a diferite formule sau tabele, functie de caracteristicile podului.

(2) Greutatea proprie a structurii de rezistenta se considera in calcul, in conformitate cu variatia reala a dimensiunilor sectiunilor, luata avand ca referinta SR 1911:1997 si STAS 10111/2 — 87.

8

(3) Greutatea structurii de rezistenta a podurilor metalice de cale ferata nituite, executate din OL 37 cu grinzi principale simplu rezemate, cu alcdtuirea obignuita si cu calea pe traverse agezate direct pe lonjeroane sau pe grinzi principale, se poate stabili cu formulele din tabelul 2.2; aceste formule sunt determinate pentru grinzi principale cu inaltimi constante, ale cdror marimi sunt: L rere h= rT la grinzi cu inima plina, dy Lo. « h= ee la grinzi cu zabrele, in care: L - deschiderea podului; FT - inaltimea teoretica a grinzii principale. Tabelul 2.2 ee Conxolul. LM Le . Convoaie pt. linii cf inguste Aleidtuirea | Pozitia ii cf normale sau largite

odului cali Deschiderea |Greutatea *)| Deschiderea | Greutatea *) P L Suprastructurii L Suprastructurii m kN/m m kN/m sus L Grinzi cu L>30 0,83 L—5,0 L>30 0,54 L — 4,0 Inima plina ‘os L ‘ L>10 0,55 L+ 12,5 L>30 0,79 L-6,9 gemene 0,35 L + 14,0 0,20 L + 5.0 ae 302L>20 0,41 L + 12,5 Grinzi cu ‘ ° > zabrele jos L> 30 0,20 L + 6,0 ) Este cuprinsa si greutatea elementelor de rezistenta ale trotuarelor de serviciu.

(4) Pentru podurile metalice avand alte caracteristici constructive, greutatea structurii de rezistenta se obtine aproximativ, multiplicand valorile din tabelul 2.2, cu diferiti coeficienti Ki, astfel: - pentru poduri cu grinzi principale avand inaltime redusa, coeficientul Kj = K, se ia din tabelul 2.3; Tabelul 2.3 Nighi catiteal opin cli P im PPP [= fuchsia feat rps SE [es TTP fifa offi fn if fs Pam bebe bebel TTL EEE EL

9 - pentru poduri in curba, valorile coeficientului Kj = K» se iau in functie de raza curbei pe pod, din tabelul 2.4; Tabelul 2.4 Rs 1100 1100 2500 R> 4000 - pentru poduri oblice, valorile coeficientului K;= K3 sunt date in tabelul 2.5; Tabelul 2.5 Alcatuirea podului si pozitia_caii Oblicitatea Grinzi cu inima plina, cale sus Grinzi gemene Grinzi cu inima plina, cale jos ce 2 60" 1,05 Inia pina, Cale Jos. 45° Grinzi cu zabrele 0 a - pentru grinzi cu inima plina cu perete dublu, se ia: Ki = Ky =1,20 - pentru grinzi cu zabrele avand montanti suplimentari la toate nodurile se ia: Ki = Ks =1,04 - pentru poduri de cale ferata dubla se ia: Kj =Ke = 1,95 - pentru poduri cu grinzi continue se ia: Kj = K7 = 0,90 - pentru poduri sudate, executate din OL 37, valorile Kj = Kg se iau din tabelul 2.6. Tabelul 2.6 Alcatuirea podului Grinzi cu inima plina, cale sus sau jos, avand contravantuiri nituite Grinzi cu zabrele nituite, iar grinzile caii sudate Grinzi cu zabrele, integral sudate inclusiv grinzile caii, prinderi $i 0.90 joante nituite ,

(5) Pentru un pod care are mai multe din caracteristicile de mai sus, coeficientul K de modificare a greutatii obtinute cu formulele din tabelul 2.2 este egal cu produsul coeficientilor Ki corespunzatori fiecarei caracteristici.

(6) Greutatea trotuarelor pentru circulatie se ia in calcul separat.

10

(7) Greutatea podurilor confectionate din alte oteluri decat OL 37 sau cu alcatuire deosebita trebuie evaluata prin alte metode.

(8) Dupa intocmirea proiectului, daca greutatea structurii de rezistenta rezultata din calcul depasegete cu mai mult de 3% greutatea avuta in vedere initial, se verifica elementele cele mai solicitate, luand in considerare greutatea reala.

(9) Pentru fazele de montaj se tine seama de repartitia reala a incdrcarilor, inclusiv a instalatiilor de montaj care actioneaza constructia in faza respectiva.

(10) Momentul A/,; din incarcarea permanenta uniform distribuita pentru diferite sectiuni x ale grinzii simplu rezemate poate fi stabilit cu relatia: 2 x ox M,, = {2-35 Moms (2.1)

in care:

L —deschiderea grinzii;

x —distanta de la reazem, a sectiunii in care se calculeaza My;

Mg max-momentul maxim, in mijlocul deschiderii, datorita incarcarii permanente.

2.3. impingerea pamantului qd) Impingerea pimantului se calculeazd tinand — se seama de caracteristicile fizico — mecanice ale pamantului. Aceste caracteristici se stabilesc prin incercari, in laboratoare geotehnice.

(2) Valoarile normate ale caracteristicilor geotehnice reprezinta valori medii de referinta sau in cazul constructiilor importante ca incarcari $i dimensiuni, valori rezultate dintr-un calcul static mai detaliat pe baza unui numar mare de incercari.

(3) Valorile de calcul ce se utilizeaza la starile limita ultime ale caracteristicilor geotehnice (valorile limita) se determina multiplicand valorile normate respective cu coeficientii Kg care tin seama de variabilitatea rezultatelor obtinute la incercari.

(4) In calculele efectuate la starile limiti ale exploatirii normale se folosesc valorile de exploatare ale caracteristicilor geotehnice, care sunt egale cu valorile normate.

(5) Stabilirea valorilor normate limita ale caracteristicilor geotehnice, se face avand ca referinta STAS 3300/1 — 85 anexa A;

(6) In lipsa caracteristicilor geotehnice determinate ca mai sus, pentru ramblee de orice inaltime, alcatuite din pamanturi necoezive, sau pentru ramblee cu inaltimi de maximum 4m executate din pamanturi slab coezive (argile nisipoase, prafuri nisipoase, nisipuri argiloase etc.), se pot admite urmatoarele caracteristici geotehnice, normate, necesare calculului inpingerii pamantului:

- unghiul de frecare interna : ® = 33°

- greutatea volumica a pamAntului cu umiditate obignuita : 18 KN/ m? ;

- unghiul de frecare dintre pamant si zidarie : 8 = 2/3 ® = 22°

11

(7) Pentru caracteristicile geotehnice ale pamanturilor din straturile naturale, pe baza figelorde foraje executate gi in lipsa datelor stabilite prin incercari de laborator, se pot adopta valorile normate din tabelul 2.7a in cazul pamanturilor necoezive sau din tabelul 2.7b in cazul pamanturilor coezive.

(8) Valorile limita ale unghiului de frecare interna, care tin seama de variabilitatea caracteristicii respective, se stabilesc conform pet. 2.3(12) iar valorile limita ale greutatilor volumice ale pamantului se stabilesc prin multiplicarea valorilor normate cu coeficientii de incarcare luati ca referinta prevederile cuprinse in STAS 10101/OB — 87 tabelul 1.

(9) Valorile din tabelele 2.7a si 2.7b se pot folosi pentru podete, poduri mici si mijlocii cu fundatii directe, cu adancimi maxime de 5m; la podurile cu fundatii de mare adancime gi la podurile mari aceste valori se pot folosi numai pentru calcule aproximative sau in anteproiecte. Tabelul 2.7a Greutatea volumica Unghiul kN/m? de Denumirea Gradul Gradul frecare Nr. rer —— : " Crt pamanturilor de de Cu umiditate hur Sub apa interna Tt. indesare uniformitate naturala Satural P grade Po ae |_1 [Pietnis, Bolovanis, cu 30,15 6.30 ee [2 part rede oe nisi 30,305 0.50 in strat de grosime

isip, nisip putin] 30,15 0,30 | 70 | 90 | 9.03? [_sfprafos, ga pistes Hn 30,305 0.50 32°30) strat de grosime| i a eu a 90,155 030 Fs pats minus A ,30- 0,50 PH strat gros sau. stratun >6 sip. rsp pal 50,150.30 Lee mee Gel 203308 0.50 32°30 pietrig in strat de >15 a

(10) OBSERVATII: .

1. Valorile din tabelul 2.7a se pot aplica si pentru umpluturi. In cazul terenurilor compacte gradul de indesare Jp care se ia in considerare in vederea stabilirii caracteristicilor geotehnice, va fi confirmat prin studii de teren.

2. in lipsa unor studii care si precizeze valoarea lui Ip, valorile calculate se vor considera astfel: - in calculele de verificare a stabilitatti la lunecare sau rasturnare, se vor lua valorile corespunzatoare pentru Zp = 0,15... 0,30, iar valorile greutatilor volumice se vor reduce cu 2kN/m? in cazul terenurilor cu umiditate natural si cu 1KN/m? in cazul terenurilor saturate sau imersate; - in calculele de evaluare a incarcarilor din greutatea proprie a terenurilor, se vor lua valorile corespunzatoare pentru Ip =0, 30... 0,50.

3. In cazul terenurilor la care granulele sunt dominante, valorile de calcul ale unghiului de frecare intema ® se pot majora cu 2° 30’.

12 Tabelul 2.7b Greutatea volumica Coeziunea F Limitele kN/m? kN/m? Denumirea ? Nr. we : de Indice de Deasupra . pamanturilor = : 3 : sub Unghiul de ay g

(11) OBSERVATII:

1. Valorile din tabelul 2.7b sunt valabile pentru terenuri coezive naturale consolidate. In In cazul umpluturilor se va considera c’=0 iar valorile pentru y, y si © raman valabile numai in conditii de compactare si asigurare de 95% din valoarea Proctor;

2. fn calculele de verificare a stabilititii la lunecare sau rasturnare, valorile greutatii volumice din tabelul 2.7b se vor reduce cu: - 2 kN/m? pentru terenuri situate deasupra apei; - 1 kN/m? pentru terenuri situate sub nivelul apei.

3. Coeziunea poate fi considerata in calcule numai in cazul terenurilor coezive pentru care exista siguranta unei comportari corespunzatoare constante a lor in contact cu apa sau cu alti agenti. In cazul umpluturilor realizate din terenuri argiloase, coeziunea se va considera in calcule numai pe baza unei cercetari speciale in acest scop.

4. fn cazul terenurilor stratificate constituite din materiale coezive sau necoezive sau in cazul terenurilor stratificate din materiale coezive de diferite caracteristici, cand nu se dispune de studii de teren, se vor considera valorile caracteristicilor geotehnice ale terenului celui mai slab.

5. In cazul terenurilor coezive se impune analiza posibilitatii aparitiei presiunii apei in pori. Dac& nu se dispune de cercetari in acest scop, calculele se vor efectua atat cu valorile in stare de neconsolidare (®, ¢,,) cat si pentru valorile in stare finalé consolidata (®’, c”).

(12) in lipsa incercarilor de laborator prin care si se stabileasca coeficientul de variabilitate Ky (vezi pet 2.3(3)) in calculele la starile limita ultime se admite o variatie maxima a unghiului de frecare interna A®’=+5°, dupé cum este mai defavorabil; valori mai mari se vor adopta la paméanturi coezive.

13

(13) La pilele si culeile podurilor nu se tine seama de impingerea pasiva a pamantului daca fundatiile lor au o adancime de incastrare mai mica de 5 m; adancimea de incastrare se considera de la nivelul cel mai coborat al fundului albiei (dupa afuiere). La aripi, la zidurile de sprijin gi la blocurile de ancorare ale acestora, este admisa luarea in considerare a impingerii pasive la adancimi mai mici de 5m, numai la verificarea stabilitatii la alunecare, in masura in care deplasarile acestora nu au consecinte defavorabile asupra exploatarii.

(14) La elementele de constructii (culei, ziduri de sprijin etc) prevazute cu drenuri agezate pe console, se considera ca impingerea pamantului actioneaza in planul de separatie dintre pamant si dren, pe inaltimea consolei si a drenului. Daca drenul nu este rezemat pe consolad, se poate considera c4 impingerea pamantului actioneaza in planul de separatie dintre teren si dren, numai daca drenul are inaltimea elementului care preia impingerea, sau daca talpa blocului de fundatie a elementului este cu cel mult 1,0 m mai jos decat talpa drenului.

2.4 Fortele de precomprimare

(1) Eforturile produse de fortele de precomprimare in elementele podurilor din beton precomprimat se determina luand ca referinta prevederile STAS 10111/2-87. Pentru podurile metalice la care se va folosi precomprimare, se vor utiliza prescriptiile cuprinse in ““Normativul pentru proiectarea podurilor din beton si metal. Suprastructuri pentru poduri de sosea, cale ferata si pietonale precomprimate exterior” indicativ NP 104-04, precum gi cele din caietele de sarcini.

2.5 Incareari produse de greutatea obiectelor sau instalatiilor montate pe pod

(1) Incarearile produse de greutatea obiectelor sau instalatiilor fixe care se monteazi pe pod (conducte, fire, cabluri, precum si greutatea dispozitivelor care le sustin) se introduc in calcul separat de greutatea structurii de rezistenta a caii si se determina pe baza dimensiunilor reale adoptate in proiect gi a greutatilor tehnice ale materialelor din care sunt alcatuite.

(2) La determinarea incarcarilor date de conducte se tine seama gi de greutatea fluidelor care circula prin acestea, precum gi de conditiile prevazute in procesul tehnologic de exploatare a lor, inclusiv de cele de proba.

2.6 Variatii termice anuale qd) Prin variatie termicé anuala se intelege diferenta dintre temperatura la incheierea constructiei si temperatura medie de vara, determinataé pe baza izotermei lunii iulie, respectiv temperatura medie de iarna determinata dupa izoterma lunii ianuarie.

(2) Izotermele lunilor iulie gi ianuarie se stabilesc pentru regiunea unde este situata constructia, pe baza hartii climatologice. In lipsa unor date certe se pot admite urmatoarele valori medii ale izotermelor:

- izoterma lunit iulie: 15°C

- izoterma lunii ianuarie: 15°C

(3) Temperatura de incheiere a constructiei se considera aceea aratata la pct. 3.11(4).

14

(4) La calculul solicitarilor se considera ca temperaturi maxime ale materialului constructiei, valorile izotermelor de mai sus. 2.7 Deformatiile in timp ale betonului, din contractie

(1) Actiunea deformatiilor in timp ale betonului asupra structurilor de beton, beton armat gsi beton precomprimat se determina luandu-se ca referinté procedeele care sunt detaliate in STAS 10111/2-87.

(2) In cazurile in care contractia este influentata de curgerea lenta, la stabilirea solicitarilor produse de actiunea deformatiilor in timp ale betonului, din contractie, se va avea in vedere gi curgerea lenta.

(3) La constructiile de beton si beton armat, efectul contractiei si curgerii lente se poate asimila, intr-un calcul simplificat, cu o scadere de temperatura Af care se ia: At = 20°C pentru bolti de beton simplu sau structuri de beton armat, avand un procent mediu de armare de 0,5°%; At = 15°C pentru bolti si arce de beton armat cu procent de armare minim, luandu-se ca referinta STAS 10111/2-87 gi pentru structuri de beton armat avand procentul mediu de armare de 1,5%.

(4) Cand se iau masuri speciale pentru reducerea contractiei, prin consumarea unei parti importante din aceasta, pana la incheierea constructiei, valoarea Af se poate reduce cu 5....10°C in functie de marimea intervalului de timp de la turnare si pana la incheierea constructiei. 2.8 Tasarea si deplasarea fundatiilor

(1) Marimile tasarilor si ale deplasarilor fundatiilor se stabilese luandu-se ca referinta prevederile din STAS 3300/2-85, tinandu-se seama de caracteristicile fizico-mecanice ale pamanturilor.

(2) La determinarea eforturilor produse de tasarea fundatiilor in constructii de beton, beton armat si beton precomprimat static nedeterminate, se tine seama de efectul curgerii lente. 2.9 Presiunea si subpresiunea hidrostatica la nivelul mediu qd) Presiunea si subpresiunea hidrostatica de la nivelul mediu al apelor se ia in considerare la: - calculul stabilitatii la alunecare si rasturnare a elementelor cu adancimea de fundare mai mica de 5m (adancimea la care nu se ia in considerare incastrarea in teren a elementului); - determinarea presiunilor efective pe teren; - stabilirea capacitatii portante a terenului (luand ca referinta STAS 3300/2-85)

(2) La calculul stabilitatii si la determinarea presiunilor efective pe teren se considera ca subpresiunea hidrostatica actioneaza prin reducerea greutatii proprii a elementelor de constructie sia greutatii volumice a pamantului de pe treptele acestora.

15

(3) La stabilirea capacitatii portante a terenului gi a presiunilor admisibile, subpresiunea hidrostatica actioneaza prin reducerea greutatii volumice a pamantului.

