VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

Transkript

1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STAVEBNÍ ÚSTAV KOVOVÝCH A DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ FACULTY OF CIVIL ENGINEERING INSTITUTE OF METAL AND TIMBER STRUCTURES NÁDVORNÍ JEŘÁBOVÁ DRÁHA AUTOVRAKOVIŠTĚ V BZENCI OUTDOOR CRANE RUNWAY OF CAR CEMETERY IN BZENEC BAKALÁŘSKÁ PRÁCE BACHELOR'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR Ing. MILAN PILGR, Ph.D. BRNO 06

2 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ Studijní program Typ studijního programu Studijní obor Pracoviště B607 Stavební inženýrství Bakalářský studijní program s prezenční formou studia 647R0 Konstrukce a dopravní stavby Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ZADÁNÍ BAKALÁŘSKÉ PRÁCE Student Šárka Trachtulcová Název Vedoucí bakalářské práce Datum zadání bakalářské práce Datum odevzdání bakalářské práce V Brně dne Nádvorní jeřábová dráha autovrakoviště v Bzenci Ing. Milan Pilgr, Ph.D prof. Ing. Marcela Karmazínová, CSc. prof. Ing. Rostislav Drochytka, CSc., MBA Vedoucí ústavu Děkan Fakulty stavební VUT

3 Podklady a literatura Požadavky na provozní a dispoziční řešení Literatura doporučená vedoucím bakalářské práce Zásady pro vypracování Navrhněte nosnou ocelovou konstrukci nádvorní jeřábové dráhy v areálu autovrakoviště pro pojezd mostového jeřábu nosnosti t. Požadavky na minimální půdorysné rozměry rozchod dráhy 0 m, délka dráhy 60 m. Klimatická zatížení uvažujte pro lokalitu Bzenec. Požadované výstupy: Technická zpráva Statický výpočet hlavních nosných částí konstrukce Výkresová dokumentace v rozsahu stanoveném vedoucím bakalářské práce Struktura bakalářské/diplomové práce VŠKP vypracujte a rozčleňte podle dále uvedené struktury:. Textová část VŠKP zpracovaná podle Směrnice rektora "Úprava, odevzdávání, zveřejňování a uchovávání vysokoškolských kvalifikačních prací" a Směrnice děkana "Úprava, odevzdávání, zveřejňování a uchovávání vysokoškolských kvalifikačních prací na FAST VUT" (povinná součást VŠKP).. Přílohy textové části VŠKP zpracované podle Směrnice rektora "Úprava, odevzdávání, zveřejňování a uchovávání vysokoškolských kvalifikačních prací" a Směrnice děkana "Úprava, odevzdávání, zveřejňování a uchovávání vysokoškolských kvalifikačních prací na FAST VUT" (nepovinná součást VŠKP v případě, že přílohy nejsou součástí textové části VŠKP, ale textovou část doplňují).... Ing. Milan Pilgr, Ph.D. Vedoucí bakalářské práce

4 Abstrakt Náplní bakalářské práce je návrh nosné ocelové konstrukce nádvorní jeřábové dráhy pro pojezd mostového jeřábu nosnosti t. Jeřábová dráha se nachází v areálu autovrakoviště v lokalitě města Bzenec. Návrh je proveden pro jeřábovou dráhu o rozchodu,5 m a délce dráhy 60 m. Jeřábová dráha je tvořena plnostěnnými sloupy o výšce 8,0 m a rozteči m, hlavními nosníky jeřábové dráhy, příhradovým vodorovným výztužným nosníkem a výztužným nosníkem v šikmé rovině. Součástí jeřábové dráhy jsou i brzdná ztužidla a základy. Základní použitý materiál je ocel pevnostní třídy S5. Klíčová slova Ocelová nosná konstrukce, nádvorní jeřábová dráha, mostový jeřáb, hlavní nosník, výztužný nosník, brzdné ztužidlo, zatížení jeřáby, pohyblivé zatížení, kloubová patka, sloup. Abstract The content of this bachelor thesis is a design of a steel structure outdoor crane runway for running bridge crane carrying capacity of t. Crane runway is located at car cementery in a town Bzenec. The proposal is made for the crane runway gauge of.5 meters and a length of 60 m. Crane track is made from solid columns with 8.0 m height and m spacing, main beams crane runway, truss horizontal reinforcing beam and the reinforcing beam in an inclined plane. Part of the crane runway are also brake bracing and foundations. The basic material is steel strength grade S5. Keywords Steel structure, outdoor crane runway, bridge crane, main beam, stiffener beam, brake bracing, crane load, dynamic load, simple column base, column

5 Bibliografická citace VŠKP Šárka Trachtulcová Nádvorní jeřábová dráha autovrakoviště v Bzenci. Brno, s., 5 s. příl. Bakalářská práce. Vysoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav kovových a dřevěných konstrukcí. Vedoucí práce Ing. Milan Pilgr, Ph.D.

6 Prohlášení: Prohlašuji, že jsem bakalářskou práci zpracoval(a) samostatně a že jsem uvedl(a) všechny použité informační zdroje. V Brně dne.5.06 podpis autora Šárka Trachtulcová

7 Poděkování Poděkování patří především vedoucímu bakalářské práce Ing. Milanu Pilgrovi, Ph.D. za odborné vedení mé práce, za poskytnuté rady a také za čas při konzultacích. Dále bych ráda poděkovala své rodině a přátelům, kteří mě při studiu na vysoké škole a při tvorbě bakalářské práce podporovali.

8 Obsah: Úvod Technická zpráva Statický výpočet 8 Základní údaje mostového jeřábu 8 Zatížení jeřábové dráhy. Stálá zatížení. Proměnná zatížen í.. Zatížení jeřábem.. Klimatické zatížení 7. Mimořádné zatížení 46.4 Únavové zatížení 47.5 Kombinace zatížení 48 Hlavní nosník jeřábové dráhy 49. MSÚ hlavního nosníku jeřábové dráhy 49.. Vnitřní síly od zatížení 49.. Kombinace zatížení 60.. Průřez hlavního nosníku 6..4 Posouzení hlavního nosníku 64. MSP hlavního nosníku jeřábové dráhy 0. MSÚ FAT hlavního nosníku jeřábové dráhy 0 4 Vodorovný výztužný nosník 4. Vnitřní síly od zatížení 4. Dimenzování prutů 0 4. MSP vodorovného výztužného nosníku 5.Výztužný nosník v šikmé rovině 6 6 Brzdné ztužidlo 5 6. Zatížení vyvolávající účinky na brzdné ztužidlo 5 6. MSÚ účinky zatížení 7 6. MSP účinky zatížení Kombinace zatížení Dimenzování podélného ztužidla 40 7 Sloup 44

9 7. Zatížení Kombinace zatížení Dimenzování sloupu 50 8 Kotvení 64 Seznam použitých zkratek a symbolů Přílohy: 0 Příčný řez 0 Půdorys a podélný řez 0 Detail kotvení 04 Detail uložení hlavního nosníku 05 Vnitřní síly vodorovného výztužného nosníku

10 Úvod: Cílem této bakalářské práce je návrh nosné ocelové konstrukce nádvorní jeřábové dráhy v areálu autovrakoviště pro pojezd mostového jeřábu nosnosti t. Předpokládá se, že rozměry přepravovaného břemene nepřekročí rozměry běžné dodávky. Pro stavbu byla jako základní materiál navržena ocel třídy S5 a pro vybrané prvky ocel S55. Půdorys objektu je obdélníkový o rozměrech 60,0 m x,0 m.

11 Technická zpráva Předpoklady návrhu nosné konstrukce Mezní stavy V rámci statického posouzení byly nosné konstrukce dle ČSN EN 99 ověřeny na:. Mezní stav únosnosti Prostá pevnost průřezu, vzpěrná pevnost prutů a konstrukce a pevnost spojů s uvážením vlivu ztráty stability na nejnepříznivější kombinaci návrhových hodnot zatížení. Byly brány mezní hodnoty materiálových vlastností pro nosnou ocelovou konstrukci použitého materiálu.. Mezní stav použitelnosti Přetvoření na nejnepříznivější hodnoty deformací z kombinací charakteristických hodnot zatížení. Mezní hodnoty materiálových vlastností pro nosnou ocelovou konstrukci brány pro použitý materiál. Hodnoty přetvoření porovnány s maximálními dovolenými. Zatížení Konstrukce byla navržena na účinky těchto zatížení:. Stálé zatížení - vlastní tíha konstrukce. Proměnné zatížení klimatické zatížení - zatížení sněhem s charakteristickou hodnotou zatížení sněhem s k =0,7kPa pro sněhovou oblast I. dle ČSN EN zatížení větrem bylo uvažováno pro dva případy, a to pro zatížení větrem za provozu jeřábu a mimo provoz jeřábu.

12 V případě zatížení větrem mimo provoz jeřábu se uvažuje se základní výchozí rychlostí větru podle větrné oblasti definované v ČSN EN 99--4, tedy v b,0 =5,0 ms -. Jestliže se posuzuje kombinace zatížení při současném provozu jeřábu, bere se jako maximální síla větru slučitelná s provozem jeřábu síla F w *, která se stanoví pro rychlost větru 0ms - užitná zatížení - užitná zatížení lávek Q k =,5 kn proměnná zatížení jeřábem - při běžných provozních podmínkách jsou proměnná zatížení od jeřábu výsledkem změn v čase a změn polohy. Zahrnují zatížení vlastní tíhou včetně zatížení kladkostrojů, setrvačné síly způsobené zrychlením, zpomalením a příčením a jiné dynamické účinky. Současné působení složek zatížení od jeřábu jsou uvažovány s ohledem na skupiny zatížení, uvedené v tabulce. normy ČSN EN 99-. Každá skupina zatížení se bere jako jedno charakteristické zatížení od jeřábu pro kombinace se zatíženími, která nejsou způsobena jeřáby. Dynamické složky vyvolané kmitáním v důsledku setrvačných a tlumících sil jsou obecně vyjádřeny dynamickými součiniteli φ, kterými jsou násobeny statické hodnoty zatížení.

13 Popis objektu Navrhovaný objekt je tvořen dvěma řadami sloupů, na nichž je uložen hlavní nosník jeřábové dráhy. V každé řadě je šest sloupů o výšce 8,0 m a tvoří tedy pět polí hlavního nosníku s rozpětím,0 m. Konstrukci jeřábové dráhy dále tvoří vodorovný výztužný nosník umožňující převzetí příčných účinků zatížení. Přenos podélných zatížení zabezpečuje brzdný portál. 4

14 Popis konstrukčního řešení Jeřábová dráha se skládá z hlavního nosníku, vodorovného výztužného nosníku, výztužného nosníku v šikmé rovině, kolejnic, sloupů, patek, a brzdného ztužidla. Hlavní nosník jeřábové dráhy Hlavní nosník je navržen jako svařovaný plnostěnný jednoose symetrický průřez I konstantního průřezu s horní pásnicí tlustší než je pásnice spodní. Průřez má jednu osu symetrie. Horní pásnice, která je namáhána více, je navržena tlustší než pásnice spodní. Hlavní nosník je navržen z oceli S5. Výška nosníku je,00 m a šířka je 0,450 m. Hlavní nosník je uložen na sloupy kloubově, působí ze statického hlediska jako prostý nosník na rozpětí l=,0 m 5

15 Vodorovný výztužný nosník Vodorovný výztužný nosník jeřábové dráhy je zatížen bočními rázy jeřábu, vlastní tíhou a proměnným zatížením. Nosník je navržen příhradový, prostě uložený, na rozpětí l =,0 m. Podpory nosníku jsou v místě opření nosníku o sloupy budovy. Vzdálenost těžišťových os pásů nosníku je navržena, m. Ve svislém směru je pás vodorovného výztužného nosníku podepřen po,0 m šikmým příhradovým nosníkem a působí jako spojitý nosník o čtyřech polích. Pás vodorovného nosníku je navržen dvojicí nerovnoramenných úhelníků L. Diagonály jsou navrženy z jednoho rovnoramenného úhelníku L. Diagonály D, D4 jsou navrženy z jednoho rovnoramenného úhelníku. Svislice jsou navrženy taktéž z jednoho rovnoramenného úhelníku L. Na svislici je uložena revizní lávka. Výztužný nosník v šikmé rovině Výztužný nosník v šikmé rovině je konstruován za účelem podepření hlavního nosníku jeřábové dráhy. Výztužný nosník v šikmé rovině je navržen z jednoho rovnoramenného úhelníku L. 4 Sloupy Podpory jeřábové dráhy přenáší svislé i vodorovné síly až do základové konstrukce. V příčném směru působí jako konzola. V podélném směru je uložen kloubově, podélné síly přejímá brzdné ztužidlo. Sloup je navržen ze svařovaného I profilu, který má dvě osy symetrie. Sloupy jsou navrženy o výšce 8,0 m a jsou na nich kloubově uloženy hlavní nosníky. Ke sloupu je připevněno brzdné ztužidlo. 5 Brzdné ztužidlo Brzdné ztužidlo je navrženo na působení podélného vodorovného zatížení a to tak, že pás je pouze tažen. V místě křížení mají společný bod a jejich vzpěrná délka je tedy poloviční. Jedná se o dvojici úhelníků UPE00 6

