Skrypt3, 5

5. PROJEKT ESTAKADY PODSUWNICOWEJ

ZAŁOŻENIA

Zaprojektować estakadę podsuwnicową dla obsługi składowiska złomu stalowego dla następujących danych i warunków:

5.1.1. Wymiary rzutu poziomego składowiska 20,00x80,00 m

5.1.2. Wysokość podnoszenia (skrajne położenie chwytaka suwnicy) min h_o = 7,5 m

5.1.3. Typ suwnicy - dwudźwigarowa, dwuhakowa, ogólnego przeznaczenia, o noś-

ności charakterystycznej Q/q = 500/125 kN

5.1.4. Liczba suwnic obsługujących składowisko n = 2

5.1.5. Grupa natężenia pracy suwnicy A5 według normy PN-91/M-06503

5.1.6. Lokalizacja - Żywiec (370 m n.p.m.)

5.1.7. Stal 18G2, St3S, St3SX.

5.2. OPIS TECHNICZNY

5.2.1. Opis konstrukcji estakady

Estakadę stanowi układ 10 par słupów dwugałęziowych S1 i S2 powiązanych wykratowaniem, ustawionych w osiach systemowych A i B. Rozstaw słupów w kierunku podłużnym jest równy rozpiętości belek podsuwnicowych i wynosi 10,0 m. Rozstaw poprzeczny w osiach gałęzi podsuwnicowych słupów jest równy rozpiętości suwnicy i wynosi 23,0 m. Słupy w rzędach A i B stężono za pomocą wykratowania X, które zlokalizowano w polach środkowych pomiędzy osiami 5 i 6. Pręty wykratowania zaprojektowano z pojedynczych kątowników L 100x100x8 mm, połączonych z blachą węzłową na montażu za pomocą śrub M 16 klasy 5.6. Schemat estakady oraz jej podstawowe wymiary pokazano na rys. 5.1.

5.2.2. Konstrukcja belek podsuwnicowych

Powtarzalna belka podsuwnicowa B2 o rozpiętości 10,0 m jest blachownicą wykonaną ze stali 18G2, spawaną na linii automatycznej, o symbolu katalogowym IKSH-1200-12. Pasy blachownicy wykonano z blach grubych 400x16 mm, a środnik z blachy 1168x12 mm. Belki skrajne B1, z uwagi na konstrukcję kozłów odbojowych, posiadają rozpiętość 12,02 m.

Tężnik hamowny pełnościenny T1 i T2 został utworzony przez pas ściskany belki podsuwnicowej, blachę żeberkową o grubości 8 mm, stanowiącą równocześnie wypełnienie pomostu komunikacyjnego oraz skrajny dźwigar podpomostowy zaprojektowany z ceownika C 260.

Belki podsuwnicowe B1 i B2 są wyposażone w szyny dźwigowe SD100 na podkładkach amortyzujących. Połączenie szyn z pasem górnym należy wykonać za pomocą łapek umożliwiających poziomą rektyfikację toru. Na skrajnych belkach podsuwnicowych B1 zaprojektowano kozły odbojowe. Zostały one ukształtowane jako belki wspornikowe o wysięgu 1395 mm, obciążone siłą skupioną pochodzącą od uderzenia suwnicy na wysokości zderzaka 1295 mm. Przekrój pełnościenny kozła odbojowego stanowią blachy o wymiarach 250x12 mm dla pasów oraz blachy o grubości 10 mm i zmiennej szerokości 230-430 mm dla środnika.

Rys. 5.1.

5.2.3. Konstrukcja słupa estakady

Słupy estakady S1i S2 mają przekrój złożony z dwóch gałęzi wykonanych z dwuteowników HEB 300 - gałąź podsuwnicowa oraz z ceowników C 300 - gałąź zewnętrzna, w rozstawie osiowym 1400 mm. Wysokość gałęzi podsuwnicowej wynosi 7030 mm, a gałęzi zewnętrznej 8130 mm. Gałęzie słupów są powiązane wykratowaniem wykonanym z pojedynczego kątownika L 100x100x8.