(4) Greutatea volumica a pamantului sub apa y’, tinand seama de subpresiunea hidrostatica, este data in tabelele 2.7a si 2.7b.

3. Actiuni variabile - Actiuni din trafic si alte actiuni specifice podurilor de cale ferata 3.1 Domeniu de aplicare

(1)P Acest capitol se refera la actiunile produse de traficul feroviar de pe liniile ferate cu ecartament normal sau ecartament largit ale retelei principale de cale ferata europene.

(2) Convoaiele de calcul definite in acest capitol nu descriu trenurile (traficul) actuale. Acestea au fost selectate deoarece efectele lor, multiplicate cu coeficientul dinamic considerat separat, reprezinta efectele trenurilor din exploatare. In cazul unui trafic al carui efect nu este acoperit de convoaiele de calcul precizate in acest capitol este nevoie sa se considere modele de incarcare alternative cu reguli de combinare asociate.

NOTA - Convoaiele de calcul alternative si regulile de combinare asociate pot fi definite in anexa nationala sau in caiete de sarcini.

(3)P Acest capitol nu se aplica pentru actiuni datorate: - cailor ferate inguste - cailor de tramvai sau altor cai ferate ugoare - cailor ferate conservate - cailor ferate cu cremaliera - cailor ferate funiculare Actiunile si valorile caracteristice ale incarcarilor pentru tipurile de cai ferate enumerate anterior se vor preciza in alte reglementari.

NOTA ~ fnearcirile si valorile caracteristice ale actiunilor pentru aceste tipuri de cAi ferate pot fi definite in anexa nationala sau in caiete de sarcini.

(4) Limitarea deformatiilor structurilor ce sustin trafic feroviar, din punctul de vedere al sigurantei $i confortului calatorilor, se va considera luand ca referinta prevederile SR 1911:1998.

(5) Pentru stabilirea duratei de viata a structurilor, in Anexa D, sunt date trei variante de trafic.

(6) Greutatea proprie a elementelor nestructurale include greutatea elementelor cum ar fi: greutatea barierelor de protectie, a semnalelor, canalelor, a cablurilor si a elementelor de sustinere a firului de contact (cu exceptia fortelor de intindere care apar in firul de contact).

(7) La proiectarea podurilor provizorii se va tine seama de flexibilitatea acestor structuri. Incarcarile la care se calculeaza gi se verificd aceste tipuri de structuri se vor preciza in alte reglementari sau in caiete de sarcini.

NOTA ~ inciredrile ce se au in vedere la proiectarea podurilor provizorii, care in general, se pot baza pe acest standard, vor fi precizate in anexa nationala sau in caiete de sarcim. Precizari suplimentare pot fi date in anexa nationala sau pentru situatii concrete particulare in caiete de sarcini, pentru conditiile specifice in care podurile provizorii sunt utilizate (de exemplu, la podurile oblice sunt necesare cerinte speciale).

19

3.3.6 Distributia incarcarilor de la roti prin sine, traverse $i balast

(1) Daca nu exista alte precizan, prevederile de la 3.3.6.1 la 3.3.6.3 se aplica tuturor convoaielor de calcul (convoaiele LM 71,5 W/0 si SW/2, “trenul neineareat”), convoaielor HS LM, trenurilor teale gi trenurilor pentru calculul la oboseala.

3.3.6.1 Distributia longitudinalé a unei forte concentrate (din roata vehiculului)

prin sina

(1) O fortaé concentraté a convoilui de calcul LM 71 (sau a incarearilor verticale “clasificate” in concordantaé cu 3.3.2(3) daca este necesar) s1 a convo1ulm HSLM (cu ecceptia HSLM-B) sau incarcarea pe roata poate fi distribuita la trei puncte de rezemare a sinei, aga cum se arata in figura 3.4.

[ —__ O52 a, /4 | Oi — 1

| a a |

unde: Qu este incarcarea pe roata a fortei concentrate a convoiului LM 71 sau a Trenurilor Reale, in concordanta cu

3.3.5, atrenurilor pentru verificarea la oboseala sau a trenurilor HSLM (cu exceptia HSLM-B), a este distanta dintre traverse.

Figura 3.4 - Distributia longitudinalé a unei forte concentrate prin sind

3.3.6.2 Distributia longitudinala a incarcarii prin traverse si balast

(1) in general, incarearile concentrate ale convoiului LM 71 sau o osie unica pot fi distribuite uniform in sens longitudinal can (exceptie de la aceasta regula se aplica la proiectarea elementelor care preiau direct incarcanle de la cale, unde efectul local este semnificativ, de exemplu la proiectarea platelajului care sustine calea).

(2) Pentru considerarea efectului local al incarcarilor la proiectarea elementelor incarcate direct (de exemplu nervuri longitudinale sau transversale, longeroni, antretoaze, platelaje ortotrope sau placi din beton), distributia longitudinala prin traverse a incdrcarilor este data in figura 3.5, unde planul de referinté este definit ca nivelul superior al platelajului care sustine calea.

20 Y unde: - incarcarea pe traversa - planul de referinta Figura 3.5 - Distributia longitudinala a incarcarii prin travers si balast 3.3.6.3 Distributia transversala a incarcarii prin traverse si balast

(1) La poduri cu calea pe balast fara suprainaltare, incarcarile se vor distribui transversal ca in figura 3.6. aj a] oe rs A RL TM B | ee [otc 6. Gnu qd) planul de referinta Figura 3.6 - Distributia transversala a incarcarii prin traverse si balast la calea fara suprainaltare (efectul excentricitatii incarcarilor verticale nu este prezentata)

(2) La poduri cu calea pe balast (fara suprainaltare) cu traverse, unde balastul este burat numai sub sine, sau la calea cu blocheti, incarearile se vor repartiza transversal ca in figura 3.7.

21 Qh / planul de rulare . i planul de referinta | aaa | of ]][]]} | Ui Figura 3.7 - Distributia transversala a incarcarii prin traverse si balast la calea fara suprainaltare (efectul excentricitatii incarcarilor verticale nu este prezentata)

(3) La poduri cu calea pe balast cu suprainaltare distributia transversala a incarcarilor este prezentata in fig. 3.8. { { Qa fe a DT = $

(4) La poduri cu calea pe balast cu suprainaltare, cu traverse, unde balastul este burat numai sub sine sau la calea cu blocheti, distributia incarcarilor din figura 3.8 se va modifica tinand cont de distributia incarcarilor sub fiecare gina, conform figurii 3.7.

(5) Se va specifica distributia transversala care trebuie utilizata.

NOTA - Distributia transversal ce trebuie utilizata va fi precizata in caiete de sarcini.

22 3.3.6.4 Incarcare verticala echivalenta pentru constructii de pamant si presiunea pamantului

(1) Pentru efectul global, incarcarea verticala echivalenta caracteristica datorita actiunii traficului feroviar pentru constructiile de pamant de sub sau adiacente caii se va considera ca o incarcare (actiune) uniform distribuita obtinuta prin repartizarea convoiului de calcul LM 71 (valori clasificate sau caracteristice in functie de 3.3.2(3)) pe latimea de 3,0m dispusa la 0,70 m sub suprafata de rulare a caii.

(2) incarearea (actiunea) uniform distribuitd nu se va multiplica cu coeficientul dinamic.

(3) La proiectarea elementelor locale amplasate in apropierea cdii (de exemplu opritorii de balast) se va face un calcul special tinand cont de incarcarile verticale maxime in sens longitudinal si transversal datorate traficului feroviar. 3.3.7 Incdreari la trotuare de serviciu

NOTA - Caietele de sarcini pot preciza cerinte alternative pentru trotuarele de serviciu, cdi pentru echipamente de intretinere sau platforme.

(1) Trotuarele de serviciu se proiecteaza pentru utilizarea lor numai de catre personalul autorizat.

(2) incarcarile date de persoane, echipamentele sau de materialele necesare intretierii curente a structurilor va fi reprezentata de o incarcare uniform distribuita cu valoarea caracteristica gn=5 kKN/m’.

(3) Pentru proiectarea elementelor locale ale trotuarelor de serviciu se utilizeaza o forta concentrata unica Oj=2,0 KN ce actioneaza pe o suprafata patrata cu latura de 200 mm.

(4) Parapetele si consolele trotuarelor de serviciu se calculeaza la o impingere orizontala de 500 N/m, aplicata la nivelul superior al miinii curente a parapetului. La trotuarele publice aceasta impingere se ia de 1500 N/m.

(5) Mana curenta a parapetului se verifica: - pentru trotuarele de serviciu la o incareare concentrata verticala de 0,8 kN; - pentru trotuarele publice la o incarcare concentrata de 1,2 KN. 3.4 Efecte dinamice (inclusiv rezonanta) 3.4.1 Introducere

(1) Eforturile si deformatiile statice (si acceleratia asociata a podului la nivelul caii) induse in structura cresc sau descrese sub efectul convoaielor care se deplaseaza si depind de:

- cresterea incarcarii structurii datorita traficului care traverseaza structura si de raspunsul structurii la impact;

- de excitatia structurii si/sau elementelor structurale cu o ineareare variabila cu frecventa apropiata de frecventa proprie a srtucturii sau multiplu sau submultiplu acesteia care conduce la rezonanta (vibratii cu amplitudine mare). Aceasta situatie se poate obtine datorita distantelor quasiuniforme dintre osii;

- variatii ale incarcarilor rotilor datorate imperfectiunilor caii, ale vehiculelor feroviare (inclusiv neregularitati ale rotilor).

23

(2)P Pentru determinarea efectelor (eforturi, deplasari, acceleratii ale structurii) din actiunea traficului feroviar se vor lua in considerare factorii susmentionati. 3.4.2. Factori care influenteaza comportarea dinamica

(1) Factorii principali care influenteaza comportarea dinamica sunt:

i) viteza convoaielor la traversarea podurilor;

ii) deschiderea L sau lungimea liniei de influenta incarcate a elementului considerat (la

incovoiere);

iii) masa structurii;

iv) frecventa proprie (naturala) a intregii structuri si a elementelor structurale (relevante)

precum si formele proprii de vibratie;

v) numarul osiilor, greutatea lor si distanta dintre acestea;

vi) amortizarea structurii;

vii) neregularitati in plan vertical al caii;

viii) masele suspendate sau indepente si caracteristicile suspensiilor vehiculelor;

ix) existenta unei distributii regulate a reazemelor elementelor de sustinere a caii

(antretoaze, traverse etc);

x) imprfectiuni ale vehiculelor (bandaje uzate, defecte ale suspensiilor etc.);

xi) caracteristici dinamice ale caii (balast, traverse, componentele caii etc.). Influenta acestor factori este prezentata de la 3.4.4 pana la 3.4.6.

NOTA - Nu sunt precizate limite ale deformatiilor pentru evitarea efectelor rezonantei si a vibratiilor excesive. Vezi SR EN 1990:2004A2 pentru criteriile de siguranta a traficului si confortul pasagerilor.

3.4.3. Reguli generale pentru proiectare

(1)P Se va efectua o analiza statica pe baza incarcarilor definite in 3.3 (cu convoiul LM 71 sau cu SW/0 si SW/2). Rezultatele se vor multiplica cu coeficientul dinamic ® definit in 3.4.5 (si daca este necesar multiplicat si cu factorul @, conform 3.3.2).

(2) Criteriul care stabileste daca este necesara o analiza dinamica este prezentat in 3.4.4.

(3)P Cand se cere analiza dinamica:

- cazurile de inearcare aditionale pentru analiza dinamica vor fi in concordanta cu prevederile 3.4.6.1.2;

- varfurile acceleratiilor la nivelul caii vor fi verificate conform cu 3.4.6.5;

- rezultatele analizei dinamice vor fi comparate cu rezultatele analizei statice multiplicate cu coeficientul dinamic ® precizat la 3.4.5 (gi daca este necesar si cu factorul a conform 3.3.2). La proiectarea structurilor de poduri se vor utiliza cele mai defavorabile efectele generate de convoaie, in conformitate cu 3.4.6.5;

- se va face o verificare in concordanta cu 3.4.6.6 pentru a verifica daca incarcarea aditionala pentru calculul la oboseala al structurilor traversate de trenuri cu viteze mari la rezonanta este acoperita de rezultatele obtinute dintr-o analiza staticd multiplicate cu coeficientul dinamic @.

(4) Toate podurile amplasate pe linii cu trafic cu viteze mari (V>200 km/h) sau unde este necesara analiza dinamica vor fi proiectate utilizand valorile caracteristice ale convoiului de calcul LM 71(sau unde este cazul convoiul SW/0), sau la incarcarile verticale clasificate cu az=1,0, in conformitate cu 3.3.2.

24

(5) Pentru trenurile de pasageri, efectele dinamice permise conform prevederilor cuprinse de la 3.4.4 pana la 3.4.6 sunt valide doar pentru viteze 3.4.4 Necesitatea efectuarii analizei statice sau dinamice

(1) Necesitatea efectuarii analizei statice sau dinamice se stabileste urmarind schema logica din figura 3.9.

NOTA - Anexa national poate cuprinde cerinte alternative. Se recomanda utilizarea schemei logice din figura 3.9. Gra ~ nu ei da structura simpla fe da mu “a din fig. 6.10

(6) nu da pt. analiza dinamica se utilizeaza se utilizeaza forme proprii tabelele Fl. sh Be (2) pt. torsiune si incovoiere forme proprii din Viin/ nos (V/no) tim da AG Seppasee mse (2) (3) (7) Se cove analiza dinates: Analiza dinamica nu este ceruta. 98 GHIGULSHSX BECE TS RRA Verificarea acceleratiei de rezonanta UI Shou eee. si verificarea la oboseala nu este necesara. concordanta cu 6.4.6 (NOTA 4). Se utilizeaza analiza statica si. unde: Vv este viteza maxima de circulatie in amplasament [km/h] L este lungimea deschiderii [m] No este prima frecventa proprie (fundamentala) de incovoiere a podului incarcat numai cu incarcarile permanente [Hz] ny este prima frecventa proprie de torsiune a podului incarcat numai cu incarcarile permanente [HZ] v este viteza nominala maxima (m/s) (Wo) im este data in Anexa F Figura 3.9 - Schema logic’ pentru stabilirea necesitatii analizei dinamice

25

NOTA 1 - Pentru poduri simplu rezemate numai cu grinzi longitudinale sau cu comportare de dala simpla la care se poate neglija efectul de oblicitate pe lareazeme rigide.

NOTA 2 - Pentru tabelele F1 si F2 si pentru limitele permise se va consulta Anexa F

NOTA 3 - Este necesara o analiza dinamica daca viteza frecventa de operare a trenurilor reale este egala cu o viteza de rezonanti a structurii. Vezi 3.4.6.6 si Anexa F.

NOTA 4 - 94, este coeficientul dinamic al trenurilor reale, dat in 3.4.6.5(3).

NOTA 5 - Validarea asigura ca podul indeplineste cerintele in ceea ce priveste rezistenta, deformatiile limita ise in : .4.4) si ci acceleratia maxima a vagoanelor (cutiei vagoanelor) corespun' admise in SR EN 1990:2004 A2.4.4) si ca lerati ima 1 iei 1 d standardelor de confort ale pasagerilor (dat in SR EN 1990:2004 A.2).

NOTA 6 - in cazul in care viteza de circulatie pe linia pe care se afla structura nu depaseste 200 km/h si daca frecventa proprie “9 se afla in limitele date in figura 3.10, nu este necesara efectuarea unei analize dinamice.

NOTA 7 - La structurile la care prima frecventé proprie 9 depaseste limitele superioare date de curba (1) din figura 3.10 este necesara efectuarea unei analize dinamice. Vezi de asemenea $i 3.4.6.1.1(7). Limita superiara 7, este determinata de cresterea 150 dinam ica data de neregularitatile caii si se considera ll astfel: aS SSS ee SE eo FC n=94,76 £0"* (3.1) SS 28 20 e223 SSeee ao : aft TTT Tet tt rin eT — £3 a Limita inferioara a lui zp este determ inata de conditia de lll impact dinamic gi este dati de: 2+ RL EDN" TTT, toa peli Aust S20 P10 4 3 Pr ee ee EH ais Ht RNS Cott Seat “y 4 el unde: a : . . . = a ro eeprinaicventiroprie indent © FTTH [Sl Podului care fine seama de masa ine@rerilor ea permanente poe LLL | LTT E este deschiderea pentru poduri simplu rezemate 2 4 8 B10 1520 * BD TK sau Lg pentru alte tipuri de poduri t [Im] () limita superioara a frecventei proprii

(2) limita inferioara a frecventei proprii Figura 3.10 Limitele frecventelor proprii ale podurilor 7g [Hz] in functie de deschiderea £ [m]

NOTA 8 - Pentru structuri simplu rezemate, solicitate numai la incovoiere, frecventa proprie poate fi estimata cu ajutorul formulei: 17,75 ny [Hz|= in (3.3) Q unde: 8 este sigeata exprimata in mm, la mijlocul deschiderii datorita incdrcarilor permanente; pentru poduri de beton, deplasarea este calculata utilizind modulul de elasticitate pentru incarcari de scurta durata, ci o incarcare potrivita pentru determinarea frecventei proprii a podului.