16 6 Povrchová úprava Veškeré ocelové prvky jsou opatřeny antikorozní úpravou povrchu. 7 Lávky jeřábových drah Lávka je navržena šířky 0,60 m pro bezpečný přístup v kterékoli poloze jeřábu. 8 Kotvení Kotvení je navrženo kotevní patkou z oceli S55, kdy tlakové napětí od ohybového momentu přenáší beton a tahové síly přenáší kotevní šroub. Posouvající síle vzdoruje úpalek HEB 60 7

17 . ZÁKLADNÍ ÚDAJE MOSTOVÉHO JEŘÁBU: - nosnost /8 t - zdvihová třída HC - kategorie únavových účinků S 5 s,5 m a 70 mm b 4500 mm p 850 mm p 780 mm c 050 mm b r 00 mm Q h 0 kn Q t 84 kn Q c 49 kn v h 0, ms - b - rozvor kol p, p - vodorovná vzdálenost osy kola od konce nárazníku c - vodorovný dojezd háku b r - šířka hlavy kolejnice Q h - tíha břemene Q t - tíha kočky Q c - tíha jeřábu s kočkou v h - rychlost zdvihu kladkostroje 8

18 Konstrukční parametry jeřábu - počet dvojic kol: n = - pohon hnacích kol: separátní - počet pohonů jednotlivých kol: m w = - kombinace dvojic kol: nezávislá kola (I) - uložení kol vzhledem k bočním pohybům: pevné/pevné (FF) - vedení jeřábu na jeřábové dráze: oboustranné nákolky 9

19 . ZATÍŽENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY:. STÁLÁ ZATÍŽENÍ: Charakteristická hodnota vlastní tíhy větve jeřábové dráhy kolejnice jeřábové dráhy 0,8 knm - vlastní tíha nosníku jeřábové dráhy (odhad) 4,0 knm - vlastní tíha vodorovného nosníku a lávky (odhad),5 knm - stálé zatížení celkem 6, knm - Dílčí součinitele zatížení vlastní tíhou větve jeřábové dráhy nepříznivé působení γ G,sup =,5 příznivé působení γ G,inf =,00. PROMĚNNÁ ZATÍŽENÍ:.. Zatížení jeřábem Charakteristické hodnoty statických složek zatížení jeřábem a) Tíha jeřábu Q C, r,max ( ) Qc Q Q t t s c = + = n s ( ) ,5,05 = + = 04,4 kn,5 Q C, r,(max) Qc Qt Qt c = n + = s ,05 = 70,077 kn + =,5 Q C, r,max - maximální zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu QC, r,(max) - doprovodné zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu Q Q kn C, r,min = C, r,(max) = 70,077 0

20 Q Q kn C, r,(min) = C, r,max = 04,4 QC, r,min - minimální zatížení jedním kolem nezatíženého jeřábu QC, r,(min) jeřábu - doprovodné zatížení jedním kolem nezatíženého b) Zatížení kladkostroje Q H, r,max ( ) 0(,5,05) Qh s c = = = 45,4 kn n s,5 Q H, r,(max) Qh c 0,05 = = = 4,578 kn n s,5 QH, r,max - maximální zatížení od kol zatíženého jeřábu způsobené zatížením kladkostroje QH, r,(max) - doprovodné zatížení od kol zatíženého jeřábu způsobené zatížením kladkostroje c) Zrychlení mostu jeřábu

21 - hnací síla při pohonu jednotlivých kol K = µ mw QC, r,min = 0, 70,077 = 8,0kN µ - součinitel tření pro kombinaci ocel - ocel µ = 0, mw - počet pohonů jednotlivých kol m = w - síly v podélném směru H L, i K 8,0 HL, i = HL, = HL, = = = 4,06 kn n nr - počet větví jeřábové dráhy n r = - síly v příčném směru HT, i r M = ξi b M - statický moment hnací síly vzhledem k těžišti jeřábu b- rozvor kol ξi - podíl vzdálenosti těžiště jeřábu od osy jeřábové kolejnice a rozpětí jeřábu Index i značí větev jeřábové dráhy. Q 499,690 r,max ξ = = = Qr 669 ξ = ξ = 0,747 = 0,5 0,747 r,max ( C, r,max H, r,max ) ( ) Q = n Q + Q = = 04,4 + 45,4 = 499,690 kn H Q = Q + Q = = 669kN r c h M 55,796 = ξ = 0,747 4,5 = 5,86 kn b T, M = K l = 8,0 5,558 = 55,796 knm s ls - vychýlení těžiště zatíženého jeřábu od poloviny jeho rozpětí ( ξ ) ( ) ls = 0,5 s = 0,747 0,5,5 = 5,558 m s- rozchod dráhy

22 H M 55,796 = ξ = 0,5 = 8,759 kn b 4,5 T, d) Příčení mostu jeřábu - vodorovné síly od kol způsobené příčením jeřábu H = ƒλ Q S, i, j, k S, i, j, k r ƒ - součinitel reakcí při příčení ( ƒ = 0, ) λs, i, j, k - součinitel síly od kola Q r - součet svislých zatížení od kol zatíženého jeřábu na obou větvích jeřábové dráhy Index i značí větev jeřábové dráhy. Index j značí dvojici kol. Index k značí směr síly (L = podélná, T = příčná). Jeřáb je veden na dráze nákolky. H = ƒλ Q = 0, 0,7 669 = 5,489 kn S,,, T S,,, T r ξ e ξ 0,5 ( ) 0,7 n h n λ S,,, T = = = = H = ƒλ Q = 0, 0, = 75,06 kn S,,, T S,,, T r ξ e ξ 0,747 ( ) 0,74 n h n λ S,,, T = = = = - síla od vodícího prostředku způsobená příčením jeřábu S = ƒλ Q = 0, 0,5 669 = 00,5 kn S r ej λs = = = = 0,5 n h n λs - součinitel síly od vodícího prostředku

23 e) Zrychlení kočky - příčné vodorovné síly způsobené rozjezdem nebo brzděním kočky 0, 0, H,, = H,, = H,, = ( Q + Q ) = (0 + 84) = 0,kN T i T T n h t Charakteristické hodnoty zatížení jeřábem Dynamická složka zatížení Fϕ,k = ϕi Fk ϕi - dynamický součinitel Fk - charakteristická hodnota statické složky zatížení - hodnoty dynamických součinitelů ϕ =, ϕ = ϕ + β =,0 + 0,4 0, =,45,min v h ϕ,min =,0 β = 0,4 ϕ =, ϕ 4 =,0 ϕ 5 =,5... Kombinační součinitele pro zatížení jeřáby ψ 0 =,0 ψ = 0,9 ψ = Qc 49 0,5 Q + Q = = c h Dílčí součinitel zatížení jeřáby γ =,5 Q Zatížení od jeřábu se má brát jako jedno charakteristické zatížení podle tabulky se skupinami zatížení. 4

24 .. Zatížení lávek - jsou-li určeny pouze pro přístup Qk =,5 kn Předpokládá se, že svislé soustředěné zatížení působí na čtvercové ploše o straně 0, m Kombinační součinitele pro zatížení lávek ψ =,0 0 ψ = 0,9 ψ = 0,8 Dílčí součinitel zatížení lávek γ =,50 Q 5

25 .. Klimatické zatížení... Zatížení větrem F = c c c q ( z) A w s d f p ref F w - síla od větru z0 = 0, m z0 - parametr drsnosti terénu (kategorie terénu III) z0, II = 0,05 m z0,ii - z 0 pro kategorii terénu II c c =,0 s s d c c - součinitel konstrukce d k =,0 I ki - součinitel turbulence c ( z ) =,0 0 c ( ) 0 z - součinitel expozice c =,0 dir cdir - součinitel směru větru c =,0 season cseason - součinitel ročního období ρ =,5 kgm = 0,05 knm ρ - měrná hmotnost vzduchu 6

26 Zatížení větrem za provozu vb,0 = 0,0 ms v b,0 - výchozí základní rychlost větru. Vítr podélný a) Jeřábový most z = 0 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,85] 0,05 5,080 = 4,57kNm q ( ) p z - maximální dynamický tlak 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,85 z 0 c ( ) ln,0 ln o z z 0, I ( ) v z - intenzita turbulence v ( z) = c ( z) c ( z) v = 0,754,0 0 = 5,080 ms m r o b v ( ) m z - střední rychlost větru z 0 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,754 z 0, 0 cr ( z) - součinitel drsnosti terénu k r 0,07 0,07 z 0 0, 0,9 0,9 0,5 = = = z 0, II 0,05 kr - součinitel terénu vb = cdir cseason vb,0 =,0,0 0 = 0ms vb - základní rychlost větru ve výšce 0 m nad zemí v terénu kategorie II Aref =,95 = 65,850 m Aref - referenční plocha cf = cf,0 ψ λ =,0 0,8 =,64 cf - součinitel síly 7

27 c f,0 =,0 ψ = 0,8 λ ψλ - součinitel koncového efektu l,040 λ = = = 0,70 b,5 λ = 70 { λ λ } { } λ = min ; = min 0,70;70 = 0,70 λ - efektivní štíhlost A ϕ = =,0 A c ϕ - součinitel plnosti F w, L, most =,0,64 4,57 65,850 = 459,70 kn b) Břemeno z = 6 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,4] 0,05,880 =,46kNm 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,4 z 6 c ( ) ln,0 ln o z z 0, v ( z) = c ( z) c (z) v = 0,644,0 0 =,880 ms m r o b z 6 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,644 z 0, 0 Aref =,000 7,000 =,000 m cf = cf,0 ψ r ψ λ =,70,0 0,60 =,446 d 0,667 c,70 f,0 b = = = l { } λ = min ;70 = min ;70 = min,;70 =, b λ určená odhadem s přihlédnutím k tabulce 7.6 normy ČSN EN

28 ϕ =,0 ψ = 0,60 λ F w, L,břemeno =,0,446,46,000 = 05,097 kn c) Břemeno - tření větru F = c q ( z) A fr fr p fr Ffr - třecí síla c fr = 0,0 cfr - součinitel tření q ( ),46 p z = knm Afr = + 7 = 40,000 m F fr, L, břemeno = 0,0,46 40,000 =,84 kn d) Sloup z = 8 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,05] 0,05 4,0 =,906kNm 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,05 z 8 c ( ) ln,0 ln o z z 0, v ( z) = c ( z) c (z) v = 0,706,0 0 = 4,0 ms m r o b z 8 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,706 z 0, 0 cf = cf,0 ψ λ =,0 0,9 =,8 c f,0 =,0 ψ = 0,9 λ λ = l 8,0 6,667 b =, = λ = 70 { λ λ } { } λ = max ; = max 6,667;70 = 70 9

29 A ϕ = =,0 A c Vítr působí spojitě kolmo na výšku sloupu: s d f p c c c q ( z) d =,0,8,906, = 8,5kNm e) Hlavní nosník - tření větru z = 9 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,94] 0,05 4,60 = 4,085kNm 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,94 z 9 c ( ) ln,0 ln o z z 0, v ( z) = c ( z) c (z) v = 0,7,0 0 = 4,60 ms m r o b z 9 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,7 z 0, 0 Třecí plocha m hlavního nosníku: A ' = 4 b t + t + t + h = fr w f f w = 4 0,450 0,0 + 0,08 + 0,0 + 0,950 = =,776 m Vítr působí spojitě ve směru osy nosníku po celé délce: c q ( z) A ' = 0,0 4,085,776 = 0,54 knm fr p fr 0