Stopę słupa zaprojektowano jako dwudzielną, osobno dla każdej gałęzi, o konstrukcji pokazanej na rys. 5.6. Zakotwienia gałęzi zewnętrznych w stopach fundamentowych zaprojektowano z czterech kotwi M 42 wykonanych ze stali 18G2, a gałęzi podsuwnicowych z dwóch kotwi M 24.

5.2.4. Obciążenia

Na konstrukcję estakady działają obciążenia stałe od ciężaru własnego konstrukcji stalowej, oddziaływania suwnic, obciążenia technologiczne pomostów komunikacyjnych, a także obciążenia klimatyczne wywołane działaniem wiatru w terenie zabudowanym B dla strefy klimatycznej III oraz obciążenie śniegiem, które dla estakad podsuwnicowych można pominąć.

5.2.5. Obliczenia

5.2.5.1. Materiały konstrukcyjne

Belki podsuwnicowe zaprojektowano ze stali 18G2, a słupy, tężniki hamowne i stężenia pionowe linii słupów ze stali St3S. Elementy drugorzędne takie jak krzyżulce podpierające belki podpomostowe oraz bariery ochronne należy wykonać ze stali St3SX.

5.2.5.2. Wytrzymałości obliczeniowe stali

Stal 18G2 na ściskanie i zginanie: f_d = 305 MPa dla elementów o grubości ścianek t ≤ 16 mm oraz f_d = 295 MPa dla elementów o grubości ścianek t > 16 mm. Wytrzymałość obliczeniowa na ścinanie: 0,58f_d = 176,9 (171,1) MPa odpowiednio.

Stal St3S na ściskanie i zginanie: f_d = 215 MPa dla elementów o grubości ścianek t ≤ 16 mm oraz f_d = 205 MPa dla elementów o grubości ścianek t > 16 mm. Wytrzymałość obliczeniowa na ścinanie: 0,58f_d = 124,7 (118,9) MPa odpowiednio.

5.2.5.3. Wytrzymałość charakterystyczna śrub i zakotwień

Dla śrub klasy 5.6 wytrzymałość doraźna R_m = 500 MPa oraz umowna granica plastyczności R_e = 300 MPa (dla śrub M 24 nośność S_Rt = 90,0 kN), dla zakotwień ze stali 18G2 odpowiednio R_m = 490 MPa i R_e = 345 MPa.

OBLICZENIA STATYCZNE I WYMIAROWANIE

5.3.1. Belka podsuwnicowa

Charakterystyka suwnicy

Typ suwnic oraz ich charakterystyki przyjęto według „Katalogu typowych dźwignic i maszyn przeładunkowych” (patrz także W. Bogucki, M. Żyburtowicz, „Tablice do projektowania konstrukcji stalowych”). W szczególności dla suwnicy dwudźwigarowej, dwuhakowej (por. rys. 5.2), o nośności charakterystycznej Q/q = 500/125 Mg oraz grupy natężenia pracy A5 przyjęto:

- rozstaw kół suwnicy e = 6400 mm

- odległość od koła do zderzaka s = 1150 mm

- wysokość dźwigara suwnicy c+z ≅ 800 + 1200 = 2000 mm

- skrajne pionowe położenie chwytaka względem główki szyny h = 650 mm

- skrajne poziome położenie chwytaka względem osi belki podsuwnicowej od strony

kabiny sterowniczej E = 2100 mm i po stronie przeciwnej E₁ = 1750 mm

- siła uderzenia w odbój S_z = 64 kN

- maksymalny nacisk na koło suwnicy P_max = 440 kN

Rys. 5.2.

5.3.1.2. Oddziaływania suwnic

Oddziaływania pionowe.

Dla grupy natężenia pracy suwnicy A5, przyjęto według normy PN-86/B-02005:

- współczynnik dynamiczny

- współczynnik obciążenia stałego i zmiennego suwnicy γ_f = 1,1

Wartości charakterystyczne i obliczeniowe pionowych nacisków kół suwnicy

V_kmax = 1,3*440 = 572 kN

V_max = 1,1*572 = 629,2 kN

Naciski pionowe minimalne V_kmin oraz V_min nie są miarodajne dla wymiarowania belek podsuwnicowych i słupów estakady.

Oddziaływania poziome.