27

(4)P Coeficientul dinamic @ nu se va utiliza la:

- incarearea cu trenuri reale

- incarearea cu convoaiele speciale pentru calculul la oboseala (vezi anexa D)

- incarearea cu convoiul HSLM (3.4.6.1.(2))

- incarcarea cu convovoiul “tren neincarcat”

3.4.5.3 Lungimea “determinanta” Lo

(1) Lungimea “determinanta“ se ia conform prevederilor din tabelul 3.2.

NOTA - Lungimea “determinanta” poate fi precizaté in anexa national. Se recomanda valorile date in tabelul 3.2.

(2) in cazul in care in tabelul 3.2 nu se specifica (precizeaz) nici o lungime “determinanta”, aceasta se va considera egala cu lungimea liniei de influenta incarcata a elementului considerat sau se vor preciza valori alternative.

NOTA - Valori alternative pot fi precizate in caiete de sarcini.

(3) In cazul in care efectul rezultant intr-un element al structurii de rezistenti provine din suprapunere a efectelor globale cu cele din efectele locale, la stabilirea coeficientilor dinamici se vor folosi lungimi “determinante” diferite, corespunzatoare fiecarui efect.

28 Tabelul 3.2 - Lungimea “determinanta” Lg Lungi “determinanta” ® Placi metalice ortotrope: placi care sustin prisma de balast (placi ortotrope)— (pentru eforturi locale gi tranversale) IPlaci cu antretoaze si nervuri longitudi+ Inale continui 11 Placa (pe ambele directii) de 3 ori distanta dintre antretoaze 12 Nervuri longitudinale continui de 3 ori distanta dintre antretoaze (ncluzand console mici de cel mult 0,50 m) * 1.3 Antretoaze de 2 ori lungimea antretoazei 14 Antretoaze finale 3.6m? Placi numai cu antretoaze 2.1 Placa (pe ambele directii) de 2 ori distanta dintre antretoaze + 3 m 22 Antretoaze de 2 ori distanta dintre antretoaze + 3 m 23 Antretoaze finale 3.6m" Retea de grinzi metalica: cale fara balast ° (pentru eforturi locale si transversale) 3.1 Longeroni ca element continuu al retelei de grinzi | de 3 ori distanta dintre antretoaze simpli rezemati distanta dintre antretoaze + 3 m 3.2 Consola longeronilor 3.6m 3.3 Antretoaze (ca parte a antretoazei/de 2 ori lungimea antretoazei a element al retelei) 3.4 Antretoaze finale 3.6m? Tn general, toate consolele cu lungimi mai mari de 0,5m ce sustin calea necesita un studiu special i conformitate cu 3.4.6, cu incdrcarea precizata in anexa nationala si agreata de beneficiar. > Se recomanda si se aplice @,. (continud)

(1) in cazul podurilor in are gi la podurile de beton de orice tip la care umplutura este mai mare de 1,0 m, coeficientul dinamic se poate reduce astfel: red ®,, = B,, - B00. aw >10 3.8) unde: h este distanta de la fata superioara a elementului de rezistenta la fata superioara a traversei, exprimata in [m] (la podurile in arc, de la extrados in zona cheii).

(2) Stalpii cu zveltete sprijin si presitunea pe pamant se pot calcula fara a tine cont de efectele dinamice.

31 3.4.6 Cerinte pentru analiza dinamica 3.4.6.1 Incarcari si combinatii ale incarcarilor 3.4.6.1.1 incareari (AP Analizele dinamice se vor efectua utilizind valorile caracteristice ale trenurilor reale precizate. Selectia trenurilor reale se va face tinand cont de configuratia trenurilor permise sau avute in vedere pentru toate tipurile de trenuri de mare viteza ce urmeaza sa fie admise ori prevazute sa circule pe structura cu viteze de peste 200 km/h.

NOTA 1 - in proiecte speciale se vor preciza valorile caracteristice ale axelor precum gi distantele dintre osii pentru fiecare configuratie a trenurilor reale.

NOTA 2 — Daca este necesaraé efectuarea unei analize dinamice pentru viteze maxime in amplasament mai mici decat 200 km/h vezi, de asemenea, 3.4.6.1.1(7) pentru incéircare.

(2)P Analizele dinamice se vor efectua utilizind convoiul de calcul HSLM pentru structuri de poduri care se afla pe lini internationale europene unde se vor aplica criteriile de interoperabilitate pentru viteze mari.

NOTA - fn caiete de sarcini se va precizaunde se va folosi convoiul HSLM.

(3) Convoiul HSLM cuprinde doua Trenuri Universale diferite HSLM-A si HSLM-B, ce au lungimi variabile ale vagoanelor.

NOTA — Cele doua trenuri, HSLM-A si HSLM-B, impreund reprezina efectul dinamic al incarcarilor datorate vehiculelor conventionale articulate care circulé cu viteze mari, destinate traficului de calatori si care corespund cerintelor exprimate in Caietul de sarcini european in ceea ce privegte interoperabilitatea, dat in anexa E1.

(4) Convoiul HSLM-A este prezentat in figura 3.12 si in tabelul 3.3. 5 xD a] xP xP PxP SP Bye Ue ee Qe “mo We Ul) Mo Ml fo Me dy ole (elelele) ols) ale) WO oe) OO ‘ele WO OW OW ft. dd. 3} mn fa i] a 11 43 3,525 3,525 unde:

(1) Locom otiva (locomotivele de la ambele capete ale trenului sunt identice)

(2) Ultmile vagoane (identice)

(3) V agoane intermediare Figura 3.12 - HSLM-A

32 Tabelul 3.3 — Convoiul HSLM-A Numarul i Tren vagoanelor TLungimea Distanta dintre osii | Greutatea osiilor universal intermediare haired D[m] P [kN] N AZ 17 19 3,5 200 A3 16 20 2,0 180 Ad 15 21 3,0 190 AS 14 22 2.0 170 A6 13 23 2,0 180 AT 13 24 2,0 190 AS 12 25 235 190 AQ ll 26 2,0 210 Al0 ll 27 2,0 210

(5) Convoiul HSLM-B se compune dintr-un numar de N forte concentrate, de 170 kN echidistante, la distanta ¢ [m], unde NV gi @ sunt date in figurile 3.13 $13.14. kr Nx170kN —>|

| qd | ad a @ da ¢ d a a ¢ d d a a d Figura 3.13 — Convoiul HSLM-B G eu FO cH LAM TTA as TTA ETT TT TT stelololeleld LETT TT TT TTT A TALL CPPCC Pee Et Nile mmm | TT. ee >HI TTT TTT TT. "SS 2s an eae 23 L [m] Figura 3.14 — Convoiul HSLM-B unde L este deschiderea [m].

(6) In fanetie de criteriile cuprinse in tabelul 3.4, se va aplica fie convoiul HSLM-A fie HSLM-B.

33 Tabelul 3.4 — Aplicarea convoaielor HSLM-A sau HSLM-B Configuratia structurala £

Grinda simplu rezemata HSLM-B? HSLM-AS

(o singura deschidere)

Structura continua* HSLM-A HSLM-A

Trenurile Al la A10 inclusiv‘ Trenurile Al la A10 inclusiv*

sau

Structud complexa®

Se va folosi pentru poduri cu structura de rezistenté grinzi simplu rezemate, pe reazeme rigide

sau la placi simple la care se poate neglija efectul oblicitatii.

> Pentru poduri cu structura de rezistent& grinzi simplu rezemate, cu deschideri mai mici de 7,0 m

se va utiliza un singur tren critic universal de tipul HSLM-B pentru analiza, conform 3.4.6.1.1(5).

Pentru poduri cu structura de rezistenté grinzi simplu rezemate, cu deschideri mai mari sau egale

cu 7,0 m se va utiliza un singur tren critic universal de tipul HSLM-A pentru analiza dinamica,

conform anexei E (poate fi utilizate alternativ trenurile universale de la Al la A10)

‘La proiectare se vor utiliza toate trenurile de la Al la A10 inclusiv.

© Se aplica oricdrei structuri care nu se incadreaza prevederilor notei anterioare. De exemplu,

structuri oblice, poduri cu solicitari de torstune importante, structuri cu calea la mijloc cu moduri

de vibratie ale grinzilor principale. In plus, la structuri complexe cu moduri de vibratie deosebite

ale platelajului (de exemplu la structuri cu calea la mijloc sau la poduri cu calea jos cu platelaje

subtiri) se va utiliza convoiul HSLM-B.

NOTA — Anexa nationalé sau alte documente pot cuprinde prevederi suplimentare in ceea ce

priveste utilizarea convoaielor HSLM-A sau HSLM-B la structuri continue sau complexe.

(7) Daca nu sunt indeplinite limitele de frecventa indicate in figura 3.10 si viteza maxima in amplasament este comportarea structurii conform 3.4.2 gi se utilizeaza:

- trenurile de la 1 la 12 prezentate in anexa D, - trenurile reale stabilite

NOTA ~ fnearcarea si metodologia de realizare a analizei poate fi precizata in caiete de sarcini si vor fi agreate de autoritatea relevanta precizata in anexa nationala. 3.4.6.1.2 Combinarea incarcarilor si coeficienti partiali de siguranta

(1) La analizele dinamice, pentru determinarea masei asociate greutatii proprii $i a incarcarilor care se pot indeparta (balastul etc.) se va utiliza valoarea nominala a densitatii.

(2)P La analizele dinamice se vor utiliza ca inearcari cele precizate in 3.4.6.1.1(1) $i (2) gi daca este necesar cele prevazute in 3.4.6.1.1(7).

(3) La analiza dinamica numai a structurii se va considera o linie incarcata (situatia cea mai defavorabila), in conformitate cu prevederile tabelului 3.5.

34 Tabelul 3.5 — Sumarul cazurilor de incarcare aditionale in functie de numarul liniilor pe pod a pe Incdreari pentru analiza dinamica Fiecare tren real gi convoiul HSLM (daca este 1 una necesar) parcurgand podul in sensul permis de circulatie . Fiecare tren real si convoiul HSLM (daca este

2. (Trenuri oe Pareurs | una din linii necesar) parcurgand podul in sensul permis structura In sensurl de cireulatie opus, Inmod noma) Niie Cini anecat La poduri ce sustin mai mult de doua linii parcurse de trenuri in aceslasi sens in mod normal sau pentru poduri care sustin 3 sau mai multe linii pe linii unde viteza trenurilor depasegte 200 km/h, incarcarile vor fi cu acordul autoritatii relevante precizate in anexa nationala

(4) In cazul in care efectele determinate prin analiza dinamica depagese efectele determinate cu ajutorul convoiului de calcul LM 71 (sau a convoiului SW/0 pentru structuri continue), in conformitate cu 3.4.6.5(3), atunci efectele analizei dinamice se vor combina cu: - efectele incarcarilor produse de fortele orizontale pe linia incarcata pentru analiza dinamica - efectele incarcarilor produse de incarcdrile verticale si orizontale pe linia cealalta, in conformitate cu prevederile 3.8.1 si tabelul 3.11.

(5)P in cazul in care efectele determinate prin analiza dinamica depigesc efectele determinate cu ajutorul convoiului de calcul LM 71 (sau a convoiului SW/0 pentru structuri continue), in conformitate cu 3.4.6.5(3), atunci efectele dinamice ale incarcarilor (momente incovoietoare, forte taietoare, deformatii etc. exclusiv acceleratiile) obtinute din analiza dinamica se vor multiplica cu coeficientii partiali din anexa A2 al standardului SR EN 1990:2004.

(6)P Coeficientii partiali nu se vor aplica incarcarilor date la 3.4.6.1.1 pentru determinarea aceleratiilor la nivelul caii. Valorile calculalte ale acceleratiilor se vor compara direct cu valorile proiectate date in 3.4.6.5.

(7) Pentru oboseala, podurile se vor proiecta pentru efectele aditionale de oboseala la rezonanta din incarearile precizate la 3.4.6.1.1 aplicate pe oricare o linie. Vezi 3.4.6.6. 3.4.6.2 Considerarea vitezelor

(1)P Se va considera o serie de viteze inferioare vitezei maxime de proiectare pentru fiecare tren real si pentru modelul de incarcare HSLM. Viteza maxima de proiectare, se stabileste in general, 1,2 x viteza maxima in amplasament. Trebuie precizata viteza maxima de circulatie in amplasament.

NOTA 1 — Caietele de sarcini pot preciza maximul vitezei in amplasament.

NOTA 2 — Daca se precizeaza, in cazuri particulare se poate utiliza o vitezd redusa pentru trenurile reale, de 1,2 x viteza maxima permisa a trenurilor.

NOTA 3 —Se recomanda cresterea vitezei maxime pe linie in amplasament prin specificatiile din caietele de sarcini pentru a tine seama de o eventuala modificare a infrastructurii $i a materialului rulant in viitor.

35

NOTA 4 — Structurile pot fi expuse unor varfuri inalte datorate raspunsului ca efect al rezonantei. Daca exista posibilitatea ca trenurile sa circule cu viteze care depagesc fie viteza maxima permisa fie viteza maxima a liniei in amplasament, curenté sau de viitor se recomanda ca specificatiile din caietele de sarcim s4 prevada un factor de crestere a vitezei maxime de proiectare pentru a fi utilizat in analiza dinamica.

NOTA 5 — Se recomanda ca in caiete de sarcini sa fie precizari suplimentare pentru verificarea structurii daca aceasta este destinaté pentru sectiuni de linie pe care se vor efectua teste cu trenuri reale. Viteza maxima de proiectare utilizaté pentru trenurile reale vor fi cel putin 1,2 x viteza maxima de incercare a trenurilor. Calculele trebuie s4 demonstreze ca sunt satisfacute conditiile de siguranté (acceleratii maxime la nivelul caii, efecte maxime ale incarcarilor) pentru structuri la viteze mai mari de 200 km/h. Criteriile pentru oboseala si confortul pasagerilor nu este necesar sa fie verificate pentru 1,2 x viteza maxima de incercare a trenului.

(2) Calcululele se vor face pentru viteze incepand cu 40 m/s pana la viteza maxima de proiectare, definita la 3.4.6.2(1). In apropierea vitezei de rezonanta, pagii de viteza vor fi mai mici. Pentru grinzi simplu rezemate, care pot fi modelate ca o grinda liniara, viteza de rezonanta poate fi estimata utilizand ecuatia 3.9. Vp = No; (3.9) si 40 m/s unde: vy este viteza de rezonanta [m/s] no este prima frecventa proprie a structurii neincarcate Ai este lungimea de unda principala a frecventei de excitatie si poate fi estimata cu relatia: Aad 3.11) d este spatiul regulat dintre grupuri de osii i =1, 2,3 sau4

3.4.6.3 Parametrii podului 3.4.6.3.1 | Amortizare structurala

(1) Varful raspunsului unei structuri la circulatia traficulului cu viteza corespunzatoare incarcarii de rezonanta depinde in mod esential de amortizare.

(2)P Se va folosi numai valoarea cea mai mica a amortizarii.

(3) La analizele dinamice se vor folosi urmatoarele valori ale amortizarii:

36 Tabelul 3.6 — Valorile amortizarii utilizate la proiectare . . € Valoarea inferioara a fractiunii din amortizarea critica [%] Tipul podului : : : Deschiderea L 20 m Metalic $i compus €=0,5+0,125(20-L) Grinzi inglobate gi _ _ helena £=1,5+0,07(20-L) é=1,5

NOTA — Valori minime alternative ale amortizirii pot fi precizate intr-un document agreat al unei autorititi relevante specificate in anexa nationala. 3.4.6.3.2 Masa podului

(1) incarearea cu efectul maxim dinamic care se produce la rezonanti (varf) cand multiplii frecventei incarcarii $i frecventa proprie a structurii coincid, orice subestimare a masei structurii va conduce la o supraestimare a frecventei proprii a structurii la supraestimarea vitezei traficului la care se produce rezonanta. La rezonanta, acceleratia maxima a structurii este invers proportionala cu masa structurii.

(2)P Se vor considera doua cazuri specifice pentru stabilirea masei structurii, incluzand balastul si calea:

- considerarea valorii minime a masei structurii pentru a estima acceleratiile maxime la nivelul caii utilizand greutatea specifica in stare uscata a balastului si grosimea minima a acestuia,

- considerarea valorii maxime a masei structurii pentru estimarea celor mai joase viteze la care efectele de rezonanta apar, utilizand greutatea specifica maxima saturata a balastului murdar precum si sporirea grosimii acestuia in eventualitatea unor ridicari ale niveletei in viitor.

NOTA — Greutatea specific’ minima a balastului poate fi consideraté 1700 kg/m?. Valori alternative trebuie precizate in caiete de sarcini.

(3) Greutatile specifice ale balastului se vor considera, avand ca referinta SR EN 1991-1-1.