30 f) Lávka w = q ( z) c p p, net w - tlak větru c p, net - součinitel výsledného tlaku α = 0 α - úhel sklonu ϕ = 0 ϕ - součinitel plnosti q ( ) 4,085 p z = knm Součinitele výsledného tlaku: c p, net, A = 0,6 c p, net, B =, c p, net, C =,4 Záporné znaménko značí působení zatížení směrem nahoru. Tlak větru: A p p, net, A ( ) w = q ( z) c = 4,085 0,6 =,45kNm B p p, net, B ( ) w = q ( z) c = 4,085, = 5,kNm C p p, net, C ( ) w = q ( z) c = 4,085,4 = 5,79 knm Náhradní břemeno ve vnitřním poli: b b Q = wb + w A ( b ) = 0 0 0,6 0,6 = 5, +,45 (0,6 ) =,84kNm 0 0 Rz R,5,84 = =,6 kn z, krajní 0,75,84 = = 0,680 kn

31 R a Rz 0,6,6 0,6 = = = 0,87 kn,, R a, krajní R 0,6 0,680 0,6 0,40 kn,, z, krajní = = = R b Rz(0,6 +,),6 (0,6 +,) = = =,04 kn,, R b, krajní R (0,6 +,) 0,680 (0,6 +,),, z, krajní = = =,00kN R a působí na horní pásnici hlavního nosníku R b působí na pás vodorovného výztužného nosníku podpora: R z (b) [kn] I,74 II 4,489 III,907 IV 4,489 V,74 podpora: R [kn] 4,458,708, ,458

32 R =,66 kn M ( M max, F ) =,77kNm Vodp = 0,409 kn g) Lávka - tření větru c fr = 0,0 q p (z) = 4,085kNm Vítr působí plošně: fr p c q ( z) = 0,0 4,085 = 0,08 knm Reakce nosníků byly určeny s pomocí Scia Engineer

33 Síla od a) + b) + c): Fmost = Fw, L, most = 459,70 kn F = F + F = břemeno w, L, břemeno fr, L, břemeno = 05,097 +,84 = 06,48kN M ia = 0 : F,050 + F,50 R,500 = 0 břemeno most b 06,48, ,70,50 R b,500 = 0 Rb = 9,567 kn M ia = 0 : ( ) F,50 + F,500,050 R,500 = 0 most břemeno a ( ) 459,70, ,48,500,050,500 = 0 R a Ra = 6,644 kn 4

34 . Vítr příčný a) Hlavní nosník q ( ) 4,085kNm p z = cf = cf,0 ψ λ =,0 0,9 =,8 ϕ =,0,4 l,4 60 λ = = = 84 b λ = 70 { λ λ } { } λ = min ; = min 84;70 = 70 ψ = 0,9 λ Vítr působí spojitě kolmo na nosník ve vodorovném směru: c c c q ( z) h =,0,8 4,085,0 = 7,45 knm s d f p b) Jeřábový most q ( ) 4,57 p z = knm Aref = 5,08 m F w, T, most =,0,0 4,57 5,08 =,745 kn Síla na jedno kolo jeřábu: F w T most,,,745 = = 0,87 kn c) Jeřábový most - tření větru Afr = 4,95 =,700 m F fr, T, most = 0,0 4,57,700 = 5,606 kn Síla na jedno kolo jeřábu: F fr T most,, 5,606 = =,80 kn 5

35 d) Břemeno q ( ),46 p z = knm Aref =,000 m F w, T, břemeno =,0,446,46,000 = 05,097 kn e) Břemeno - tření větru F fr,t,břemeno =,84 kn f) Sloup q ( ),906 p z = knm cf = cf,0 ψ λ =,0 0,9 =,8 ϕ =,0 λ = l 8 6,7 b = 0, = λ = 70 { λ λ } { } λ = max ; = max 6,7;70 = 70 ψ = 0,9 λ Vítr působí spojitě kolmo na výšku sloupu: c c c q ( z) b =,0,8,906 0, =, knm s d f p 6

36 g) Lávka w = q ( z) c p α = 0 ϕ = 0 p, net q ( ) 4,085 p z = knm Součinitele výsledného tlaku: c p, net, A = 0,6 c p, net, B =, c p, net, C =,4 Záporné znaménko značí působení zatížení směrem nahoru. Tlak větru: A p p, net, A ( ) w = q ( z) c = 4,085 0,6 =,45kNm B p p, net, B ( ) w = q ( z) c = 4,085, = 5,kNm C p p, net, C ( ) w = q ( z) c = 4,085,4 = 5,79 knm Náhradní břemeno ve vnitřním poli: b b Q = wc + w A ( b ) = 0 0 0,6 0,6 = 5,79 +,45 (0,6 ) =,86kNm 0 0 Rz R,5,86 = =,97 kn z, krajní 0,75,86 = = 0,699 kn 7

37 R a Rz 0,6,97 0,6 = = = 0,699 kn,, R a, krajní R 0,6 0,699 0,6 0,50 kn,, z, krajní = = = R b Rz(0,6 +,),97 (0,6 +,) = = =,096 kn,, R b, krajní R (0,6 +,) 0,699 (0,6 +,),, z, krajní = = =,049kN R a působí na horní pásnici hlavního nosníku R b působí na pás vodorovného výztužného nosníku podpora: Rz(b) [kn] I,77 II 4,608 III 4,00 IV 4,608 V,77 podpora: R [kn] 4,579,806, ,579 8

38 R =,8 kn M ( M max, F ) =,990 knm Vodp = 0,50 kn Reakce nosníků byly určeny s pomocí Scia Engineer f) Lávka - tření větru - zanedbáme Síla od b) + c) + d) + e) na jedno kolo jeřábu: Fw, T, břemeno + Ffr, T, břemeno Fw, T, most + Ffr, T, most Fw, T, jeřáb = + = 05,097 +,84, ,606 = + = 66,96 kn 9

39 Zatížení větrem mimo provoz větrná oblast II vb,0 = 5,0 ms v b,0 - výchozí základní rychlost větru. Vítr podélný a) Jeřábový most z = 0 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,85] 0,05 8,850 = 6,65kNm q ( ) p z - maximální dynamický tlak 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,85 z 0 c ( ) ln,0 ln o z z 0, I ( ) v z - intenzita turbulence v ( z) = c ( z) c ( z) v = 0,754,0 5 = 8,850 ms m r o b v ( ) m z - střední rychlost větru z 0 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,754 z 0, 0 cr ( z) - součinitel drsnosti terénu k r 0,07 0,07 z 0 0, 0,9 0,9 0,5 = = = z 0, II 0,05 kr - součinitel terénu vb = cdir cseason vb,0 =,0,0 5 = 5ms vb - základní rychlost větru ve výšce 0 m nad zemí v terénu kategorie II Aref =,95 = 65,850 m Aref - referenční plocha cf = cf,0 ψ λ =,0 0,8 =,64 cf - součinitel síly 0

40 c f,0 =,0 ψ = 0,8 λ ψλ - součinitel koncového efektu l,040 λ = = = 0,70 b,5 λ = 70 { λ λ } { } λ = min ; = min 0,70;70 = 0,70 λ - efektivní štíhlost A ϕ = =,0 A c ϕ - součinitel plnosti F w, L, most =,0,64 6,65 65,850 = 78,68 kn F w, L, most = 59,4 kn

41 b) Sloup z = 8 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,05] 0,05 7,650 = 6,04kNm 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,05 z 8 c ( ) ln,0 ln o z z 0, v ( z) = c ( z) c (z) v = 0,706,0 5 = 7,650 ms m r o b z 8 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,706 z 0, 0 cf = cf,0 ψ λ =,0 0,9 =,8 c f,0 =,0 ψ = 0,9 λ λ = l 8,0 6,667 b =, = λ = 70 { λ λ } { } λ = max ; = max 6,667;70 = 70 A ϕ = =,0 A c Vítr působí spojitě kolmo na výšku sloupu: c c c q ( z) d =,0,8 6,04, =,knm s d f p c) Hlavní nosník - tření větru z = 9 m qp( z) = [ + 7 Iv ( z) ] ρ vm ( z) = = [ + 7 0,94] 0,05 8,75 = 6,8kNm 0 ki,0 Iv ( z) = = = 0,94 z 9 c ( ) ln,0 ln o z z 0, v ( z) = c ( z) c (z) v = 0,7,0 5 = 8,75 ms m r o b

42 z 9 cr ( z) = kr ln = 0,5 ln = 0,7 z 0, 0 Třecí plocha m hlavního nosníku: A ' = 4 b t + t + t + h = fr w f f w = 4 0,450 0,0 + 0,08 + 0,0 + 0,950 = =,776 m Vítr působí spojitě ve směru osy nosníku po celé délce: c q ( z) A ' = 0,0 6,8,776 = 0,4kNm fr p fr

43 d) Lávka w = q ( z) c p p, net w - tlak větru c p, net - součinitel výsledného tlaku α = 0 α - úhel sklonu ϕ = 0 ϕ - součinitel plnosti q ( ) 6,8 p z = knm Součinitele výsledného tlaku: c p, net, A = 0,6 c p, net, B =, c p, net, C =,4 Záporné znaménko značí působení zatížení směrem dolů. Tlak větru: A p p, net, A ( ) w = q ( z) c = 6,8 0,6 =,80 knm B p p, net, B ( ) w = q ( z) c = 6,8, = 8,98 knm C p p, net, C ( ) w = q ( z) c = 6,8,4 = 8,96 knm Náhradní břemeno ve vnitřním poli: b b Q = wb + w A ( b ) = 0 0 0,6 0,6 = 8,98 +,80 (0,6 ) =,84kNm 0 0 Rz R,5,84 = =,6 kn z, krajní 0,75,84 = =,06 kn 4

44 R a Rz 0,6,6 0,6 = = =,06 kn,, R a, krajní R 0,6,06 0,6 0,5 kn,, z, krajní = = = R b Rz(0,6 +,),6 (0,6 +,) = = =,89 kn,, R b, krajní R (0,6 +,),06 (0,6 +,),, z, krajní = = =,595kN R a působí na horní pásnici hlavního nosníku R b působí na pás vodorovného výztužného nosníku podpora: R z (b) [kn] I,695 II 7,0 III 6,0 IV 7,0 V,695 podpora: R [kn] 6,966 5,79 5,79 4 6,966 5

45 R = 7,009 kn M ( M max, F ) = 40,59 knm Vodp = 0,5kN Reakce nosníků byly určeny s pomocí Scia Engineer e) Lávka - tření větru c fr = 0,0 q p (z) = 6,8kNm Vítr působí plošně: fr p c q ( z) = 0,0 6,8 = 0,8 knm 6

46 . Vítr příčný a) Hlavní nosník q ( ) 6,8kNm p z = cf = cf,0 ψ λ =,0 0,9 =,8 ϕ =,0,4 l,4 60 λ = = = 84 b λ = 70 { λ λ } { } λ = min ; = min 84;70 = 70 ψ = 0,9 λ Vítr působí spojitě kolmo na nosník ve vodorovném směru: c c c q ( z) h =,0,8 6,8,0 =,67 knm s d f p b) Jeřábový most q ( ) 6,65 p z = knm Aref = 5,08 m F w, T, most =,0,0 6,65 5,08 =,97 kn Síla na jedno kolo jeřábu: F w T most,,,97 = = 6,987 kn c) Jeřábový most - tření větru Afr = 4,95 =,700 m F fr, T, most = 0,0 6,65,700 = 8,759 kn Síla na jedno kolo jeřábu: F fr T most,, 8,759 = = 4,80 kn 7

47 d) Sloup q ( ) 6,04 p z = knm cf = cf,0 ψ λ =,0 0,9 =,8 ϕ =,0 λ = l 8 6,7 b = 0, = λ = 70 { λ λ } { } λ = max ; = max 6,7;70 = 70 ψ = 0,9 λ Vítr působí spojitě kolmo na výšku sloupu: c c c q ( z) b =,0,8 6,04 0, =, knm s d f p 8

