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 ETAL AND TIBER STRUCTURES NÁVRH KONSTRUKCE JEŘÁBOVÉ DRÁHY - SROVNÁVACÍ VÝPOČET STATIC DESIGN OF THE CRANE RUNWAY - COPARATIVE CALCULATION BAKALÁŘSKÁ PRÁCE BACHELOR'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR František Krompolc doc. Ing. ARCELA KARAZÍNOVÁ, CSc. BRNO 0

2

3

4 Abstrakt Náplní bakalářské práce je přepočet statického výpočtu jeřábové dráh daných rozměrů dle platných eurokódů (ČSN EN 99- a ČSN EN 99-) a jeho porovnání s přepočtem dle předcházejících norem (ČSN 7 00 a ČSN 7 00). V hale pojíždí jeden elektrický jeřáb o nosnosti,5 t. Jeřábová dráha je umístěná v průmslové hale v lokalitě města Kopřivnice. Hlavní nosník délk,0 m je svařovaný dvouose smetrický průřez I, výška nosníku je 800 mm, šířka nosníku je 00 mm, tloušťka pásnic je 0 mm, tloušťka stojin mm. Vodorovný výztužný nosník je příhradový jedním pásem je horní pás hlavního nosníku a druhý pás tvoří polovina profilu HEB 40. Na vodorovném výztužném nosníku je položena revizní lávka. Diagonál délk 80 mm jsou tvořen profilem L70x70x7, svislice délk 000 mm jsou navržen z profilu L50x50x5. Délka příhrad je 000 mm. Volný pás vodorovného výztužného nosníku se opírá šikmými vzpěrami o spodní pás hlavního nosníku, rozmístěnými ve čtvrtinách rozpětí a doplněnými o diagonál, čímž vznikne v šikmé rovině úplná příhradová soustava. Klíčová slova bakalářská práce, ocelová konstrukce, jeřábová dráha, mostový jeřáb, srovnávací výpočet jeřábové dráh, ČSN EN 99-, ČSN EN 99-, ČSN 7 00, ČSN 7 00, vodorovný výztužný nosník Abstract The purpose of bachelor thesis is recalculation the crane runaa according to current Eurocodes (CSN EN 99- a CSN EN 99-) comparing results ith the recalculation according to previous standards (CSN 7 00 and CSN7 00). In the hall there is one trolle crane. Its capacities is,5 tons. The structure is designed for the area of cit Koprivnice. The main beam,0 m in length is elded biaxial smmetric I profile. Heigth of the beam is 800 mm, idth is 00 mm, thickness of the flange 0 mm and eb thickness is 0 mm. Horizontal bracing beam is truss girder - one belt is the upper belt of the main crane beam and second one is made from the half of HEB 40 profile. On the horizontal truss girder there is revision footbridge. Diagonals 80 mm in length are designed from L70x70x7 profile. Vertical beam length is 000 mm and is made from L50x50x5 profile. Length of truss is 500 mm. Free belt of horizontal truss is supported b angled bars, hich are connected to upper belt of the main crane beam, creating a fulltruss sstem in oblique level. Keords bachelor thesis, steel structure, trolle crane, crane runa, comparative calculation of the crane runaa, CSN EN 99-, CSN EN 99-, CSN 7 00, CSN 7 00, horizontal bracing beam

5 Rád bch poděkoval doc. Ing. arcele Karmazínové, CSc., vedoucí mé bakalářské práce, za její odborné vedení, cenné rad a čas, které mi posktovala v průběhu vpracování této bakalářské práce a v neposlední řadě mé rodině za podporu ve studiu.

6

7 Bibliografická citace VŠKP KROPOLC, František. Návrh konstrukce jeřábové dráh - srovnávací výpočet. Brno, s.. Bakalářská práce. Vsoké učení technické v Brně, Fakulta stavební, Ústav kovových a dřevěných konstrukcí. Vedoucí práce doc. Ing. arcela Karmazínová, CSc..

8 Bakalářská práce Brno 0 OBSAH VÝPOČET DLE EN ČSN. GEOETRIE POPIS KONSTRUKCE SCHÉA KONSTRUKCE ZÁKLADNÍ PARAETRY JEŘÁBU KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY.... ZATÍŽENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY STÁLÉ ZATÍŽENÍ PROĚNNÁ ZATÍŽENÍ Zatížení jeřáb Tíha jeřábu Zatížení kladkostroje Zrchlení mostu jeřábu Příčení mostu jeřábu Zrchlení mostu jeřábu Charakteristické hodnot zatížení jeřáb Reprezentativní hodnot zatížení jeřáb Návrhové hodnot zatížení jeřáb..... Zatížení lávek Charakteristické hodnot zatížení lávek Reprezentativní a návrhové hodnot zatížení lávek.... IOŘÁDNÉ ZATÍŽENÍ..... Síl na nárazník....4 ÚNAVOVÉ ZATÍŽENÍ HLAVNÍ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY EZNÍ STAV ÚNOSNOSTI STR Výpočet vnitřních sil a reakcí Účink stálého zatížení..... Kombinované účink svislých zatížení Průřez hlavního nosníku jeřábové dráh Posouzení pásnic v krajních vláknech při normálovém napětí Posouzení stojin v neutrální ose při max. smkovém napětí Posouzení stojin pod klovým zatížením při interakci napětí Posouzení pásnic při jednoosé napjatosti síl skup. č Posouzení pásnic při dvojosé napjatosti síl skup. č Posouzení rozhodujících průřezů HNJD boční ráz Posouzení hlavního nosníku jeřábové dráh na klopení Posouzení hlavního nosníku jeřábové dráh na boulení Posouzení spoje stojin a pásnice nosníku (krčních svarů) EZNÍ STAVY ÚNOSNOSTI FAT Únavová pevnost Posouzení pásnic pro rozkmit normálového napětí od momentu Posouzení stojin pro rozkmit napětí od momentu a posouvající síl Posouzení krčních svarů pro rozkmit smkového napětí... 4

9 Bakalářská práce Brno 0..5 Posouzení krčních svarů pro rozkmit svislého tlakového napětí od tlaků kol 44. EZNÍ STAVY POUŽITELNOSTI Svislé průhb nosníku VODORVNÝ VÝZTUŽNÝ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY EZNÍ STAVY ÚNOSNOSTI STR Únavová pevnost Účink bočních rázů obou jeřábů ve skupinách zatížení č. 4 až Účink stálého zatížení Účink užitného zatížení Dimenzování prutů vodorovného výztužného nosníku Pás vodorovného nosníku Diagonál D, D Svislice VÝPOČET DLE ČSN 5. GEOETRIE POPIS KONSTRUKCE SCHÉA KONSTRUKCE ZÁKLADNÍ PARAETRY JEŘÁBU KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY ZATÍŽENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY ZATÍŽENÍ NOROVÉ Zatížení stálé Zatížení nahodilé krátkodobé ZATÍŽENÍ VÝPOČTOVÉ..... Zatížení stálé..... Zatížení krátkodobé HLAVNÍ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY ÚČINEK SVISLÝCH TLAKŮ KOL ÚČINKY STÁLÉHO ZATÍŽENÍ ZÁKLADNÍ KOBINACE ZATÍŽENÍ PRŮŘEZ HLAVNÍHO NOSNÍKU JEŘÁBOVÉ DRÁHY Posouzení rozhodujícího průřezu HN pro základní kombinaci Normálové napětí v krajních vláknech průřezu ístní napětí stěn pod silou P v místech bez příčné výztuh Posouzení stěn nosníku při kombinaci napětí Posouzení rozhodujícího průřezu HN pro širší kombinaci zatížení Posouzení stěn nosníku při kombinaci napětí Nahodilé zatížení lávkou Výsledné normálové napětí pro širší kombinaci zatížení Posouzení průhbu uprostřed rozpětí jeřábové dráh Posouzení hlavního nosníku na klopení Posouzení spoje stěn a pásu nosníku (krčních svarů) Průřez s maximální posouvající silou a soustředným tlakem... 77

10 Bakalářská práce Brno Posouzení stěn nosníku při kombinaci napětí Posouzení stěn hlavního nosníku na boulení Posouzení krajních polí stěn Posouzení z hlediska největšího smkového namáhání (pole 7-8) Posouzení pole -4 maximální moment Posouzení výztuh stěn Koncové výztuh ezilehlé výztuh Posouzení hlavního nosníku na únavovou pevnost VODOROVNÝ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY DIENZOVÁNÍ PRUTŮ VODOROVNÉHO VÝZTUŽNÉHO NOSNÍKU Dimenzování prutů vodorovného výztužného nosníku Pás vodorovného nosníku Diagonál D, D Svislice POROVNÁNÍ POSUDKŮ PODLE EN ČSN A PODLE ČSN POUŽITÁ LITERATURA A NORY... 9

