MOSTNÍ VZOROVÝ LIST MVL 150 KOMBINOVANÁ ODEZVA MOSTU A KOLEJE

Správa železniční dopravní cesty, státní organizace Dlážděná 1003/7, 110 00 Praha 1, Nové Město MOSTNÍ VZOROVÝ LIST MVL 150 KOMBINOVANÁ ODEZVA MOSTU A KOLEJE Schváleno ředitelem odboru traťového hospodářství dne: 2. ledna 2017 č.j.: S 51684/2016-SŽDC-O13 Účinnost od: 1. dubna 2017. Počet listů : 20 Počet příloh: 0 Počet listů příloh: 0 Praha 2016

Poděkování: Tento MVL byl zpracován za finanční podpory poskytnuté ze státních prostředků prostřednictvím Technologické agentury České republiky, registrační číslo projektu TA03031099. Vypracování MVL Zpracovatelský kolektiv: Odpovědný útvar SŽDC s.o.: Odborný garant za SŽDC s.o.: Ing. Martin Vlasák, SUDOP Praha, a.s. doc. Ing. Pavel Ryjáček, Ph.D., Fakulta stavební ČVUT v Praze doc. Ing. Marek Foglar, Ph.D., Fakulta stavební ČVUT v Praze Generální ředitelství, Odbor traťového hospodářství O13 Ing. Milan Kučera, Odbor traťového hospodářství O13 2

Obsah 1. SEZNAM POUŽITÝCH ZNAČEK A ZKRATEK... 4 2. VŠEOBECNÁ A ÚVODNÍ USTANOVENÍ... 5 2.1. ÚVODNÍ USTANOVENÍ... 5 2.2. ZÁKLADNÍ NÁZVY A POJMY... 5 2.3. ČLENĚNÍ MVL... 6 3. ÚVOD DO PROBLEMATIKY KOMBINOVANÉ ODEZVY... 7 3.1. BEZSTYKOVÁ KOLEJ V ŠIRÉ TRATI... 7 3.2. KOLEJ A JEJÍ ULOŽENÍ NA MOSTĚ... 9 3.3. PARAMETRY OVLIVŇUJÍCÍ KOMBINOVANOU ODEZVU MOSTU A BEZSTYKOVÉ KOLEJE... 10 3.3.1. Železniční svršek... 10 3.3.2. Způsob uložení koleje... 11 3.3.3. Upínací teplota.... 11 3.3.4. Proměnnost teploty v kolejnici po její délce... 11 3.3.5. Změna teploty mostu.... 12 3.3.6. Zatížení vlivem brzdných a rozjezdových sil... 12 3.3.7. Tuhost spodní stavby... 12 3.3.8. Mostní závěry... 13 3.3.9. Umístění kolejnicových dilatačních zařízení... 14 3.3.10. Nadzdvižení koleje v důsledku natočení NK... 14 3.3.11. Deformace nosné konstrukce v důsledku zatížení mostu... 15 3.3.12. Vliv směrového oblouku... 15 3.3.13. Konstrukční řešení mostu... 15 3.3.14. Užití speciálních konstrukčních prvků - SŘDM... 16 3.4. VÝPOČETNÍ MODELY PRO KOMBINOVANOU ODEZVU... 16 4. POSOUZENÍ KOMBINOVANÉ ODEZVY DLE ČSN EN 1991-2 ČL. 6.5.4... 19 4.1. ÚVOD DO POSOUZENÍ KOMBINOVANÉ ODEZVY KONSTRUKCE A KOLEJE DLE ČSN EN 1991-2... 19 4.2. NÁVRHOVÁ KRITÉRIA KOMBINOVANÉ ODEZVY KONSTRUKCE A KOLEJE DLE ČSN EN 1991-2... 19 5. POSOUZENÍ KOMBINOVANÉ ODEZVY DLE NA K ČSN EN 1991-2... 21 5.1. ÚVOD K ALTERNATIVNÍM NÁVRHOVÝM KRITÉRIÍM V NA K ČSN EN 1991-2... 21 5.2. METODA KOMPLEXNÍ ANALÝZY... 21 5.2.1. Popis metodiky... 21 5.2.2. Přehled dílčích složek napětí v kolejnici... 22 5.2.3. Součinitele spolehlivosti zatížení a kombinace... 25 5.2.4. Zatěžovací stavy a jejich kombinace... 26 5.3. METODA MEZNÍCH PŘÍRŮSTKŮ... 27 5.4. APLIKACE METODIKY ŘEŠENÍ KOMBINOVANÉ ODEZVY PŘI NÁVRHU MOSTNÍ KONSTRUKCE... 29 5.4.1. Úvod k návrhu dispozice mostní konstrukce... 29 5.4.2. Metodický postup při návrhu dispozice mostní konstrukce... 30 5.4.3. Metodický postup při posouzení kombinované odezvy dle ČSN EN 1991-2... 32 5.4.4. Metodický postup při posouzení kombinované odezvy dle NA k ČSN EN 1991-2... 34 5.5. POSTUPY PŘI ÚPRAVÁCH STATICKÉHO PŮSOBENÍ MOSTNÍ KONSTRUKCE... 35 6. ZÁVĚR... 37 7. SOUVISEJÍCÍ PŘEDPISY A NORMY... 38 7.1. OBECNĚ PLATNÉ PRÁVNÍ PŘEDPISY... 38 7.2. INTERNÍ PŘEDPISY... 38 7.3. TECHNICKÉ NORMY... 38 7.4. ODBORNÁ LITERATURA... 39 3

1. Seznam použitých značek a zkratek BK KDZ KL MVL UT DUT R V f y f u SŘDM K x r x N x L T L T D.0 klasifikační součinitel zatížení bezstyková kolej kolejnicové dilatační zařízení kolejové lože mostní vzorový list upínací teplota dovolená upínací teplota poloměr směrového oblouku traťová rychlost, příp. nejvyšší dovolená rychlost jízdy mez kluzu oceli mez pevnosti oceli systém řízení dilatace mostu ekvivalentní vodorovná tuhost spodní stavby v podélném směru mostu podélný odpor koleje normálová síla v koleji dilatující délka nosné konstrukce dynamický součinitel náhradní délka pro stanovení dynamického součinitele součinitel přenosu vodorovné reakce od proměnných zatížení (změna teploty a dopravní zatížení) mostu do jeho spodní stavby počáteční teplota mostní konstrukce při zřízení bezstykové koleje na mostě T D teplotní změny konstrukce mostu od počáteční teploty mostní konstrukce T D.0, INDEX D R A B nosná konstrukce (deck) kolejnice (rail) rozjezdové síly (acceleration forces) brzdné síly (breaking forces) 4