NOTA — Datorit’ numarului mare de parametrii care afecteaz densitatea betonului nu se poate prezice cu precizie valori marite ale densitatii cu suficienté acuratete ale acestuia pentru a prezice raspunsul dinamic al podului. Valori alternative ale densitatii pot fi utilizate dacd acestea sunt confirmate de o serie de incercari pe epruvete prelevate la punerea in opera a betonului (de pe gsantier), in concordanté cu SR EN 1990:2004, En 1992 gi ISO 6784 supuse aprobarii autoritatii relevante specificate in anexa nationala.

3.4.6.3.3 Rigiditatea podului

(1) incarcarea cu efectul maxim dinamic care se produce la rezonanta (varf), cdnd multiplii frecventei incarcarii si frecventa proprie a structurii coincid, orice supraestimare a rigiditatii podului va conduce la o supraestimare a frecventei proprii a structurii gi a vitezei la care rezonanta apare.

(2)P Se va utiliza o limita inferioara estimata a rigiditatii structurii.

(3) Rigiditatea intregii structuri include determinarea rigiditatii elementelor componente ale structurii si se va face luind ca referinta standardele EN 1992 pana la EN 1994.

37 Valorile modulului de elasticitae Young pot fi luate avand ca referinta standardele EN 1992 pana la EN 1994. La betoane cu rezistenta la compresiune determinata pe cilindrii cu valori fy (rezistenta la compresiune determinata pe cuburi (x cup 2 60 N/mm’) valorile modulului static de elasticitate (E,,) se vor limita la valoarea corespunzatoare betonului cu rezistenta fo, = 50 N/mm? 2 (fei, cub = 60 N/mm’).

NOTA 1 — intrucdt o serie de parametrii pot afecta valoarea E,,, nu este posibil si se prezicd o valoare care s& stabileasca cu precizie raspunsul dinamic al structurii. Sporirea valorti Z., poate fi utilizate dacd sunt confirmate de © serie de incercari pe epruvete prelevate la punerea in opera a betonului (de pe gantier), in concordanté cu SR EN 1990:2004, En 1992 si ISO 6784 supuse aprobarii autoritatii relevante specificate in anexa nationala.

NOTA 2 — Alte proprietati ale materialelor pot fi utilizate dacé sunt supuse aprobarii autoritatii relevante specificate in anexa nationala. 3.4.6.4 Modelarea excitatiei si comportarea dinamica a structurii

(1) Efectele dinamice ale trenurilor reale pot fi reprezentate de o serie de treceri pe structura a unor forte concentrate. Se poate neglija interactiuna masei vehicul/structura. Analiza va tine cont de variatiile in lungul trenului a intensitatii fortelor si a distantelor dintre osil.

(2) Cand tehnica analizei permite, se va tine seama de urmatoarele comportari dinamice ale structurii:

- pentru structuri complexe, apropierea de formele adiacente si asociate modurilor proprii de vibratie,

- interactiunea dintre modurile de incovoiere gi de torsiune,

- comportarea locala a elementelor de la nivelul caii (platelaje putin inalte, antretoaze ale podurilor cu calea la mijloc sau ale grinzilor cu zabrele etc.),

- comportarea placilor oblice ete.

(3) Reprezentarea fiecarei osii printr-o fortéa concentrata conduce la supraestimarea efectelor dinamice pentru lungimi de incarcare mai mici de 10m. In asemenea cazuri, se va folosi repartitia incarcarilor prin sina, traverse gi balast.

In contradictie cu 3.3.6.2(1) pentru analiza dinamica incarcarea dintr-o singura ax’ nu va fi distribuita uniform in sens longitudinal.

(4) Pentru deschideri mai mici de 30 m interactiunea efectelor mase vehicul/structura conduc la reducerea raspunsului la rezonanta. Se va tine seama de aceste efecte prin:

efectuarea unei analize interactive dinamice vehicul/structura

NOTA — Metoda utilizat va fi precizat in anexa nationalé si va fi aprobat& de autoritatea relevant specificat in

anexa nationala.

- eresterea valorii amortizarii considerate pentru structura, in conformitate cu figura 3.15. Pentru grinzi continue, se va utiliza valoarea cea mai mica AC pentru toate deschiderile. Valoarea totala a amortizarii ce se va utiliza este data de:

Sroran = +A (3.12)

38 unde: _ Z Ag = 00187L 0.00064 hl (3.13) 1-0,0441L —0,00441* + 0,000255L cg este limita inferioara a fractiunii din amortizarea criticd [%] definita In 3.4.6.3.1.

NOTA — Anexa nationala poate prevede valori alternative. i nen ES a SN SSS | BREESE RRR eee EEE EERE no ERR EERE RE RRR AER REECE EERE DEERE RRR EE PREC SEEREEE 064 eee ee eee Soenonenee: Saee ee a ae a a a ee FP Pe SOT ge 04 Ee Fg soe bet ten se 7 ss est, ce cs | os FREER EEE EES ERE RARER ERE E EERE EEE EER EEN EEE EEE oe SSS SSE EEE EEE BRR EEE AEE SEE SR ON ES SA: PN ES NOY Ee al SA YS Oct Ge | 01 EES EEE EERE EEE EER REE EEE Bo ooo aeneeneesesanseceesesssee 9 EEE EES o 5 10 15 20 26 20 L [m] Figura 3.15 — Amortizare aditionala AC [%] in functie de dechidere Z [m]

(5) Efectele dinamice ale incarcarilor determinate prin calcul trebuie sporite (eforturi, deformatii, acceleratii la nivelul cdilor, etc.) datorita posibilelor defecte ale cAii si ale imperfectiunilor materialului rulant, prin multiplicarea efectelor calculate cu un coeficient: (1 +9! 2) pentru intretinere foarte buna a ciii, (1 + °) pentru cale tntretinutd In condifii standard (obisnuite), unde: Q” este in concordanta cu prevederile anexei C si nu se va lua o valoare mai mica de 0.

NOTA — Anexa nationala va prevedea ce valoare a coeficientului se va utiliza.

(6) in cazul unui pod care satisface limita superioara din figura 3.10, factorii care influenteaza comportarea dinamica precizati in 3.4.2 de la (vii) la (xi) pot fi considerati c& sunt cupringi in @, o’/2'3i o” dati in 3.4 gi anexa C. 3.4.6.5 Verificari la starea limita

(1)P Pentru asigurarea sigurantei traficului: - La starea limita de serviciu, pentru prevenirea instabilit&tii caii, verificarea cerintelor impuse de siguranta traficului trebuie s4 se facd pentru varful maxim al acceleratiei grinzii. - Sporirea efectelor dinamice ale incarcdrilor va fi permis& prin multiplicarea incarcarilor statice cu coeficientul dinamic @ definit la 3.4.5. In cazul in care este necesarA efectuarea unei analize dinamice, rezultatele analizei dinamice vor fi comparate cu rezultatele analizei statice sporite cu coeficientul dinamic @ (si daca este necesar multiplicate si cu factorul a), iar la proiectarea podului se vor utiliza cele mai defavorabile efecte.

39 - {ncazul in care este necesara o analiza dinamica, se va face o verificare in conformitate cu 3.4.6.6 pentru a stabili daca incarcarile aditionale pentru oboseala, pentru viteze mari si la rezonanta sunt acoperite de efectele produse de ® x LM 71 (sau daca este necesar @®x SW/0 pentru structuri continue gi incareari verticale clasificate). La proiectare vor fi folosite cele mai defavorabile incarcari pentru oboseala.

(2)P Valorile maxime de proiectare permise ale acceleratiilor grinzilor podului calculate in lungul caii nu vor depasi valorile recomandate, date in A2 a standardului SR EN 1990:2004 (vezi A2.4.4.2.1).

(3) O analiza dinamica se va utiliza (daca este necesar) pentru determinarea urmatorului spor: Pdin = MAXLY¢in ! Pstae|~1 (3.14) unde: Van Ste raspunsul dinamic maxim $i Vyas este raspunsul static corespunzator in orice punct al elementelor structurale produs de trenurile reale sau de convoiul HSLM. La proiectarea podurilor, considerarea tuturor efectelor datorate incarcarilor verticale de la trafic se va utiliza cea mai defavorabila combinatie: ASLM ( +P +9 / 2) sau (3.15) tren real sau Bx (LM 71'4"SW/0) (3.16) unde: HSLM este convoiul pentru trafic cu viteze mari, definit in 3.4.6.1.(2); LM 71”°+’SW/0 este convoiul LM 71 si daca este relevant convoiul SW/0 pentru structuri continue (sau incarcari clasificate, in conformitate cu 3.3.2(3)); tren real este incadrcarea datorata trenurilor reale definite la 3.4.6.1.1,; ps2 este sporul efectelor dinamice calculate (eforturi, deformatii, acceleratii etc.) ce rezulta din defectele caii gi imperfectiunile vehiculelor, in conformitate cu anexa C, pentru cale intretinuta foarte bine (pentru cale ferata cu intretinere standard se va utiliza p”); @ este coeficientul dinamic, conform 3.4.5.

40 3.4.6.6 Verificari suplimentare pentru oboseala in cazul in care este ceruta analiza dinamica

(1)P Verificarea la oboseala a structurilor va tine seama de sirul eforturilor (spectru) in elementele structurii ce oscileazi in jurul pozitiei deformatei corespunzatoare incarcarilor permanente datorita:

- vibratiilor libere suplimentare determinate de efectul impactului osiilor ce parcurg podul cu

viteza mare;

- magnitudinea efectelor dinamice ale incarcarilor mobile la rezonanta;

- cicluri suplimentare ale eforturilor unitare determinate de incarcari dinamice la rezonanta.

(2)P in cazul in care viteza de circulatie frecventa a trenurilor reale pe structura este apropiati de viteza de rezonanta, proiectarea va tine seama de vatémarea aditionala de oboseala datorata efectelor rezonantei.

NOTA - La proiectare, caietele de sarcini pot specifica inc4rcari pentru oboseala, de exemplu detalii, tonaj anual, trenuri reale si vitezele de circulatie frecvente asociate in amplasament.

(3) Daca un pod este proiectat la convoiul HSLM, in conformitate cu 3.4.6.1.1(2), incadrcarea pentru oboseala considerata va tine seama de cea mai buna estimare a traficului curent si cel de viitor.

NOTA - La proiectare, caietele de sarcini pot specifica inc4rcari pentru oboseala, de exemplu detalii, tonaj anual, trenuri reale si vitezele de circulatie frecvente asociate in amplasament.

(4) Pentru structuri care indeplinesc cerintele cuprinse in anexa F, viteza de rezonanta poate fi estimata utilizand ecuatiile 3.9 si 3.10.

(5) Pentru verificarea la oboseala vor fi considerate o serie de viteze inferioare vitezei nominale maxime.

NOTA - Se recomanda ca in caiete de sarcini sa se utilizeze o valoare sporit a vitezei nominale maxime pentru a tine cont de eventualele modificari viitoare a infrastructurii caii ferate si a materialului rulant.

3.5 Forte orizontale — valori caracteristice

3.5.1 Forte centrifuge

(1)P in cazul in care calea pe pod este in curba (pe toata lungimea podului sau numai pe o parte a sa) se va considera efectul fortei centrifuge gi a suprainaltarii caii.

(2)P Forta centrifuga se considera c4 actioneaza spre exteriorul curbei in directie orizontala la o inaltime de 1,80 m deasupra suprafetei de rulare, ca in figura 3.16. Pentru anumite tipuri de trafic, de exemplu cu compartimente suprapuse se va preciza o valoare sporita a dimensiunii hy.

a Fw oe | rat { | i j 2, @ € | O42 = Ce u a ocean eee

unde:

(1) suprafata de rulare

(2) forte longitudinale ce actioneaza in lungu! axei caii

Figura 3.16 — Considerarea fortei centrifuge

NOTA — Anexa national sau caietele de sarcini pot preciza o valoare mai mare a dimensiunii hy.

(3)P Forta cetrifuga se va combina intotdeauna cu inearcarile verticale din trafic. Forta cetrifuga

nu se va multiplica cu coeficientul dinamic ®2 sau 03.

NOTA — Cand se considera efectul vertical al fortelor centrifuge (indirect), efectul thearcirii verticale datorat tnearcarilor

centrifuge (indirect) fara nici o reducere datorata supainaltarii, se va multiplica cu coeficientul dinamic relevant.

(4)P Valoarea caracteristicé a fortei centrifuge se va determina cu urmiatoarele relatii:

v? v? =——(f =——(f x Qvk 3.17 Qn Gail’ xQu) ae ) ( ) v? Vv? = —(F = ——(F x qvk 3.18

Ia. = Bp Ga) = soap xaMK) (3.18)

unde:

Ons Vx sunt valorile caracteristice ale fortei centrifuge [kN, kN/m]

Onn, Fok sunt valorile caracteristice ale incarcarilor verticale precizate in 3.3 (nemultiplicate cu coeficientul dinamic), ale convoaielor LM 71, SW/0, SW/2 si ale trenului ’neinc&rcat”. Pentru convoiul HSLM valoarea caracteristicA a fortei centrifuge se va determina cu ajutorul convoiului LM 71

f este un coeficient de reducere

v este viteza maxima in conformitate cu 3.5.1(5) [m/s]

V este viteza maxima in conformitate cu 3.5.1(5) [km/h]

g acceleratia gravitationala [9,81m/s"]

r raza curbei [m]

in cazul tn care raza curbei variazi pe pod, se va utiliza raza medie potrivita.

(5)P Calculul se va efectua pentru viteza maxim’ in amplasament precizald. Pentru convoiul

SW/2 se poate utiliza o valoare altcrnativ asumati a vitezci maxime.

42

NOTA 1 — Caietele de sarcini pot contine aceste cerinte.

NOTA 2 — Pentru convoiul SW/2 se poate considera viteza maxima de 80 km/h.

NOTA 3 — Se recomanda ca in caietele de sarcini si specifice cresterile vitezelor de circulatie in amplasament ce vor lua in considerare modificarile infrastructurii si materialului rulant in viitor.

(6)P in plus, pentru poduri cu calea situata in curba, daca se aplicd cazul de incarcare precizat in 3.3.2 gi daca este aplicabil $i 3.3.3, se va considera forta centrifuga.

(7) Pentru convoiul de calcul LM 71 (si unde este necesar convoiul SW/0) si viteze maxime de circulatie in amplasament mai mari de 120 km/h se vor considera urmatoarele cazuri:

- Convoiul LM 71 (si unde este necesar SW/0) cu coeficientul dinamic si forta centrifuga pentru /=120km/h, conform relatiilor (3.17) si (3.18) cu f=1,0.

- Convoiul LM 71 (fxQ , fxqu )( £8 W/0) cu coeficientul su dinamic gsi forta centrifuga conform relatiilor (3.17) $i (3.18) pentru viteza maxima V’ precizata, utilizand un coeficient de reducere f conform 3.5.1(8).

(8) Pentru convoiul de calcul LM 71 (si unde este necesar convoiul SW/0) factorul fse obtine astfel: pa [4-¥=120/ 814 475) 4_ [288 (3.19) 4000 | Vv L cu conditia unei valori minime de 0,35. unde: Ly este lungimea partii incarcate a liniei de influenta a caii in curba de pe pod, care este cea mai defavorabila pentru proiectarea elementului structural luat in consideratie [m]. Vv este viteza maxima precizata, in conformitate cu 3.5.1(5). f=1,0 daca V F51,0 dacé 120 km/h (vezi tabelul 3.7 sau figura 3.17 sau ecuatia 3.19) $i Le 2,88 m Tin=foo0 daca V>300 km/h Pentru convoiul SW/2 si pentru trenul “neincarcat” valoarea coeficientului de reducere f se va lua egal cu 1,0.