48 e) Lávka w = q ( z) c p α = 0 ϕ = 0 p, net q ( ) 6,8 p z = knm Součinitele výsledného tlaku: c p, net, A = 0,6 c p, net, B =, c p, net, C =,4 Záporné znaménko značí působení zatížení směrem nahoru. Tlak větru: A p p, net, A ( ) w = q ( z) c = 6,8 0,6 =,80 knm B p p, net, B ( ) w = q ( z) c = 6,8, = 8,98 knm C p p, net, C ( ) w = q ( z) c = 6,8,4 = 8,96 knm Náhradní břemeno ve vnitřním poli: b b Q = wc + w A ( b ) = 0 0 0,6 0,6 = 8,96 +,80 (0,6 ) =,9kNm 0 0 Rz R,5,9 = =,8 kn z, krajní 0,75,9 = =,09 kn 9

49 R a Rz 0,6,8 0,6 = = =,09 kn,, R a, krajní R 0,6,09 0,6 0,546 kn,, z, krajní = = = R b Rz(0,6 +,),8 (0,6 +,) = = =,75 kn,, R b, krajní R (0,6 +,),09 (0,6 +,),, z, krajní = = =,68kN R a působí na horní pásnici hlavního nosníku R b působí na pás vodorovného výztužného nosníku podpora: R z (b) [kn] I,767 II 7,00 III 6,66 IV 7,00 V,767 podpora: R [kn] 7,5 5,947 5, ,5 40

50 R = 7,468 kn M ( M max, F ) = 49,98 knm Vodp = 0,546 kn Reakce nosníků byly určeny s pomocí Scia Engineer f) Lávka - tření větru - zanedbáme Síla od b) + c) na jedno kolo jeřábu: F F F w, T, most fr, T, most w,t,jeřáb = + = 6, ,80 =,67 kn 4

51 Zatížení sněhem Sněhová oblast I. s = 0,7 kpa k s k - charakteristická hodnota zatížení sněhem na zemi s = µ ce ct sk = 0,8,0,0 0,7 = 0,560 knm s - zatížení sněhem µ = 0,8 µ - tvarový součinitel zatížení sněhem c c e t =,0 =,0 c e - součinitel expozice c t - tepelný součinitel Sníh na jeřábový most A =,5 m F = s A = 0,560,5 =,68 kn s síla na jedno kolo jeřábu: F s,68 = =,55 kn 4 4 Sníh na hlavní nosník s' = s b = 0,560 0,450 = 0,5 knm 4

52 Zatížení lávky sněhem: s = 0,560 a = 0,560,5 = 0,840 knm k a =,500 m b = 0,600 m R = 0,5 s b = 0,5 0,840 0,6 = 0,5 kn z k sk 0,840 Rz, krajní = 0,5 b = 0,5 0,6 = 0,6 kn R a Rz 0,6 0,5 0,6 = = = 0,6 kn,, R a, krajní R 0,6 0,6 0,6 0,06 kn,, z, krajní = = = R b Rz (0,6 +,) 0,5 (0,6 +,) = = = 0,78 kn,, R b, krajní R (0,6 +,) 0,6 (0,6 +,),, z, krajní = = = 0,89kN podpora: R z (b) [kn] I 0,9 II 0,8 III 0,7 IV 0,8 V 0,9 4

53 podpora: R [kn] 0,85 0,686 0, ,85 R =,05 kn M ( M max, F ) = 5,766 knm Vodp = 0,06 knm Reakce nosníků byly určeny s pomocí Scia Engineer 44

54 . MIMOŘÁDNÉ ZATÍŽENÍ Síly na nárazníky Charakteristické hodnoty statických složek sil na nárazníky H B, v mc SB 0,9 66, = = = 79,58kN n r v... 70% rychlosti podélného pojezdu v ms - v = 0,7 v = 0,7., = 0,9 ms c m c... Hmotnost jeřábu a břemene v kg ( ) ( ) m = 00 Q + Q = = 66,9 0 kg c c n S B konstanta tuhosti nárazníku v S = 45 0 Nm B n r počet větví jeřábové dráhy Nm Dynamický součinitel ϕ 7 - závisí na charakteristice nárazníku ϕ = 7,6 45

55 .4 ÚNAVOVÉ ZATÍŽENÍ Charakteristické hodnoty únavového zatížení jeřábem Q e ekvivalentní únavové zatížení; zahrnuje účinky průběhů zatěžování a poměr absolutního počtu zatěžovacích cyklů k referenční hodnotě 6 N =,0 0 cyklů c Qe = ϕfat λ Q r,max Q e ekvivalentní únavové zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu ϕ fat dynamický součinitel pro ekvivalentní poškození rázem ϕ ϕ fat, fat, + ϕ +, = = =,05 + ϕ +,45 = = =,07 λ součinitel ekvivalentního poškození λ poškození způsobené rozkmitem normálového napětí λ τ poškození způsobené rozkmitem smykového napětí Kategorie únavových účinků s 5 : λ = 0,60 λ = 0,758 τ Q = ϕ λ Q + ϕ λ Q = e, fat, c, r,max fat, H, r,max =,05 0,60 04,4 +,07 0,60 45,4 = 67,80kN Q = ϕ λ Q + ϕ λ Q = e, τ fat, τ c, r,max fat, τ H, r,max =,05 0,758 04,4 +,07 0,758 45,4 = 0,87 kn Pro posouzení na lokální účinky od kolového zatížení λ λ,loc τ, loc = 0,794 = 0,87 Q = ϕ λ Q + ϕ λ Q = e,, loc fat,, loc c, r,max fat,, loc H, r,max =,05 0,794 04,4 +,07 0,794 45,4 = 0,95kN Q = ϕ λ Q + ϕ λ Q = e, τ, loc fat, τ, loc c, r,max fat, τ, loc H, r,max 46

56 =,05 0,87 04,4 +,07 0,87 45,4 =,409kN Dílčí součinitel únavového zatížení jeřáby γ =,0 Ff.5 KOMBINACE ZATÍŽENÍ Mezní stav únosnosti: - základní kombinace pro trvalé a dočasné návrhové situace Konzervativně: F = γ G + γ Q + γ ψ Q d G, j K, j Q, K, Q,i 0,i K, j j i Alternativně: F d = max F d γ G + γ ψ Q + γ ψ Q G, j K, j Q, 0, K, Q,i 0,i K,i j i ξ γ G + γ Q + γ ψ Q j G, j K, j Q, K, Q,i 0,i K,i j i - mimořádná kombinace pro mimořádné návrhové situace F = G + A + ψ Q + ϕ Q d K, j d, K,, i K,i j i Mezní stav použitelnosti: - charakteristická kombinace pro nevratné mezní stavy F = G + Q + ϕ Q d K, j K, 0, i K,i j i - častá kombinace pro vratné mezní stavy F = G + ψ Q + ϕ Q d K, j, K,, i K,i j i 47

57 . HLAVNÍ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY Prostý nosník l = m. MEZNÍ STAVY ÚNOSNOSTI.. Vnitřní síly od zatížení Svislé síly ZS - Zatížení jeřábem b = 4500 mm p = 850 mm p = 780 mm e = 890 mm Hodnota maximálního svislého tlaku kola jeřábu: a) Za provozu: F = ϕ Q + ϕ Q = k C, r,max H, r,max =, 04,4 +, 45,4 = 90,86 kn b) Mimo provoz se sněhem: Fk = QC, r,max + FS = 04,4 +,55 = 07,578 kn c) Mimo provoz bez sněhu: Fk = QC, r,max = 04,4 kn Postavení soustavy pro dosažení maximálního momentu: a) Za provozu: Výslednice břemen: R = F = 90,86 = 58,65 kn k Reakce: Fk 4,875 + Fk (4, ,875) Ra = =,000 90,86 4, ,86 (4, ,875) = = 45,56 kn,000 48

58 Fk,65 + Fk (,65 + 4,500) Rb = =,000 90,86, ,86 (,65 + 4,500) = = 6,96 kn,000 M = Ra,65 = 45,56,65 = 906,560 knm M = Rb 4,875 = 6,96 4,875 = 5,94 knm Vodp, = Ra Fk = 45,56 90,86 = 54,50 kn Vodp, = Ra Fk = 45,56 90,86 = 6,96 kn b) Mimo provoz se sněhem: Fk 4,875 + Fk (4, ,875) Ra = =,000 07,578 4, ,578 (4, ,875) = = 7,749 kn,000 Fk,65 + Fk (,65 + 4,500) Rb = =,000 07,578, ,578 (,65 + 4,500) = = 87,407 kn,000 M = Ra,65 = 7,749,65 = 5,4 knm M = Rb 4,875 = 87,407 4,875 = 46,09 knm Vodp, = Ra Fk = 7,749 07,578 = 0,7kN Vodp, = Ra Fk = 7,749 07,578 = 87,407 kn c) Mimo provoz bez sněhu: Fk 4,875 + Fk (4, ,875) Ra = =,000 04,4 4, ,4 (4, ,875) = = 4,00 kn,000 Fk,65 + Fk (,65 + 4,500) Rb = =,000 04,4, ,4 (,65 + 4,500) = = 84,844 kn,000 M = Ra,65 = 4,00,65 = 5,505 knm 49

59 M = Rb 4,875 = 84,844 4,875 = 4,65 knm Vodp, = Ra Fk = 4,00 04,4 = 9,579 kn Vodp, = Ra Fk = 4,00 04,4 = 84,844 kn Postavení soustavy pro dosažení maximální reakce: a) Za provozu: Fk 7,500 + Fk,000 Ra = =,000 90,86 7, ,86,000 = = 47,59 kn,000 R b Fk 4,500 90,86 4,500 = = = 09,060 kn,000,000 b) Mimo provoz se sněhem: Fk 7,500 + Fk,000 Ra = =,000 07,578 7, ,578,000 = = 74,84 kn,000 R b Fk 4,500 07,578 4,500 = = = 40,4 kn,000,000 c) Mimo provoz bez sněhu: Fk 7,500 + Fk,000 Ra = =,000 04,4 7, ,4,000 = = 69,687 kn,000 R b Fk 4,500 04,4 4,500 = = = 9,59 kn,000,000 ZS - Zatížení stálé gk = 6,00 knm 6,00,0 k,400 Mgk,max = g l = = knm 8 8 Ra = Rb = Rg = gk l = 6,00,0 = 7,800 kn Moment v místě M max,f : 50

60 4,875 Mg( M max, F ) = Rb 4,875 gk = 4,875 = 7,800 4,875 6,00 = 09,4 knm Vg ( odp) = Rb + gk 4,875 = = 7, ,00 4,875 = 7,088 kn ZS - Zatížení větrem Účinky působení větru na lávku: a) Za provozu: Podélný vítr: M( M max, F ) =,77kNm V = 0,409 kn odp R =,60 kn Příčný vítr: M( M max, F ) =,990kNm V = 0,50 kn odp R =,8 kn b) Mimo provoz: Podélný vítr: M( M max, F ) = 40,59kNm V = 0,5kN odp R = 7,009 kn Příčný vítr: M( M max, F ) = 49,98kNm V = 0,546 kn odp R = 7,468 kn 5

61 ZS4 - Zatížení sněhem Účinky působení sněhu na hlavní nosník Poloha pro maximální moment od kol jeřábu: R a 4,05,845 s ' + s ',845 ( + 6,0 + 4,05) = =,000 4,05,845 0,5 + 0,5,845 ( + 6,0 + 4,05) = =,000 = 0,559 kn R b,845 4,05 s ' + s ' 4,05 ( +, ,0) =,000,845 4,05 0,5 + 0,5 4,05 ( +, ,0) = =,000 = 0,880 kn Rb 0,880 Rb s ' x = 0 x = = =,49 m s ' 0,5,845 M = Ra,845 s ' =,845 = 0,559,845 0,5 = 0,60 knm 4,05 M = Rb 4,05 s ' = 4,05 = 0,880 4,05 0,5 =,50 knm x Mmax = Rb x s ' =,49 = 0,880,49 0,5 =,57 knm 4,05 M( M max, F ) = Rb 4,875 s ' 4,05 ( + 0,850) = 4,05 = 0,880 4,875 0,5 4,05 ( + 0,850) =,87 knm V = R s ',845 = 0,599 0,5,845 = 0,4 kn odp a 5

62 Poloha pro maximální reakci od jeřábu: R a 6,650 6,650 s ' 0,5 = = = 0,464 kn,000,000 6,650 s ' 6,650 ( + 5,50) R b = =,000 6,650 0,5 6,650 ( + 5,50) = =, kn,000 Účinky působení sněhu na lávku: M( M max, F ) = 5,766kNm V = 0,06 kn odp R =,05 kn 5