Siły poziome prostopadłe do toru dla wartości współczynnika proporcjonalności

= 3,6 → k = 0,18

H_pk = 0,18*440 = 79,2 kN

H_p = 1,1*79,2 = 87,1 kN

Siły poziome równoległe do toru

H_rk = 0,12*440 = 52,8 kN

H_r = 1,1*52,8 = 58,1 kN

5.3.1.3. Obciążenia stałe i użytkowe

Wpływ ciężaru własnego belki, szyny, tężnika i obciążeń użytkowych uwzglę-dniono szacunkowo, zwiększając siły przekrojowe wywołane pionowymi naciskami kół suwnicy: dla momentu zginającego o 5%, a dla siły poprzecznej o 4%.

5.3.1.4. Obciążenie wiatrem suwnicy i belki podsuwnicowej

a) Stan spoczynku suwnicy.

Dla strefy klimatycznej III oraz terenu B przyjęto według normy PN-86/M-06514:

- ciśnienie prędkości wiatru q_s = 250 + 370*0,5 = 435 Pa

- współczynnik aerodynamiczny C = 1,3

- współczynnik ekspozycji C_e= 0,8

- współczynnik czasu użytkowania dźwignicy C_T = 1,0

- współczynnik działania porywów wiatru β = 2,0

Powierzchnia obliczeniowa działania wiatru na suwnicę i podnoszony ładunek

A_s_⊥ ≈ 1,20*6,40 = 7,7 m²

A_Q ≈ 3,5*
= 24,8 m² → A_⊥ = 7,7 + 24,8 = 32,5 m²

A_s_ ≈ (1,2 + 0,8)*23,0 = 46,0 m² → A_ = 46,0 + 24,8 = 70,8 m²

Wypadkowa działania wiatru prostopadle do estakady, z uwzględnieniem współczynnika obciążenia według normy PN-86/B-02005 (γ_f = 1,3), wynosi

W_⊥ = 1,3*1,3*0,8*1,0*2,0*435*32,5*10^-3 = 38,2 kN < H_p = 87,1 kN

Wypadkowa działania wiatru na suwnicę, równolegle do estakady wynosi

W_ = 1,3*1,3*0,8*1,0*2,0*435*70,8*10^-3 = 83,3 kN

0,5W_ = 0,5*83,3 = 41,7 kN < H_r = 58,1 kN

Stan spoczynku suwnicy nie jest miarodajny dla wymiarowania belek podsuwni-cowych, słupów i stężeń pionowych estakady.

Stan roboczy suwnicy

Przyjęto dla suwnicy w ruchu według normy PN-86/M-06514:

- ciśnienie prędkości wiatru q_r = 250 Pa co odpowiada prędkości wiatru v = 20 m/s

- współczynnik aerodynamiczny C = 1,3

Wypadkowa działania wiatru na estakadę, z uwzględnieniem współczynnika obciążenia według normy PN-86/B-02005 (γ_f = 1,3), wynosi

W_⊥ = 1,3*1,3*250*32,5*10^-3 = 13,7 kN; W_ = 13,7*70,8/32,5 = 29,8 kN

Siły poziome prostopadłe lub równoległe do toru, wywołane działaniem wiatru

H_pw = 0,25*13,7 = 3,4 kN; H_rw = 0,5*29,8 = 14,9 kN

Obciążenie belki podsuwnicowej

Dopuszczając eksploatację estakady przy prędkości wiatru nie przekraczającej wartości v = 20 m/s, otrzymujemy dla współczynnika aerodynamicznego C = 2,0 oraz wysokości belki podsuwnicowej h = 1,20 m, obciążenie wiatrem

w = 1,3*2,0*250*1,2*10^-3 = 0,78 kN/m

5.3.1.5. Maksymalne momenty zginające i siły poprzeczne

a) Zginanie pionowe

Maksymalny moment zginający przekrój belki podsuwnicowej otrzymuje się dla układu dwóch sił ruchomych pokazanych na rys. 5.3. Jest to przypadek współpracy dwóch suwnic, dla których skrajne koła nie mieszczą się na belce. Wypadkowa nacisków pionowych wynosi

ΣV_max = 2*629,2 = 1258,4 kN

Położenie wypadkowej ΣV_max względem sąsiednich nacisków

c =
= 1,150 m

Współrzędna przekroju C, zginanego momentem maksymalnym

x_C =
= 4,425 m

Rys. 5.3.