43 Tabelul 3.7 - Factorul f pentru convoaiele LM 71 si SW/0 Ea Viteza maxima in conformitate cu 3.5.1.(5) [km/h] L;[m] pw [sw [ow [2 [sm

3 1,00 0,99 0,99 0,99 0,98 4 1,00 0,96 0,93 0,90 0,88 5 1,00 0,93 0,89 0,84 0,81 6 1,00 0,92 0,86 0,80 0,75 7 1,00 0,90 0,83 0,77 0,71 8 1,00 0,89 0,81 0,74 0,68 9 1,00 0,88 0,80 0,72 0,65 10 1,00 0,87 0,78 0,70 0,63 12 1,00 0,86 0,76 0,67 0,59 15 1,00 0,85 0,74 0,63 0,55 20 1,00 0,83 0,71 0,60 0,50 30 1,00 0,81 0,68 0,55 0,45 40 1,00 0,80 0,66 0,52 0,41 50 1,00 0,79 0,65 0,50 0,39 60 1,00 0,79 0,64 0,49 0,37 70 1,00 0,78 0,63 0,48 0,36 80 1,00 0,78 0,62 0,47 0,35 90 1,00 0,78 0,62 0,47 0,35 100 1,00 0,77 0,61 0,46 0,35 > 150 1,00 0,76 0,60 0,44 0,35 F 1.0 V=120enh hy TT TT TE TT TE TT tT JIRSEC CEC EE INE COEEEREEEES ot Wee tT TNSSEE REPEC ALP ASC CBRE R ERE wtt TTT ttt ttt tt tt HTT | tT ty tT TT tt YT ott TTT tT? tT ttt Tt et te 0 50 400 150° [m] 2B Fig. 3.17 - Factorul f pentru convoaiele LM 71 si SW/0

(9) Pentru convoaiele LM 71 si SW/O fortele centrifuge se vor determina conform ecuatiilor 3.17) si G.18), utilizand incarearile verticale clasificate (vezi 3.3.2(3)), in conformitate cu cazurile de incarcare date in tabelul 3.8:

44 Tabelul 3.8 - Cazuri de incarcare pentru forta centrifuga corespunzatoare valorilor @ si vitezei maxime de circulaii pe linie in amplasament ss a a .4 Viteza maxima de Forta centrifuga bazata pe: Trafic vertical Valoarea «| circulatie pe linie in asociat barat pe: = axl > 120 v 1 | f T'xfk Ox sfx (LM 71°+”"SW/0) (LM 717+"SW/0) pt. 3.5.10 120 1 oxlx Pxoxlx LM 71’+"sw/0) | (LM717+"Sw/0) pt. 3.5.10) Vv 1 oxlx

axl > 120 V T f Ix Oxlxfx (LM 71°+”SW/0) (LM 717+"SW/0) pt. 3.5.1¢7)° 120 1 1 1x1x @xlxlx (LM 71°+”SW/0) (LM 71°+"SW/0) pt. 3.5.107)*

(LM 71°+”SW/0) ol > 120° V T f Ik Oxlxfx (LM 71°+”SW/0) (LM 71°+”"SW/0) pt. 3.5.1(7) 120 1 oxlx Pxoxlx LM 71’+"sw/0) | (LM717+"Sw/0) pt. 3.5.17"

(LM 71°+"SW/0) °0,5x(LM71"+’SW/0) fhloc de (LM 71”+”’SW/0) unde actiunea verticala din trafic este favorabila. > Valabil pentru trafic greu de marfa cu viteza limitatiila maxim 120k/h ° o=1,0 pentru a evita dubla reducerea masei trenului cu factorul f Vezi 3.5.1(3) in legatura cu efectele verticale ale fortei centrifuge. Efectul inc&rcdrilor verticale al forteil centrifuge (indirect) fara nici o reducere datoraté supraanaltarii, vor fi multiplicate cu coeficienzil dinamic relevant. Cand se determina efectul vertical datorat fortei centrifuge se va utiliza factorul fmentionat mai sus. unde: Vv este viteza maxima, in conformitate cu 3.5.1(5) [km/h] va este factorul de reducere, in conformitate cu 3.5.1(8) a este factor pentru clasificarea incarcarilor verticale, in conformitate cu 3.3.23) LM 71”+’°SW/0 Convoiul LM 71 sau daca este relevant convoiul SW/0 pentru poduri continue

45

(10) Criteriile cuprinse in 3.5.1(5) si de la 3.5.1(7) pana la 3.5.19) nu se vor folosi pentru calculul fortei centrifuge datorate trenurilor grele de marfa daca viteza de circulatie maxima permisa a vehiculelor depaseste 120km/h. In cazul in care viteza de circulatie a trenurilor grele de marfa depaseste viteza de 120km/h sunt necesare precizari aditionale.

NOTA - Caietele de sarcini pot specifica precizari aditionale. 3.5.2 Forta de serpuire

(1)P Forta de serpuire se considera ca o forté concentrata orizontala, aplicata la nivelul superior al sinei, normala pe axul liniei. Se va aplica atat la calea in aliniament cat gi la calea in curba.

(2)P Valoarea caracteristicé a fortei de serpuire se va lua Oy=100 KN. Valoarea ei nu va fi multiplicata cu coeficientul dinamic © (conform 3.4.5) sau de factorul fdefinit in 3.5.1(4).

(3) Pentru valori a@>1,0, valoarea caracteristica a fortei de serpuire precizata in 3.5.2(2), se va multiplica cu factorul « definit la 3.3.2(3).

(4)P Forta de serpuire se va combina intotdeauna cu incarcarile verticale din trafic.

(5)P Forta de serpuire este incompatibila cu forta centrifuga. 3.5.3. Actiuni datorate tractiunii si franarii

(1)P Fortele de tractiune si de franare se considera ca forte orizontale longitudinale caii ce actioneaza la nivelul superior al sinelor. Ele se vor considera c4 actioneaza uniform distribuit pe toaté lungimea La, a liniei de influenta corespunzatoare pentru efectele tractiunii si franarii pentru elementul structural considerat. La stabilirea sensului in care fortele de tractiune gsi franare actioneaza se va tine seama de sensul permis de circulatie pe fiecare linie in parte.

(2)P Valorile caracteristice ale fortei de tractiune si ale fortei de franare se vor lua astfel: Forta de tractiune:

Qtak=33 [KN/m] La» [m]

pentru convoaiele LM 71, SW/0, SW/2 si HSLM Forta de franare:

Opx=20 [kKN/m] Lae [m]

pentru convoaiele LM 71, SW/0 si HSLM

Op=35 [KN/m] Lae [m] (3.22)

pentru convoiul SW/2 Valorile caracteristice ale fortei de tractiune gi ale fortei de franare nu se vor multiplica cu coeficientul dinamic ® (vezi 3.4.5.2) sau cu factorul f (vezi 3.5.1(6).

NOTA 1 - Pentru convoaiele SW/0 si SW/2 fortele de tractiune sau de franare se vor aplica numai acelor parti ale structurii care se incarcé conform figurii 3.2 si tabelului 3.1.

NOTA 2 - Forta de tractiune si de franare datoraté trenului “neincarcat” pot fi neglijate.

46

(3) Valorile caracteristice ale fortei de tractiune gi ale fortei de franare determinate conform relatiilor anterioare pot fi utilizate indiferent de modul de realizare al caii pe pod: cu gine continui sudate sau cale cu joante, cu sau fara dispozitive de compensare.

(4) Valorile caracteristice ale fortei de tractiune si ale fortei de franare pentru convoaiele de calcul LM 71 si SW/0 se vor multiplica cu factorul a, conform cerintelor de la 3.3.2(3).

(5) in cazul in care lungimea de incareat este mai mare de 300 m se vor face precizari suplimentare in acest sens.

NOTA - Anexa nationala sau caietele de sarcini vor cuprinde preciziri suplimentare.

(6) Pentru linii cu trafic special (de exemplu restrictii de viteza aplicate trenurilor de pasageri de mare viteza) fortele de tractiune si de franare se pot considera egale cu 25% din suma incarearilor pe osii ale trenurilor reale ce actioneaza pe lungimea liniei de influenta al elementului structural considerat dar nu mai mult de valoarea 1000 KN pentru Qjax $i respectiv 6000 KN pentru Qj,,. Pentru liniile cu trafic special se vor preciza incarcarile si detaliile asociate ale acestora.

NOTA 1 — Caietele de sarcini pot specifica cerintele.

NOTA 2 — fn cazul in care caietele de sarcini precizeazi reducerea fortelor de tractiune si de franare mentionata anterior se va tine seama gi de alt trafic permis pe linie, de exemplu cum sunt convoaiele si echipamentele pentru intretinerea cail.

(7)P Fortele de tractiune gi de franare se vor combina cu incarcarile verticale corespunzatoare.

(8) Cand calea este continua la unul sau la ambele capete ale podului, numai o parte din forta de tractiune sau de franare se transfera prin tablier la aparatele de reazem cand exista rezistenta in spatele culeilor, forta ramasa se transmite prin cale, in spatele culeilor. Partea din forta care se transmite prin tablier aparatelor de reazem se stabileste tinand cont de raspunsul combinat al structurii $i cdii, conform cu prevederile 3.5.4.

(9)P in cazul podurilor care sustin doud sau mai multe linii, forta de frinare de pe o linie se va combina cu forta de tractiune de pe o alta linie (una). In cazul in care pe pod sunt doua sau mai multe linii care au acelagi sens de operare se va considera pe ambele fie forta de tractiune fie forta de franare.

NOTA — Anexa nationala va specifica cerinte alternative pentru aplicarea fortelor de tractiune si franare pentru poduri ce sustin doua sau mai multe linii de cale ferata, care au acelagi sens de circulatie.

3.5.4. Raspunsul combinat al structurii si caii la actiuni variabile

3.5.4.1 Principii generale

(1) Cand calea este continua peste discontinuitati ale suportului caii (de exemplu, calea nu este intrerupta la intrarea pe pod), structura podului gi calea (sine-balast) suportaé impreuna actiunile longitudinale datorate tractiunii si franarii. Actiunile longitudinale se transmit o parte prin sina terasamentului din spatele culeilor si o parte aparatelor de reazem ale podului gi apoi prin infrastructuri la fundatii.

47

NOTA — Referintele despre terasament in 3.5.4 pot fi considerate de asemenea ca referinte pentru alcdtuirea caii sau despre terenul de sub cale din vecinatatea podului cand calea este in umplutura (rambleu), la nivelul terenului sau in sapatura (debleu).

(2) in gine gi in aparatele de reazem fixe ale podului vor apare forte longitudinale daca ginele sunt continue si impiedica deplasarea deformatilor libere ale grinzilor podului (de exemplu deplasanl din variatii de temperatura, din ineareari verticale sau datorate curgerii lente gi contractiei).

(3)P La proiectarea suprastructurilor podurilor, a reazemelor fixe, a infrastructurilor si la verificarea efectelor in gine vor fi uate in considerare efectele rezultate din raspunsul combinat al structurii si caii la actiuni variabile.

(4) Precizanle din 3.5.4 sunt valabile pentru calea pe balast cu alcatuire traditionala (conventionala).

(5) in cazul cdi nebalastate se vor face precizari speciale.

NOTA - Cerinte referitoare la calea fir balast se vor specifica fie in anexa nationald fie in caiete de sarcini. 3.5.4.2 Parametrii care afecteaza raspunsul combinat al structurii si al caii

(1)P Urmatorii parametrii inluenteaza raspunsul combinat al structurii si caii si vor fi luati in considerare in calcule:

a) Configuratia structurii

- grinda simplu rezemata, grinzi continue sau serii de grinzi

- numarul tablierelor si lungimea fiecdruia

- numarul deschiderilor si lungimea fiecdreia

- pozitia reazemelor fixe

- - pozitia sectiumi (punctului) (relativ) fix la deplasari din temperatura

- lungimea de dilatatie libera £7, intre sectiunea fixd si capatul tablierului

ft a | je-__-L —___ a — Fig. 3.18 - Exemple de lungimi de expansiune £7

48

b) Configuratia cai - cale pe balast sau fara - distanta pe verticala intre fata superioara a tablierului $1 axa neutra a ginet - pozitia rostului de dilatatie

NOTA — Caietele de sarcini pot cuprinde cerinte speciale privind amplasarea dispozitivelor de compensare urmarind ca aceste dispozitive sa fie asigurate impotriva efectelor defavorabile induse de situarea acestora in apropierea capatului tablierului.

c) Proprietatile structurii - rigiditatea verticala a tablierului - distanta intre axa neutra a grinzilor si fata superioara a grinzilor - distanta intre axa neutra a grinzilor gi axa de rotatie a reazemului - configuratia structurala care genereaza deplasarea longitudinala la mvelul cau din rotirea pe reazem a grinzii - tigiditatea longitudinala a structurii definita ca rigiditatea totala care poate fi mobilizata de infrastructura la actiuni longitudinale aplicate la nivelul cai, tinand cont de rigiditatea reazemelor, infrastructurii si a fundatiilor. De exemplu, rigiditatea longitudinala totala a unei singure pile este data de relatia: K=,—fi (3.23) By to, +8, pentru cazul prezentat in figura 3.19 op dy fa dp dy Fh Fy "I F a Fi | F td Fy \ \ | Vil \ \ | Vl \ . | gh y | 1 | V | i] i z z z™ ¢ =" ZEZEEE 1) 2) 9) i) dd) jncovoierea pilei Q) rotirea fundatiei G3) deplasarea fundatiei

(4) deplasarea totala a capatului pilei Fig. 3.19 - Exemplu pentru determinarea rigiditatii longitudinale echivalente la reazeme

d) Proprietatile caii - rigiditatea axiala a ginei - rezistenta caii sau a ginelor la deplasani longitudinale considerand fie: - rezistenta sinelor gi a traverselor la deplasarea longitudinala a lor in balast

49

fie:

- rezistenta la deplasare a sinelor din prinderea acestora

- de exemplu, cu balast inghetat sau cu sine prinse direct (prindere directa), unde rezistenta la deplasare este o forta pe unitatea de lungime a cali, ce actioneaza in sens opus deplasarii si este in functie de deplasarea relativa dintre gina si grinda suport a caii sau terasament.

3.5.4.3, Considerarea actiunilor

(1)P Se vor lua in considerare urmatoarele actiuni:

- fortele de tractiune si franare definite la 3.5.3.

- efecte termice in sistemul combinat structura-cale

- incarcari verticale clasificate din trafic (inclusiv SW/0 sau unde este necesar SW/2). Efectul dinamic asociat se neglijeaza.

NOTA - Raspunsul combinat al structurii datorat trenului “neincarcat” si a convoiului HSLM poate fi neglijat.

- alte actiuni cum ar fi contractia si curgerea lenta, variatii de temperatura se vor lua in considerare daca este relevant, pentru determinarea rotirii si deplasarii longitudinale asociate ale capatului tablierului.

(2) Variatiile de temperatura in structura de rezistentaé se vor considera egale cu ATy, (luand ca referinta EN 1991-1-5) cu y si ys avand valoarea 1,0.

NOTA 1 - Valorile date in EN 1991-1-5 sunt recomandate. Anexa nationala poate prevedea valori alternative pentru AT.

NOTA 2 - Pentru calcule simplificate se poate considera AT, = +.35°K. Alte valori pot fi precizate in anexa nationala sau in caiete de sarcini.

(3) La determinarea raspunsului combinat al caii gi al structurii la actiunea fortelor de tractiune sau franare, fortele de franare sau tractiune nu se vor aplica pe terasamentul adiacent decat daca se face o analiza completa considerand apropierea, trecerea si indepartarea trenurilor de pod pe terasamentele adiacente pentru a stabili cele mai defavorabile efecte ale incarcarii.

3.5.4.4 Modelarea si calculul sistemului combinat cale-structura

(1) La determinarea raspunsului combinat al caii si al structurii se va utiliza un model similar celui din figura 3.20.

50

(1) 2) 6} (4) +S) ees! (3) 6) unde:

(1) cale

(2) suprastructura cuprinzand (grinda continua pe doud deschideri si o grinda independenta)

(3) terasament

(4) dispozitiv de compensare al sinei (daca exista)

(5) resort longitudinal neliniar (raportul incdrcare/deplasare) care reproduce comportarea caii

(6) resort longitudinal care reproduce rigiditatea longitudinald © areazemelor fixe ludnd in considerare rigiditatea fundatiei corpului pilei (culeii) si reazemelor. Figura 3.20 - Exemplu de modelare a sistemului cale-structura

(2) In figura 3.21 este reprezentatA relatia incdreare longitudinala/deplasare corespunzatoare comportarii caii sau suportului ginelor cu o componenta de forfecare elastic initialé a rezistentei [kN/mm de deplasare pe m liniar de cale si o componenta plastica de rezistenta la forfecare, &, kNém de cale]. @ 4}

(1) r +" a oe Py: : Lith ; if i 4 = uy = u (2)

(1) forta

(2) deplasarea relativa a sinei fat de partea superiara a elementelor ce sustin calea (grinda suport a caii)

(3) rezistenta prinderii ginei de traversa (cale incarcata) (balast inghetat sau cale fara balast cu prindere obisnuita)

(4) rezistenta traversei in balast (cale incarcata)

(5) rezistenta prinderii sinei de traversa (cale neincércata) (balast inghetat sau cale fara balast cu prindere obisnuita)

(6) rezistenta traversei in balast (cale neincarcata) Figura 3.21 - Variatia fortei longitudinale de lunecare a caii functie de deplasarea longitudinala a caii, pentru o linie

51

NOTA 1 — Pentru analizele rigiditatilor cale-balast-pod pot fi date in anexa nationalé sau cu aprobarea autoritatilor relevante specificate in anexa nationala.

NOTA 2 - Comportarea descrisa in figura 3.21 este valabila in cele mai multe cazuri (dar nu pentru sine a caror prindere nu este cea conventionala).

(3) in cazul in care este previzibila modificarea caracteristicilor in viitor, aceasta va fi luata in consideratie, in calcul, in concordanta cu cerintele specificate.

NOTA - Caietele de sarcini vor preciza aceste cerinte.

(4)P Pentru calculul reactiunii longitudinale totale in reazeme, Fz, $i pentru a compara valorile permise ale eforturilor globale echivalente in sine, efectul global se caluleaza astfel: Fi= voi Ay (3.24) unde: Fi; sunt reactiunile individuale ale suportului, corespunzatoare actiunii i Whi coeficienti de combinare definiti, avand ca referinta SR EN 1990:2004 A.2 pentru calculul efectelor incarcarilor in suprastructura, aparate de reazem gi infrastructuri Yi pentru determinarea eforturilor in sina y; va lua valoarea 1,0

(5) Pentru determinarea efectului fiecadrei actiuni se va tine cont de comportarea neliniara a caii aga cum este prezentata in figura 3.21.