63 Podélné síly ZS - Zatížení jeřábem a) Za provozu: s podélným větrem: F = ϕ H +,0 F = k 5 L, w,l =,5 4,06 +,0 6,644 = 47,668 kn Vzdálenost od pevného uložení jeřábové dráhy: z = h + h =, ,00 =,00 m r Fk z 47,668,00 R = = =,870 kn l,000 ML = Fk z = 47,668,00 = 9,7 knm bez větru: F k = ϕ H = 5 L, =,5 4,06 =,04 kn Vzdálenost od pevného uložení jeřábové dráhy: Fk z,04,00 R = = =,97 kn l,000 ML = Fk z =,04,00 =,56 knm b) Mimo provoz: s podélným větrem: Fk = Fw,L = 59,4 kn Vzdálenost od pevného uložení jeřábové dráhy: Fk z 59,4,00 R = = =,9 kn l,000 ML = Fk z = 59,4,00 = 97,54 knm 54

64 ZS - Zatížení větrem Podélný vítr na sloup: a) Za provozu: qk = 8,5kNm Rax = Rbx = qk l = 8,5 8,0 = 4,4 kn N = 4,4 kn N = N = 4,4 = 68,48 kn ML = 0kNm b) Mimo provoz: qk =,knm Rax = Rbx = qk l = 8,5 8,0 = 5,4 kn N = 5,4 kn N = N = 5,4 = 06,648 kn ML = 0kNm Podélný vítr na hlavní nosník - tření: a) Za provozu: qk = 0,54 knm F = q l = 0,54,0 =,848 kn k k N = F =,848 kn k N = N =,848 =,696 kn z = e = 0,57 m Fk z,848 0,57 R = = = 0,08 kn l,000 l Fk,000,848 ML = R 0,5 = 0,08 0,5 = 0,00 knm 55

65 b) Mimo provoz: qk = 0,4kNm F = q l = 0,4,0 =,89 kn k k N = F =,89 kn k N = N =,89 = 5,784 kn Fk z,89 0,57 R = = = 0,9 kn l,000 l Fk ML = R 0,5 =,000,89 = 0,9 0,5 = 0,00 knm Podélný vítr na lávku: a) Za provozu: qk = 0,08 knm N = q b l = 0,08 0,6,0 = 0,590 kn k N = N = 0,590 =,80 kn b) Mimo provoz: qk = 0,8 knm N = q b l = 0,8 0,6,0 = 0,9 kn k N = N = 0,9 =,844 kn 56

66 Příčné síly: ZS - Zatížení jeřábem a) Za provozu: s příčným větrem: skupina zatížení č. 5: F =,0 H +,0 F = k s,,, T w, T =,0 75,06 +,0 66,96 = 4,978 kn F =,0 F =,0 66,96 = 66,96 kn k w, T x x 7,5 4,5 η = = =,44 l h,0, sg 7,5 η =,44 =,7 7,500,65 η =,44 = 0,80 7,500 N = F η + F η = T k k = 4,978,7 + 66,96 0,80 = 7,056kN A = b t + 5 ε t = ch f w = ,0 = 4,760 0 skupina zatížení č. 6: T, mm F =,0 H =,0 0,00 = 0,00 kn k N = F ( η + η ) = 0,00 (,7 + 0,80) = 0,775kN T k bez větru: skupina zatížení č. 5: F =,0 H =,0 75,06 = 75,06 kn k s,,, T N T = Fk η = 75,06,7 = 67,6kN skupina zatížení č. 6: F =,0 H =,0 0,00 = 0,00 kn k T, N = F ( η + η ) = 0,00 (,7 + 0,80) = 0,775kN T k b) Mimo provoz: a příčným větrem: F =,0 F =,0,67 =,67 kn k w, T N = F ( η + η ) =,67 (,7 + 0,80) = 65,05kN T k 57

67 Příčný vítr na hlavní nosník: a) Za provozu: qk = 7,45 knm NT = qk ( 7,5 η + 4,5 η) = = 7,45 ( 7,5,44 + 4,5,44) = 04,566kN 58

68 .. Kombinace zatížení - jeřáb za provozu bez větru: K: skupina zatížení č. γ ZS+ γ ZS G Q K: skupina zatížení č. 5 γ ZS+ γ ZS G Q K: skupina zatížení č. 6 γ ZS+ γ ZS G Q - jeřáb za provozu s větrem: K4: skupina zatížení č. + podélný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS G Q Q 0 K5: skupina zatížení č. + podélný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS G Q 0 Q K6: skupina zatížení č. + příčný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS G Q Q 0 K7: skupina zatížení č. + příčný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS G Q 0 Q K8: skupina zatížení č. 5 + podélný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS G Q Q 0 K9: skupina zatížení č. 5 + podélný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS G Q 0 Q K0: skupina zatížení č. 5 + příčný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS G Q Q 0 K: skupina zatížení č. 5 + příčný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS G Q 0 Q K: skupina zatížení č. 6 + podélný vítr 59

69 γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS G Q Q 0 K: skupina zatížení č. 6 + podélný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS G Q 0 Q K4: skupina zatížení č. 6 + příčný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS G Q Q 0 K5: skupina zatížení č. 6 + příčný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS G Q 0 Q - jeřáb mimo provoz: K6: sníh + podélný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS + γ ψ ZS4 G Q Q 0 Q 0 K7: sníh + podélný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS + γ ψ ZS4 G Q 0 Q Q 0 K8: sníh + podélný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ψ ZS + γ ZS4 G Q 0 Q 0 Q K9: sníh + příčný vítr γ ZS+ γ ZS + γ ψ ZS + γ ψ ZS4 G Q Q 0 Q 0 K0: sníh + příčný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ZS + γ ψ ZS4 G Q 0 Q Q 0 K: sníh + příčný vítr γ ZS+ γ ψ ZS + γ ψ ZS + γ ZS4 G Q 0 Q 0 Q 60

70 - kombinace byly řešeny v programu Microsoft excel a byly vybrány 4 kombinace: s největším svislým zatížením, s největším podélným zatížením, největším příčným zatížením a pak kombinace s relativně vysokými hodnotami zatížení podélného i příčného 6

71 .. Průřez hlavního nosníku h = 000mm t w f f w w = mm b = 450mm t t w = 0mm = 5mm e = 47mm e h h h = 59mm = 945mm = 44mm = 504mm A = 6,090 0 mm I y W W = 6,665 0 el, y, el, y, mm 9 4 = 4,5 0 =,599 0 mm 6 mm 6 Ocel pevnostní třídy S 5: f f y u = 5MPa = 60MPa f y - mez kluzu f u - mez pevnosti Dílčí součinitele spolehlivosti materiálu: γ γ γ M 0 M M =,00 =,00 =,5 6

72 ..4 Posouzení hlavního nosníku Posouzení rozhodujících průřezů hlavního nosníku jeřábové dráhy pro kombinaci zatížení s maximálními svislými tlaky kol Posouzení pásnic v krajních vláknech nosníku při normálovém napětí M = 70,8 knm M - návrhová hodnota ohybového momentu Zatřízení průřezu: ε = 5 = 5,0 5 = f y pásnice: b tw 450 = = 7,00 9 ε = 9,0 třída t 0 f stojina: hw 945 hw hw = = 78,750 6 ε ( + ) = t h h w w w = 6 ( + ) = 4,00 třída průřez třídy Ohybové normálové napětí: γ f y M 0 5 = = 5MPa,0 v horním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y, 4,5 0 m, M 70,8 0 = = = 0,MPa = 0,MPa 5MPa ve spodním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y,,599 0 m, M 70,8 0 = = = 5,56MPa = 5,56MPa 5MPa 6

73 Posouzení stojiny v neutrální ose průřezu při maximálním smykovém napětí: V = Rmax = 689,09 kn V - návrhová posouvající síla Sy = ( b e ( b tw ) hw ) = = ( (450 ) 44 ) = 7, 0 mm 6 S y - statický moment části průřezu nad těžišťovou osou y vzhledem k této ose τ τ V S 689,09 0 7, 0 = = = 6,088 MPa 6 y v, 9 Iy tw 6,665 0 γ,0 6,088 0,465,0 M 0 v, = = f y 5 Posouzení stojiny pod kolovým zatížením při interakci napětí: a) Postavení soustavy břemen vyvozující maximální ohybový moment: M V = 70,8kNm = 8,568kN F = γ F =,5 90,86 = 9,65kN Q k Globální ohybové napětí: M h MPa 6 70,8 0 m, = w = 9 44 =,670 Iy 6,665 0 Globální smykové napětí: τ V S 8, ,56 0 = = = 5,90 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 Sf, y = b tf ( e tf ) = = ( 47 0) = 6,56 0 mm 6 Lokální svislé tlakové napětí: 64

74 0 z, F 9,65 0 = = =,40 MPa l t 94,9 eff účinná roznášecí délka: l r f, eff 4,5 eff = = tw w I + I, ,50 0 = = 6 4,5 94,9 Ir = br (0,75 hr ) = = 00 (0,75 00) =, mm mm If, eff = beff tf = 05 0 = 46,5 0 mm b = b + 0,75 h + t = eff r r f = , = 05mm b = 450mm Lokální smykové napětí: τ 0, 0,,40,48 0 xz, = 0 z, = = MPa Lokální ohybové napětí: 6 T = η tghη = T, a tw 6 6 9,85 0 0,5 tgh 0,5 70,870 = = 500 π hw sinh ( ) 0,75 a tw η = a = I π h f, t w π hw sinh( ) a a π 945 MPa sinh ( ) 0, ,5 6 = =,880 0 π 945 π 945 sinh( ) If, t = ( b 0,6 tf ) tf = = (450 0,6 0) 0 =,880 0 mm 6 4 T = F e = 9, = 9,85 knm e = 0,5 b = 0,5 00 = 5mm r 65

75 Únosnost horního okraje stojiny: = =,670 MPa x, m, = + =, ,870 = 8,0 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ = 5,90 +,48 = 47,58 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (, ,0,670 8,0 + 47,58 )( ) 5 = 0,58,0 b) Postavení soustavy břemen vyvozující poměrně velkou posouvající sílu: V F M = 689,09 kn = 9,65 kn = 0 Globální smykové napětí: τ V S 689,09 0 6,56 0 = = = 5,04 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 x, = 0 = + =, ,870 = 8,0 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ = 5,04 +,48 = 75,8 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (0 + 8,0 0 8,0 + 75,8 )( ) 5 = 0,908,0 66

76 Podélné síly Globální ohybové napětí: v horním krajním vlákně: M 5,60 0 = = =,0 MPa 6 L ml, 6 Wel, y, 4,5 0 ve spodním krajním vlákně: M 5,60 0 = = =,9 MPa 6 L ml, 6 Wel, y,,599 0 Globální tlakové napětí: F 8,8 0 = = = 0,786MPa A 6,090 0 L c, - místní ohybový moment od mimostyčného zatížení M T FT a 7,77,5 = 0,8 = 0,8 = 5,kNm M 6 M 6 5, 0 = = = = 5,55 MPa T T mt, Wf, el, z tf b Posouzení pásnic při jednoosé napjatosti pro kombinaci svislých a vodorovných sil: Horní pásnice: = = x, m, ml, c, mt, = 0, +,0 + 0, ,55 = 7,477MPa 5MPa x, = 7,477MPa 5MPa Spodní pásnice: = + + = x, m, ml, c, = 5,56 +,9 + 0,786 = 7,8MPa 5MPa x, = 7,8MPa 5MPa 67

77 Posouzení stojiny při dvojosé napjatosti pro kombinaci svislých a vodorovných sil: = + + =,670 +,0 + 0,786 = x, m, ml, c, = 4,559 MPa = + =, ,870 = 8,0 MPa z, oz, T, τ = τ + τ = 5,90 +,48 = 47,58 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (4, ,0 4,559 8,0 + 47,58 )( ) 5 = 0,58,0 Příčné síly: - příčné síly jsou v této kombinaci nulové 68