2. Všeobecná a úvodní ustanovení 2.1. Úvodní ustanovení Mostní vzorový list MVL 150 přímo navazuje na související dokumenty SŽDC S3/2 Bezstyková kolej a SŽDC S3 Železniční svršek. Ustanovení v těchto předpisech nejsou tímto předpisem dotčena. Pokud jsou v textu tohoto MVL uvedeny odkazy na obecně platné právní a technické předpisy (zákony, vyhlášky, technické normy a předpisy), pak se odkazují k jejich platnému znění. 2.2. Základní názvy a pojmy Aktuálně platné definice a další základní pojmy v oblasti kombinované odezvy mostu a koleje definuje předpis SŽDC S3/2 a SŽDC S 3 v platném znění, které jsou pro tento MVL závazné. Pro přehlednost tohoto MVL jsou hlavní pojmy uvedeny i v této kapitole. Bezstyková kolej je kolej s průběžně svařenými a při dovolené upínací teplotě upnutými kolejnicemi v kolejích i výhybkách. Za BK se ve smyslu tohoto MVL i předpisu SŽDC S3/2 považuje kolej s kolejnicemi svařenými v délce 150 m a větší. Dýchající konec BK je část na začátku a konci BK. V dýchajícím konci BK dochází v důsledku teplotních změn k dilatačnímu pohybu kolejnic, který se projeví posunutím koncového průřezu kolejnic. Délka dýchajícího konce BK závisí na velikosti podélného odporu koleje, na odporu proti posunutí v koncovém průřezu, na teplotní změně a historii teplotního a dalšího zatížení. Střední část BK je část mezi dýchajícími konci. Při potřebné velikosti podélného odporu koleje, konstantním teplotním zatížení po délce koleje a při vyloučení dalších podélných zatížení např. vlivem teplotní dilatace mostní konstrukce nevykazují kolejnice ve střední části BK žádný pohyb. Stabilita koleje je schopnost zachovávat požadovanou polohu koleje při působení podélných a příčných sil na kolejový rošt, vyvolávaných provozními účinky vozidel a teplotními změnami. Na stabilitu koleje má vliv velikost podélného a příčného odporu koleje, hmotnost koleje a její směrové a případně sklonové vedení. Podélný odpor koleje brání dilatačnímu pohybu kolejnic a změně délky kolejnic od teplotních změn. Na jeho velikost má vliv: a) odpor proti posunutí kolejnic v upevňovadlech; b) odpor proti podélnému posunutí kolejového roštu v kolejovém loži. Příčný odpor koleje brání směrovému posunutí koleje. Na jeho velikost má vliv hmotnost a tuhost kolejového roštu, typ (zapuštěné, otevřené) a stav kolejového lože a případné použití pražcových kotev. Neutrální teplota je teplota kolejnic, při níž jsou kolejnice bez podélného napětí od teplotních změn. Dovolená upínací teplota je stanovené rozmezí teplot kolejnic, nebo teplot odpovídajících uměle vyvolané změně délky kolejnicových pásů, při níž smějí být kolejnicové pásy svařeny závěrnými svary a tím upnuty bez nutnosti dodatečných úprav napětí. Upínací teplota je neutrální teplota ve chvíli zřízení bezstykové koleje, tj. při upnutí kolejnicových pásů a zřízení závěrných svarů. Závěrnými svary se svařují dlouhé kolejnicové pásy. 5

Pevný bod z hlediska teploty na nosné konstrukci je bod, kde při změně teploty mostu nedochází k jeho posunu, přitom se neuvažuje vliv koleje na most. Většinou se shoduje s umístěním podélně pevného ložiska. Dilatační délka mostu je vzdálenost mezi pevným bodem z hlediska teploty a dilatujícím koncem nosné konstrukce. Kombinovaná odezva mostní konstrukce a koleje je chování, kdy síly a posunutí v koleji a v mostní konstrukci se navzájem ovlivňují v důsledku jejich deformačního chování a existencí diskontinuit. Systém řízení dilatace mostu SŘDM je systém, tvořený obvykle pákovým mechanismem pod nosnou konstrukcí, který umožňuje řídit způsob dilatace mostu obvykle od středu mostu na kraje, nebo i jiným, předem zvoleným způsobem. Tento systém současně přenáší i veškeré vodorovné podélné účinky. Most je tedy navržen bez podélně pevných ložisek. 2.3. Členění MVL Mostní vzorový list MVL 150 definuje souhrn zásad pro návrh mostu ve vztahu k interakci s kolejí (zejména bezstykovou kolejí, normálně rozchodnou) a obsahuje základní zásady pro projektování a statické posouzení kombinované odezvy mostu a bezstykové koleje. Ve vybraných částech uvádí i požadavky a doporučení pro provádění a údržbu. MVL 150 je členěn do základní souhrnné části, které pojednává obecně o teorii interakce mostu a bezstykové koleje, popisuje metodiku posouzení interakce mostu a bezstykové koleje a příloh, které uceleně pojednávají o jednotlivých oblastech kombinované odezvy s ohledem na uložení koleje, uspořádání mostu či použití speciálních konstrukčních prvků, a je dělen takto: - MVL 150 - Kombinovaná odezva mostu a koleje - Příloha I ZÁSADY PRO UMÍSTĚNÍ KOLEJE NA MOSTNÍ OBJEKTY (v přípravě) - Příloha II VYUŽITÍ SYSTÉMU ŘÍZENÍ DILATACE MOSTU PRO MOSTNÍ KONSTRUKCE - Příloha III - KONSTRUKCE S PRŮBĚŽNÝM KOLEJOVÝM LOŽEM (v přípravě) - Příloha IV - KONSTRUKCE S PŘÍMÝM ULOŽENÍM KOLEJE (v přípravě) - Příloha V - KONSTRUKCE S PEVNOU JÍZDNÍ DRÁHOU (v přípravě) - Příloha VI - KONSTRUKCE S MOSTNICEMI (v přípravě) - Příloha VII - KONSTRUKCE S KONTINUÁLNĚ PODEPŘENOU KOLEJNICÍ (v přípravě) 6

3. Úvod do problematiky kombinované odezvy 3.1. Bezstyková kolej v širé trati Dříve se kolej zřizovala pouze jako stykovaná z kolejnic délky 25 m a kratších. Kolejnicový styk umožňoval volnou dilataci do určité teploty kolejnic a v kolejnicových pásech vlivem teplotních změn nevznikaly do zavření nebo úplného otevření dilatační spáry v kolejnicovém styku osové síly srovnatelné se silami v kolejnicových pásech BK. Kolejnicový styk je zdrojem dynamických rázových účinků v důsledku zhoršené svislé a boční geometrie kolejnicových pásů, s tím spojeného vzniku vibrací, hluku a snížení komfortu jízdy. Vývojem postupů svařování kolejnic se postupně přešlo na zřizování nekonečných, průběžně svařených kolejnicových pásů. Kolej s průběžně svařenými kolejnicemi v kolejích i výhybkách s délkou delší než 150 m je u nás v současné době považována za bezstykovou kolej (Continuous Welded Rail CWR). Při jízdě vozidla po bezstykové koleji (dále jen BK) nevznikají dynamické rázy na kolejnicových stycích, což zvyšuje komfort jízdy, snižuje dynamické namáhání konstrukce železničního svršku i spodku, snižuje náklady na údržbu koleje, zvyšuje bezpečnost provozu na trati a ve výsledku vede i k nižším provozním nákladům. Na druhou stranu z hlediska návrhu přináší zřizování BK určitá specifika, která je nutné řešit již při jejím návrhu. Základním zatížením, podstatným pro provozuschopnost BK je teplotní změna v kolejnicových pásech, která vyvolává značné podélné síly způsobené omezením či eliminací podélných pohybů kolejového roštu. Proti posunutí koleje v podélném směru působí podélný odpor koleje, tvořený odporem proti posunutí kolejnic v uzlech upevnění kolejnic na pražcích a uložení kolejového roštu v kolejovém loži. K částečnému pohybu BK dochází pouze na začátku a na konci BK, v tzv. dýchajících koncích, v délkách cca 35-75 m, viz obr. 1 (délka závisí na typu upevnění, tvaru, hmotnosti a rozdělení pražců a kvalitě kolejového lože). S vyšší hmotností pražců a pružným upevněním lze počítat s menší hodnotou. Dále může docházet k nepatrným posunům BK v oblastech změn soustav železničního svršku, na mostních konstrukcích a v dalších situacích, kdy se z různých důvodů mění velikost podélných sil v koleji např. v důsledku různých teplot vzduchu nebo oslunění kolejnic (např. v oblasti portálů železničních tunelů). Při kladné změně teploty (ohřátí) vznikají tlakové síly, což může představovat zvýšené riziko ztráty stability konstrukce koleje (vybočení koleje vlivem vzpěrného tlaku, případně i radiálních sil při umístění koleje ve směrových obloucích). Při záporné změně teploty (ochlazení) vznikají v BK tahové síly, což v krajním případě může mít za důsledek riziko lomu kolejnice. Proti vybočení koleje působí příčný a svislý odpor koleje, který je zajištěn mimo jiné správným zřízením bezstykové koleje. Odpor koleje proti příčnému posunu lze zvýšit použitím pražcových kotev na příčných pražcích nebo v odůvodněných případech zpevněním kolejového lože (např. pryskyřicí). Obr. 1 Průběh vnitřní normálové síly v BK 7