(6) Forta longitudinala in sini si in aparatele de reazem, care apar din fiecare actiune, se pot suprapune liniar. 3.5.4.5 Criterii de proiectare

NOTA - Cerinte alternative pot fi precizate in anexa nationala. 3.5.4.5.1 Calea

(1) Pentru sinele de pe pod gi de pe zonele adiacente culeilor, eforturile suplimentare permise, rezultate raspunsului combinat al structurii si caii la actiuni variabile, se vor limita la urmatoarele valori de proiectare: - compresiune: 72 N/mm’, - intindere 92 Nimm’.

(2) Limitele precizate anterior sunt permise, daca sunt intrunite urmatoarele conditii: - sina tip 60 cu o rezistenta de cel putin 900 N/mm’, - cale in aliniament sau tn curba cur > 1500 m,

NOTA - Pentru calea pe balast cu masuri suplimentare pentru impiedicarea deplasarii laterale sau pentru calea prinsé direct, valoarea minima a razei curbei poate fi redusa, de acord cu organele abilitate relevante specificate in anexa nationala.

52 - pentru cale pe balast cu traverse grele din beton cu poza de min. 65 cm sau pentru cale realizata similar, - pentru cale pe balast cu cel putin 30 cm de balast sub talpa traversei. In cazul in care conditiile enumerate mai sus nu sunt indeplinite se vor face studii speciale sau se vor prevederea masuri suplimentare.

NOTA - Pentru alte tipuri de cale standardizata (in particular acelea care influenteaza rezistenta laterala) sau alte tipuri de sind se recomanda ca eforturile maxime sa fie precizate in anexa nationala sau in caiete de sarcini. 3.5.4.5.2 Limitarea valorilor deformatiilor structurii

(1)P Datorita franarii sau tractiunii, marimea 6; [mm] nu va depasi urmatoarele valori: - 5 mm pentru sini sudate fara dispozitive de compensare sau pentru gini cu dispozitiv de compensare prevazut numai la un capat al podului, - 30mm pentru sini cu rosturi de dilatatie la ambele capete ale podului gi la care balastul este continuu la ambele capete, - deplasari > 30 mm vor fi permise numai in cazul in care balastul este prevazut cu spatiu de dilatare iar sinele au dispozitive de compensare. unde dg [mm] este: - deplasarea longitudinala relativa dintre capatul tablierului si culeea adiacenta sau, - deplasarea longitudinala relativa dintre doua tabliere consecutive.

(2)P Din actiunea verticala a traficului (cel mult doua cai incarcate cu convoiul LM 71 sau dupa caz SW/0) marimea dy [mm] nu va depasi urmatoarele valori: - 8mm cand se ia in considerare raspunsul combinat al structurii si caii (valabil in cazul in care nu exista dispozitiv de compensare sau numai unul), - 10mm daca se neglijeaza raspunsul combinat al structurii gi al caii. unde dy [mm] este: - deplasarea longitudinala a partii superioare a capatului tablierului datorita deformarii tablierului

NOTA - In cazul in care fie eforturile aditionale permise in sind (vezi 3.5.4.5.1(1)) fie deplasdrile longitudinale ale caii depasesc valorile stabilite la 3.5.4.5.2(1) sau 3.5.4.5.2(2) se va adopta o alta structura sau se vor prevedea dispozitive de compensare.

(3)P Deplasarea verticala relativa 5, [mm], a partii superioare la nivelul superior al caii fata de constructiile adiacente (culee sau alt tablier) produsa de incarcarile variabile nu vor depasi valorile: - 3mm pentru viteze de circulatie maxime in amplasament - 2mm pentru viteze de circulatie maxime in amplasament > 160 km/h

(4)P Pentru prinderea directa, elementele sistemului de prindere al caii si suportul caii vor fi verificate pentru starile limita relevante (inclusiv oboseala) impotriva fortelor de ridicare (desprindere) a caii de acestea (elementele de prindere si suportul caii) la fortele generate de incarcarile verticale din trafic.

53 3.3.4.6 Metode de calcul

NOTA - Metode alternative de calcul pot fi precizate in anexa national sau in caiete de sarcini.

(1) Metodele urmatoare de calcul permit verificarea raspunsului combinat al caii gi al structurii in functie de criteriile de proiectare de la 3.5.4.5. Pentru calea pe balast criteriile de proiectare constau in principal din urmatoarele:

a) Deplasarea longitudinala relativa la capatul tablierului formata din doud componente care permit comparatia cu valorile permise: dp data de franarea gi tractiunea vehiculelor gsi dy, din deformatia verticala a structurii,

b) Eforturi maxime aditionale in sina,

c) Deplasare verticala relativa maxima la capatul structurii la nivelul caii, dy.

La calea prinsa direct, este necesara o verificare suplimentara in ceea ce privese fortele de ridicare, conform 3.5.4.5.2(4).

(2) In 3.5.4.6.1 se prezinti o metoda simplificata pentru estimarea rispunsului combinat la actiuni variabile, pentru o structura simplu rezemata sau o structura continua pentru cale ferata simpla, avand o lungime de dilatatie de maxim L7= 40 m.

(3) Pentru structuri care nu indeplinese cerintele de la 3.5.4.6.1, in anexa G se prezinta o metoda pentru determinarea raspunsului combinat al structurii si caii la actiuni variabile pentru:

- structuri simplu rezemate sau continui pentru cale ferata simpla,

- structuri alcatuite dintr-o succesiune de tabliere simplu rezemate, pentru cale ferata simpla

- structuri alcatuite dintr-o succesiune de tabliere continue pentru cale ferata simpla.

(4) Alternativ, pentru alte tipuri de cale sau configuratii structurale este necesar s4 se efectueze analize in conformitate cu prevederile de la 3.5.4.2 la 3.5.4.5.

3.5.4.6.1 Metoda de calcul simplificata pentru tablier cu cale simpla

(1) Pentru tabliere cu cale simpla (simplu rezemate sau structuri continue cu reazem fix dispus fie la unul din capetele podului sau intermediar) nu este necesar sa se verifice eforturile in sina daca:

- infrastructura are o rigiditate suficienté, K, pentru a limita marimea 6,;, deplasarea longitudinala a tablierului din tractiune si franare (conform 3.5.4.6.1(2), pe baza valorilor clasificate in concordanta cu 3.3.2(3)) la maximum 5 mm. Pentru determinarea deplasarilor se vor lua in considerare configuratiile si proprietatile structurii date in 3.5.4.2(1),

- 6y (deplasarea longitudinala a partii superioare a tablierului la capatul tablierului din deformarea acestuia) din actiuni verticale din trafic nu depageste 5 mm,

- lungimea de expansiune Ly

NOTA - Se recomanda criteriul dat in acest paragraf. Criterii alternative pot fi precizate in anexa nationala.

(2) Limitele de valabilitate ale metodei de calcul prezentate in 3.5.4.6.1 sunt: - realizarea caii intruneste cerintele de la 3.5.4.5.1(2). - rezistenta de lunecare longitudinala plastica, k, a caii: pentru calea neincarcata: k=20 la 40 kN/m de cale, pentru cale incareata k=60 KN pe m de cale. - incarearea verticala din trafic:

54 convoiul de calcul LM 71 (sau SW/0 unde este necesar) cu a=1,0, in conformitate cu 3.3.2(3). convoiul de calcul SW/2,

NOTA - Metoda este valabila pentru valori « daca efectele © x LM 71 sunt mai mici sau egale cu efectul produs de SW/2. - actiuni datorita franariii din: convoiul de calcul LM 71 (sau SW/0 unde este necesar) $i convoiul HSLM: ibk=20 kN/m, convoiul SW/2: qink=35 KN/m. - actiuni datorita tractiunii: iak=33 kKN/m, limitata la maximum Qja,=1000 KN. - — actiuni datorita temperaturii: variatia temperaturii AT p a caii: AT p variatia temperaturii ginei: ATz diferenta maxima de temperatura intre sina si tablier: [ATp - AT |

(3) Forta longitudinala produsa de forta de franare sau de tractiune ce solicité aparatele de reazem fixe se obtine prin multiplicarea fortei de franare sau de tractiune cu factorul de reducere &, dat in tabelul 3.9. Tabelul 3.9 — Factorul de reducere & pentru determinarea fortelor longitudinale in aparatele de reazem fixe pentru un singur tablier datorita franarii si tractiunii Factorul de reducere & Lungimea totala a - — - — structurii [m] Cale cu un dispozitiv | Cale cu dispozitive de Cale continua de compensare la unul | compensare la ambele din capetele structurii capete ale structurii eae NOTA: Pentru cadrele portale si cadrele inchise sau casete se recomanda ca factorul de reducere & sa se ia egal cu 1,0. Se pot utiliza gi alte metode alternative metodei prezentate in anexa G dar care sa satisfacd prevederile de la 3.5.4.2 pana la 3.5.4.5.

(4) Valoarea caracteristicé a fortei longitudinale Fj, pe cale, din variatii de temperatura (in conformitate cu 3.5.4.3) care solicita aparatele de reazem fixe se obtine astfel: - pentru poduri cu gine sudate continue la ambele capete ale podului si care au aparate de reazem fixe la unul din capete: Fy [KN] = + 0,6 k Lr (3.26) unde: k [KN/m] rezistenta de lunecare longitudinala plastica pe unitate de lungime a caii, in concordanta cu 3.5.4.4(2) pentru cale neincarcata L7({m] este lungimea de expansiune, in conformitate cu 3.5.4.2(1). - pentru poduri cu gine sudate continue la ambele capete ale podului gi cu aparate de reazeme fixe agezate la distanta L; fata de unul din capetele podului si la distanta L2 fata de celalalt capat al podului:

55 Fp, [KN] =+ 0,6 & (Le Li) (3.27) unde: & [kN/m] este rezistenta de lunecare longitudinala plastica pe unitate de lungime a cali, In concordanta cu 3.5.4.4(2) pentm cale neincarcata L, [m] s1 Lz [m] sunt in conformitate cu figura 3.22. —_ N.B.(1) 2; sau £2 pot include una sau mai multe deschideri ale tablierului tr of, te Fig. 3.22 — Tablier cu aparate de reazem fixe care nu sunt dispuse la capetele acestuia ® - pentru poduri cu gine sudate continue la ambele capete ale podului, cu aparate de reazeme fixe la unul din capete si cu dispozitive de compensare la capatul liber al podului: Fx, [KN] =+ 20 Lr » dar #7, = 1100kN (3.28) unde: Lr [m] este lungimea de expansiune conform 3.5.4.2.(1). - pentru poduri cu dispozitive de compensare la ambele capete: Fr =0 (3.29)

NOTA - Pentru caile care indeplinese cerintele 3.5.4.5.1(2) valoarea £ poate fi luati din anexa G. Valori alternative pentru + pot fi date in Anexa Nationala

(5) Valoarea caracteristicé a forte: longitudinale Fp, per cale, datonté deformatilor grinzii (tablierulu1), ce solicité aparatele de reazem fixe se obtine astfel: - pentru poduri cu gine sudate continue la ambele capete ale poduli, cu aparate de reazeme fixe la unul din capete gi cu dispozitive de compensare la capatul Liber al podului: Fox [KN] =+ 20 £ (3.30) unde: L [m] este lungimea primei deschideri adiacente reazemului fix. - pentru poduri cu dispozitive de compensare la ambele capete: Fok =0 GB.3 1)

(6) Deplasarile verticale relative la nivelul superior al caii faté de constructule adiacente (culee sau tablierul urmator) din actiuni variabile se poate calcula ignorand raspunsul combinat al structurii si verificand daca eriteriile din 3.5.4.5.2(3) sunt indeplinite.

56 3.6 Efecte aerodinamice ca rezultat al trecerii trenurilor 3.6.1 Generalitati

(1)P La proiectarea structurilor adiacente cailor ferate se va tine seama de efectul aerodinamic produs de trecerea trenurilor.

(2) Trecerea trenurilor supune orice structura aflata in vecinatatea caii ferate la actiunea unor valuri alternative de presiuni sau succtiuni in migcare (vezi figurile de la 3.23 pana la 3.26). Marimea actiunii depinde in principal de: - patratul vitezei trenurilor; - forma aerodinamica a trenurilor - forma structurilor - pozitia structurii, mai precis de spatiul liber de la structura la vehicul.

(3) Pentru verificarile la starea limita de exploatare normala sau ultima gsi la oboseala, actiunile pot fi aproximate cu incarcari echivalente, distribuite inaintea si inapoia capatului trenului. Valorile caracteristice ale incarearilor sunt date de la 3.6.2 pana la 3.6.6.

NOTA - Anexa nationala si caietele de sarcini pot preciza alte valori. Sunt recomandate valorile date de la 3.6.2 la 3.6.6.

(4) In 3.6.2 pana la 3.6.6, viteza maxima de proiectare V [km/h] se va lua ca viteza maxima de circulatie in amplasament exceptand cazurile precizate in SR EN 1990:2004 A2.2.4(6).

(5) Pe o zona de 5 m lungime, mAsurata paralel cu calea, de la inceputul si sfarsitul structurilor adiacente caii, incarcarile echivalente mentionate in 3.6.2 pana la 3.6.6, se vor multiplica cu un coeficient de amplificare dinamica egal cu 2,0.

NOTA - Pentru structurile sensibile la actiuni dinamice se poate ca valoarea susmentionat a coeficientului de amplificare dinamicé s& fie insuficienté, fiind necesar un studiu special. Acest studiu va tine seama de caracteristicile dinamice ale structurii, inclusiv reazeme si conditiile de capat, viteza convoaielor de pe limile adiacente, de efectele aerodinamice asociate $i de raspunsul dinamic al structurii inclusiv de viteza de propagare a undei de deformatie indus& in structura. In plus, la structuri sensibile dinamic mai poate fi necesar un coeficient dinamic pentru parti ale structurii cuprinse intre inceputul si sfarsitul acesteia. 3.6.2 Suprafete simple verticale paralele caii ferate (de exemplu_bariere fonoabsorbante)

(1) Valorile caracteristice ale actiunilor, + ¢j;, sunt date in figura 3.23.

(2) Valorile caracteristice se aplica trenurilor cu forma aerodinamica nefavorabila si pot fi reduse cu: - factorul &; = 0,85 pentru trenuri cu material rulant cu margini netede - factorul k, = 0,6 pentru trenuri cu forma aerodinamica (de exemplu ETR, ICE, TGV, Eurostar sau similar)

(3) Daca o mica parte dintr-un perete de inaltime exemplu ca un element al barierei fonoabsorbante, actiunile g;; se vor spori cu factorul k)=1,3.

57

(1) 3} 2 ay “ak dap KAA | = i } i —- & 2 = = y q lim C= = rs 1 * a4 3 = an Et 18 a Na AT en IN ist See oe BeNn ea Og d —- a Fateh a as Se ee a8 : | 7 ee ee 72a ee eee (ia a9 Bg [m] 24 28 a3 a8 4a 44 53 5B 4a

(1) sectiune transversala Q) suprafata structurii G3) vedere in plan

(4) suprafata structurii Figura 3.23 - Valori caracteristice ale actiunilor gj, pentru suprafete simple verticale paralele cu calea 3.6.3 Suprafete simple orizontale deasupra caii ferate (de exemplu structuri de protectie)

(1) Valorile caracteristice ale actiunilor, + qx, sunt date in figura 3.24.

(2) Latumea inearcaté a elementului structural se extinde pana la 10,0 m de o parte gi de alta a axel call.

(3) Efectele aerodinamice produse de trenuri care circuld in directii opuse se vor suprapune. Se vor considera numai actiunile produse de trenurile care circula pe maxim doua linii.

(4) Actiunile gz; pot fi reduse cu factorul 4, definit la 3.6.2.

(5) Acttunile care se manifesta pe margimile laterale ale unei structuri late, care traverseaza calea, pot fi multiplicate cu un factor egal cu 0,75 asupra unei Latimi de cel mult 1,50m.

58

(1) @) } “200 oy} GN pon ery Hrs 8 | i eee Peppers ke i ag, COREE i q,, Weeneeee ay, teen?) | 2 aa ? i, “tT —!—_ F-=300krih A Si 20: ¥=200krm/n CNC et ve 120kmh | NN " | = SASS LSE 7 ae 45 60 60 7,0 ao a0

(1) sectiune transversala

(2) elevatie

(3) fata inferioara a structurii Figura 3.24 - Valori caracteristice ale actiunilor ¢z, pentru suprafete simple orizontale situate deasupra caii ferate 3.6.4 Suprafete simple orizontale adiacente caii ferate (de exemplu platforme boltite fara pereti verticali)

(1) Valorile caracteristice ale actiunilor, + gx, sunt date in figura 3.25 gi se aplica indiferent de forma aerodinamica a trenurilor.