78 Posouzení rozhodujících průřezů hlavního nosníku jeřábové dráhy pro kombinaci zatížení s relativně velkými svislými, příčnými i podélnými silami Posouzení pásnic v krajních vláknech nosníku při normálovém napětí M = 44,69 knm M - návrhová hodnota ohybového momentu Ohybové normálové napětí: γ f y M 0 5 = = 5MPa,0 v horním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y, 4,5 0 m, M 44,69 0 = = = 0,80MPa = 0,80MPa 5MPa ve spodním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y,,599 0 m, M 44,69 0 = = =,864MPa =,864MPa 5MPa Posouzení stojiny v neutrální ose průřezu při maximálním smykovém napětí: V = Rmax = 58,087 kn V - návrhová posouvající síla Sy = ( b e ( b tw ) hw ) = = ( (450 ) 44 ) = 7, 0 mm 6 S y - statický moment části průřezu nad těžišťovou osou y vzhledem k této ose τ V S 58, , 0 = = = 5,95 MPa 6 y v, 9 Iy tw 6,

79 τ γ,0 5,95 0,9,0 M 0 v, = = f y 5 Posouzení stojiny pod kolovým zatížením při interakci napětí: a) Postavení soustavy břemen vyvozující maximální ohybový moment: M V = 44,69kNm = 84,kN F = γ F =,5 49,845 = 7,9kN Q k Globální ohybové napětí: M h MPa 6 44,69 0 m, = w = 9 44 = 94,9 Iy 6,665 0 Globální smykové napětí: τ V S 84, 0 6,56 0 = = =,877 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 Sf, y = b tf ( e tf ) = = ( 47 0) = 6,56 0 Lokální svislé tlakové napětí: 0 z, mm 6 F 7,9 0 = = = 95,568 MPa l t 94,9 eff účinná roznášecí délka: l r f, eff 4,5 eff = = tw w I + I, ,50 0 = = 6 4,5 94,9 Ir = br (0,75 hr ) = = 00 (0,75 00) =,56 0 mm 6 4 mm If, eff = beff tf = 05 0 = 46,5 0 mm 70

80 b = b + 0,75 h + t = eff r r f = , = 05mm b = 450mm Lokální smykové napětí: τ 0, 0, 95,568 9,4 0 xz, = 0 z, = = MPa Lokální ohybové napětí: 6 T = η tghη = T, a tw = = ,4 0 0,5 tgh 0,5 60,88 π hw sinh ( ) 0,75 a tw η = a = I π h f, t w π hw sinh( ) a a π 945 MPa sinh ( ) 0, ,5 6 = =,880 0 π 945 π 945 sinh( ) If, t = ( b 0,6 tf ) tf = = (450 0,6 0) 0 =,880 0 mm 6 4 T = F e = 7,9 0 5 = 8,4 knm e = 0,5 b = 0,5 00 = 5mm r Únosnost horního okraje stojiny: = = 94,9 MPa x, m, = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ =, ,4 = 40,99MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (94,9 + 56,450 94,9 56, ,99 )( ) 5 = 0,49,0 7

81 b) Postavení soustavy břemen vyvozující poměrně velkou posouvající sílu: V F M = 58,087 kn = 7,9kN = 0 Globální smykové napětí: τ V S 58, ,56 0 = = = 44,80 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 x, = 0 = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ = 44,80 + 9,4 = 6,96 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (0 + 56, , ,96 )( ) 5 = 0,665,0 Podélné síly Globální ohybové napětí: v horním krajním vlákně: M 4,58 0 = = = 7,9 MPa 6 L ml, 6 Wel, y, 4,5 0 ve spodním krajním vlákně: M 4,58 0 = = = 9,49 MPa 6 L ml, 6 Wel, y,,599 0 Globální tlakové napětí: F 550,655 0 = = = 5,58MPa A 6,090 0 L c, 7

82 M T T T mt, Wf, el, z tf b FT a 0,4,5 = 0,8 = 0,8 = 0,400 knm M 6 M 6 0,400 0 = = = = 0,05 MPa Posouzení pásnic při jednoosé napjatosti pro kombinaci svislých a vodorovných sil: Horní pásnice: = = x, m, ml, c, mt, = 0,80 + 7,9 + 5,58 + 0,05 = 6,80MPa x, = 6,80MPa 5MPa Spodní pásnice: = + + = x, m, ml, c, =, ,49 + 5,58 = 48,7MPa x, = 7,8MPa 5MPa Posouzení stojiny při dvojosé napjatosti pro kombinaci svislých a vodorovných sil: = + + = 94,9 + 7,9 + 5,58 = x, m, ml, c, = 7,0 MPa = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, oz, T, τ = τ + τ =, ,4 = 40,99MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (7,0 + 56,450 7,0 56, ,99 )( ) 5 = 0,467,0 7

83 Příčné síly: Tlakové napětí od osové síly: A = b t + 5 ε t = ,0 = ch f w = 5,660 0 mm N 5,67 0 = = = 4,4MPa T ct, Ach 5,660 0 Místní ohybový moment od mimostyčného zatížení je vypočítán u posudku na zatížení v podélném směru Posouzení průřezu pro kombinaci svislých, příčných i podélných sil: - stojina při postavení břemen vyvolávající maximální moment: = + + = 94,9 + 7,9 + 5,58 = x, m, ml, c, = 7,0 MPa = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, oz, T, τ = τ + τ =, ,4 = 40,99MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (7,0 + 56,450 7,0 56, ,99 )( ) 5 = 0,467,0 - stojina při postavení břemen vyvolávající maximální posouvající sílu: = + = 7,9 + 5,58 =,97 MPa x, ml, c, = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, oz, T, τ = τ + τ = 44,80 + 9,4 = 6,96 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (, ,450,97 56, ,96 )( ) 5 = 0,59,0 74

84 - horní pásnice: = = x, m, ml, c, mt, ct, = 0,80 + 7,9 + 5,58 + 0,05 + 4,4 = 78, MPa x, = 78, MPa 5MPa - spodní pásnice: = + + = x, m, ml, c, =, ,49 + 5,58 = 48,7MPa x, = 48,7MPa 5MPa 75

85 Posouzení rozhodujících průřezů hlavního nosníku jeřábové dráhy pro kombinaci zatížení s maximálním příčným zatížením Posouzení pásnic v krajních vláknech nosníku při normálovém napětí M = 45,70 knm M - návrhová hodnota ohybového momentu Ohybové normálové napětí: γ f y M 0 5 = = 5MPa,0 v horním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y, 4,5 0 m, M 45,70 0 = = = 0,457 MPa = 0,457 MPa 5MPa ve spodním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y,,599 0 m, M 45,70 0 = = =,95MPa =,95MPa 5MPa Posouzení stojiny v neutrální ose průřezu při maximálním smykovém napětí: V = Rmax = 58,54 kn V - návrhová posouvající síla Sy = ( b e ( b tw ) hw ) = = ( (450 ) 44 ) = 7, 0 mm 6 S y - statický moment části průřezu nad těžišťovou osou y vzhledem k této ose τ V S 58,54 0 7, 0 = = = 5,9 MPa 6 y v, 9 Iy tw 6,

86 τ γ,0 5,9 0,9,0 M 0 v, = = f y 5 Posouzení stojiny pod kolovým zatížením při interakci napětí: a) Postavení soustavy břemen vyvozující maximální ohybový moment: M V = 45,70 knm = 84,44 kn F = γ F =,5 49,845 = 7,9kN Q k Globální ohybové napětí: M h MPa 6 44,69 0 m, = w = 9 44 = 94,995 Iy 6,665 0 Globální smykové napětí: τ V S 84,44 0 6,56 0 = = =,89 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 Sf, y = b tf ( e tf ) = = ( 47 0) = 6,56 0 Lokální svislé tlakové napětí: 0 z, mm 6 F 7,9 0 = = = 95,568 MPa l t 94,9 eff účinná roznášecí délka: l r f, eff 4,5 eff = = tw w I + I, ,50 0 = = 6 4,5 94,9 Ir = br (0,75 hr ) = = 00 (0,75 00) =,56 0 mm 6 4 mm If, eff = beff tf = 05 0 = 46,5 0 mm 77

87 b = b + 0,75 h + t = eff r r f = , = 05mm b = 450mm Lokální smykové napětí: τ 0, 0, 95,568 9,4 0 xz, = 0 z, = = MPa Lokální ohybové napětí: 6 T = η tghη = T, a tw = = ,4 0 0,5 tgh 0,5 60,88 π hw sinh ( ) 0,75 a tw η = a = I π h f, t w π hw sinh( ) a a π 945 MPa sinh ( ) 0, ,5 6 = =,880 0 π 945 π 945 sinh( ) If, t = ( b 0,6 tf ) tf = = (450 0,6 0) 0 =,880 0 mm 6 4 T = F e = 7,9 0 5 = 8,4 knm e = 0,5 b = 0,5 00 = 5mm r Únosnost horního okraje stojiny: = = 94,995 MPa x, m, = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ =,89 + 9,4 = 4,005 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (94, ,450 94,995 56, ,005 )( ) 5 = 0,49,0 78

88 b) Postavení soustavy břemen vyvozující poměrně velkou posouvající sílu: V F M = 58,54kN = 7,9kN = 0 Globální smykové napětí: τ V S 58,54 0 6,56 0 = = = 44,8 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 x, = 0 = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ = 44,8 + 9,4 = 6,97 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (0 + 56, , ,97 )( ) 5 = 0,665,0 Podélné síly - podélné síly jsou v této kombinaci nulové Příčné síly: Tlakové napětí od osové síly: A = b t + 5 ε t = ,0 = ch f w = 5,660 0 mm N 657,775 0 = = = 4,004 MPa T ct, Ach 5,

89 Místní ohybový moment od mimostyčného zatížení: M T FT a 9,670,5 = 0,8 = 0,8 = 57,50kNm M 6 M 6 57,50 0 = = = = 56,79MPa T T mt, Wf, el, z tf b Posouzení průřezu pro kombinaci svislých, příčných i podélných sil: - stojina při postavení břemen vyvolávající maximální moment: = + = 94,995 = 94,995 MPa x, m, c, = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, oz, T, τ = τ + τ =,89 + 9,4 = 4,005 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (94, ,450 94,995 56, ,005 )( ) 5 = 0,49,0 - stojina při postavení břemen vyvolávající maximální posouvající sílu: x, = 0MPa = + = 95, ,88 = 56,450 MPa z, oz, T, τ = τ + τ = 44,8 + 9,4 = 6,97 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (0 + 56, , ,97 )( ) 5 = 0,665,0 - horní pásnice: = + + = x, m, mt, ct, = 0, ,79+ 4,004 = 00,5 MPa x, = 00,5 MPa 5MPa 80

90 - spodní pásnice: x, m, x, = =,95MPa =,95MPa 5MPa 8

91 Posouzení rozhodujících průřezů hlavního nosníku jeřábové dráhy pro kombinaci zatížení s maximálním podélným zatížením Posouzení pásnic v krajních vláknech nosníku při normálovém napětí M = 679,44 knm M - návrhová hodnota ohybového momentu Ohybové normálové napětí: γ f y M 0 5 = = 5MPa,0 v horním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y, 4,5 0 m, M 679,44 0 = = = 48,000 MPa = 48,000 MPa 5MPa ve spodním krajním vlákně: 6 m, 6 Wel, y,,599 0 m, M 679,44 0 = = = 5,9MPa = 5,9MPa 5MPa Posouzení stojiny v neutrální ose průřezu při maximálním smykovém napětí: V = Rmax = 6,75 kn V - návrhová posouvající síla Sy = ( b e ( b tw ) hw ) = = ( (450 ) 44 ) = 7, 0 mm 6 S y - statický moment části průřezu nad těžišťovou osou y vzhledem k této ose τ V S 6,75 0 7, 0 = = = 4,4 MPa 6 y v, 9 Iy tw 6,

92 τ γ,0 4,4 0,78,0 M 0 v, = = f y 5 Posouzení stojiny pod kolovým zatížením při interakci napětí: a) Postavení soustavy břemen vyvozující maximální ohybový moment: M V = 679,44 knm = 8,5 kn F = γ F =,5 07,578 = 45,0 kn Q k Globální ohybové napětí: M h MPa 6 679,44 0 m, = w = 9 44 = 44,94 Iy 6,665 0 Globální smykové napětí: τ V S 8,5 0 6,56 0 = = = 9,89MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 Sf, y = b tf ( e tf ) = = ( 47 0) = 6,56 0 Lokální svislé tlakové napětí: 0 z, mm 6 F 45,0 0 = = = 4,50 MPa l t 94,9 eff účinná roznášecí délka: l r f, eff 4,5 eff = = tw w I + I, ,50 0 = = 6 4,5 94,9 Ir = br (0,75 hr ) = = 00 (0,75 00) =,56 0 mm 6 4 mm If, eff = beff tf = 05 0 = 46,5 0 mm 8