Při znalosti teploty upnutí kolejnicového pásu a skutečné teploty kolejnice lze vypočítat aktuální velikost podélného napětí a podélné osové síly v kolejnici. Pro zajištění provozuschopnosti Bk a její správnou funkci musí být kolejnicové pásy upnuty při dovolené upínací teplotě. Použití BK je založeno na skutečnosti, že v části BK, kde nedochází k posunům kolejnic nebo celého roštu, jsou osové síly v koleji úměrné teplotnímu zatížení a nezávisí na délce koleje, což lze vyjádřit dle [4.8.]: N x kde: EA T (3.1) R N x je normálová síla v BK [kn] E je modul pružnosti kolejnicové oceli [kn/m 2 ] A R je průřezová plocha dvou kolejnic [m 2 ] je součinitel tepelné roztažnosti kolejnic [K -1 ] T je teplotní rozdíl mezi aktuální a upínací teplotou kolejnic [K] Pokud je BK přerušena, hovoříme o tzv. dýchajícím konci, kde posun koleje vůči zemnímu tělesu již není nulový a kde se směrem ke konci koleje síly snižují. Pak změna osové síly v koleji je úměrná aktivovanému podélnému odporu koleje proti posunutí a spojitému podélnému zatížení brzdnými nebo rozjezdovými silami, což lze vyjádřit rovnicí: du N x EA T (3.2) dx kde u(x) je funkce podélného posunutí koleje (kolejového roštu nebo kolejnic) [m]. Zde pak změna osové síly v koleji, uvažovaná po její délce, je úměrná aktivovanému podélnému odporu koleje proti posunutí a spojitému podélnému zatížení brzdnými nebo rozjezdovými silami, což je možno vyjádřit rovnicí: dn dx x kde: r q, kn/ m (3.3) x x r x je podélný odpor proti posunutí [kn/m] q x je spojité zatížení rozjezdovými nebo brzdnými silami [kn/m] Ve skutečnosti může docházet ke vzájemnému posunu koleje a tělesa železničního spodku, a to jednak v důsledku dilatace od teplotních účinků (dýchající konec BK) nebo v důsledku vnějšího zatížení (brzdné a rozjezdové síly). Pro popis tohoto chování je klíčovým parametrem podélný odpor koleje proti posunutí (kolejnice v upevnění na pražec a kolejový rošt v kolejovém loži) vůči tělesu železničního spodku. Podélný odpor je obecně nelineárně závislý na podélném posunutí koleje u. Pokud se uvažuje velmi bezpečný přístup a aplikuje se lineární závislost podélného odporu na posunutí koleje, pak lze zapsat: r x = k. u kde: (3.4) k je konstanta vyjadřující tuhost kolejového lože a závislost mezi posunutím koleje a podélným odporem na zemním tělese [kn/m 2 ], u je podélné posunutí koleje [m]. Pak lze po dosazení vztahu 4.2 a 4.4. do rovnice 4.3.definovat pro kolej v širé trati zatíženou podélným vodorovným zatížením následující diferenciální rovnici pro funkci posunutí u(x): 2 d u EA k u dx 2 q x (3.5) 8

3.2. Kolej a její uložení na mostě Pokud přechází nepřerušená BK přes most, pak dochází v důsledku jeho dilatace k ovlivnění chování bezstykové koleje. Mezi BK a mostem dochází ke vzájemnému pohybu, který je dán teplotní dilatací mostu a to zejména na dilatující straně mostu. Dále se projevují účinky brzdných a rozjezdových sil a také vliv deformace mostní konstrukce od provozního zatížení. Toto chování, kdy dochází k vzájemným posunům a síly v koleji a v mostní konstrukci se navzájem ovlivňují v důsledku jejich deformačního chování a existencí diskontinuit popisujeme jako "Kombinovanou odezvu mostní konstrukce a koleje" Velikost silového ovlivňování je závislá zejména na tom, zda je převedena přes most nepřerušená BK nebo zda je kolej na mostě oddělena od BK v navazujících úsecích před a za mostem pomocí kolejnicových dilatačních zařízení (KDZ), dále na konstrukčním upořádání mostního objektu (rámová konstrukce, trámová konstrukce mostu apod.) a na statickém uspořádání mostního objektu (integrovaný most, řetězce dilatačních celků, spojitý nosník apod.), typu a umístnění mostovky a samozřejmě na způsobu uložení koleje. Tyto účinky vyvolávají přídavné napětí v kolejnici, které může dosahovat nemalých hodnot. Přídavné tlakové síly v kolejnicích mohou pak v krajním případě vést k jejich vybočení (provádí se posouzení na polovinu kritické síly), tahové naopak k jejich lomu (provádí se posouzení na přípustnou lomovou spáru). Z hlediska mostu se tento efekt projevuje zejména v zatížení ložisek a následně spodní stavby značnými podélnými vodorovnými silami. Silové ovlivňování mezi kolejí a mostní konstrukcí vzniká při vzájemném rozdílu podélného posunutí mezi kolejí a mostním objektem. Ve vazbě na velikost rozdílu podélného posunutí je část silových účinků přenášena do mostního objektu a zbylá část zatížení přechází dále kolejí mimo mostní objekt, kde je postupně přenášena do tělesa železničního spodku. Je tedy zřejmé, že zřízením nepřerušené bezstykové koleje na mostním objektu vznikají v koleji další přídavná napětí od silových účinků od spolupůsobení koleje a mostní konstrukce. Mostní konstrukce tedy vytváří úsek v trati, kde dochází ke změnám podélných sil v koleji a s tím souvisejících napětí v kolejnici a k silovému namáhání vlastní mostní konstrukce viz obr. 2. Obr. 2 Schéma změny průběhu normálové síly N x v kolejnici v důsledku spolupůsobení mostní konstrukce a koleje Obecně platí, že u mostních objektů, u kterých dochází pouze k malým dilatacím (např. klenbové konstrukce, rámové konstrukce apod.), je tedy možné předpokládat převedení BK bez větších technických problémů. Naopak u mostních objektů, u kterých dochází k větší délkovým změnám v podélném směru (např. trámové konstrukce) je nutné možnost převedení BK z uvedených důvodů posoudit, viz dále. 9