(2) Pentru orice pozitie in lungul suprafetei structurii ce se proiecteaza, g3, se determina in functie de distanta a, de la cea mai apropiata cale. Actiunile trebuie suprapuse in cazul in care sunt cai amplasate de o parte gi de alta a elementului structural analizat.

(3) Daca distanta 4, depagegte 3,80 m valoarea q;, poate fi redusa cu factorul fy: tank k; _ (75h) daca 38m 3,7 k,=0 daca fh, 275m (3.33) unde: hy este distanta de la nivelul superior al sinei pana la fata inferioara a structurit

59 4g Ri () @) “I ; i \ a AY re atts oe Tx 1 z owt \_| / “TAN ° ot ts} BK su] a Peel | — — van JNCSEE Ooo P| pL a 2p a0 4p aa 60 (DB sectiune transversalé ) elevatie 3) fata inferioara a structurii Figura 3.25 - Valori caracteristice ale actiunilor gj, pentru suprafete simple orizontale adiacente caii ferate 3.6.5 Structuri cu suprafete multiple in lungul caii ferate, cu suprafete verticale, orizontale sau inclinate (de exemplu bariere fonoabsorbante, platforme boltite cu pereti verticali)

(1) Valorile caracteristice ale actiunilor, + gx, date in figura 3.26 se vor aplica normal la suprafetele considerate. Actiunile se vor lua din graficele din figura 3.23, adoptand cea mai mica valoare a distante1: a’=0,6 min a,+0,4 max az sau -#6,0m 3.34) unde distantele min a, $i max @, sunt date in figura 3.26.

(2) Dacd max @, > 6,0 m, se va lua valoarea max a, =6,0 m.

(3) Se vor folosi factor £; s1 £2 definiti la 3.6.2.

60 | = £9 y (= 94) . hag” Py | = | = | = | = | = = = = +4 a (=F) min 4g | Mex Ag Figura 3.26 - Definirea distantelor min a, $i max a, fata de axa caii ferate 3.6.6 Suprafete incluz4nd ecartamentul caii ferate pe o lungime limitata (pana la 20m) (suprafete orizontale deasupra caii ferate si cel putin un perete vertical, de exemplu esafodaje, constructii provizorii)

(1) Toate actiunile se vor aplica indiferent de forma aerodinamica a trenurilor astfel: - peintreaga inaltime a suprafetelor verticale: + ky aie (3.35) unde: gi, se determina conform 3.6.2 k3=2,0 - pe suprafetele orizontale ae kes Qik (3.36) unde: qo, se determina conform 3.6.3 pentru o singura linie &s=2,5 pentru o singura linie inclusa #5=3,5 dacé doua lini sunt incluse 3.7 Deraieri si alte actiuni la poduri de cale ferata

(1)P Structurile pentru calea feraté se vor proiecta astfel ca, in eventualitatea unei deraieri, avariile produse in structura podului s4 fie mimime (in particular sA se evite isturnarea sau prabugirea intregii structuri). 3.7.1 Actiunea convoaielor feroviare deraiate asupra podurilor de cale ferata

(1)P Deraierea convoaielor feroviare pe podurile de cale feraté se considera ca situatie accidentala de proiectare.

61

(2)P Se vor considera doua situati de proiectare:

- Situatia I de proiectare: deraierea vehiculelor feroviare, o parte a convoiului deraiat rimane in zona c&ii pe tablierul podulwi, iar cealalté parte a convoiului raméne pe calea adiacenta sau pe zidul de garda,

- Situatia II de proiectare: vehiculele deraiate se balanseaza pe marginea podului, ineareand marginea suprastructurii (excluzind elementele nestructurale cum sunt trotuarele).

NOTA - Anexa nationald sau caietele de sarcini pot cuprinde cerinte alternative sau suplim entare pentru incarciri.

a. te fee) maxim 1,5 sau mai putin daca se opune un perete (23 ecartamentul cdii ferate, s 3) pentru cale pe balast forta concentrata poate fi considerata cd se distribuie pe o suprafati patrat& cu latura

de 450 mm aplicata pe fata superioara a platelajului Figura 3.27 - Situatia de proiectare I — incarcdrile echivalente Q47¢ $i qaia

(4)P in situatia II de proiectare, podul nu se va ristuma sau prabugi. Pentru determinarea stabilititii generale a structurii se va considera o forté uniform distribuité ga22 =o x 1,4x LM 71 pe o lungime de maximum 20,0 m aplicaté pe marginea structurii considerate (figura 3.28).

62 is —_ j~ = iad To | fi — i Op — | / =P exi4xlM7i | ct) Ny an S See _ fi. — = oa all =a = ss AUG : 5 , r | sm

(1) incarearea actioneaza pe marginea structurii 2) ecartamentul caii ferate, s Figura 3.28 - Situatia de proiectare II — incarcarea echivalenta qaig

NOTA - incarcarile mentionate anterior se considera numai la verificarea la starii limita ultime sau la verificarea stabilitatii structurii considerata ca un rigid. Elemente structurale mai putin importante nu vor fi proiectate pentru aceste incareari.

(5)P Situatule de proiectare I gi II se vor examina separat. Aceste incarcari nu se vor combina.

(6) Pentru situatiile de proiectare I gi II, alte actiuni din trafic vor fi neglijate pentru calea supusa actiumilor din deraiere.

NOTA - Vezi SR EN 1990:2004 A2 pentm precizari referitoare 1a aplicarea actiunilor din trafic pe celelalte cai

(7) La incarcarile definite la 3.7.1(3) g1 3.7.1(4) nu se va aplica coeficientul dinamic.

(8)P Pentru elemente structurale situate deasupra mivelului ginelor se vor lua masuri pentru reducerera consecintelor deraierilor in concordanta cu cerintele specifice

NOTA 1 - Aceste cerinte pot fi cuprinse in Anexa Nationala sau in caietele de sarcini.

NOTA 2 - Anexa nationala san caietele de sarcini pot de asemenea specifica cerinte pentru retinerea trenului deraiat pe structura (contrasini). 3.7.2 Deraierea sub structura sau pe structuri adiacente si alte actiuni pentru Situatii Accidentale de Proiectare (IP Atunci cand se produce o deraiere, exista mscul de ciocnire a trenulwi cu structura de deasupra sau cu structurile adiacente cau. Incarcarile (fortele de izbire) gi alte precizari de Proiectare sunt cuprinse in EN 1991-1-7.

(2) Alte actiuni ce se vor lua in considerare la Situati1 Accidentale de Proiectare sunt cele date, luandu-se ca referinta EN 1991-1-7.

63 3.7.3 Alte actiuni

(1)P La proiectarea structurilor se va tine cont $i de urmatoarele actiuni: - efecte datorita tablierelor inclinate sau a suprafetelor inclinate de rezemare, - forte longitudinale datorité detensionarii sau pretensionarii sinelor de cale ferata, in concordanta cu cerinte specifice. - forte longitudinale datorate ruperii accidentale ale sinelor, in concordanté cu cerintele specifice. - actiuni datorate liniei de contact sau altor echipamente suspendate de structura, in concordanta cu cerinte specifice. - actiuni de la alte echipamente legate de alte infrastructuri si echipamente ale liniei de cale ferata, in concordanta cu cerinte specifice. NOTA: fn Anexa national sau in caiete de sarcini pot fi precizate cerinte specifice care include inc&rcari care se vor lua in considerare in Situatii Accidentale de Proiectare. 3.8 Aplicarea incarcarilor din trafic la podurile de cale ferata 3.8.1 Generalitati NOTA: Vezi 3.3.2 pentru aplicarea factorului a si 3.4.5 pentru aplicarea coeficientului dinamic ©.

(1)P Podul va fi astfel proiectat pentru numarul gsi pozitia liniilor de cale ferata cerute, in concordanta cu pozitia si tolerantele admise in norme.

NOTA — Caietele de sarcini pot precizate pozitia cdilor si tolerantele admise.

(2) Fiecare structura va fi de asemenea proiectata pentru cel mai mare numar geometric gi structural posibil de linii, amplasate in cea mai putin favorabila pozitiile, indiferent de pozitia in care se intentioneaza sa se aseze liniile tinand cont de valorile minime ale spatiului ocupat de fiecare cale si de ecartamentul liniei.

NOTA - Distanta minima intre linii si ecartamentul pot fi precizate in caiete de sarcini.

(3)P Efectele tuturor incarcarilor din trafic se vor determina pe baza incarcarilor si a fortelor amplasate in zonele cele mai defavorabile. Actiunile din trafic care produc efecte favorabile vor fi neglijate.

(4)P Pentru determinarea celor mai defavorabile efecte datorate convoiului LM 71 se va proceda astfel: - pentru fiecare cale, se vor aplica cel mult patru forte concentrate Q,,; insotite de un numar nelimitat de zone incareate cu forta uniform distribuita g,;, - pentru structuri care sustin doua linii de cale ferata, convoiul de calcul LM 71 se va aplica fie pe o linie fie pe ambele linii, - pentru structuri ce sustin trei linii sau mai multe, convoiul de calcul LM 71 se va aplica pe una sau doua linii, iar pe a treia sau mai multe linii incarcate se va aplica 0,75 LM 71.

(5)P Pentru determinarea celor mai defavorabile efecte produse de convoiul SW/0 se va proceda astfel: - incarcarea definita in figura 3.2 si in tabelul 3.1 se va aplica o singura data pentru o cale,

64

- pentru structuri care sustin doua linii de cale ferata, convoiul de calcul SW/0 se va aplica fie pe o linie fie pe ambele linii,

- pentru structuri ce sustin trei linii sau mai multe linii, convoiul de calcul SW/0 se va aplica pe una sau doua linii, iar pe a treia sau mai multe linii incadrcate se va aplica 0,75 SW/0.

(6)P Pentru determinarea celor mai defavorabile efecte produse de convoiul SW/2 se va proceda astfel:

- incarcarea definita in figura 3.2 si in tabelul 3.1 se va aplica o singura data pentru o cale,

- pentru structuri care sustin mai multe linii, convoiul SW/2 se va aplica numai pe o linie iar pe celelalte linii se va aplica convoiul LM 71 sau SW/0, in conformitate cu 3.8.1(4) si 3.8.1(5).

(7)P Pentru determinarea celor mai defavorabile efecte produse din convoiul “tren neincarcat” se va proceda astfel:

- se aplica pe cale un numar nelimitat de zone incarcate cu forta uniform distribuita 9,4,

- in general, acest convoi se utilizeaz4 numai la proiectarea structurilor care sustin doar o linie de cale ferata.

(8)P Toate structurile grinzi continue se vor calcula la convoiul de calcul LM 71 gi se vor verifica suplimentar la convoiul SW/0.

(9)P in cazul in care este cerutd analiza dinamica conform 3.4.4, toate podurile vor fi proiectate la incarearea cu trenurile reale si la convoiul HSLM, conform cu 3.4.6.1.1. Determinarea efectului cel mai defavorabil produs de trenurile reale sau de convoiul HSLM va fi in concordanta cu 3.4.6.1.1(6) $i 3.4.6.5(3).

(10)P Pentru verificarea deformatiilor si vibratiilor se vor aplica incarcarile verticale astfel:

- convoiul de calcul LM 71 si cand este necesar convoiul SW/0 sau SW/2,

- convoiul HSLM, conform 3.4.6.1.1,

- trenuri reale pentru stabilirea comportarii dinamice in cazul rezonantei sau vibratiilor excesive ale tablierului, cand cere (impune) 3.4.6.1.1.

(11)P La verificarea deformatiilor si vibratiilor, numarul cailor incarcate gi toate actiunile din trafic asociate vor fi in concordanta cu cele prevazute in tabelul 3.10. Cand se cere, conform 3.3.2(3), se vor utiliza valorile clasificate ale incarcarilor.

65 Tabelul 3.10 - Numarul liniilor ce trebuie incarcate pentru verificarea limitelor sagetilor si vibratiilor Numiarul liniilor pe pod Stari limita si criterii asociate acceptate 1 2 23 Verificari de siguranta: - rasucirea tablierului 1 1 sau 2° 1 sau 2 sau 3 sau (SR EN 1990:2004: A.2.4.4.2.2) mai multe ° - deformatia (ségeata) pe verticala a]1 1 sau 2* 1 sau 2 sau 3 sau tablierului (SR EN — 1990:2004: mai multe ° A2.4.4.2.3) 1 1 sau 2* 1 sau 2 sau 3 sau - deformatia orizontala a tablierului mai multe ° (SR EN 1990:2004: A.2.4.4.2.4) 1 1 sau 2* 1 sau 2" - raspuns combinat al structurii si cdii la actiuni variabile incluzénd limitele deplasarilor pe verticala $i pe directie longitudinala ale capetelor platelajului G54) 1 1 1 - acceleratia verticalé a tablierului G.4.6 si SR EN 1990:2004: A.2.4.4.2.1 Verificari SLS: - confortul calatorilor 1 1 1 (EN 1991: A.2.4.4.3) Verificari SLU: - ridicarea de pe reazeme 1 1 sau 2* 1 sau 2 sau 3 sau (SR. EN 1990:2004:2002, mai multe ° A.2.4.4.1@)P Oricare este critic. > Dac& sunt utilizate grupe de inc&reari, numarul liniilor incarcate este conform cu tabelul 3.11. Daca nu sunt utilizate grupe de incareari, numarul liniilor incarcate este de asemenea conform cu tabelul 3.11.

NOTA - Numrul liniilor care se vor inc&rea pentru verificarea drenajului si golurile structurale impuse pot fi precizate in anexa national sau in caiete de sarcini. 3.8.2 Grupuri de incarcari — valori caracteristice ale actiunilor cu mai multe componente

(1) Simultaneitatea incdrcdrilor definite la 3.3 + 3.5 si 3.7 se poate lua in considerare prin utilizarea grupurilor de incarcari definite in tabelul 3.11. Fiecare din aceste grupuri de inearcari care se exclud reciproc se vor considera ca definesc o singura actiune variabila, caracteristica ce se va combina cu incarcari care nu provin din trafic. Fiecare grup de incareari se va aplica formand o singura actiune variabila.

NOTA - fn unele cazuri este necesar s& se considere alte combinatii potrivite de actiuni nefavorabile individuale din trafic, vezi A2.2.6(4) din SR EN 1990:2004

(2) Factorii dati in tabelul 3.11 se vor aplica valorilor caracteristice ale diferitelor incarcari considerate in fiecare grup.

NOTA - in Anexa Nationala toate valorile propuse pentru acesti factori pot varia. Valorile date in tabelul 3.11 sunt recomandate.

(3) fn cazul in care grupuri de incarcari nu sunt luate in considerare, actiunile din trafic trebuie combinate in conformitate cu tabelul A2.3 din SR EN 1990:2004.

66 oO

5 | |i 2|3 : :

° = 5/£ :

67

o Toti factorii relevanti (a, ®, f......) se vor lua in considerare ®@ Convoiul SW/0 se va aplica numai la poduri continue ®) Convoiul SW/2 se va aplica numai la podurile pe a c&ror linii se stipuleaza ca vor circula trenuri grele ® Factorul poate fi redus la 0,5, daca are efect favorabil, el nu poate avea valoare 0. © In cazuri favorabile, aceste valori non-dominante se vor considera egale cu 0. © Convoaiele HSLM si trenurile reale, cand se cere, in conformitate cu 3.4.4 gi 3.4.6.1.1. o Daca se cere analiza dinamicé conform 3.4.4 si vezi de asemenea 3.4.6.5(3) si 3.4.6.1.2. ® Vezi de asemenea tabelul A2.3 din SR EN 1990:2004.

3.8.3. Grupuri de incarcari— Alte valori reprezentative ale actiunilor cu mai multe componente

3.8.3.1 Valori frecvente ale actiunilor cu mai multe componente

(1) Valorilor frecvente ale actiunilor relevante considerate in fiecare grup de incarcare li se aplica factorii dati in tabelul 3.11 pentru fiecare grup de incadrcare, cand grupurile de inearcari se iau in concordanta cu 3.8.2(1). NOTA: Valorile frecvente ale actiunilor cu mai multe componente pot fi definite in anexa nationala. Regulile date in acest paragraf sunt recomandate.

(2)P in cazul in care nu se utilizeaza, grupurile de incarcari, incarcirile din traficul feroviar se vor combina in conformitate cu tabelul A2.3 din SR EN 1990:2004.

3.8.3.2. Valori quasi-permanente ale actiunilor cu mai multe componente

(1) incarcarile quasi-permanente din trafic se vor lua egale cu zero.

NOTA - Valorile quasi-permanente ale actiunilor cu mai multe componente pot fi date in anexa nationald. Valorile date in acest paragraf sunt recomandate.

3.8.4 Incarcari din trafic in Situatii Tranzitorii de Proiectare

(1) Se vor defini inearcari din trafic pentru Situatii Tranzitorii de Proiectare.

NOTA — CAteva indicatii sunt date in anexa H. fncdrcari din trafic pentru Situatii Tranzitorii de Proiectare pot fi definite in caiete de sarcini.