11 Bakalářská práce Brno 0. GEOETRIE. POPIS KONSTRUKCE VÝPOČET DLE EN ČSN Náplní bakalářské práce je přepočet statického výpočtu jeřábové dráh daných rozměrů dle platných eurokódů (ČSN EN 99- a ČSN EN 99-) a jeho porovnání s přepočtem dle předcházejících norem (ČSN 7 00 a ČSN 7 00). V hale pojíždí jeden elektrický jeřáb o nosnosti,5 t. Jeřábová dráha je umístěná v průmslové hale v lokalitě města Kopřivnice. Schéma celkového uspořádání konstrukční dispozice hal je uvedeno na obr... Základní parametr hal bl převzat a její jednotlivé hlavní konstrukční celk nejsou předmětem této bakalářské práce. Jeřábová dráha je umístěná v průmslové hale v lokalitě města Kopřivnice. Jsou uvažován tto parametr a) rozpětí hlavní hal L 4 m b) rozteč hlavních nosných sloupů l m c) skladebná výška konzol (hlavice) sloupu h 7,9 m, d) délka budov měřená po vnitřní líc štítových stěn D 5,0 +,5,0 m (5 polí po,0 m +,5 m předsazení čelních stěn) Základní použitý materiál hlavní nosník jeřábové dráh je ocel pevnostní tříd S55. Pro vodorovný výztužný nosník je použit materiál S5.. SCHÉA KONSTRUKCE Obr.. Příčný řez 4

12 Bakalářská práce Brno 0 a) čelní pohled b) boční pohled Obr.. Hlavní rozměr jeřábu podle ČSN ISO 40 a ČSN ZÁKLADNÍ PARAETRY JEŘÁBU V hale, která má rozpětí L 4 m, pojíždí na jeřábové dráze jeden elektrický jeřáb. Jeřáb je podle provozu zařazen do kategorie únavových účinků S 5 a zdvihové tříd HC. Tab.. Základní parametr jeřábů Jeřáb,5 t Zdvihová třída / kategorie únavových účinků HC / S 5 Rozpětí jeřábu s,5 m Vzdálenost obrsu jeřábu od os kolejnice a 0 mm inimální světlá výška mezi horní hranou kolejnice a dolním obrsem střešní konstrukce z 00 mm Výška nárazníku e 770 mm Rozvor kol b 400 mm Vodorovný dojezd háku c 00 mm Vzdálenost konce nárazníku od os kol p 5 mm Vzdálenost konce nárazníku od os kol p 0 mm 5

13 Bakalářská práce Brno 0 Šířka hlav kolejnice b r 55 mm Tíha břemene Q h 5 kn Tíha kočk Q t 8 kn Tíha jeřábu s kočkou Q c 7 kn Rchlost zdvihu kladkostroje v h 0,47 m s Rchlost pojezdu jeřábu v c,08 m s Konstanta tuhosti nárazníku S B 9 kn m Tab.. Některé konstrukční parametr jeřábu, potřebné pro výpočet Konstrukční parametr Uvažuje se v řešeném příkladě Počet dvojic kol n Pohon hnacích kol separátní Počet pohonů jednotlivých kol m Kombinace dvojic kol nezávislá kola Uložení kol vzhledem k bočním pohbům Vedení jeřábu na jeřábové dráze pevné oboustranné nákolk.4 KONSTRUKČNÍ ŘEŠENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY Nosník kolejnicové dráh se skládá ze hlavního nosníku, vodorovného výztužného nosníku a šikmých vzpěr. Hlavní sloup průmslové hal slouží jako podpor pro jeřábovou dráhu, ze statického pohledu se jedná o prostý nosník. Hlavní nosník délk l,0 m je svařovaný dvouose smetrický průřez I, výška nosníku je h 800 mm, šířka nosníku je b 00 mm, tloušťka pásnic je t f 0 mm, tloušťka stojin t mm. Vodorovný výztužný nosník je příhradový jedním pásem je horní pás hlavního nosníku a druhý pás - volný pás tvoří polovina profilu HEB 40. Na vodorovném výztužném nosníku je položena revizní lávka. Diagonál délk d 80 mm jsou tvořen profilem L70x70x7, svislice délk h sg 000 mm jsou navržen z profilu L50x50x5. Délka příhrad je a 000 mm. Volný pás vodorovného výztužného nosníku se opírá šikmými vzpěrami o spodní pás hlavního nosníku, rozmístěnými ve čtvrtinách rozpětí a doplněnými o diagonál, čímž vznikne v šikmé rovině úplná příhradová soustava.

14 Bakalářská práce Brno 0. ZATÍŽENÍ JEŘÁBOVÉ DRÁHY. STÁLÉ ZATÍŽENÍ kolejnice jeřábové dráh mm 0,8 kn m vlastní tíha nosníku jeřábové dráh (odhad),5 kn m vlastní tíha vodorovného nosníku a lávk (odhad),0 kn m Stálé zatížení celkem g 4, kn m Pro trvalou a dočasnou návrhovou situaci je dílčí součinitel zatížení γ G, sup,5. PROĚNNÁ ZATÍŽENÍ Proměnnými zatíženími jsou zatížení jeřáb zatížení lávek, plošin, schodišť a zábradlí... Zatížení jeřáb... Tíha jeřábu Svislé síl od kol zatíženého jeřábu způsobené jeho vlastní tíhou jsou dán vztah: Q Q Q n Q Q ( s c) (,5,0) c t t C, r, max + + Q n Q s Q c 7 8 8,0 + + s,5,5 c t t,( max) 50,8 kn C, r kde Q C,r,max je maximální zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu Q C,r,(max) doprovodné zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu Q c tíha jeřábu s kočkou Q t tíha kočk s rozchod dráh rozpětí jeřábu c vodorovný dojezd háku n počet dvojic kol. Svislé síl od kol nezatíženého jeřábu jsou dán vztah Q Q C, r, min QC, r max C, r max,( ) 50,8 kn,( min) QC, r, 7,8 kn kde Q C,r,min je minimální zatížení jedním kolem nezatíženého jeřábu Q C,r,(min) doprovodné zatížení jedním kolem nezatíženého jeřábu. 7,8 kn 7

15 Bakalářská práce Brno 0... Zatížení kladkostroje Svislé síl od kol zatíženého jeřábu způsobené zatížením kladkostroje lze vpočítat ze vztahů Q Q n ( s c) 5 (,5,0) h H, r, max s,5 59, kn Qh c 5,0 QH, r, ( max),4 kn n s,5 kde Q H,r,max je maximální zatížení od kladkostroje jedním kolem Q H,r,(max) doprovodné zatížení od kladkostroje jedním kolem s rozchod dráh rozpětí jeřábu c vodorovný dojezd háku n počet dvojic kol.... Zrchlení mostu jeřábu Zrchlení mostu způsobuje podélné vodorovné síl H L,i příčné vodorovné síl H T,i. Hnací síla se vpočítá ze vztahu K µ m Q C, r, min 0, 50,8 0, kn kde µ 0, je součinitel tření pro kombinaci ocel ocel, m počet pohonů jednotlivých kol minimální svislé zatížení od kola nezatíženého jeřábu Q C,r,min Síl v podélném směru H L,i (viz obr..) způsobené rozjezdem nebo brzděním jeřábu se vpočítají ze vztahu K 0, H L, i H L, H L, 0,5 kn nr kde n r je počet větví jeřábové dráh K hnací síla index i značí větev jeřábové dráh (viz obr..) Obr.. Uspořádání podélných vodorovných sil od rozjezdu nebo brzdění jeřábu 8

16 Bakalářská práce Brno 0 Síl v příčném směru H T,i (viz obr..) pro každou větev zvlášť 9,7 H T, ξ 0,70 5, kn b 4, 9,7 H T, ξ 0,99,5 kn b 4, kde je statický moment hnací síl vzhledem k těžišti jeřábu, b rozvor kol ξ, podíl vzdálenosti těžiště jeřábu od os jeřábové kolejnice a rozpětí jeřábu ξ ξ Q 54 r, max Qr ξ 0,70 0,70 0,99 ( Q + Q ) ( 7,8 + 59,) Q r, max n n C, r, max H, r, max 54 kn Q r Q c + Q součet max. svislých zatížení od kol zatíženého jeřábu na jedné větvi jeřábové dráh h kn součet svislých zatížení od kol zatíženého jeřábu na obou větvích jeřábové dráh kde n je počet dvojic kol Q C,r,max maximální svislé zatížení od kola jeřábu způsobené jeho vlastní tíhou Q H,r,max maximální svislé zatížení od kola jeřábu způsobené zatížením kladkostroje Q c tíha jeřábu s kočkou zatížení kladkostroje. Q h Obr.. Uspořádání příčných vodorovných sil od rozjezdu nebo brzdění jeřábu 9