Předchozí vztah (4.4) je pak možno na mostě pak zapsat do tvaru: r x k b. ( u - u b) (3.6) kde: k b je konstanta vyjadřující závislost mezi posunutím koleje a podélným odporem na mostě [kn/m 2 ], u je podélné posunutí koleje [m], u b je posunutí mostu vlivem změny teploty [m]. Pokud se zanedbá vliv koleje na dilataci mostní konstrukci (s ohledem na značný rozdíl v tuhosti) tak lze uvažovat: u b l b. m. T m [m] (3.7) kde: l b je dilatační délka mostu [m], u b je posunutí mostu vlivem změny teploty [m], m je součinitel teplotní roztažnosti pro mostní konstrukci [K -1 ], T m je teplotní rozdíl mezi aktuální teplotou mostu a teplotou mostu, při níž byla zřízena BK na mostě [K]. Komplexní řešení spolupůsobení mostu a koleje za předpokladu lineárního vztahu tuhosti k a k b zpracoval a publikoval prof. Frýba [4.8.]. Z výše uvedených rovnic lze pro každý úsek po délce koleje napsat základní diferenciální rovnice, jejichž řešení popisuje posunutí BK po délce a odpovídající průběh osových sil na mostě: 2 d u EA k dx 2 b u ub qx Protože podélný odpor na mostě není nikdy nulový, dochází vlivem dilatace mostu k ovlivnění normálových sil v koleji. Uvedené teoretické vztahy platí nejen pro kolej v kolejovém loži, ale i pro ostatní způsoby uložení koleje na mostě. Uvedené vztahy jsou založeny na předpokladu pružného chování, který není u řady systémů uložení koleje naplněn. Slouží zejména pro pochopení problematiky. 3.3. Parametry ovlivňující kombinovanou odezvu mostu a bezstykové koleje Kombinovaná odezva BK a mostu závisí obecně na celé řadě parametrů. Mimo způsobu uložení koleje, dilatační délky a teplotní změny je ovlivněna i řadou dalších parametrů, jejichž význam je v následujících kapitolách koncepčně objasněn a rozebrán. 3.3.1. Železniční svršek Předpisem, který se zabývá posouzením únosnosti železničního svršku v běžné trati je předpis SŽDC S3 Železniční svršek - díl IV Kolejnice. Dle tohoto předpisu je třeba v konkrétních případech stanovit namáhání kolejnic za daných nebo předpokládaných podmínek provozu. Při posouzení v běžné trati je výsledná hodnota mechanického napětí v kolejnicovém pásu součtem účinků zatížení dopravou (svislá nápravová síla), teplotního rozdílu a zbytkového napětí vznikajícího při výrobě (dle [2.2.] se uvažuje 100 MPa). Dynamické účinky zatížení dopravou jsou stanoveny v závislosti na rychlosti. Dále je třeba v kolejnicích v oblouku s poloměrem R < 1000 m uvažovat ještě napětí ze zatížení, které je způsobeno silovým působením v zakřivené koleji. Při posouzení únosnosti kolejnic se uváží vzdálenost pražců a svislá tuhost kolejové jízdní dráhy v závislosti na kvalitě podloží (od kvality velmi špatná až po kvalitu tuhé podloží). Pro posouzení únosnosti kolejnice se dle předpisu SŽDC S3 uvažuje napětí v patě kolejnice. Při výpočtu únosnosti kolejnic dle předpisu SŽDC S3 10 (3.8)

se vychází z předpokladu pružného působení kolejnicového pásu a je použita metodika mezních stavů s parciálními součiniteli spolehlivosti materiálu a zatížení. Průřezové charakteristiky kolejnice jsou uvažovány dle velikosti tzv. srovnaného výškového ojetí. Metodicky postup uvedený v tomto předpise vychází z původního souboru norem ČSN z doby před zavedením soustavy norem ČSN EN. Posouzení kolejnice železničního svršku není v předmětu žádné normy řady EC3 - Ocelové konstrukce. Z požadavku normy ČSN EN 1991-2 je možno na kolejnici na mostě nahlížet jako na součást mostní konstrukce a jako takovou ji tedy posoudit, tzn. aplikovat články uvedené v ČSN EN 1993-2 a dalších norem z řady ČSN EN 1990 až ČSN EN 1994. Zároveň je nutné respektovat i požadavky uvedené v předpise SŽDC S3 a to zejména pružné působení průřezu kolejnicového pásu. Primárně jsou tedy kolejnice navrhovány na účinky zatížení v běžné trati, tzn. bez uvažování dalších namáhání např. od spolupůsobení s mostní konstrukcí. Návrhové rezervy v únosnosti kolejnice pro další přídavná namáhání jsou proto omezené a činí v závislosti na tvaru kolejnice (49 E1, 60 E2, R 65) cca 80 MPa až 100 MPa. S ohledem na tuto relativně malou hodnotu návrhové rezervy v únosnosti kolejnice na přídavná namáhání od spolupůsobení koleje a mostního objektu je zřejmá potřeba současně s návrhem mostní konstrukce posoudit vliv tohoto spolupůsobení. 3.3.2. Způsob uložení koleje Způsob uložení koleje a jeho tuhost zásadním způsobem ovlivňuje namáhání kolejnic. Obecně je tato tuhost nelineální a je dána tuhostí kolejového lože, tuhostí v upevnění a v případě přímého uložení či uložení na mostnice pak chováním ostatních komponentů uložení koleje. Podrobnosti a návrhová doporučení udávají přílohy III až VII. 3.3.3. Upínací teplota. BK se zřizuje svařením nejprve kolejnic do dlouhých kolejnicových pásů, které se pak následně svařují závěrnými svary do BK. Toto se smí provádět při dovolené upínací teplotě. Při nižší teplotě kolejnic lze dovolené upínací teploty dosáhnout umělým prodloužením kolejnic (např. napínáním). Další možností je ohřev kolejnic. Pravidla pro zřizování BK za různých podmínek stanovuje předpis SŽDC S3/2 Bezstyková kolej. Dovolená upínací teplota podle předpisu SŽDC S3/2 je v rozmezí od +17 do +23 C. Levý i pravý kolejnicový pás se pak upíná při stejné teplotě, přičemž vzájemná dovolená odchylka jejich upínací teploty je max. 3 C. Obecně se pak předpokládá, že při tzv. neutrální teplotě koleje by měla být v koleji nulová podélná síla. V době zřízení BK je tato rovna teplotě upínací. Postupem času se však (zejména na mostních objektech) vlivem provozu její hodnota mění. Zjištění této neutrální teploty je v průběhu užívání BK velmi důležité, neboť v důsledku její výrazné změny to může vést k nepředpokládanému namáhání kolejnicových pásů. Zjištění neutrální teploty nedestruktivními metodami není u nás vzhledem k nepřesnosti měření schváleno. 3.3.4. Proměnnost teploty v kolejnici po její délce Konstantní změna teploty kolejnice obecně nemá vliv na spolupůsobení mostu a koleje. To ovšem platí za předpokladu, že hodnota teploty kolejnice je konstantní po celé délce mostu a v bezprostředně navazujících úsecích. Pokud toto není splněno, například z důvodu zakrytí koleje, zastínění nosnou konstrukcí, lokálních teplotních vlivů nad řekou či údolím, pak vlivem rozdílné teploty kolejnice dochází k vodorovnému posunu koleje, který vyvolává odpovídající přírůstek normálové síly v koleji a následně přírůstek vodorovné reakce v ložisku. Tento efekt je ovšem velmi obtížně kvantifikovatelný a v současné době se v žádných předpisech s ním neuvažuje. V případě návrhu mostu je vhodné riziko tohoto efektu zvážit, například pro oblasti se zastřešením koleje (staniční obvod, nástupiště s mostní konstrukcí, vjezd do tunelu). 11