3.9 Convoaie de calcul pentru oboseala

(1)P Pentru toate elementele structurale supuse la variatii de eforturi unitare se vor determina vatamarile din oboseala

(2) Pentru traficul normal bazat pe valorile caracteristice ale convoiului LM 71, inclusiv coeficientul dinamic ®, verificarea la oboseala va fi realizata pe baza traficului mixt, a “traficului standard”,a “traficului cu incadrcarea pe osie de 250 KN” sau a “traficului usor mixt”, in functie de traficul care se va derula pe structura: trafic greu de marfa predominant, respectiv trafic ugor de pasageri predominant, in functie de cerintele specificate. Detalii asupra trenurilor si a structurii traficului considerat si asupra sporului dinamic ce se va aplica sunt date in anexa D.

NOTA - Cerintele pot fi cuprinse in caiete de sarcini.

68

(3) in cazul in care traficul mixt nu reprezinta traficul real (de exemplu, in situatii speciale cand sunt limitate tipurile de trenuri care domina incarcarile pentru oboseala sau pentru trafic ce impune valori a> 1,0 ) se va specifica un trafic mixt alternativ.

NOTA - Trafic mixt alternativ poate fi definit in caiete de sarcini.

(4) Fiecare combinatie se bazeazi pe un trafic anual de 25x10° tone ce trece pe pod, pe fiecare linie.

(5)P Pentru structuri ce sustin mai multe linii de cale ferata, incarcarile pentru oboseala se vor aplica pe cel mult doua linii, in pozitiile cele mai defavorabile.

(6) Vataémarile din oboseala vor fi determinate pentru durata proiectata de viata. NOTA: Durata proiectaté de viati poate fi precizaté in anexa national’. Se recomandi 100 de ani. Vezi si SR EN 1990:2004.

(7) Alternativ, verificarea la oboseala poate fi efectuata pe baza unui trafic special mixt. NOTA: Anexa national poate preciza combinatia de trenuri pentru verificarea la oboseala.

(8) Cand analiza dinamica este ceruta, conform 3.4.4, cerinte suplimentare pentru verificarea la oboseala a podurilor sunt date in 3.4.6.6, care iau in considerare probabilitatea unui efect dinamic excesiv.

(9) Actiunile verticale din trafic, inclusiv efectele dinamice si fortele centrifuge se vor lua in considerare la verificarea la oboseala. In general, forta de serpuire precum si fortele longitudinale datorate traficului se pot neglija la verificarea la oboseala.

NOTA — fn unele situatii, de exemplu la podurile amplasate in apropierea statiilor de cale ferata, efectele fortelor longitudinale se vor lua in considerare la calculul la oboseala. 3.10 Frecarea in aparatele de reazem mobile

(1) Forta de frecare maxima (T), care poate lua nastere la aparatele de reazem mobile metalice se determina cu relatia: T=f-R (3.1) in care: f - coeficient de frecare avand valorile: 0,2 pentru aparatele de reazem cu frecare de alunecare; 0,03 pentru aparatele de reazem cu frecare de rostogolire. R - reactiunea maxima verticala, care actioneazd asupra aparatului de reazem mobil (incarcarea mobila se considera aplicata static):

(2) Pentru reazeme mobile alcatuite din alte materiale (neopren etc.) fortele de frecare se iau in considerare conform prescriptiilor in vigoare.

69 3.11 Variatiile termice zilnice qd) Prin variatie termica zilnicd se intelege diferenta de temperatura dintre izoterma lunii iulie si temperatura maxima de vara, respectiv diferenta dintre izoterma lunii ianuarie gi temperatura minima de iarna.

(2) Diferentele dintre temperatura maxima de vara si izoterma lunii iulie, respectiv dintre temperatura minima de iarna gi izoterma lunii ianiarie, se stabilesc pentru regiunea unde este situata constructia, pe baza hartii climatologice.

(3) La stabilirea variatiilor de temperatura ale materialului de constructie, se va tine seama de inertia termica a materialului respecti, de dimensiunile elementului de constructie $i de marimea suprafetelor expuse influentei temperaturii aerului.

(4) In lipsa unor date certe, in calcul se pot admite, pentru materialele din care sunt alcatuite podurile, urmatoarele valori ale temperaturilor maxime $i minime: pentru poduri metalice: +50°C gi -30°C; pentru poduri masive: +25°C gi -15°C; iar ca temperatura de inchidere a constructiei: +5°C ...+15°C, in functie de anotimpul si regiunea in care se gaseste constructia. La stabilirea valorilor maxime si minime aratate mai sus, s-a tinut seama de inertia termica diferita a metalului si a betonului sau zidariei.

(5) Se permite neglijarea in calcul a actiunii variatiilor de temperatura la podetele inecate in rambleu, de orice fel, avand un strat de acoperire de cel putin 1,5 m grosime, precum gi la cele boltite avand deschiderea L acoperire.

(6) Valorile temperaturilor maxime si minime prevazute la art. 3.11(1) pentru podurile masive (de beton, beton armat gsi beton precomprimat) sunt valabile la elementele cu dimensiunea minima a sectiunii transversale d

(7) Daca dimensiunea minima a sectiunii transversale d in care este cuprinsa si eventuala grosime a stratului de pamant cu care este acoperit elementul respectiv sau grosime stratului izolant (a gapei hidrofuge) este egala sau mai mare de 70 cm, temperaturile maxime si minime prevazute la art. 3.11(1) pot fi reduse cu cate 5°C. La elementele din beton casetate, dimensiunea minima se considera egalé cu suma grosimilor peretilor daca aria sectiunii golurilor este mai mare decat 50% din aria suprafetei delimitate de conturul exterior al elementului. In caz contrar

sectiunea se considera plina, luandu-se ca dimensiune minima, dimensiunea minima exterioara.

(8) In calcul se pot adopta urmatorii coeficienti de dilatatie liniara (a) - pentru poduri metalice: a, = 1,2x10°; - pentru poduri metalice care conlucreaza cu platelajele de beton sI pentru poduri din beton, beton armat si beton precomprimat: @% = 1,0x10°; - pentru poduri de zidarie de piatra naturala: « = 0,8x10°;

70 3.12 Diferenta de temperatura intre elementele constructiei qd) La podurile de beton armat si beton precomprimat se ia in considerare diferenta de temperatura de + 5°C intre diversele elemente ale structurii (de exemplu intre placa superioara gi placa inferioara a unei structuri casetate).

(2) Elementele care se iau in considerare se aleg astfel incat s4 se realizeze solicitarea cea mai defavorabila in structura respectiva, cu conditia ca sa fie posibila incalzirea sau racirea diferita a acestor elemente.

(3) Pentru lucrari importante, diferenta de temperatura de va stabili prin cercetari specifice, in amplasament, pe modele similare. 3.13 Presiunea vantului qd) Presiunea vantului se introduce in calcule ca o forta orizontala cu valoarea de : 2000 N/m? pentru podul descarcat; 1500 N/m? pentru podul incarcat cu convoi; 2000 N/m? in timpul montajului podurilor.

(2) Presiunea vantului se considera ca actioneazad normal pe axa longitudinala a podului, pe suprafetele de calcul stabilite conform art. 3.13(7) la 3.13(14).

(3) La calcul, daca rezulta mai defavorabil, se poate considera ca vantul actioneaza numai pe anumite portiuni din deschiderea podului.

(4) Daca deschiderea podului este egala cu 20 m sau mai mica si inaltimea infrastructurii este egala sau mai mica de 10 m, actiunea vantului se va considera numai in calculul de stabilitate (lunecare gi rasturnare).

(5) Tn calculul infrastructurilor, in situatiile indicate indicate la art. 3.13(15) se considera ca vantul actioneaza $i longitudinal podului.

(6) Actiunea vantului longitudinal podului nu se cumuleaza cu actiunea transversala a vantului.

(7) Convoiul se considera cé reprezinta o supafata de calcul cu inaltimea de 3,5 m la calea ferata normala gi 2,5 m la calea ferataé ingusta si cu lungimea egala cu lungimea incarcata cu convoi; centrele de greutate ale acestor suprafete se considera la ' inadltime masurata de la nivelul superior al sinei.

(8) La podurile metalice cu inima plind, la calculul suprafetei expusa vantului, se iau in considerare suprafetele pline, reale, ale urmatoarelor elemente: - grinzile principale; - grinzile caii; - elementele de cale: sine, traverse etc; - partea de infrastructura expusa vantului, la podurile cu deschideri mai mari de 20 m. Portiunile de suprafete care se suprapun se iau in considerare in calcul o singura data.

(9) La podurile metalice cu grinzi cu zabrele, suprafetele de calcul se iau dupa cum urmeaza:

71

- pentru deschideri pana la 60 m, ca suprafata expusa vantului de catre grinzile principale se considera 0,4 din aria inchisa de conturul schemei geometrice a grinzii, din care s-a scazut portiunea comuna cu cea a grinzilor caii, a elementelor caii gi eventual al convoiului daca podul este incarcat;

- pentru dechideri de 60 m si mai mari, ca suprafata expusa vantului de grinzile principale se considera suprafata reala a plinurilor primei grinzi principale, la care se adauga 0,75 din cea a plinurilor celei de-a duou grinzi neacoperite de grinzile caii, de cale si, eventual, de convoi daca podul este incarcat;

- la suprafetele determinate ca mai sus se adauga suprafata integrala a grinzilor caii, a elementelor caii $i eventual a convoiului, daca podul este incarcat precum gi suprafata plina a infrastructurii expusa vantului.

(10) La podurile de lemn cu suprastructura cu contur inchis fara goluri, se considera ca

suprafata expusa vantului, suprafata conturului exterior al suprastructurii.

(11) in cazul suprastructurilor de lemn cu contrafige, suprafata ce se ia in considerare este

suprafata urgilor, la care se adauga suprafata limitata de contrafige multiplicata cu coeficientul de

reducere 0,6.

(12) in cazul suprastructurilor de lemn cu zabrele, suprafata expusi vantului se stabileste

conform art. 3.13(9) aliniatul 2, coeficientul de reducere al suprafetei conturului inchis al

schemei teoretice a suprastructurii fiind 0,6 in loc de 0,4.

(13) La infrastructura poduirlor de lemn, suprafata expusa vantului se considera astfel:

- incazul infrastructurilor masive, conform art 3.13(8).

- in cazul infrastructurilor din palei, suprafata conturului exterior expusa vantului, multiplicata cu coeficientul 0,6.

(14) La podurile de beton, beton armat, beton precomprimat sau zidarie, ca suprafata expusa

vantului, se considera suprafata conturului exterior a suprastructurii scazand golurile, la care se

adauga suprafata greptunghiului caii si in cazul podurilor incarcatesuprafata convoiului, ambele neacoperite de constructie.

La infrastructura se considera suprafata expusa vantului.

Daca deschiderea este egala cu 20 m sau mai mica gi inaltimea infrastructurii este mai mica de 10 m, se poate neglija actiunea presiunii vantului.

(15) La podurile cu infrastructuri care au inaltimi deasupra vaii sau apei mai mari de 10 m, fortele produse de presiunea vantului care actioneaza longitudinal podului, se vor determina astfel:

- la podurile cu suprastructuri cu grinzi avand suprafete pline (grinzi metalice sau de lemn cu inima plina, grinzi de beton armat sau precomprimat), se vor lua in considerare numai suprafetele expuse de infrastructura

- la podurile cu supratsructuri cu grinzi cu zabrele (metalice sau de lemn) se va lua in considerare 60% din fortele transversale stabilite pentru suprastructura conform paragrafelor anterioare, la care se adauga cele provenite din suprafetele expuse de infrastructura.

72

3.14 Presiunea si subpresiunea apei de la nivelul mediu la nivelul maxim sau minim

(1) Influenta presiunii si subpresiunii apei de la nivelul mediu la nivelul maxim sau minim se calculeaza conform 2.9.

(2) Diferenta in plus datorata supresiunii pana la nivelul maxim sau diferenta in minus datorata subpresiunii pana la nivelul minim se iau in considerare separat de subpresiunea apei de la nivelul mediu, dupa cum este mai defavorabil pentru elementul calculat.

(3) La infrastructurile sau zidurile de sprijin situate in ape cu adancimi mari (de exemplu lacuri de acumulare) sau la infrastructurile podurilor executate in zona marina, se tine seama gi de actiunea hidrodinamica a apei produsa de valuri.

(4) La zidurile de sprijin situate pe malurile raurilor sau lacurilor cu variatia mare in timp scurt a nivelurilor apelor, trebuie sa se tind seama de diferenta presiunilor apei din spatele gi fata zidului de sprijin.

3.15 Presiunea ghetii

(1) Presiunea ghetii se ia in considerare numai la caluclul infrastructurilor podurilor peste Dunare sau lacuri de acumulare. Aceasta actiune se considera atat transversal cat si longitudinal podului.

(2) Determinarea presiunii ghetii se stabileste luand ca referinta STAS 1545-89.

3.16 Incarcarea cu zapada

(1) Incarcarea cu zapadi se ia in considerare numai in cazuri speciale, cAnd existi posibilitatea de a se introduce simultan cu incarcarea din convoaie, cum ar fi la podurile acoperite. Aceasta incarcare se ia in considerare gi la calculul podurilor mobile pentru elementele care sufera deplasari importante.

(2) Marimea incarcarii cu zipada se determina in acest caz luand ca referinta prevederile STAS 10101/21-92.

3.17 incarcarile care apar la montajul in consol al suprastructurilor sau la operatii similare

(1) La stabilirea incarcarilor care apar la montajul in consola al suprastructurilor sau la operatii similare cum ar fi modificari sau consolidari de suprastructura etc, trebuie sa se tind seama de prevederile 4.1 gsi 4.2, si luand ca referinta prevederiler continute in EN 1991-1-6:2005-Eurocodul 1: Actiuni la structuri — Partea 1-6: Actiuni in timpul executie1.

73

3.18 Fortele de inertie (la podurile mobile) qd) Fortele de inertie care se produc la deplasarea in plan orizontal sau vertical sau la rotirea podurilor mobile se iau in considerare in calcule tinand seama de masa elementelor care se deplaseaza sau se rotesc gi de acceleratia maxima de deplasare lineara sau unghiulara.

3.19 Incarcarile cu cérucioare electrice pe peroane qd) Elemente podurilor care asigura circulatia carucioarelor electrice se calculeaza la incarcarea data de un grup de 2 forte de 15 kN/osie (figura 3.29) simultan cu incarcarea cu oameni, conform 3.3.7

2,00m 1.00m poe | - 15kN 15kN 7,5kKN 7,5KN Figura 3.29 — Schema carucioarelor electrice

(2) Incarearile date de caricioarele electrice se considera aplicate static.

4. Actiuni accidentale

4.1 Izbirea navelor si ambarcatiunilor de pilele podurilor peste cursuri de apa navigabile qd) Marimea fortelor produse de izbirile navelor si ambarcatiunilor se stabileste pe baza de masuri $i prescriptii speciale.

In lipsa acestora se pot folosi urmatoarele relatii aproximative la determinarea marimii fortei de izbire (Q) pentru diferite lungimi de nave sau ambarcatiuni L,:

-in lungul axei podului:

Q=10(£,-20) KN, pentru L,

Q=10(2L,-170) KN, pentru L, > 150 m;

-transversal axei podului:

Q=10(2L,-40) KN, pentru Z,

Q=10(4L,-340) KN, pentru L, > 150 m;

74

4.2. Forta seismica qd) Forta seismica se stabileste avand in vedere zonarea seismicad, ludnd ca referinta prevederile SR 11.100-1:1993. Influenta fortei seismice se ia in considerare conform reglementarilor tehnice specifice.

43 Incareari provenite prin distrugerea unor instalatii fixe qd) Incarearile produse prin distrugerea unor instalatii fixe sunt acelea care apar in urma spargerii unor conducte si inundarea unor anumite parti de pod cu lichidul scurs din conducte, sau datorita unor fire ale instalatiilor de electrificare, ruperii unor cabluri etc.

(2) Marimea acestor incarcari se determina pe baza unor mAasuri sau pe baza unor valori comunicate de administratia tutelara a acestor instalatii.

4.4 incarcarile provenite din transportul, executia si montajul elementelor qd) Incarearile care actioneazi elementele de pod in timpul montajului, executiei gi transportului sunt: greutatea permanenta, incarcarea cu oameni, materiale si utilaje etc.

(2) Se tine seama de efectul dinamic ce se produce prin manevrarea pieselor in timpul montarii, multiplicand incarcarile cu un coeficient dinamic w=1,2, pentru piese cu 200 kN greutate si w=1,1 pentru piese peste 200kN greutate. Ace;ti coeficienti dinamici afecteaza greutatea utilajului montat pe constructie pentru manevrarea pieselor.

(3) La proiectarea structurilor de poduri se va lua ca referinté prevederile cuprinse in prEN 1991-1-7 — Eurocodul 1 Partea 1-7 Actiuni asupra structurilor- Actiuni accidentale datorate impactului si exploziilor si EN 1991-1-6 — Eurocodul 1 Partea 1-6 Actiuni asupra structurilor — Actiuni in timpul executiei.

75