17 Bakalářská práce Brno 0 oment hnací síl k těžišti jeřábu lze vpočítat ze vztahu K ls 0, 4,5 9,7 knm kde K je hnací síla l s vchýlení těžiště zatíženého jeřábu od polovin jeho rozpětí l S ( ξ 0,5) s ( 0,70 0,5),5 4,5 m kde s je rozchod dráh...4 Příčení mostu jeřábu Při vedení jeřábu na dráze nákolk stačí vpočíst jen nenulové složk sil od kol (viz obr. 4.4) H S,, T f λ S,, T Qr 0, 0,495,4 kn H S,, T f λ S,T Qr 0, 0,505 8,0 kn kde f 0, je součinitel reakcí při příčení závislý na α λ S,i,j,k součinitel síl (od kola) Q součet svislých zatížení od kol zatíženého jeřábu na obou větvích r λ λ kde ξ i je n jeřábové dráh ξ e ξ n h n 0,99 S,,, T ξ e ξ 0,70 n h n S,,, T 0,495 0,505 podíl vzdálenosti těžiště jeřábu od os jeřábové kolejnice a rozpětí jeřábu (viz tab..) počet dvojic kol Obr.. Uspořádání příčných vodorovných sil od rozjezdu nebo brzdění kočk Síla od vodícího prostředku způsobena příčením jeřábu se vpočítá ze vztahu S f λ S Qr kde f je λ S 0, 0,5 5, kn součinitel reakcí při příčení součinitel síl (od vodícího prostředku) 0

18 Bakalářská práce Brno 0 Q r λ S součet svislých zatížení od kol zatíženého jeřábu na obou větvích jeřábové dráh (viz tab. 4.) e j 0,5 n h n...5 Zrchlení kočk Zrchlení kočk při jejím pohbu podél jeřábového mostu způsobuje příčné vodorovné síl H T,, které se vpočítají ze vztahu H kde Q h je Q t n 0, 0, h n zatížení kladkostroje tíha kočk počet dvojic kol ( Q + Q ) ( 5 + 8) 4,08 kn T, H T, t Obr..4 Uspořádání příčných vodorovných sil od příčení jeřábu... Charakteristické hodnot zatížení jeřáb Dnamickým součinitelem ϕ i vjadřuje dnamickou složku zatížení, kterým násobíme charakteristickou hodnotu zatížení. a) Dnamický součinitel ϕ upravuje vlastní tíhu jeřábu ϕ, b) Dnamický součinitel ϕ použije se pro zatížení kladkostroje, vpočítá se ze vztahu ϕ ϕ, min + β vh,5 + 0,5 0,47, kde v h je ustálená rchlost zvedání v m s Pro zdvihovou třídu HC ϕ,min,5 β 0,5 c) Dnamický součinitel ϕ 4 pro vlastní tíhu jeřábu a zatížení kladkostroje ϕ 4,0 d) Dnamický součinitel ϕ 5 uvažujeme pro hnací síl ϕ,5 5

19 Bakalářská práce Brno 0 Tab.. Skupin zatížení a dnamických součinitelů uvažovaných jako jedno charakteristické zatížení od jeřábu Skupina zatížení Zatížení Značka ezní stav únosnosti 4 5 Vlastní tíha jeřábu Q C ϕ ϕ 4 ϕ 4 ϕ 4 Zatížení kladkostroje Zrchlení mostu jeřábu Příčení mostu jeřábu Q H ϕ ϕ 4 ϕ 4 ϕ 4 H L, H T ϕ 5 ϕ 5 ϕ 5 H S, S Zrchlení kočk H T Síl na nárazník H B...7 Reprezentativní hodnot zatížení jeřáb Reprezentativní hodnota zatížení jeřábem se stanoví jako součin charakteristické hodnot zatížení jeřábem a kombinačního součinitele ψ 0,0 ψ 0,9 Qc 7 ψ Qc + Qh kde Q c je tíha jeřábu s kočkou, Q h zatížení kladkostroje 0,5...8 Návrhové hdnt zatížení jeřáb Pro trvalou a dočasnou návrhovou situaci je dílčí součinitel γ,5 Q Pro mimořádnou návrhovou situaci je dílčí součinitel zatížení γ,00 Q

20 Bakalářská práce Brno 0.. Zatížení lávek... Charakteristické hodnot zatížení lávek Zatížení lávek působí na čtvercové ploše o straně 0, m v případě uložení materiálu Q k kn... Reprezentativní a návrhové hodnot zatížení lávek Pro užitné zatížení (reprezentativní hodnot) kategorie E jsou kombinační součinitele ψ 0,0 ψ 0,9 ψ 0,8 Dílčí součinitelé γ,5 Q γ Q,00. IOŘÁDNÉ ZATÍŽENÍ.. Síl na nárazník Síl vznikající při nárazu na nárazník se vpočítají z kinetické energie všech příslušných částí jeřábu, pohbujícího se rchlostí odpovídající 0,7 až,0 násobku jmenovité rchlosti. Síl na nárazník lze vpočítat při uvážení rozdělení příslušných hmot ze vztahu v mc S B,458, H B nr kde v je 70 % rchlosti podélného pojezdu v m s, m c hmotnost jeřábu a břemene v kg, S B konstanta tuhosti nárazníku v N m n r počet větví jeřábové dráh., Rchlost pojezdu jeřábu v okamžiku nárazu v 0,7 vc 0,7,08,458 m s kde v c je jmenovitá rchlost pojezdu jeřábu Hmotnost jeřábu i s břemenem ( Q + Q ) 00 ( 7 + 5), 0 kg m c 00 c h kde Q c je tíha jeřábu s kočkou v kn, Q h zatížení kladkostroje v kn..4 ÚNAVOVÉ ZATÍŽENÍ 59,90 kn Vjadřuje se formou ekvivalentní únavového zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu Q e pro počet zatěžovacích cklů k referenční hodnotě N,0 0. Vpočítá se ze vztahu (viz rovnice (.) ČSN EN 99-) ϕ λ Q Q e fat r, max

21 Bakalářská práce Brno 0 kde ϕ fat je λ Q r,max dnamický součinitel pro ekvivalentní poškození rázem součinitel ekvivalentního poškození maximální zatížení jedním kolem zatíženého jeřábu Pro obvklé podmínk lze dnamický součinitel vpočítat ze vztahu + ϕ +, ϕ fat,,05 + ϕ +, ϕ fat,,8 kde ϕ,0 ; ϕ, jsou dnamické součinitele vjadřující dnamické účink jeřábu při zdvihání břemene ze země k jeřábu Součinitel ekvivalentního poškození λ uvažujeme pro kategorii únavových účinků S 5 hodnotou. Počet cklů v poměru λ 0,0 σ λ 0,758 τ Ekvivalentní zatížení pro poškození únavou je dáno Q ϕ λ Q + ϕ λ Q,05 0,0 7,8 +,8 0,0 59, Q e, σ fat, σ C, r, max fat, σ H, r, max e, τ ϕ fat, λτ QC, r, max + ϕ fat, λτ QH, r, max,05 0,758 7,8 +,8 0,758 59, kde Q C,r,max je Q H,r,max zatížení jedním kolem od tíh jeřábu zatížení jedním kolem od tíh kladkostroje 88,9 kn 0,9 kn Při posouzení na lokální účink od kolového zatížení se počet cklů napětí bere jako násobný oproti počtu pracovních cklů jeřábu. Součinitel ekvivalentního poškození pro kategorii S (viz odst. 9..(4) ČSN EN 99- a tab.. ČSN EN 99-) λ σ, loc 0,794 λ τ, loc 0,87 Ekvivalentní zatížení pro poškození únavou je dáno ϕ λ Q + ϕ λ Q Q e, σ, loc fat, σ, loc C, r, max fat, σ, loc H, r, max,05 0,794 7,8 +,8 0,794 59, kn ϕ λ Q + ϕ λ Q Q e, τ, loc fat, τ, loc C, r, max fat, τ, loc H, r, max,05 0,87 7,8 +,8 0,87 59,,9 kn 4

22 Bakalářská práce Brno 0. HLAVNÍ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY Při návrhu hlavního nosníku jeřábové dráh vcházím ze zásad ČSN EN 99--, ČSN EN 99--5, ČSN EN 99--8, ČSN EN a ČSN EN EZNÍ STAV ÚNOSNOSTI STR.. Výpočet vnitřních sil a reakcí od svislých zatížení Obr.. Zatěžovací schéma nosníku od svislých tlaků kol jeřábu Návrhové hodnot maximálních svislých tlaků kol se určí ze vztahu F γ ( ϕ Q + ϕ Q ),5 (, 7,8 +, 59,) 09,4 kn Q C, r, max H, r, max kde Q C,r,max je Q H,r,max ϕ, ϕ γ Q maximální svislé zatížení od kola jeřábu způsobené jeho vlastní tíhou maximální svislé zatížení od kola jeřábu způsobené zatížením kladkostroje dnamické součinitele vjadřující dnamické účink jeřábu při zdvihání břemene ze země k jeřábu dílčí součinitel proměnného zatížení Výslednice soustav svislých břemen R F 09,4 48,8 kn Působiště od břemene F F b 09,4 4, a, m R 48,8 5