3.3.5. Změna teploty mostu. Vlivem změny teploty mostu dochází k interakci mostu a koleje, která je úměrná podélné tuhosti uložení koleje. Tato tuhost pak závisí na způsobu uložení koleje, tedy zda je uložena v kolejovém loži, či zda se jedná o uložení přímé či na mostnicích. Dále je důležitým parametrem typ nosné konstrukce, neboť zejména ocelové mosty obvykle dosahují vyšších teplotních změn než mosty spřažené či ocelobetonové, jak z důvodu rozdílného součinitele tepelné roztažnosti, tak větší tepelné vodivosti oceli, jak udává Frýba [4.8.]. Norma ČSN EN 1991-2 dovoluje pro zjednodušené výpočty používat rozmezí změny teploty nosné konstrukce o velikosti T m = +/- 35K. Jinak se tato teplotní změna uvažuje podle ČSN EN 1991-1-5, tedy uvažují se celkem 3 typy nosných konstrukcí a mezní teploty odpovídají teplotním mapám České republiky. Pro teplotu kolejnice se podle předpisu SŽDC S3 uvažuje teplotní změna T k = +/- 53K. 3.3.6. Zatížení vlivem brzdných a rozjezdových sil Vodorovné brzdné a rozjezdové síly působící na kolej jsou oproti silám od teplotních změn krátkodobé a jsou přenášeny přes kolejový rošt (kolejnici, systém upevnění, pražce) a kolejové lože (je-li na konstrukci provedeno) do nosné konstrukce. Z ní se dále roznáší v závislosti na tuhosti spodní stavby do opěr, pilířů a jejich základů. Tyto síly jsou omezeny třením na kontaktu kolejnice/kolo a vyvolávají tlakové a tahové síly v kolejnicích. Dominantní z hlediska návrhu mostu jsou pak brzdné síly, které dosahují svého maxima pouze ve velmi krátkém časovém intervalu. Důvodem je fakt, že při nejčastějším způsobu brždění mají vzduchové brzdy vlaků určitou prodlevu, než brzdný impuls dojde z přední části vlaku na konec soupravy. To v důsledku vede k silovému účinku zadních vozů na přední část vlaku a vzniku tlakové síly mezi vozy. Důsledkem je pozvolný nárůst brzdné síly, která dosáhne maximální velikosti pouze ve velmi krátkém intervalu cca 0,5 s těsně před zastavením. Dle ČSN EN 1991-2, čl. 6.5.3. se uvažují pro návrh mostů následující brzdné a rozjezdové síly: - rozjezdová síla: - brzdná síla: - Q lak = 33 kn/m L a,b [m] 1000 kn pro model zatížení 71, SW/0,SW/2, HSLM; - Q lbk = 20 kn/m L a,b [m] 6000 kn pro model zatížení 71, SW/0 a HSLM; - Q lbk = 35 kn / m L a,b [m] pro model SW/2. kde L a,b je přičiňující délka účinků rozjezdu a brzdění pro uvažovaný nosný prvek. Při účinku brzdných a rozjezdových sil dojde vlivem poddajnosti spodní stavby k posunu nosné konstrukce vůči opěře nebo další nosné konstrukci B, tento posun je omezen hodnotou 5 mm pro mosty s nepřerušenou BK, popř. 30 mm pokud na obou stranách mostu je KDZ v průběžném kolejovém loži. Při větším posunu je nutno vložit kolejnicová dilatační zařízení a vložit přepážku do kolejového lože. 3.3.7. Tuhost spodní stavby Zatížení ložisek a namáhání kolejnic závisí významně na vodorovné podélné tuhosti spodní stavby mostu. Zejména u vysokých štíhlých pilířů dochází k tomu, že nosná konstrukce mostu má tendenci se posunovat současně s vodorovnou deformací spodní stavby. Tento posun pak má vliv na rozdělení normálových sil od interakce mostu a koleje. Tuhost spodní stavby lze odvodit z tuhosti jejích komponentů při zatížení jednotkovou silou, tedy ohybu pilíře p, dále pootočení základu dané tuhostí založení a dále posunutí základu, většinou odpovídající deformaci hlavy pilot h, - viz obr. 3. Potom tuhost pilíře lze vyjádřit vztahem: 12

K F 1 p h Je třeba si uvědomit, že i zdánlivě zanedbatelné zatlačení podloží spodní stavby (desetiny milimetrů) se při úzkém základu a velké výšce pilíře může projevit vodorovným posunem vrcholku pilíře v řádu milimetrů, což má významný vliv na interakci most-kolej. (3.9) Obr. 3 Příklad stanovení tuhosti spodní stavby [3.5.] Při stanovení tuhosti spodní stavby je nutné dále uvážit vliv deformace podloží v závislosti na rychlosti zatížení. Dlouhodobá zatížení (vliv sedání podloží, dlouhodobé deformace a dotvarování podloží) s ohledem na pružnoplastické chování koleje v kolejovém loži a v konvenčních systémech upevnění obvykle nemá vliv na namáhání bezstykové koleje (obdobně jako například vliv smršťování betonové nosné konstrukce). Důvodem je eliminace těchto účinků dlouhodobou cyklickou deformací nosné konstrukce od teploty. Může být ale nezanedbatelné pro upevnění lineárně pružného charakteru (kontinuálně podepřená kolejnice atd.), které jsou však u nás ojedinělé. Nejvýznamnější účinky jsou dány zatížením krátkodobým, na které lze pohlížet jako na: - krátkodobá zatížení (doba trvání několik hodin - zatížení např. teplotní změnou); - krátkodobá náhlá zatížení (doba trvání několik sekund - zatížení brzdnými nebo rozjezdovými silami). V závislosti na typu zemin v podloží bude rozdílná vodorovná deformace a natočení spodní stavby při krátkodobém zatížení a při krátkodobém náhlém zatížení. Pro konkrétní projekt se tedy dle výsledků geotechnického průzkumu stanoví tuhostní parametry zemin určujících tuhost založení (například pro vrtané piloty modul vodorovné reakce podloží k h ) pro výše uvedené typy krátkodobých zatížení. Obecně lze očekávat zvýšení tuhosti u jemnozrnných soudržných zemin a velmi navětralých hornin, kde zvýšení tuhostních parametrů (např. E def ) pro náhlá zatížení lze odhadovat v intervalu 2-krát až 3-krát. U hrubozrnných nesoudržných zemin a méně navětralých hornin nebude vliv rychlosti zatížení na velikost tuhosti podloží významný. Pro úplnost je třeba podotknout, že deformace spodní stavby může být také svislá, způsobená sedáním základů, a příčná, způsobená například odstředivými silami. Tyto účinky v posouzení interakce mostu a bezstykové koleje standardně neuvažují. Důvodem je jednak většinou malá velikost uvedených deformací, jednak minimální vliv na velikost normálových sil v koleji. 3.3.8. Mostní závěry Běžným typem mostních závěrů jsou závěry těsněné: s jednoduchým těsněním spáry, lamelové či kobercové. Jejich hlavní výhodou je vodotěsnost a tedy pozitivní dopad na údržbu 13

a životnost mostů. Použití těchto závěrů však může být omezené pro větší dilatační délky, neboť již při posunech několika centimetrů může docházet ke zřeďování kolejového lože. V těchto případech je pak nutno navrhnout závěry otevřené, s odvodem vody pomocí žlabu, které je ale pak nutno doplnit přepážkou v kolejovém loži a kolejnicovým dilatačním zařízením. 3.3.9. Umístění kolejnicových dilatačních zařízení Na mostě je umísťování styků v koleji v současné době zakázáno z důvodu omezení dynamických rázů, které by nepříznivě působily na nosnou konstrukci. Na mostním objektu jsou tedy kolejnice průběžně svařené bez kolejnicových styků. V místech přechodů koleje z nosné konstrukce na drážní těleso, případně v místě přechodu z dilatačního celku nosné konstrukce na navazující konstrukci lze v případě potřeby umístit kolejnicové dilatační zařízení (dále jen KDZ), které odděluje dílčí úseky koleje. Podle velikosti dilatačního pohybu se rozlišují na malá KDZ (KMDZ) pro mosty o dilatující délce 30-80 m s pohybem do 100 mm, velká KDZ (KVDZ) pro mosty o dilatující délce do 400 m s pohybem do 330 mm a velmi veliká KDZ (KVVDZ) s pohybem až 600 mm. Dilatační zařízení je tvořeno v jednom kolejnicovém pásu vyhnutou kolenovou kolejnicí a k ní přiléhající jazykovou kolejnicí. KDZ s ohledem na svoji konstrukci má konstrukční rozšíření rozchodu koleje a případně znamená změnu úklonu kolejnic. Z hlediska provozu jsou KDZ místa se zvýšenými nároky na údržbu. V současné době je tedy snaha o zřízení BK bez nutnosti umísťování KDZ do koleje. 3.3.10. Nadzdvižení koleje v důsledku natočení NK V důsledku natočení nosné konstrukce nad opěrou, znázorněného na obr. 4, dochází k posunu horního okraje nosné konstrukce ve vodorovném i svislém směru. Tyto posuny vyvolávají další podélná napětí v kolejnici, a to jednak od přídavku normálové síly, jednak od ohybu kolejnice. Obr. 4 Schéma deformace nosné konstrukce nad opěrou v důsledku zatížení mostu Při natočení nosné konstrukce dojde v závislosti na výšce nosné konstrukce, na tuhosti spodní stavby, výškovému rozdílu mezi neutrální osou nosníku mostní konstrukce a horním povrchem mostovky k vodorovnému posunu konce NK o velikosti H, a zároveň k přizdvižení NK o hodnotu v. Tyto problémy jsou dominantní zejména u mostů s horní mostovkou na velké rozpětí, jako jsou komorové či příhradové konstrukce. Norma ČSN EN 1991-2 omezuje tyto posuny hodnotami 8 mm pro H, v případě že se uvažuje s kombinovanou odezvou mostu a koleje. Svislý posun V se omezuje hodnotou 3 mm pro rychlosti do 160 km/h, 2 mm nad 160 km/h. 14