93 b = b + 0,75 h + t = eff r r f = , = 05mm b = 450mm Lokální smykové napětí: τ 0, 0, 4,50 8,0 0 xz, = 0 z, = = MPa Lokální ohybové napětí: 6 T = η tghη = T, a tw = = ,6 0 0,5 tgh 0,5 6,7 π hw sinh ( ) 0,75 a tw η = a = I π h f, t w π hw sinh( ) a a π 945 MPa sinh ( ) 0, ,5 6 = =,880 0 π 945 π 945 sinh( ) If, t = ( b 0,6 tf ) tf = = (450 0,6 0) 0 =,880 0 mm 6 4 T = F e = 45,0 0 5 =,6kNm e = 0,5 b = 0,5 00 = 5mm r Únosnost horního okraje stojiny: = = 44,94 MPa x, m, = + = 4,50 + 6,7 = 67,67 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ = 9,89+ 8,0 = 8,MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (44, ,67 44,94 67,67 + 8, )( ) 5 = 0,08,0 84

94 b) Postavení soustavy břemen vyvozující poměrně velkou posouvající sílu: V F M = 6,75kN = 45,0kN = 0 Globální smykové napětí: τ V S 6,75 0 6,56 0 = = = 0,7 MPa 6 f, y v, 9 Iy tw 6,665 0 x, = 0 = + = 4,5 + 6,7 = 67,67 MPa z, 0 z, T, τ = τ + τ = 0,7 + 8,0 = 8,50 MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (0 + 67, ,67 + 8,50 )( ) 5 = 0,6,0 Podélné síly Globální ohybové napětí: v horním krajním vlákně: M 66,65 0 = = = 8,844 MPa 6 L ml, 6 Wel, y, 4,5 0 ve spodním krajním vlákně: M 66,65 0 = = =,64 MPa 6 L ml, 6 Wel, y,,599 0 Globální tlakové napětí: F 656,45 0 = = = 8,84 MPa A 6,090 0 L c, 85

95 Posouzení pásnic při jednoosé napjatosti pro kombinaci svislých a vodorovných sil: Horní pásnice: = + + = x, m, ml, c, = 48, , ,84 = 85,08 MPa x, = 85,08 MPa 5MPa Spodní pásnice: = + + = x, m, ml, c, = 5,9+,64 + 8,84 = 9,59 MPa x, = 9,59 MPa 5MPa Posouzení stojiny při dvojosé napjatosti pro kombinaci svislých a vodorovných sil: = + + = 44,94 + 8, ,84 = x, m, ml, c, = 8,97MPa = + = 4,50 + 6,7 = 67,67MPa z, oz, T, τ = τ + τ = 9,89+ 8,0 = 8,MPa v, 0 xz, γ ( + + τ ) ( ),0 M 0 x, z, x, z, f y,0 (8, ,67 8,97 67,67 + 8, )( ) 5 = 0,,0 Příčné síly: - příčné síly jsou v této kombinaci zatížení nulové 86

96 Posouzení hlavního nosníku na klopení: - vzdálenost průřezů tlačeného pásu L c zajištěných proti vybočení z roviny prvotního ohybu: L = a = 500 mm c Ac = b tf + hw tw = = 5,768 0 mm 5 5 Ic = ( tf b + hw tw ) = = ( ) = 7,840 0 mm 5 h t w w f = 945mm = mm b = 450mm t = 0mm L fy A c c ,768 0 λf = = = 0, 6 π E I π 0 0 7,840 0 λ = 0, 0, f c - klopení není nutné uvažovat 87

97 Posouzení hlavního nosníku jeřábové dráhy na boulení: Únosnosti průřezu a souvisící parametry: a) Rozmístění příčných výztuh: h t w w ε 7,0 = = 78,75 > = 60 η,0 η =,0 pro ocel S5 - smykem namáhané stojiny s takovou štíhlostí mají být příčně vyztužené alespoň v místech podpor Návrh: otevřené výztuhy průřezu úzkého obdélníka po obou stranách stojiny, po celé výšce stojiny: - koncové (v místech podpor), působící jako netuhé - mezilehlé, rozmístěné ve vzdálenostech a = 500 mm, působící jako tuhé ) Únosnost ve smyku: a 500 α = = =,587,0 h 945 w hw 945 kτ = 5,4 + 4,00 5,4 4,00 6,98 a = = hw 945 λw = = = 0,800 7,4 t ε k 7,4,0 6,98 w w 0,8 0,8 χw = = =,08 η =,0 λ 0,800 τ - příspěvek k únosnosti ve smyku zahrnující působení částečného tahového pole stojiny: V bw, Rd χw hw tw fy, = = = 597,047 kn γ,0 M 88

98 - příspěvek k únosnosti ve smyku zahrnující zvětšení účinků tahového pole v důsledku lokální ohybové únosnosti pásnic:,6 b t f c = a 0,5 + = tw hw, = 500 0,5 + 47,988 = 945 V bf, Rd b tf fy = = = 50,90 kn c γ 47,988,00 M c) Únosnost při místním příčném zatížení: l eff = s eff f 94,9 mm s = l t = 94,9 0 = 4,9 mm k f f hw 945 = 6 + = 6 + = 6,794 a 500 tw Fcr = 0,9 kf E = 0,9 6, = 48,006 kn h 945 b 450 m = = = 7,5 t m w w h w 945 = 0,0 = 0,0 t 0 ( ) ( ) y s f M = 9,845 pro λ > 0,5 ly tw fy 748,478 5 λf = = = 0,948 F 48,006 0 cr l = s + t + m + m = = 4, ,5 + 9,845 = 748,478 mm 0,5 0,5 χf = = = 0,57,0 λ 0,948 F Rd F χf ly tw fy 0,57 748,478 5 = = =,4 kn γ,0 F 89

99 d) Únosnost při působení normálových napětí: Wf, y = b tf ( h + hw ) = = ( ) = 0,94 0 b x = h ( tf tf ) = t w = 000 ( 0 5) 408,750 mm = W = t x e x + t b t e t = ( ) ( ) ( ) ( ) pl, y w f w f = 408, , = 4,599 0 mm 6 + ( ) ( ) mm M M pl, Rd f, Rd W f γ,0 6 pl, y y 4, = = = M 0 W f γ,00 6 f, y y 0, = = = M 0 40,765 knm 57,5 knm Návrhová osová únosnost průřezu složeného pouze z pásnic: ( ) ( ) Af + Af fy tf + tf b fy = = γ γ M 0 M 0 ( ) = = 586,50 kn,0 90

100 Posouzení rozhodujících průřezů pro kombinaci zatížení s maximálními svislými účinky a) Případ s významným ohybovým momentem: - posuzuji průřez ve vzdálenosti od příčné výztuhy: { } { } { } mm a = min 0,4 a;0,5 h w = min 0,4 500;0,5 945 = = min 600;47,5 = 47,5 - vzdálenost od podpory: x = a a = ,5 = 07,5 mm m - podporová reakce: R R a, F b,f ( ) 9,65 6,47 + 0,97 = = 570,764 kn,000 = 9,65 570,764 = 4,466 kn M = Ra, F x = 570,764,08 = 586,460 knm N = F = 8,8 knm M = M = 5,kNm z, L T V = R + R =,5 7, ,764 = 6,794 kn F a,g a, F = 9,65 kn Působení normálových napětí: M = + + = x, c, mt, Wel, y, 6 586,460 0 = + 0, ,55 = 47, 484MPa 5MPa 6 4,5 0 Smyk: V V 6,794 = = 0,56,0 + V 597, ,90 bw, Rd bf, Rd Místní příčné zatížení: 9

101 F 9,65 0,5,0 F =,4 = Rd Interakce ohybu a smyku: M M ΛV V f, Rd bw, Rd 586,460 knm 57,5 knm 6,794 kn 597,047 kn Interakce ohybu, tlaku a smyku: A = b t = = 500mm f f A = b t = = 50mm f f N γ M 0 M M f, Rd Af Af f + y 8,8,0 57,5 57, = + 586,460 knm 57, knm V V bw, Rd 6,794 kn 597,047 kn Interakce ohybu, tlaku a osamělé příčné síly: F F Rd γ + M 0 0,8 x,, 4 fy 9,65,0 + 0,8 47, 484 = 0,55, 4,4 5 9

102 b) Případ bez ohybového momentu: R R a, F b, F ( ) 9,65, ,500 = = 67,999 kn,000 = 9,65 67,999 = 47,kN V = Ra, g + Ra, F =,5 7, ,999 = 689,09 kn F = 9,65 kn N = F = 8,8 kn L Smyk: V V 689,09 = = 0,94,0 + V 597, ,90 bw, Rd bf, Rd Místní příčné zatížení: - ověřeno v případu a) Interakce tlaku a smyku: A = b t = = 500mm f f A = b t = = 50mm f f N γ M 0 M M f, Rd Af Af f + y 8,8,0 57,5 57, = + 0kNm 57, knm V V bw, Rd 689,09 kn 597,047 kn Interakce tlaku a osamělé příčné síly: x, menší než v případě a) - průřez vyhoví Posouzení koncových výztuh: 9

103 x plech 0 x 6 - připojovací svary tloušťky 6 mm s = 5 ε t = 5,0,0 = 80mm s 0 = 0 mm w ( ) ( ) ( ) ( ) ( ( ) ( ) ) 0 w ( ( ) ( ) ) A = t b + t + s + s t = st st st w w = = 6, 0 I = t b + t + s + s t = st st st w mm = =,65 0 l = 0,75 h = 0, = 708,750 mm st, cr λ 6 4 = st, rc y st π E Ist = π 6 0 0,65 0 = λ 0, χ =,0 N st, b, Rd st, b, Rd max A 708, , 0 χ Ast fy = = = γ,0 M R = R = 689,09 kn R N l f w 689,09 = 0,465,0 48,0 =,0 6, ,0 kn mm 0,0 Posouzení mezilehlých výztuh: x plech 0 x 0 - připojovací svary tloušťky 4 mm Posouzení na smyk a osamělou příčnou sílu: ( ) ( ) ( ( ) ) w ( ( ) ) A = t b + t + s t = st st st w w = = 6,840 0 I = t b + t + s t = st st st w mm = =, mm 94

104 - ověření tuhosti: a 500 α = = =,587 h 945 w I 0,75 h t = 0, =,5 0 mm st w 6 4 w I =,88 0 mm,5 0 mm st ověření pevnosti: R R a,f b, F a, F a, g ( ) 9,65 0,5 + 6,0 = = 59,846 kn,0 = 9,65 59,846 = 45,84 kn V = R + R = 59,846 +,5 7,800 = 590,876 kn N w w st, ten st, ten st, st, ten st st, cr h t fy = V = λ γ w M = 590,876 = 40,44 kn 0 0,8,0 N = 0 N = F + N + N = 9, = 9,65 kn l λ = 0, = 708,750 mm l f A 708, ,840 0 E I π 0 0,88 0 st, rc y st = = π st, b, Rd st, st, b, Rd M st λ 0, χ =,0 N N N χ Ast fy = = = γ,0 9,65 = = 0,44,0 607,400 6,0 6, ,400 = 0,7 kn 95

105 Posouzení účinného podepření tlačené pásnice stojinou: hw k E A t f A 945 = 78,750 k = 0, 0, w w y fc = 45, ,750 45,704 96

106 Posouzení spoje stojiny a pásnice nosníku (krčních svarů) - koutové svary o účinné tloušťce a = 0 mm pod horní pásnicí, a=6 mm nad spodní pásnicí - posouzení pro kombinaci s maximálním svislým zatížením - skupina zatížení č. Krční svary pod horní pásnicí: - smykové namáhání Fk 7,500 + Fk,000 Ra = =,000 90,86 7, ,86,000 = = 47,59 kn,000 R V F T b Fk 4,500 90,86 4,500 = = = 09,060 kn,000,000 = 689,09kN = 9,65 kn = 9,85 kn - ohybový moment a normálovou sílu není třeba uvažovat, protože vyvozují normálové napětí rovnoběžné s osou svaru, jež lze pominout - smykový tok pro V = 689,09 kn Vbw, Rd = 596,86 kn : ν V 689,09 0 = = = 79N mm h 945 w - vodorovné napětí ve svarech: ν 79 τ II = = = 6,45MPa a 0 - napětí od kolového zatížení: vert oz, tw = oz, =,0 = 4,6MPa a + t 0 + =,0 MPa w 97