23 Bakalářská práce Brno 0 R R Obr.. Postavení pohblivé soustav tří břemen vvozující maximální ohbový moment Příslušné reakce určené pro návrhové zatížení svislými tlak kol jsou 09,4, ,4 7,05,0 a, F 09,4 9,5 + 09,4 4,95,0 b, F 7,8 kn 4,0 kn Ohbový moment max,f pro návrhové zatížení svislými tlak kol jeřábů R,0 F,05 7,8,0 09,4,05 8,9 knm max, F a, F Obr..4 Postavení pohblivé soustav břemen vvozující maximální reakci Příslušná posouvající síla před průřezem V R F 4 09,4, kn, F b, F Příslušné reakce jsou 4, 09,4 4, R, F a F 7, kn,0,0 R F R.09,4 7, 45,5 kn b, F a, F

24 Bakalářská práce Brno 0.. Účink stálého zatížení Návrhová hodnota stálého zatížení se ve smslu q γ g,5 4, 5,8 kn G, sup m Ohbový moment od stálého zatížení 5,8,0 q q l 04,4 knm 8 8 Obě reakce jsou Ra, q Rb, q q l 5,8,0 4,8 kn.. Kombinované účink svislých zatížení Návrhová hodnota ohbového momentu Ed q + max, F 04,4 + 8,9 9, knm Návrhová hodnota příslušné posouvající síl V Ed V, F, kn Příslušné reakce R a, Ed Ra, q + Ra, F 4,8 + 7,8 07, kn R b, Ed Rb, q + Rb, F 4,8 + 4,0 80,8 kn aximální reakce R 4,8 + 45,5 b, Ed Rb, q + Rb, max, F 80,kN..4 Průřez hlavního nosníku jeřábové dráh Průřezové charakteristik: A,88 0 I I z W,08 0,5 0 mm 9 mm 4 9 mm 4 el, 7,9 0 mm W el, z 9,0 0 mm W pl, 8,57 0 mm W pl, z,8 0 mm i 8, mm i z 70,9 mm γ A 78,5,9 0 0, kn m Ocel S55-55 Pa f f u 50 Pa 7

25 Bakalářská práce Brno 0 E 0000 N / mm Součinitelé spolehlivosti γ,00 0 γ,00 γ,5..4. Posouzení pásnic v krajních vláknech nosníku při normálovém napětí ε 5 f ,8 Štíhlost pásnice: b t 00 4, 9 ε 9 t 0 f odpovídá pevnostní třídě Štíhlost stojin: h t 740,7 8 ε 8.0,8 7, odpovídá pevnostní třídě Ohbové normálové napětí v krajním vlákně průřezu: Ed 9, 0 σ m, Ed 07,5 Pa W pl, 8,57 0 kde Ed je návrhová hodnota ohbového momentu průřezový modul pro krajní vlákna nosníku W pl, Podmínka spolehlivosti pro krajní vlákna σ x,ed σ m,ed : 07,5 Pa 55 Pa VYHOVÍ..4. Posouzení stojin v neutrální ose průřezu při maximálním smkovém napětí Smkové napětí lze určit podle vztahu VEd S 80, 0 4,9 0 τ v, Ed 44, Pa 9 I t,08 0 kde V Ed je návrhová hodnota posouvající síl I moment setrvačnosti celého průřezu k vlastní těžišťové ose t tloušťka stojin S statický moment části průřezu nad těžišťovou osou vzhledem k této ose S ( b e ( b t ) h ) ( ( 00 ) 70 ) 4,9 0 mm kde b je šířka pásnice e, h vzdálenost vnější, resp. vnitřní hran horní pásnice od těžišťové os Únosnost průřezu při jednoosé napjatosti podle podmínk spolehlivosti τ Ed τ v,ed 44, 0,,0 VYHOVÍ 55 8

26 Bakalářská práce Brno Posouzení stojin pod kolovým zatížením při interakcí napětí a) Posuzuji v místě s maximálním ohbovým momentem Ed 9, knm V Ed, kn F Ed F 09,4 kn Globální ohbové napětí Ed 9, 0 σ m, Ed h, 70 9,9 Pa 9 I,08 0 kde Ed je I h, návrhová hodnota ohbového momentu moment setrvačnosti průřezu hlavního nosníku výška tlačené části stojin Globální smkové napětí (viz odst...(4) ČSN EN 99--) τ kde V Ed je V S, 0,47 0 9,08 0 Ed f, v, Ed I t I t S f,,4 Pa návrhová hodnota posouvající síl moment setrvačnosti celého průřezu k vlastní těžišťové ose tloušťka stojin statický moment pásnice k těžišťové ose t f 0 S, ,47 0 mm f b t f e kde b, t f jsou šířka a tloušťka pásnice e vzdálenost horního krajního vlákna nosníku od těžišťové os Lokální svislé tlakové napětí (viz odst. 5.7.() ČSN EN 99-) σ F 09,4 0 4,8 Ed oz, Ed leff t 9,5 Pa kde F Ed je návrhová hodnota kolového zatížení l eff účinná roznášecí délka tloušťka stojin t Účinná roznášecí délka l eff I r + I f, eff 4,5 4,5 t, ,75 0 4,8 mm kde I r, I f,eff jsou moment setrvačnosti kolejnice a horní pásnice k vlastním vodorovným těžišťovým osám oment setrvačnosti kolejnice, včetně opotřebení 5 % tloušťk materiálu pod pojížděným povrchem 4 I r br ( 0,75 hr ) 55 ( 0,75 40),75 0 mm kde b r, h r jsou šířka a výška čtvercové kolejnice (55 40 mm) 9

27 Bakalářská práce Brno 0 oment setrvačnosti horní pásnice je dán vztahem 4 I f, eff beff t f ,75 0 mm kde t f je tloušťka horní pásnice b eff účinná šířka pásnice (viz tab. 5. ČSN EN 99-) b b + 0,75 h + t , mm b 5mm < 00mm eff r r f Největší hodnota lokálního smkového napětí, viz odst. 5.7.() ČSN EN 99- τ oxz, Ed 0, σ oz, Ed 0, 9,5 5,9 Pa Lokální ohbové napětí (viz odst. 5.7.() ČSN EN 99-) TEd,88 0 σ T, Ed η tgh η 0,9 tgh 0,9 8,8Pa a t 500 kde T Ed je krouticí moment způsobený příčnou excentricitou kolového zatížení a vzdálenost příčných výztuh stojin, předpoklad a 500 mm tloušťka stojin t η 0,75 a t I f, t π h sinh a π h π h sinh a a π 740 sinh 0, η 0,9,5 0 π 740 π 740 sinh kde h je výška stojin mezi pásnicemi I f,t moment tuhosti v prostém kroucení horní pásnice I f, t b 0, t f t f 00 0, 0 0,5 0 mm kde b, t f jsou šířka a tloušťka horní pásnice ( ) ( ) 4 Krouticí moment, viz odst. 5.7.() ČSN EN 99-) T F e 09,4 0,75,88 knm Ed Ed kde F Ed je návrhová hodnota kolového zatížení e excentricita kolového zatížení e 0,5 b 0,5 55,75 mm, s omezením e 0,5 t,,75mm 85mm r 0

28 Bakalářská práce Brno 0 Obr..5 Lokální ohbové napětí pod kolovým zatížením Únosnost horního okraje stojin při dvojosé napjatosti σ σ 9, Pa x, Ed m, Ed 9 σ z, Ed σ oz, Ed + σ T, Ed 9,5 + 8,8 58, Pa τ τ + τ,4 + 5,9 9, Pa Ed v, Ed oxz, Ed kde σ m,ed 9,9 Pa σ oz,ed 9,5 Pa σ T,Ed 8,8 Pa τ v,ed,4 Pa τ oxz,ed 5,9 Pa Podmínka spolehlivosti ( σ + σ σ σ + τ ), 0 x, Ed z, Ed x, Ed z, Ed Ed f ( 9,9 58, 9,9 58, + 9, ) 0,8, 0 + VYHOVÍ 55 b) Posuzuji pro postavení vvozující velkou posouvající sílu současně s osamělým břemenem V Ed R b,f + R b,q 45,5 + 4,8 80, kn F Ed F 09,4 kn Ed 0 Globální smkové napětí 80, 0,47 0 τ v Ed 9,08 0, 5,7 Pa Únosnost horního okraje stojin při dvojosé napjatosti σ x, Ed 0 σ σ + σ 9,5 + 8,8 58, Pa τ z, Ed oz, Ed T, Ed Ed τ v, Ed + τ oxz, Ed 5,7 + 5,9, Pa