3.3.11. Deformace nosné konstrukce v důsledku zatížení mostu V důsledku zatížení mostu od dopravy dojde k průhybu nosné konstrukce. Tento průhyb způsobí natočení průřezu NK nad oběma opěrami současně s protažením tažené dolní pásnice. Vzhledem k tomu a k faktu, že dolní pásnice je podélně uchycena v místě podélně pevných ložisek, se těžiště celé nosné konstrukce nad ložisky posune na obou koncích o hodnotu T,h1.a T,h2. Současně ale dojde k posunu celé NK o hodnotu h, což s ohledem na podélný odpor koleje vyvolá přírůstek podélné normálové síly v koleji a současně dojde ke zvýšení podélné reakce na ložiska. Tento princip je patrný z obr. 5 (zobrazeno za zjednodušujícího předpokladu tuhé spodní stavby). Obr. 5 Schéma deformace nosné konstrukce nad opěrou v důsledku zatížení mostu V určitých zjednodušených případech lze podle ČSN EN 1991-2 tento přírůstek namáhání pro mosty s BK nebo s kolejnicovým dilatačním zařízením na volném konci stanovit podle vzorce: F Qk 20 L kn (3.10) kde L je rozpětí mostu [m]. V případě užití kolejnicových dilatačních zařízení na obou stranách je tato reakce nulová. V případě mostů větších rozpětí je tento efekt velmi významný a často hraje rozhodující roli při posuzování intarakce BK-most. 3.3.12. Vliv směrového oblouku Pokud přes mostní objekt přechází kolej (koleje) ve směrovém oblouku, tak mimo účinku odstředivých sil od vozidel může docházet k příčnému zatížení mostní konstrukce v důsledku teplotních změn v kolejnicových pásech. U směrového oblouku vznikající radiální síly v koleji zatěžují upevnění koleje a kolejové lože a vyvolávají spojité příčné zatížení, dané součinem posunu koleje a příčné tuhosti. Lze jej stanovit podle ČSN EN 1991-2, změna Z4. 3.3.13. Konstrukční řešení mostu Již při primárním návrhu mostu je nutno brát do úvahy dilatační pohyby nosné konstrukce s ohledem na dilatační délky. Chování systému kolej/most je rozdílné pro řetězec prostých polí a pro spojité nosníky. V České republice jsou podle předpisu SŽDC S3 díl XII, tab. 1 [2.2.] pro kolej na mostě stanoveny předpoklady a podmínky, které závisí jak na typu nosné konstrukce a jeho související dilataci, tak současně i na typu upevnění svršku. Při splnění určitých předpokladů lze přes most převést nepřerušenou BK. Tyto podmínky vychází z výzkumů prof. Frýby, viz [4.8.], a jsou stanoveny na základě potřeby omezení napětí v BK při účincích změny teploty. Povolená dilatační délka je nejmenší pro konstrukce ocelové s přímým uložením koleje, naopak největší pro konstrukce betonové s kolejovým ložem. Uvedené podmínky je nutno brát jako prvotní doporučení, neboť vzhledem k době vzniku nezohledňují další důležité parametry koleje, jako je typ použitého upevnění či použití svěrek se sníženou svěrnou silou. Dále zde není zohledněn vliv brzdných a rozjezdových sil a vliv průhybu zatíženého mostu na namáhání BK. Při provedení podrobné analýzy kombinované odezvy lze dosáhnout limitních kritérií při výrazně odlišných délkách. Proto je provedení posudku nezbytné již v úvodní fázi návrhu mostu. Podrobnosti lze nalézt v Příloze I tohoto MVL. 15

3.3.14. Užití speciálních konstrukčních prvků - SŘDM V 70. 80. letech byl v Německu vytvořen návrh tzv. řídicí tyče Meyer-Wunstorf, která svým mechanickým řešením umožnila zdvojnásobení dilatační délky. Principem je přenesení teoretického středu dilatace do poloviny rozpětí nosné konstrukce pomocí pákového mechanismu, který pak následně zajistí dilataci mostu směrem od středu pole. Použití řídící tyče výrazně rozšířilo možnosti užití BK i na mostech větších dilatačních délek, bez nutnosti použití kolejových dilatačních zařízení. Schéma je zobrazeno na obr. 6. Obr. 6 Funkční schéma řídicí tyče Meyer-Wunstorf Vzhledem k použití principu páky může být samotná řídící tyč poměrně subtilní prvek, tvořený běžnou ocelovou trubkou. Podrobnosti o návrhu a posouzení tohoto systému jsou uvedeny v Příloze II. 3.4. Výpočetní modely pro kombinovanou odezvu Zcela obecný princip tvorby výpočetního modelu je možno nalézt v řadě publikací, a byl rovněž implementován do normy ČSN EN 1991-2. Je založen na představě systému pružin, které vzájemně propojují kolejnici a most a zároveň udávají tuhost spodní stavby. Tuhost spodní stavby je v úrovni ložisek nahrazena ekvivalentní lineárně pružnou vazbou. Pro ověření předpokladů výpočtu kombinované odezvy je nutná podrobná tuhostní analýza spodní stavby tzn. stanovení ekvivalentních vodorovných podélných tuhostí K x.i (tuhost v úrovní podepření NK). Při stanovení se uváží deformace dříku podpěry (průhyb), deformaci základu včetně založení (posun a pootočení) a případný možný posun v uložení nosné konstrukce (např. vůle v ložiskách apod.) viz obr. 7. Obr. 7 Princip tvorby výpočetního modelu 16

Uvedený princip je možné libovolně rozšiřovat, doplňovat kolejová dilatační zařízení, přepážky či jiné speciální prvky koleje. Zcela zásadním problémem je ovšem stanovení tuhostí uvedených pružin, resp. grafů nelineární tuhosti. Jedná se nejen o tuhost v podélném směru, která je pro stanovení normálových sil zásadní, ale i o tuhosti v příčném i svislém směru. Dále je třeba si uvědomit, že podélný smykový odpor zatížené a nezatížené koleje se významně liší, viz. obr. 10. Pro stanovení interakce vlivem změny teploty mostu se použije podélný odpor, odpovídající nezatížené koleji. Pro účinky od brzdění a rozjezdu se použije v oblastech přitížených vlakem podélný odpor odpovídající zatížené koleji. To je schématicky znázorněno na obrázku obr. 8 a obr. 9. Obr. 8 Princip aplikace funkce podélného odporu pro změnu teploty Obr. 9 Princip aplikace funkce podélného odporu pro vliv zatížení a stanovení brzdných účinků Zde se v označených oblastech použije podélný odpor platný pro: - A širá trať nezatížená kolej - B širá trať zatížená kolej - C kolej na mostě nezatížená kolej - D kolej na mostě zatížená kolej Výpočet kombinovaného systému je možné provádět odděleně (superponovat) pro zatíženou a nezatíženou kolej a následně výsledky nelineárních výpočtů lineárně sčítat, což je mírně na stranu bezpečnou. Přesnějších výsledků lze dosáhnout pomocí speciálních výpočetních programů, které umožňují modelovat změnu nelineárního chování v průběhu výpočtu, tzn. modelovat změnu podélného odporu nezatížené koleje na podélný odpor zatížené koleje v částech modelu, kde působí svislé zatížení. Výsledky výpočtu kombinované odezvy konstrukce a koleje jsou platné pro uvažované okrajové podmínky ve výpočetním modelu, tzn. zejména pro uvažovanou vodorovnou tuhost spodní stavby K x a hodnoty podélných odporů železničního svršku k a k b. 17