107 - složky oz, : vert 4,6 = τ = = = 9,4 MPa tw τ II = τ oxz, =, =, MPa a 0 - napětí od kroutícího momentu T : vert,0 tw,0 = T, = 70,9 = 0,9 MPa 6 W 6 56,5 ( w ) ( ) 6 ( tw + a) ( ) ( ) 6 ( + 0) t + a tw W =,0 = + 0 =,0 = 56,5 mm vert 0,9 = τ = = = 7,7 MPa - posouzení: = 9,4 + 7,7 = 7,MPa τ = 9,4 + 7,7 = 7,MPa τ = 6,45 +, = 49,8 MPa II fu + ( τ + τii ) β γ ( ) M 7, + 7, + 49,8 =,8 60 = 60MPa 0,80,5 β = 0,80 pro S 5 w,8 MPa 60MPa VYHOVUJE w MPa 0,9 fu 0,9 60 = = 59MPa γ,5 M = 7,MPa 59MPa VYHOVUJE 98

108 Krční svary nad spodní pásnicí: - smykový tok pro V = 689,09 kn Vbw, Rd = 596,86 kn : ν V 689,09 0 = = = 79N mm h 945 w - vodorovné napětí ve svarech: ν 79 τ II = = = 60,75 MPa a 6 - posouzení: fu + ( τ + τ II ) β γ ( ) M ,75 = 05, 60 = 60MPa 0,80,5 β = 0,80 pro S 5 w 05, MPa 60MPa VYHOVUJE w MPa 99

109 . MEZNÍ STAVY POUŽITELNOSTI Svislé průhyby nosníku - maximální svislé tlaky kol: F = QC, r,max + QH, r,max = 04,4 + 45,4 = 49,845 kn - minimální svislé tlaky kol: F = QC, r,(max) + QH, r,(max) = 70, + 4,6 = 84,7 kn - příčinková čára průhybu prostého nosníku: x x,75 = = = 0, l l,0 η = 8089 n l δ = Fi ηi I δ δ i =,0 = 49, = 0,5 mm 6,665 0 F,max 9,0 = 84,7 8089=,6 mm 6,665 0 F,(max) 9 - průhyb od stálého zatížení: δ g g l 5 6,,0 = = =, mm 9 84 E I , výsledné hodnoty průhybů: svislý průhyb nosníku δ = δ,max + δ = 0,5 +, =,7 z F g mm rozdíl svislých průhybů dvou nosníků jeřábové dráhy h = δ,max δ,(max) = 0,5,6 = 6,9 mm c F F 00

110 - posouzení: δ δ δ z, Cd, z, Cd, Cd l 000 = = = 0mm = 5mm s 500 hc, Cd = = = 7,5 mm δ =,7 mm δ = min 0;5 = 0mm z z, Cd c, Cd { } h = 6,9 mm h = 7,5 mm c δ VYHOVUJE Štíhlost stojiny - pro vyloučení nadměrného dýchání stojiny: h t w w 945 = = 78,8 0 VYHOVUJE Štíhlost spodní pásnice - pro vyloučení chvění: Lt i t, z l 000 = 4 4, 50 0,5 0,5 b = 450 = VYHOVUJE 0

111 . MEZNÍ STAVY ÚNOSNOSTI FAT - závažné důsledky porušení únavovým lomem - metoda bezpečné životnosti γ =,5 Mf Kategorie posuzovaných detailů: ) Základní materiál horní pásnice v místě připojení styčníkového plechu tupým svarem se zaoblením a se zabroušením 90 ( ) ) Základní materiál horní pásnice ovlivněný přivařením příčných výztuh koutovými svary 80 ( ) ) Základní materiál horní pásnice nebo stojiny ovlivněný průběžnými krčními koutovými svary provedenými automatem ( ) 4) Průběžné krční koutové svary spojující horní pásnici a stojinu, přenášející smykový tok 80 ( τ II ) 5) Průběžné krční koutové svary spojující horní pásnici a stojinu, přenášející svislé tlakové napětí od tlaků kol 6 ( vert ) 6)Základní materiál stojiny ovlivněný přivařením příčných výztuh koutovými svary 80 ( eq ) 7) Průběžné krční koutové svary spojující spodní pásnici a stojinu, přenášející smykový tok 80 ( τ II ) 8) Základní materiál spodní pásnice nebo stojiny ovlivněný průběžnými krčními koutovými svary provedenými automatem ( ) 0

112 Posouzení pásnic pro rozkmit normálového napětí od ohybového momentu: horní pásnice ) 90 ) 80 referenční únavová pevnost ) spodní pásnice 8) referenční únavová pevnost - břemeno představující konstantní rozkmit proměnlivého zatížení v ekvivalentním návrhovém spektru zatížení: F = Qe, = 67,4 kn x x ' 7,5 4,875 η = = =,895 l,000 η η x ( x b),895 ( 7,5 4,5) η = η = = = x b x 7,5,067 - ekvivalentní rozkmit ohybového momentu: ( η η ) ( ) ME = F + = 67,80,067 +,895 = 66, knm - ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého normálového napětí: v horní pásnici v oblasti krčních svarů: M 66, 0 = = 0,44 = 4,9 MPa E E h w Iy 6,665 0 ve spodní pásnici v oblasti krčních svarů: M 66, 0 = = 0,504 = 50, MPa E E h w Iy 6,

113 - únavové poškození: D = γ Ff E horní pásnice: γ Mf c,5 D =,00 4,9 = 0,4,00 80 spodní pásnice:,5 D =,0 0 50, = 0,,00 Posouzení stojiny pro rozkmit hlavního napětí od ohybového momentu a posouvající síly - ukončení svarového přípoje příčné výztuhy 50 mm nad spodní pásnicí - = 80 MPa F = Qe, = 67,4 kn - příčinková čára pro průřez v místě výztuhy, která je nejblíže průřezu s největším rozkmitem ohybového momentu na nosníku (500 mm od středu nosníku) - ohybový moment ηm x x ' 7,5 4,5 η = = =,8 l,0 η,0 η,0,8,0 = η = = =,5 η 7,5 7,5 7,5 - posouvající síla ηv 04

114 η = x 7,5 4 0,65 l =,0 = η = x ' 4,5 5 0,75 l =,0 = η,0 η,0 0,65,0 = η = = = 0,50 η 7,5 7,5 7, ekvivalentní rozkmit ohybového momentu: ( η η ) ( ) ME = F + = 67,4,5 +,8 = 659,kNm - ekvivalentní rozkmit posouvající síly: ( η η ) ( ) VE = F = 67,4 0,50 + 0,65 = 46,5 kn - ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého normálového napětí: z = hw 50 = = 54mm M 659, 0 = = 0,54 = 5,0MPa E E z Iy 6, ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého smykového napětí v detailu na stojině: τ V S 46,5 0 6,58 0 = = =,MPa E y E Iy tw 6, ,0 - statický moment části průřezu pod posuzovaným detailem k těžišťové ose: Sy = b ( e hw ) tw ( hw z ) + 0,45 S ( 0,59 0,504 ) 0,0 ( 0,504 0,54 y = ) + = = 6,58 0 m 05

115 - rozkmit hlavního napětí: ( 4 ) ( ) = + + τ = eq, E E E E = 5,0 + 5,0 + 4, = 8,8 MPa - únavové poškození: γ Hf,5 D = γ Ff eq, E =,00 8, 8 = c 80 = 0,, 00 Posouzení krčních svarů pro rozkmit smykového napětí od posouvající síly - krční koutové svary pod horní pásnicí i nad spodní pásnicí - τ = 80MPa c F = Qe, τ = 0,4 kn - příčinková čára pro podporový průřez: η =,0 η 7,5 η 7,5,0 7,5 = η = = = 0,65 η,0,0,0 - ekvivalentní rozkmit posouvající síly: ( η η ) ( ) VE = F + = 0,4,0 + 0,65 = 7, kn - ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého smykového napětí: v krčních svarech pod horní pásnicí: τ V S 7, 0 6,56 0 = = = 5,MPa 6 E f, y II, E 9 Iy a 6, ,00 v krčních svarech nad spodní pásnicí: τ V S 7, 0 5,8 0 = = =,8 MPa 6, ,006 6 E f, y II, E 9 Iy a 06

116 - statický moment horní a spodní pásnice k těžišťové ose y: Sf, y = b tf ( e tf ) = 0,45 0,00 ( 0,47 0,00 ) 6,56 0 = = m Sf, y = b tf ( e tf ) = 0,45 0,05 ( 0,59 0,05 ) 5,8 0 = = m - únavové poškození: D τ = γ Ff τ II, E 5 γ Hf τ c krční svar pod horní pásnicí: D τ,5 =,00 5, 80 krční svar nad horní pásnicí: 5 =,07 0,0 D τ,5 =,00, = 0,5 0,0 Posouzení krčních svarů pro rozkmit svislého tlakového napětí od tlaku kol - krční koutové svary pod horní pásnicí - = 6MPa c E = e,, loc = 0,95 F Q kn - ekvivalentní rozkmit kroutícího momentu způsobeného tím, že místní příčná síla působí na excentricitě e = 5 mm: T E = FE e = 0,95 0,05 = 5,7 knm - ekvivalentní rozkmit lokálního svislého tlakového napětí: F 0,95 0 = = = 5,9 MPa 8,7 0 0,0 E 0 z, E leff tw 07

117 - účinná roznášecí délka: l r f, eff 4,5 eff = = tw I + I 5, ,49 0 = = 0, ,5 8,7 mm Ir = br ( 0,875 hr ) = 0, ( 0,875 0,) = 6 4 = 5,58 0 m I = b t = 0,8 0,00 = 0,49 0 m 6 4 f, eff eff f b = b + 0,875 h + t = 0, + 0,875 0,+ 0,00 = 0,8 m eff r r f - ekvivalentní rozkmit lokálního ohybového napětí ve stojině: = η η = = 6 TE 6 5,7 0 T, E tgh 0,5 tgh 0,5 a tw,5 0,0 = 8,MPa π hw sinh 0,75 a tw a η = = 0,5 I π hw π hw f, t sinh a a - ekvivalentní rozkmit svislého tlakového napětí ve svarech od místní příčné síly: 5,9 0 0,0 w 6 vert, E = 0 z, E = = a + tw 0,00 + 0,0 = 9,5 MPa t - ekvivalentní rozkmit svislého tlakového napětí ve svarech od kroutícího momentu:,0 t,0 6 W 6 56,6 w vert, E = T, E = 8, = 5,8 M ( w ) ( ) 6 ( tw + a) Pa t + a tw W =,0 = 56,6 mm 08

118 - výsledný rozkmit napětí: vert, E = 9,5 + 5,8 = 5, MPa - únavové poškození: D = γ Ff vert, E γ Hf,5 =,00 5, = 0,85,0 c 6 09

119 4. VODOROVNÝ VÝZTUŽNÝ NOSNÍK - příhradový, prostě uložený, l=,0 m - účinek zatížení v příčném směru bereme tak, že působí v rovině výztužného nosníku 4. VNITŘNÍ SÍLY OD ZATÍŽENÍ - skupina zatížení č. 4: ϕ =,5 5 H H T, T, = 5,9 kn = 8,76 kn + příčný vítr za provozu: F w, T = 66,9 kn - součty sil na jedno kolo jeřábu: A = ϕ H + F =,5 5,9 + 66,9 = 05kN 5 T, w, T B = ϕ H + F =,5 5,9 + 66,9 = 8,kN 5 T, w, T C = ϕ H + F =,5 8, ,9 = 80,04 kn 5 T, w, T D = ϕ H + F =,5 8, ,9 = 5,8 kn 5 T, w, T - skupina zatížení č. 5: H H s,,, T s,,, T = 5,5 kn = 75,06 kn S = 00,4 kn - součty sil na jedno kolo jeřábu: E = H F + S = 5,5 66,9 + 00,4 = 7,95 kn w, T s,,, T w, T F = F = 66,9 kn G = H + F = 75, ,9 = 4,0 kn s,,, T w, T I = H + F + S = 5,5 + 66,9 + 00,4 = 4,8 kn s,,, T w, T J = H F = 75,06 66,9 = 8,6 kn s,,, T w, T 0