29 Bakalářská práce Brno 0 Podmínka spolehlivosti ( σ + σ σ σ + τ ), 0 x, Ed z, Ed x, Ed z, Ed Ed f ( 0 58, 0 58, +, ) 0,9, 0 + VYHOVÍ 55 Návrhová hodnota brzdné síl podélného pojezdu F γ ϕ H,5,5 0,5 0, kn kde H L, je ϕ 5 γ Q L Q 5 L, podélná vodorovná síla od rozjezdu nebo brzdění jeřábu dnamický součinitel pro hnací síl dílčí součinitel proměnného zatížení Svislá vzdálenost temene kolejnice od podpor je z h + hr mm kde h, h r jsou výška hlavního nosníku jeřábové dráh a výška čtvercové kolejnice Podporová reakce RL FL z l Obr.. Výslednice brzdných sil podélného pojezdu obou jeřábů,0 0, 0,84,45 kn oment uprostřed rozpětí nosníku L FL z 0, 0,84 8,5 knm Globální ohbové napětí od momentu L 8,5 0 σ m, Ed 0,87 Pa W pl, 8,57 0 kde Wpl, je průřezový modul

30 Bakalářská práce Brno 0 Globální tlakové napětí F 0, 0 σ L c Ed A,88 0 kde A je, 0,77 Pa průřezová plocha hlavního nosníku Návrhová hodnota příčné síl F γ ϕ H,5,5,5 kde H T, je ϕ 5 γ Q T Q 5 T,, kn příčná vodorovná síla od rozjezdu nebo brzdění jeřábu dnamický součinitel dílčí součinitel proměnného zatížení Obr..7 Příčné síl vrovnávající excentricitu podélných brzdných sil vůči těžišti jeřábu Ohbový moment T vlivem mimostčného zatížení silami F T, 9, kn a F T, 7,7 kn T FT a,,5 0,8 0,8,97 knm 4 4 Ohbové napětí v horní pásnici T T,97 0 σ mt Ed W t b 0 00, f, pl, z f kde W f,pl,z je průřezový modul horní pásnice b, t f šířka a tloušťka horní pásnice 8,8 Pa..4.4 Posouzení pásnic při jednoosé napjatosti síl skup. č. Únosnost pásnic při jednoosé napjatosti ověříme podle podmínk spolehlivosti za účinek zatížení v horní pásnici σ + x, Ed σ m, Ed + σ ml, Ed + σ c, Ed σ mt, Ed za účinek zatížení ve spodní pásnici σ + x, Ed σ m, Ed + σ ml, Ed σ c, Ed kde σ m,ed 07,5 Pa σ ml,ed 0,87 Pa σ c,ed 0,77 Pa σ mt,ed 8,8 Pa d

31 Bakalářská práce Brno 0 Podmínka spolehlivosti je pro horní pásnici 07,5 + 0,87 + 0,77 + 8,8 8 Pa 5 Pa VYHOVÍ pro spodní pásnici 07,5 + 0,87 + 0,77 09, Pa 5 Pa VYHOVÍ..4.5 Posouzení pásnic při dvojosé napjatosti síl skup. č. Únosnost horního okraje stojin při dvojosé napjatosti ověříme podle podmínk spolehlivosti σ σ + σ + σ 9,9 + 0,87 + 0,77, Pa σ τ x, Ed m, Ed ml, Ed c, Ed 5 z, Ed σ oz, Ed + σ T, Ed 9,5 + 8,8 58, Pa Ed τ v, Ed + τ oxz, Ed,4 + 5,9 9, Pa kde σ m,ed 9,9 Pa σ ml,ed 0,87 pa σ c,ed 0,77 Pa σ oz,ed 9,5 Pa σ T,Ed 8,8 Pa τ v,ed,4 Pa τ oxz,ed 5,9 Pa Podmínka spolehlivosti ( σ + σ σ σ + τ ), 0 x, Ed z, Ed x, Ed z, Ed Ed f (,5 58,,5 58, + 9, ) 0,8, 0 + VYHOVÍ Posouzení rozhodujících průřezů hlavního nosníku jeřábové dráh pro kombinaci zatížení s max. bočními ráz..4.. Svislé tlak kol Rozhodující stálé zatížení a zatížení skupin č. 5. Návrhové hodnot: F γ ϕ Q + ϕ Q,5,0 7,8 +,0 59, 7,45 kde Q C,r,max je ( ) ( ) kn Q 4 C, r, max 4 H, r, max Q H,r,max ϕ 4 γ Q maximální svislé zatížení od kola jeřábu způsobené jeho vlastní tíhou maximální svislé zatížení od kola jeřábu způsobené zatížením kladkostroje dnamický součinitel vjadřující dnamické účink vznikající při pojezdu jeřábu na jeřábové dráze dílčí součinitel proměnného zatížení 4

32 Bakalářská práce Brno 0 Obr..8 Postavení pohblivé soustav břemen vvozující maximální ohbový moment Příslušné reakce určené pro návrhové zatížení svislými tlak kol jsou 7,45 (,85 + 4,) + 7,45,85 R a, F 4,45 kn,0 Ohbový moment max,f R,0 F,05 4,45,0 7,45,05 8,70 knm max, F a, F Návrhová hodnota ohbového momentu od kombinace se stálým zatížením + 04,4 + 8,7 77, knm Ed q max, F Globální ohbové napětí od Ed Ed 77, 0 σ m, Ed 90,0 Pa W pl, 8, Boční ráz a jejich účink Návrhová hodnota vodorovné příčné síl od příčení jeřábu F γ H,5 8,0 5,4 kn T Q S,, T kde H S,,T je γ Q příčná vodorovná síla od kola způsobená příčením jeřábu dílčí součinitel proměnného zatížení Teoretická výška nosníku je h sg,0 m, pořadnice příčinkové čár osové síl N T jsou x x' 4,5 7,5 η,8 l,0,0 h sg 7,05 η,8 7,50,44 5

33 Bakalářská práce Brno 0 Obr..9 Vodorovná příčná síla od příčení jeřábu Osová síla v horním páse hlavního nosníku jeřábové dráh N η 5,4,44 5,9 kn T F T, Průřezová plocha pásu přenášejícího osovou sílu (dle 9.() ČSN EN 99--5) A b t + 5 ε t ,0,0 0 mm ch f Obr..0 Průřez horního pásu hlavního nosníku jeřábové dráh Tlakové napětí v průřezu od síl N T 5,9 kn NT 5,9 0 σ ct, Ed, Pa Ach, 0 ístní ohbový moment T vlivem mimostčného zatížení silou F T FT, a 5,4,5 T 0,8 0,8 5,4kNm 4 4 Ohbové napětí krajních pásnic T T 5,4 0 σ mt, Ed 4,7Pa W t b 0 00 f, pl, z kde W f,pl,z je průřezový modul pásnice b, t f šířka a tloušťka pásnice f

34 Bakalářská práce Brno Posouzení horní pásnice při jednoosé napjatosti pro kombinaci zatížení se svislými i vodorovnými silami Únosnost horní pásnice ověříme podle podmínk spolehlivosti σ σ + σ + x, Ed m, Ed ct, Ed σ mt, Ed 90,0 +, + 4,7, Pa kde σ m,ed 90,0 Pa σ ct,ed, Pa σ mt,ed 4,7 Pa 55 Pa... VYHOVÍ..4.7 Posouzení hlavního nosníku jeřábové dráh na klopení Tlakovou osovou sílu konvenčního tlačeného pásu lze uvažovat rovnou ohbovému momentu od svislého zatížení vdělenému vzdáleností těžišť pásnic. Vzdálenost průřezů tlačeného pásu L c zajištěných proti vbočení z rovin prvotního ohbu je rovna délce příhrad vodorovného výztužného nosníku a 500 mm. Plocha a moment setrvačnosti konvenčního tlačeného pásu A c b t f + h t , I c t f b + h t mm 7,5 0 mm 4 Obr.. Průřez konvenčního tlačeného pásu hlavního nosníku jeřábové dráh Tlaková osová síla tlačeného pásu Ed 77,.0 REd 004 kn t 770 kde t je vzdálenost těžišť pásnic Poměrná štíhlost pásu (viz odst....() ČSN EN 99--) L f A c c ,8 0 λ f 0,5 π E I π ,5 0 c kde f je mez kluzu E modul pružnosti v tahu a tlaku, roven Pa (viz odst...() ČSN EN 99--) 7