1) podélný odpor 2) posunutí koleje vůči mostu 3) podélný odpor pro přímé uložení bez kolejového lože 60 kn.m -1 (zatížená kolej). 4) podélný odpor koleje v kolejovém loži 60 kn.m -1 (zatížená kolej) 5) odpor pro přímé uložení bez kolejového lože (nezatížená kolej), obvykle 30 kn.m -1 6) odpor kolejového lože 20 kn.m -1 (nezatížená kolej) Podélné odpory platí pro kolej s běžným systémem upevnění kolejnice. Lze uvažovat u 0 = 2 až 3 mm pro kolejové lože, pro přímé uložení kolejnic se obvykle uvažuje u 0 = 0,5 mm Obr. 10 Závislost podélného odporu na relativním posunu koleje k mostu V případě zamrznutí kolejového lože je pak podélný odpor koleje dán odporem proti posunutí v upevnění kolejnic. V tomto případě je problematika značně jednodušší, neboť posun kolejnice v upevnění na pražci v závislosti na působící síle je standardně zkoušen podle EN 13146-1. 18

4. Posouzení kombinované odezvy dle ČSN EN 1991-2 čl. 6.5.4 4.1. Úvod do posouzení kombinované odezvy konstrukce a koleje dle ČSN EN 1991-2 Obecně lze popsat posouzení kombinované odezvy konstrukce a koleje jako ověření napjatosti v kolejnicích tzn. ověření, že napětí v kolejnici nepřekračuje stanovené mezní hodnoty. Předmětem posouzení je tedy ověření, zda umístěním mostní konstrukce v trati nedojde k porušení koleje (lom kolejnice/vybočení koleje - ztráta stability). Z posouzení kombinované odezvy lze vyhodnotit následující údaje, které jsou nezbytné pro návrh mostní konstrukce: - požadavky na ekvivalentní vodorovnou tuhost spodní stavby v podélném směru K x, která je stanovována v úrovni podepření NK, tedy obvykle v úrovni ložisek, - součinitele přenosu vodorovné reakce od teplotních změn NK D a od brzdných/rozjezdových sil B resp. A, které vyjadřují poměr přenosu těchto vodorovných sil mezi kolejí a mostem, - stanovení provozních podmínek BK na mostě (požadavky na mezní srovnané ojetí kolejnice, požadavky na teplotu NK při zřízení BK na mostě, požadavky na mezní provozní odchylky GPK, požadavky na stabilizaci koleje apod.) 4.2. Návrhová kritéria kombinované odezvy konstrukce a koleje dle ČSN EN 1991-2 V metodice ČSN EN 1991-2 se požaduje stanovení mezních přírůstků napětí a mezních deformací od proměnných zatížení. Metodika je platná pouze pro omezené předpoklady, což limituje její širší využití. Předpoklady platnosti metodiky uvedené v ČSN EN 1991-2 čl. 6.5.4.5 (Návrhová kritéria) jsou: - kolejnice 60 E2 s pevností > 900 MPa; - kolej v přímé nebo oblouku R > 1500 m; - kolejové lože tl. > 300 mm s betonovými pražci. Mezní přírůstky napětí v kolejnici od kombinované odezvy koleje a mostu jsou v ČSN EN 1991-2 omezeny: - pro tah na 92 MPa; - pro tlak 72 MPa v kolejovém loži, 92 MPa pro přímé uložení či jinak příčně zabezpečenou kolejnici; - pro kontinuálně podepřenou kolejnici lze použít 112 MPa pro tah i tlak. Nižší hodnota pro tlak je stanovena z důvodu omezení možnosti vybočení koleje (ztráty stability) a vychází ze vzpěrné únosnosti koleje. Mezní hodnoty přírůstků napětí byly do ČSN EN 1991-2 převzaty ze Směrnice UIC 774-3 R [3.2.], která se na tuto problematiku zaměřuje. Hodnoty mezních přírůstků vychází ze závěrů pracovní skupiny European Rail Research Institute (ERRI) D213 Committee a byly odvozeny metodikou dovolených namáhání z mezních normálových sil v kolejnicových pásech. V metodice mezních stavů výše uvedené hodnoty mezních přírůstků odpovídají meznímu stavu použitelnosti (Serviceability limit state - SLS). Mezní stav únosnosti kolejnicového pásu tedy není v metodice ČSN EN 1991-2 řešen. Mezní stav únosnosti se uplatní až pro vlastní návrh mostní konstrukce. Mezní hodnota relativního podélného posunutí od brzdných/rozjezdových sil je omezena dle ČSN EN 1991-2 čl. 6.5.4.5.2 (1)P na B = 5 mm nebo při použití KDZ B = 30 mm. Mezní hodnota svislého posunutí konce NK dle ČSN EN 1991-2 čl. 6.5.4.5.2 (3)P je omezena na V = 2 mm (pro V>160 km -1 ) resp. V = 3 mm (pro V 160 km -1 ). 19

Mezní hodnota podélného posunutí horního povrchu NK dle ČSN EN 1991-2 čl. 6.5.4.5.2 (2)P H = 8 mm nebo při použití KDZ H = 10 mm. Dále norma ČSN EN 1991-2 podmiňuje platnost metodiky pro posouzení kombinované odezvy uvedené v příloze G omezením dilatující délky mostní konstrukce L T. S ohledem na platnost metodiky by pro ocelové mostní objekty měla být dilatující délka L T < 60 m a pro spřažené resp. betonové mosty L T < 90 m. Posouzení kombinované odezvy lze u mostů s dilatující délkou L T < 40 m provést pomocí tzv. Zjednodušené výpočetní metody pro jednotlivou NK. Použití této metody je podmíněno splněním návrhových kritérií ČSN EN 1991-2 čl. 6.5.4.5 a splněním požadavku na relativní podélné posunutí nosné konstrukce B < 5 mm od účinků brzdných resp. rozjezdových sil a požadavku na mezní podélné posunutí horního povrchu nosné konstrukce H < 5 mm od svislých zatížení dopravou. V ostatních případech lze při splnění omezujících předpokladů (viz výše) použít výpočetní metoda uvedená v příloze G této normy. 20