35 Bakalářská práce Brno 0 Návrhová vzpěrná únosnost χ Ac f 0,98.0, N st, b, Rd 74 kn γ,0 kde A c je plocha účinného průřezu χ součinitel vzpěrnosti, který se stanoví z výrazu (viz odst....() ČSN EN 99--) χ 0,98 χ,0 Φ + Φ λ 0, ,5 kde Φ 0,5 [ + α ( λ 0,) + λ ] 0,5 [ + 0,49 ( 0,5 0,) + 0,5 ] 0, 54 α je součinitel imperfekce, který je pro křivku vzpěrné pevnosti c (viz odst., 9.4() ČSN EN 99--5) dán hodnotou α 0,49 (viz tab.. ČSN EN 99--) Podmínka spolehlivosti je (viz odst....() ČSN EN 99--) N R Ed st, b, Rd ,7,0 VYHOVÍ NA KLOPENÍ Pozn. Výpočet a posouzení na klopení je provedeno za předpokladu zjednodušení rozložení momentu Ed na dvojici sil na rameni t posouzení tlačeného pásu na vzpěr..4.8 Posouzení hlavního nosníku jeřábové dráh na boulení Únosnosti průřezu a souvisící parametr a) Rozmístění příčných výztuh koncové působící jako netuhé ve smslu odst. 9..() ČSN EN 99--5, mezilehlé, rozmístěné ve vzdálenostech a 500 mm (viz obr. 5.5), působící jako tuhé ve smslu odst. 9..() ČSN EN h ε 7 0,8,70 > 0 t η,0 kde h, t jsou výška a tloušťka stojin η,0 pro ocel S 55 (viz odst. 5.() ČSN EN 99--5), ε 0,8 pro ocel S 55 b) Únosnost ve smku Příspěvek k únosnosti ve smku zahrnující působení částečného tahového pole stojin se určí podle vztahu (viz rovnici (5.) ČSN EN 99--5) χ h t f, Vb, Rd 85 kn γ,00 kde h, t jsou výška a tloušťka stojin f, γ mez kluzu a dílčí součinitel spolehlivosti materiálu χ součinitel boulení, který se pro stojinu s netuhou koncovou výztuhou získá ze vztahu (viz tab. 5. ČSN EN 99--5) 0,8 0,8 χ,05, s omezením χ η λ 0,8 kde η,0 pro ocel S 55 λ je poměrná štíhlost, která se pro stojinu s mezilehlými příčnými výztuhami bere (viz rovnici (5.) ČSN EN 99--5) 8

36 Bakalářská práce Brno 0 kde ε je h λ 7,4 t ε k τ k τ 740 7,4 0,8 0,8, parametr součinitel kritického napětí, který se pro stranový poměr α a / h,0 získá ze vztahu (viz odst. A.() ČSN EN 99--5) h 740 kτ 5,4 + 4,00 5,4 + 4,00, 500 a kde a je vzdálenost mezi sousedními příčnými výztuhami Příspěvek k únosnosti ve smku zahrnující zvětšení účinků tahového pole v důsledku lokální ohbové únosnosti pásnic se stanoví ze vztahu (viz odst. 5.4() ČSN EN 99--5) b t f f Vbf, Rd 0 kn c γ 474,00 kde b, t f jsou šířka a tloušťka spodní pásnice c délka ukotvení tahového pole v pásnici, která se vpočte ze vztahu, b t f, 00 0 c a 0, ,5 474 mm t h c) Únosnost při místním příčném zatížení χ F l t f 0, FRd 40 kn γ,00 kde l je účinná zatěžovací délka, t tloušťka stojin f, γ mez kluzu a dílčí součinitel spolehlivosti materiálu (viz (5.), (5.9)), χ F součinitel boulení (viz rovnice (.) ČSN EN 99--5) 0,5 0,5 χ F 0,58, χ F,0 λ 0,8 kde F λ F je poměrná štíhlost, která se bere (viz rovnice (.4) ČSN EN 99--5) l t f λ F 0,8 Fcr 84 0 kde F cr je kritická síla (viz rovnice (.5) ČSN EN 99-5) t F cr 0,9 k F E 0,9, kn h 740 kde h je výška stojin mezi pásnicemi E modul pružnosti v tahu a tlaku, roven Pa k F součinitel kritické síl pro přenos příčného zatížení smkovými silami ve stojině (viz obr..(a) ČSN EN 99--5) h 740 k F + +, a kde a je vzdálenost mezi sousedními příčnými výztuhami Účinná zatěžovací délka se pro přenos příčného zatížení smkovými silami ve stojině vpočte ze vztahu (viz odst..5() ČSN EN 99--5) l s + t + m + m 74, , 50, l a s ( ) ( ) mm f 9

37 Bakalářská práce Brno 0 kde s s je roznášecí délka příčného zatížení, t f tloušťka horní čili zatížené pásnice (viz obr. 5.5), m, m bezrozměrné parametr (viz odst..5() ČSN EN 99--5) b 00 m 5 t 740 0,0 h m 0,0, pro t f 0 0 λ F > 0,5, jinak m 0 Roznášecí délka na horním povrchu horní pásnice od zatížení kolem jeřábu působícím na kolejnici (viz odst..5.() ČSN EN 99-) s l t 4,8 0 74,8 mm s eff f kde l eff je účinná roznášecí délka na spodním povrchu horní pásnice d) Únosnost při působení normálových napětí Zatříděním průřezu kritérii do tříd je možno vtvořit plastický moment únosností, ale je omezena rotační kapacita průřezu v důsledku lokálního boulení (viz odst. 5.5.() ČSN EN 99--). Průřez se posuzuje pouze na prostou pevnost s použitím průřezových charakteristik neredukovaného průřezu. Návrhová plastická momentová únosnost průřezu složeného pouze z účinných ploch pásnic (viz odst. 7.() ČSN EN 99--5) W f, f, f, Rd 40 knm γ,00 0 kde f, γ 0 jsou mez kluzu a dílčí součinitel spolehlivosti materiálu W f, plastický modul průřezu složeného z účinných ploch pásnic, který se může vzít jako součin účinné ploch pásnice s menší osovou únosností a vzdálenosti mezi těžišti pásnic, tj. W f, b t f ( h + h ) 00 0 ( ),9 0 mm kde b, t f jsou šířka a tloušťka pásnice h, h výška nosníku a výška stojin mezi pásnicemi Návrhová plastická momentová únosnost průřezu složeného z účinných ploch pásnic a plné ploch stojin (viz rovnici (.) ČSN EN 99--) W pl, f 8, 0 55 pl, Rd 05 knm γ 0,00 kde W pl, je plastický průřezový modul, který se vpočte ze vztahu ( e x) + t ( b t ) ( e t ) W pl, t x f f ( ) + 0 ( 00 ) ( 400 0) 8, 0 mm 88 kde t f je tloušťka horní pásnice, t tloušťka stojin, e vzdálenost horního krajního vlákna nosníku od těžišťové os b 00 x mm h t,8 0 5 pl, Rd 948 knm,00

38 Bakalářská práce Brno 0 Návrhová osová únosnost průřezu složeného pouze z pásnic pro korekční součinitel ( A f + Af ) f ( t f + t f ) b f ( 0 + 0) kn γ γ, Posouzení rozhodujících průřezů pro kombinaci zatížení s maximálními svislými tlak kol skupina zatížení č. a) Případ s významným ohbovým momentem aximální ohbový moment max ve vzdálenosti x a a m mm od kraje nosníku a m min {0,4 a; 0,5 h }{0,4.500; 0,5.740} 70 mm kde a m je vzdálenost od příčné výztuh na více namáhané straně pole (viz odst. 4.() ČSN EN 99--5) Výslednice R F 09,4 48,8 kn Reakce viz obr. 5.a,b 09,4 4, +,7 R a F,0 ( ) + 09,4,7, 0, kn Obr..a Postavení pohblivé soustav břemen pro posouzení stojin max ohbový moment Síl v koncovém poli Ed R a,f x 0,., 45,9 knm N Ed F L 0, kn z,ed T 5,4 knm V Ed R a,q + R a,f 4,8 + 0, 40,9 kn F Ed F 09,4 kn Únosnost průřezu při působení normálových napětí ověříme podle podmínk spolehlivosti (viz odst. 4.() ČSN EN a..9.(),..9.() ČSN EN 99--) Ed 45,9 0 σ x, Ed + σ c, Ed + σ mt, Ed + 7, + 4,7 8, Pa W pl, 8,57 0 kde Ed je návrhová hodnota ohbového momentu od svislých tlaků kol, W pl, průřezový modul pro krajní vlákno nosníku σ c,ed tlakové napětí od návrhové osové síl N Ed F L σ mt,ed ohbové napětí od návrhového vodorovného ohbového momentu z,ed T

39 Bakalářská práce Brno 0 Podmínka spolehlivosti f σ x, Ed 8, Pa γ 0 55 Pa... VYHOVÍ Únosnost průřezu ve smku ověříme podle podmínk spolehlivosti (viz odst. 5.5(), 5.() ČSN EN 99--5) VEd 40,9 0,,0 VYHOVÍ V V b, Rd + bf, Rd Únosnost průřezu při místním příčném zatížení ověříme podle podmínk spolehlivosti (viz odst..(),.() ČSN EN 99--5) FEd 09,4 0,7,0 VYHOVÍ F 40 Rd Únosnost průřezu při interakci ohbu a smku ověříme podle podmínek spolehlivosti (viz odst. 5.5(), 5.(), 5.4(), odst. 7.() ČSN EN 99--5) V V Ed f, Rd Ed b, Rd 45,9 knm 40 knm VYHOVÍ 40,9 kn 85 kn VYHOVÍ Únosnost průřezu při interakci ohbu, tlaku a smku ověříme podle podmínek spolehlivosti s použitím korekčního součinitele V V Ed f, Rd Ed b, Rd 0, 45,9 knm knm VYHOVÍ 90 40,9 kn 85 kn VYHOVÍ Ed 45,9 knm N Ed 0, kn V Ed 40,9 kn f,rd 40 knm (A f + A f ) f / γ 0 90 kn (viz odst. 5.4() ČSN EN 99--5) V b,rd 85 kn Únosnost průřezu při interakci ohbu, tlaku a osamělé příčné síl ověříme podle podmínk spolehlivosti (viz odst. 7.(),.(),.(), 4.() ČSN EN a..9.(),..9.() ČSN EN 99--) FEd γ 0 09,4 8, + 0,8 σ x, Ed + 0,8 0,5,4 VYHOVÍ F f Rd σ x,ed 8, Pa F Ed 09,4 kn F Rd 40 kn

40 Bakalářská práce Brno 0 b) Případ bez ohbového momentu Obr..b Postavení pohblivé soustav břemen pro posouzení stojin max posouvajícísíla a místní břemeno Posouzení uvažovaného pole stojin na tto účink V Ed R a,q + R a,f 4,8 + 45,5 80, kn F Ed F 09,4 kn N Ed F L 0, kn Únosnost průřezu při působení normálových napětí netřeba ověřovat, protože se počítá s menší hodnotou návrhového normálového napětí σ x,ed σ c,ed 7, Pa. Respektive i při interakci tlaku a osamělé příčné síl. Únosnost průřezu ve smku ověříme podle podmínk spolehlivosti VEd 80, 0,8,0 V V b, Rd + bf, Rd Únosnost průřezu při interakci tlaku a smku ověříme podle podmínek spolehlivosti s použitím korekčního součinitele V V Ed f, Rd Ed b, Rd 0, 0 knm knm VYHOVÍ 90 80, kn 85 kn VYHOVÍ Ed 0 knm N Ed 0, kn V Ed 80, kn f,rd 40 knm (A f + A f ) f / γ 0 90 kn (viz odst. 5.4() ČSN EN 99--5) V b,rd 85 kn Posouzení koncových výztuh Návrh PLO 0 (viz obr. 5.). Připojovací svar mají tloušťku mm. Do průřezu výztuh se započítává průřez vlastních výztužných prvků a spolupůsobící část stojin o šířce 5 ε t. Vnitřní spolupůsobící šířka stojin s 5,0 80 mm, přečnívající šířka stojin s 0 0 mm. Průřezová plocha koncové výztuh A st t st bst + t + s + s0 t , 0 mm ( ) ( ) ( ) ( )

41 Bakalářská práce Brno 0 oment setrvačnosti koncové výztuh k ose totožné se střednicí stojin I st ( t st ( bst + t ) + ( s + s0 ) t ) 4 ( ( 0 + ) + ( ) ),0 0 mm Obr.. Účinný průřez koncové výztuh POSOUZENÍ NA VZPĚR JAKO TLAČENÝ PRUT (viz odst. 9..() ČSN EN 99--5). Výztuhu posuzuji na působení maximální reakce R Ed 80. kn Podmínka spolehlivosti je (viz odst....() ČSN EN 99--) REd,0 N st, b, Rd kde N st,b,rd je návrhová vzpěrná únosnost fiktivního prutu(viz odst....() ČSN EN 99--) χ Ast f,0 5, 0 55 N st, b, Rd 88 kn γ,00 kde A st je plocha účinného průřezu výztuh χ součinitel vzpěrnosti (viz odst....() ČSN EN 99--) lst, cr f Ast , 0 λ 0, λ 0, χ,0 π E I π 0 000,0 0 st (viz obr..4 ČSN EN 99--) kde E je modul pružnosti v tahu a tlaku, roven Pa I st moment setrvačnosti účinného průřezu výztuh l st,cr vzpěrná délka výztuh(viz odst. 9.4() ČSN EN 99--5) l st, cr 0,75 h 0, mm kde h je výška stojin mezi pásnicemi Podmínka spolehlivosti REd 80, 0,,0 VYHOVÍ N 88 st, b, Rd 4

42 Bakalářská práce Brno Posouzení mezilehlých výztuh Návrh PLO 0. Připojovací svar mají tloušťku 4 mm. Spolupůsobící šířka stojin s 5,0 80 mm. Průřezová plocha ( b + t ) + s t ( 0 + ) ,4 0 A st t st st mm oment setrvačnosti I st ( tst ( bst + t ) + s t ) 4 ( ( 0 + ) + 80 ),05 0 mm Obr..4 Účinný průřez mezilehlé výztuh a) Posouzení na normálová napětí v nosníku dle čl. 9.. ČSN EN minimální tuhost v ohbu podle odst. 9..(5) minimální tuhost v kroucení podle odst. 9..(8) Stojina je zatříděná do tříd, tzn. že není k náchlná k boulení a netřeba ověřovat tuhosti viz výše. b) Posouzení na smk a osamělou příčnou sílu Ověření tuhosti oment setrvačnosti účinného průřezu mezilehlé výztuh působící jako nepoddajná podpora pole stojin má být při stranovém poměru (viz odst. 9..() ČSN EN 99--5) α a h < α ,0 I st I st kde h, t jsou h. t mm výška a tloušťka stojin Ověření pevnosti aximální reakce od postavení břemen 09,4 ( 4, +,) + 09,4, R a F,0, 0 9, kn mm 4 VYHOVÍ NA TUHOST 5

43 Bakalářská práce Brno 0 Obr..5 Postavení pohblivé soustav břemen pro posouzení mezilehlé výztuh Posouvající síla V Ed R a,q + R a,f 4,8 + 9, 8 kn ezilehlá výztuha se posuzuje na vzpěrnou únosnost pro osovou sílu (viz odst. 9.4(), 9..() a 9..() ČSN EN 99--5) N F + N + N 09, ,4 kn st, Ed Ed st, ten st kde F Ed je místní příčná síla působící v místě výztuh N st,ten tlaková síla vvolaná pokritickým působením stojin ve smku, N st přírůstek tlakové síl zahrnující přídavné účink pokritického působení stojin v tlaku nebo ohbu. Tlakovou sílu N st,ten lze brát h t f h t f N st, ten VEd V 9, 0 Ed λ γ λ γ 0,8, kn < 0 N ten st, 0 kde V Ed je větší z posouvajících sil po obou stranách výztuh, f, γ mez kluzu a dílčí součinitel spolehlivosti materiálu (viz (5.), (5.9)), λ poměrná štíhlost stojin ve smku Složku tlakové síl N st lze pro stojinu tříd zanedbat ezilehlá výztuha se posuzuje na vzpěr jako tlačený prut podle podmínk spolehlivosti (viz odst....() ČSN EN 99--) N st, Ed,0 N st, b, Rd kde N st,b,rd je Včíslení 0, l st, cr návrhová vzpěrná únosnost fiktivního prutu, kde dosadíme průřezovou plochu A st a moment setrvačnosti I st 555 mm l λ π st, cr f E A I st st 555 π 55 7, ,05 0 0,