5. Posouzení kombinované odezvy dle NA k ČSN EN 1991-2 5.1. Úvod k alternativním návrhovým kritériím v NA k ČSN EN 1991-2 Současné požadavky na návrh mostních objektů vyžadují komplexní přístup k posouzení vzájemného působení mostu a koleje. Norma ČSN EN 1991-2 v Příloze G uvádí postup posouzení kombinované odezvy bez bližších specifikací. V rámci změny národní přílohy k ČSN EN 1991-2 byly provedeny úpravy tak, aby bylo možné provést analýzu kombinované odezvy konstrukce a koleje dle alternativních návrhových kritérií. S ohledem na široký rozsah problematiky byly zejména definovány základní principy, z kterých lze při posuzování odezvy vycházet. Alternativní návrhová kritéria vychází ze zásad uvedených v ČSN EN s uvážením podmínek provozu železnice na území ČR. Posouzení kombinované odezvy konstrukce a koleje lze analyzovat pomocí metody tzv. "Kompletní analýzy" (metoda uvedená v NA ve změně Z4, ČSN EN 1991-2 čl. NA.2.76. Základním principem je posouzení celkového napětí v kolejnici v oblasti mostní konstrukce shodně s principy metodiky posouzení napětí v kolejnici v běžné trati dle předpisu SŽDC S3 a nikoli jen přírůstků od proměnných zatížení dle postupů v ČSN EN 1991-2. Metoda "Kompletní analýzy" je obecná a lze jí řešit prakticky jakékoli dispoziční uspořádání mostní konstrukce a koleje na mostě. Na druhou stanu je časově náročná. Pro praktické použití lze řadu typových případů uspořádání mostní konstrukce a koleje pomocí této metody "Kompletní analýzy" vyhodnotit a z výsledků analýz sestavit zjednodušení. Zjednodušení mohou být na úrovni postupů v ČSN EN 1991-2 tzn. např. ve formě mezních přírůstků a mezních deformací (metoda "Mezních přírůstků"). 5.2.1. 5.2. Metoda Komplexní analýzy Popis metodiky Použití alternativních návrhových kritérií je uvedeno ve změně Z4 ČSN EN 1991-2 čl. NA.2.76 Článek 6.5.4.5 Návrhová kritéria. V ČR se pro posouzení kombinované odezvy konstrukce a koleje stanovují tato alternativní návrhová kritéria: - pro posouzení kombinované odezvy lze použít kompletní analýzu s uvážením působení železniční dopravy při vjezdu na most, při přejezdu mostu, při odjezdu z mostu na přiléhající těleso železničního spodku s uvážením nejnepříznivějších účinků zatížení, - základem kompletní analýzy je posouzení celkového napětí v kolejnici od všech účinků dle zásad ČSN EN 1993-2, - při posouzení napětí se uváží: 1) napětí od vnitřního napětí od výroby kolejnice lze uvažovat hodnotou +/-100 MPa, 2) napětí od teplotní změny kolejnice lze uvažovat pro teplotní rozsah T R = -53 C až +43 C, 3) napětí od teplotní změny konstrukce mostu T D a reologických změn betonu, 4) globální a lokální účinky zatížení dopravou. Pro zatížení dopravou se použije klasifikační součinitel = 1,0, pokud není pro konkrétní projekt stanoveno jinak, 5) vliv půdorysného zakřivení koleje pro poloměr oblouku R< 1000 m, 6) průřezové charakteristiky kolejnice se zohledněním srovnaného ojetí kolejnice, 21

Teplotní změny konstrukce mostu T D je nutné uvažovat od okamžiku zřízení BK na mostě. Obvykle se tato teplota pohybuje v intervalu +10 C až +15 C. Požadavky na průměrnou teplotu NK při zřízení BK na mostě je nutné specifikovat v konkrétním projektu. Mezní hodnotu srovnaného ojetí kolejnice je nutné předepsat v konkrétním projektu. Doporučená hodnota srovnaného ojetí kolejnice je 12 mm, což je cca 60% mezní hodnoty ojetí. Tato hodnota již dává v provozní praxi reálný předpoklad možnosti výměny kolejnice za novou a na druhé straně dostatečně zohledňuje vliv ojetí na změnu napjatosti při posouzení interakce (cca +10%). Bezpečně lze uvážit mezní hodnotu srovnaného ojetí kolejnice tzn. cca 20 mm, resp. předepsat pouze dodržení předpisu SŽDC S3. Průřezové charakteristiky kolejnic s uvážením srovnaného ojetí jsou uvedeny např. v předpise SŽDC S3, díl IV - Kolejnice. Pro návrh mostní konstrukce se musí uvažovat příčné zatížení od teplotní změny v bezstykové koleji: q = 5. T R. A/R [kn.m -1 ] (5.1) kde: R - poloměr směrového oblouku v [mm] A - plocha jedné kolejnice [mm2] např. 60 E2 A = 7686 mm 2 T R - změna teploty kolejnice [ C] Pro kolej s kolejnicovým dilatačním zařízením se příčná síla lineárně zvyšuje od dilatačního zařízení na obě strany. Pro kolej s průběžným kolejovým ložem lze uvažovat, že nárůst příčné síly na plnou hodnotu je na vzdálenosti 50 m od dilatačního zařízení, Pro použití v ČR lze použít T R.MIN = -53 C a T R.MAX = +43 C. Tyto hodnoty teplotních rozdílů odpovídaní upínací teplotě při zřizování BK +17 C až +23 C a intervalu teplotních mezí kolejnice -30 C až +60 C. 5.2.2. Přehled dílčích složek napětí v kolejnici Při stanovení celkového napětí v kolejnici se uvažují tyto dílčí složky napětí: - vnitřní napětí od výroby: E - napětí od teplotní změny koleje v trati: R - napětí od teplotní změny mostu: D - napětí od brzdných a rozjezdových sil: B - napětí od svislých lokálních účinků zatížení dopravou na mostě: P.lok - napětí od svislých globálních účinků zatížení dopravou na mostě: P.glob Grafické znázornění jednotlivých složek napětí je uvedeno na obr. 11 pracovního diagramu oceli. 22

f yk =0,6.f u fy - smluvní mez kluzu oceli 0,2 fu - mez pevnosti oceli (cca 880 MPa) účinky od spolupůsobení kolej/most B + D globální a lokální účinky kolejové dopravy P teplotní změny kolejnicového pásu R vnitřní napětí od výroby kolejnice E Obr. 11 Dílčí složky napětí v kolejnici - schéma pracovního diagramu oceli Z hlediska posouzení napětí kolejnice je zásadní definování odpovídající úrovně zatížení dopravou pro kolej nezávisle na mostní konstrukci. Základní hodnota je zvolena na úrovni nápravového tlaku 25 t tzn. klasifikační součinitel zatížení = 1,0. V případě posuzování existujících mostních konstrukcí lze pro konkrétní projekt po dohodě se správcem stanovit jinou hodnotu ve vazbě na maximální přípustný nápravový tlak posuzované trati (např. pro 22,5 t -> = 0,91; 20,0 t -> = 0,83). U lokálních účinků zatížení dopravou je nutné uvážit odpovídající dynamické účinky. Dynamický součinitel norma ČSN EN 1991-2 pro účinky na kolej neřeší. Zohlednění lokálních dynamických účinků na kolejnici se provede podle SŽDC S3 díl IV pro posouzení kolejnice v trati. Odpovídající hodnotu dynamických účinků je třeba zvolit dle typu železničního svršku (kolejové lože, pevná jízdní dráha, přímé uložení, uložení na mostnicích apod.). Pak se podle tohoto MVL uváží dynamický součinitel jako ϕ: ϕ = 1+ 2 k k v kde: k - součinitel vyjadřující kvalitu pražcového podloží, použije se - 0,1 - standardní a tuhé podloží; - 0,2 - špatná; - 0,3 - Velmi špatná; k v - vliv rychlosti jízdy - 1 pro rychlost V 60 km/h; - 1,1 pro rychlost 60 km/h < V 80 km/h; - 1,2 pro rychlost 80 km/h < V 120 km/h; - 1,25 pro rychlost 120 km/h < V 160 km/h; - 1,3 pro rychlost 160 km/h < V 200 km/h. Poměrné přetvoření Zatížení kolejovou dopravou (svislé i vodorovné) dle ČSN EN 1991-2 bylo vytvořeno jako idealizace skutečného zatížení kolejovou dopravou pro potřeby návrhu mostního objektu. Při přímé aplikaci na vlastní kolejový rošt by se jednalo o příliš konzervativní přístup, který by znemožňoval využití rezervy pro přídavná namáhání v kolejnicích pro účinky kombinované odezvy konstrukce mostu a koleje. Pro stanovení napjatosti v kolejnici jsou proto přijata 23 (5.2)