44 Bakalářská práce Brno 0 V případě, že λ 0,, pak χ,0 (viz obr..4 ČSN EN 99--),0 7,4 0,00 55 N st, b, Rd 0 kn Podmínk spolehlivosti N st, Ed 09,4 0,,0 VYHOVÍ N 0 st, b, Rd Posouzení účinného podepření tlačené pásnice stojinou Poměr rozměrů stojin h / t splňovat podmínku (viz odst. 8() ČSN EN 99--5) h t k E f A A fc 740 0, ,7 7, VYHOVÍ NA VTLAČENÍ kde k je součinitel, který má hodnotu k 0, pro pásnici tříd E modul pružnosti v tahu a tlaku, roven Pa f mez kluzu A plná plocha stojin, A h t, A fc účinná plocha tlačené pásnice, A fc b t f..4.9 Posouzení spoje stojin a pásnice nosníku (krčních svarů) Návrh koutových svarů pod horní pásnici o účinné tloušťce a mm, nad spodní pásnici o účinné tloušťce a 8 mm. Posuzuji pro složk napětí σ, τ a τ II (viz čl ČSN EN 99--8) podle podmínek spolehlivosti σ ( τ + τ ) + II 0,9 σ γ f u β f u γ kde σ je normálové napětí kolmé k účinnému průřezu svaru τ smkové napětí (v rovině účinného průřezu) kolmé k ose svaru τ II smkové napětí (v rovině účinného průřezu) rovnoběžné s osou svaru f u mez pevnosti γ dílčí součinitel spolehlivosti materiálu β korelační součinitel, který se pro ocel S 55 uvažuje hodnotou β 0,90 (viz tab. 4. ČSN EN 99--8). Krční svar při levé podpoře posuzuji na síl zatížení stálého a skupin č. V Ed R a,q + R a,f 4,8 + 45,5 80, kn F Ed F 09,4 kn T Ed,88 knm Je-li V Ed 80, kn V b,rd 85kN pak leze uvažovat smkový tok (viz odst. 9..5() ČSN EN 99--5) VEd 80, 0 v Ed 54 N mm h 740 kde h je výška stojin mezi pásnicemi 7

45 Bakalářská práce Brno 0 Vodorovné napětí ve svarech od posouvající síl lze určit podle vztahu v 54 τ Ed II, Pa a. kde a je účinná tloušťka svaru, a mm Obr.. Vodorovná napětí v krčních koutových svarech Kolové zatížení F Ed působící na horní pásnici vvozuje v krčních svarech - svislé napětí σ, jsoucí výslednicí složek σ - vodorovné napětí neboli smkové napětí rovnoběžné s osou svaru τ II Svislé napětí ve svarech od kolového zatížení t σ σ oz, Ed 9,5 48, Pa a kde σ oz,ed je t a lokální svislé tlakové napětí ve stojině tloušťka stojin účinná tloušťka svaru, a mm Napětí σ rozložíme do složek kolmé a rovnoběžné s rovinou účinného průřezu svaru σ 48, σ τ 4,4 Pa Obr..7 Svislá napětí v krčních koutových svarech 8

46 Bakalářská práce Brno 0 Vodorovné napětí ve svarech od kolového zatížení t τ II τ oxz, Ed 5,9 9,7 Pa a kde τ oxz,ed je t a lokální smkové napětí ve stojině tloušťka stojin účinná tloušťka svaru, a mm Krouticí moment T Ed způsobený příčnou excentricitou kolového zatížení vvozuje v krčních svarech svislé napětí σ Svislé napětí ve svarech od krouticího momentu σ σ T, Ed t r a 8,8,8 Pa, kde σ T,Ed je lokální ohbové napětí ve stojině t tloušťka stojin a účinná tloušťka svaru, a mm r rameno vnitřních sil a r t + +, mm Napětí σ rozložíme do složek kolmé a rovnoběžné s rovinou účinného průřezu svaru σ,8 σ τ, Pa Jednotlivé složk napětí σ 4,4 +, 5, Pa τ 4,4 +, 5, Pa τ II, + 9,7 5,8 Pa Podmínk spolehlivosti σ ( τ + τ ) + II β f u γ 50 ( 5, + 5,8 ) 84, Pa 45 Pa 5, + 0,90,5 SVARY VYHOVÍ 0,9 f σ u γ 0,9 50 5, Pa 45 Pa SVARY VYHOVÍ,5 9

47 Bakalářská práce Brno 0. EZNÍ STAVY ÚNOSNOSTI FAT.. Únavová pevnost ateriál hlavního nosníku jeřábové dráh je ovlivněn - vrub v místech připojení příčných výztuh ke stojině a tlačené pásnici - v místě připojení stčníkových plechů vodorovného výztužného nosníku k horní pásnici - v místě průběžného svarového spoje stojin s pásnicemi - v místě přivaření zarážek k horní pásnici zajišťujících polohu kolejnice.. Posouzení pásnic pro rozkmit normálového napětí od ohbového momentu Rozhodujícími detail pro posouzení na únavu přenášející maximální rozkmit napětí na horní pásnici připojení zarážek koutovými svar, s referenční únavovou pevností σ C 80 Pa, na spodní pásnici průběžné krční koutové svar, s referenční únavovou pevností σ C Pa pod horní pásnicí koutové svar přenášející smkový tok od posouvající síl, svar vkazují referenční únavovou pevnost τ C Pa. Břemeno představující konstantní rozkmit proměnlivého zatížení v ekvivalentním návrhovém spektru zatížení F Q e, σ 88,9 kn kde Q e,σ je ekvivalentní zatížení pro poškození únavou Pořadnice příčinkové čár ohbového momentu od postavení břemen x x' 4,95 7,05 η,908 l,0,0 h sg,85 η,908 7,05,7 Obr..8 Postavení pohblivých soustav břemen vvozující maximální rozkmit globálního ohbového napětí 40

48 Bakalářská práce Brno 0 Ekvivalentní rozkmit ohbového momentu F η + η ) 88,9. (,908 +,7) E ( 4, kn Ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého normálového napětí v detailu pro spodní pásnici (méně příznivý stav) E,.0 σ E 4,4 Pa W pl, 8,57.0 kde E je ekvivalentní rozkmit ohbového momentu průřezový modul pro krajní vlákno nosníku W pl, Výpočet únavového poškození D σ, zahrnujícího únavové poškození D σ, způsobené rozkmit napětí σ E pro spodní pásnici D σ γ kde σ E je γ Ff σ C γ f Ff γ f,5. σ E.,0. 4,4. 0,7 σ C 80 rozkmit normálového napětí dílčí součinitel únavového zatížení jeřáb referenční únavová pevnost dílčí součinitel spolehlivosti únavové pevnosti Ověření únavové pevnosti spodní pásnice podle podmínk spolehlivosti D d D σ D σ,0 0,7,0 VYHOVÍ.. Posouzení stojin pro rozkmit hlavního napětí od ohbového momentu a posouvající síl Rozhodujícím detailem přenášející maximální rozkmit napětí, je ukončení svarového přípoje příčné výztuh v úrovni 50 mm nad spodní pásnicí. Referenční únavová pevnost σ C 80 Pa. Břemeno představující konstantní rozkmit proměnlivého zatížení v ekvivalentním návrhovém spektru zatížení F Q e, σ 88,9 kn Pořadnice příčinkové čár ohbového momentu od postavení břemen jeřábu x x' 4,50 7,50 η,8 l,0,0,0 η,8,8 7,50 Pořadnice příčinkové čár posouvající síl od postavení břemen jeřábu x 7,5 η 0,5 l,0 x 4,5 η 4 0,75 l,0,0 η 5 0,5 0,75 7,50 Ekvivalentní rozkmit ohbového momentu F η + η ) 88,9. (,8 +,8) E ( 0, kn

49 Bakalářská práce Brno 0 Ekvivalentní rozkmit posouvající síl F ( η + η ) 5 88,9. (0,5 + 0,75) V E 80 kn Ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého normálového napětí v detailu na stojině E 0,. 0 σ E z. 50 9, Pa 9 I,08.0 kde E je ekvivalentní rozkmit ohbového momentu I moment setrvačnosti průřezu hlavního nosníku k vlastní těžišťové ose z z-ová souřadnice posuzovaného detailu. z h mm Ekvivalentní konstantní rozkmit jmenovitého smkového napětí v detailu na stojině VE. S 80.0.,9.0 τ E 8,5 Pa 9 I. t, kde V E je ekvivalentní rozkmit posouvající síl t tloušťka stojin S statický moment části průřezu pod posuzovaným detailem k těžišťové ose ( b ( e h ) + t ( h z ).( 00( ) +. ( ) S.,9.0 mm kde b je šířka pásnice e vzdálenost spodního krajního vlákna nosníku od těžišťové os výška tažené části stojin h Rozkmit hlavního napětí ( 9, + 9, + 4.8,5 ),5 Pa σ eq, E Výpočet únavového poškození D σ, zahrnujícího únavové poškození D σ, způsobené rozkmit napětí σ E γ f,5 D.,. σ γ Ff σ eq E,0.,5. 0,5 σ C 80 kde σ E je rozkmit normálového napětí γ Ff dílčí součinitel únavového zatížení jeřáb σ C referenční únavová pevnost dílčí součinitel spolehlivosti únavové pevnosti γ f Ověření únavové pevnosti spodní pásnice podle podmínk spolehlivosti D d D σ D σ,0 0,7,0 VYHOVÍ 4