Reakcje podporowe

R_Ax =
= 556,8 kN

R_Bx = 1258,4 - 556,8 = 701,6 kN

Maksymalny moment zginający i odpowiadające siły poprzeczne

M_Cx = 1,05*556,8*4,425 = 2587 kNm

V_Cxl = 1,04*556, 8 = 579,1kN

V_Cxp = 1,04*(556,8 - 629,2) = - 75,3 kN

Maksymalna siła poprzeczna wystąpi w przekroju podporowym A dla trzech sił ruchomych w układzie pokazanym na rys. 5.4

V_Ax = 1,04*629,2*
= 1243 kN

Rys. 5.4.

b) Zginanie poziome

Maksymalny moment zginający przekrój belki podsuwnicowej otrzymuje się dla układu dwóch sił ruchomych H = 87,1+3,4 = 90,5 kN. Reakcje podporowe

R_Ay =
= 80,1 kN

R_By = 2*90,5 - 80,1 = 100,9 kN

Maksymalny moment zginający i odpowiadające siły poprzeczne w przekroju C

M_Cy = 90,5*4,425 = 400,5 kNm

V_Cyl = 80,1 kN; V_Cyp = 80,1 - 90,5 = - 10,4 kN

Dodatkowe zginanie poziome wywołane działaniem wiatru na belkę podsuwnicową

R_yw = 0,5*0,78*10,00 = 3,9 kN

M_yw = 3,9*4,425 -
= 9,6 kNm

M_ymax = 400,5 + 9,6 = 410,1 kNm

Maksymalna siła poprzeczna wystąpi w przekroju podporowym A dla dwóch sił ruchomych wywołanych współpracą suwnic

V_Ay = 90,5*
+ 3,9 = 164,1 kN

Siła podłużna odpowiadająca kombinacji obciążeń jak wyżej N = H_r = ± 58,1 kN.

5.3.1.6. Warunki nośności belki podsuwnicowej

Orientacyjna wysokość belki podsuwnicowej dla założonej grubości środnika t_w = 12 mm oraz wymaganego wskaźnik zginania pionowego wynosi

W_x =
*10³ = 8482 cm³

h ≥ 1,4
= 117,7 cm

Przyjęto blachownicę IKSH-1200-12, o przekroju przedstawionym na rys. 5.5, dla którego charakterystyki geometryczne bez tężnika hamownego wynoszą: pole przekroju A = 268,2 cm², moment bezwładności J_x = 607963 cm⁴, wskaźnik wytrzymałości W_x1 = W_x2 = 10133 cm³.

Rys. 5.5.

Pole przekroju pasa górnego belki podsuwnicowej ze współpracującym środnikiem o szerokości 15t_w wynosi

A₁ = 40,0*1,6 + 15*1,2*1,2 = 85,6 cm²

Charakterystyki geometryczne przekroju złożonego z blachy pomostu o szerokości 1000 mm, ceownika C 260 i pasa górnego belki ze współpracującym środnikiem:

C 260 → A = 48,3 cm², J_x = 4820 cm⁴, J₁ = 317 cm⁴, e₁ = 2,4 cm,

W = 371 cm³, ΣA = 48,3 + 0,8*125,0 + 85,6 = 233,9 cm²,

S = 48,3*140,0 + 0,8*125,0*77,5 = 14512 cm³

Położenie środka ciężkości pomostu i współrzędne skrajnych włókien przekroju

e_y =
= 62,04 cm →

y₁ = 62,04 + 20,0 = 82,04 cm

y₃ = 142,4 - 62,04 = 80,36 cm

Moment bezwładności i wskaźniki wytrzymałości przekroju pomostu

J_y = 317 + 48,3*78,0² +
+ 0,8*125,0*15,46² + 85,6*62,04²

+
= 786288 cm⁴

W_y1 =
= 9584 cm³, W_y3 =
= 9785 cm³

A. Naprężenia w przekroju z maksymalnym momentem zginającym

a) Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi pasa dolnego

σ₂ =
= 255,3 MN/m² < f_d = 305 MPa

b) Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi pasa górnego

σ₁ =
= 298,1 MN/m² < f_d = 305 MPa

σ₁ =
= 263,8 MN/m² < f_d = 305 MPa

Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi górnej środnika

Długość strefy docisku pod kołem suwnicy oraz naprężenia σ_y

c_o = 5,0 +2*(9,5 + 1,6) = 27,2 cm

σ_y =
= 192,8 MN/m²

Naprężenia normalne od zginania belki σ_x

σ_x =
280,9 MN/m²

Naprężenia styczne τ

τ =
= 41,3 MN/m²

Naprężenia zastępcze w złożonym stanie według wzoru (1) normy PN-90/B-03200

σ_z =
= 258,9 MN/m² < 305 MPa

Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi dolnej środnika

σ_x =
248,5 MN/m²

σ_z =
= 258,6 MN/m² < 305 MPa

Naprężenia w ceowniku podpomostowym C 260

σ₃ =
= 63,1 MN/m² < f_d = 215 MPa

Powyżej moment zginający ceownik w płaszczyźnie pionowej obliczono dla schematu belki dwuprzęsłowej (podpartej zastrzałami co 5,00 m), uwzględniając ciężar własny ceownika C 260 i pomostu oraz obciążenia użytkowe

q ≈ 1,0 +1,5 = 2,5 kN/m → M = - 0,125*2,5*5,0² = - 7,813 kNm

B. Naprężenia w przekroju podporowym, z maksymalną siłą poprzeczną

Naprężenia styczne τ

τ =
= 88,7 MN/m²

Naprężenia σ_y w belce IKSH-1200 na krawędzi górnej środnika

σ_y = 192,8 MN/m²

Naprężenia zastępcze

σ_z =
= 205,6 MN/m² < 305 MPa

C. Połączenia spawane pasów ze środnikiem

Przyjęto połączenia spoinami pachwinowymi ciągłymi o grubości a = 6 mm.

a) Naprężenia w przekroju podporowym

Moment statyczny pasa blachownicy IKSH-1200

S_p = 40,0*1,6*(120,0 - 1,6)*0,5 = 3789 cm³

Naprężenia od siły poprzecznej

τ_V =
= 64,6 MN/m² < α_ f_d = 0,7*305 = 213,5 MPa

Naprężenia od docisku koła suwnicy

τ_y =
= 192,8 MN/m² < α_⊥ f_d = 0,8*305 = 244 MPa

Naprężenia wypadkowe

τ =
= 203,3 MN/m² <
= 358,8 MPa

b) Naprężenia w przekroju z maksymalnym momentem zginającym

Uwzględniając naprężenia normalne wywołane zginaniem przekroju σ_x = 280,9 MN/m² i naprężenia docisku τ_y = 192,8 MN/m² obliczamy naprężenia zastępcze

τ_V =
= 30,1 MN/m²

0,85
= 290,7 MN/m² < f_d = 305 MPa

D. Warunki stateczności miejscowej pasów i środnika

a) Pas ściskany blachownicy IKSH-1200

Przyjęto żebra poprzeczne w przekrojach podporowych oraz jednostronne żebro w połowie rozpiętości belki. Smukłość płytowa i współczynnik obciążenia pasa

= 12,1 > 14
= 11,8 → klasa 4 → K₁ = 3,00

Smukłość względna i współczynnik niestateczności miejscowej

= 0,772

= 0,984

Warunek stateczności miejscowej pasa dla σ_c = σ₁ = 298,1 MPa jest spełniony

= 0,993 < 1,00

b) Środnik blachownicy IKSH-1200 w strefie maksymalnego momentu zginającego

Smukłość płytowa i współczynniki obciążenia środnika

= 97,3 > 105
= 88,1 → klasa 4 → K₂ = 0,400

β =
= 4,28 → K_v = 0,65
= 0,569

Smukłości względne i współczynniki niestateczności miejscowej

= 0,828

= 1,178

= 0,930;
= 0,849

Nośność środnika przy zginaniu i moment zginający środnik

M_Rw =
*305*10^-3 = 832,2 kNm

J_w =
= 159341 cm⁴

M_w = 2587*
= 678,0 kNm →
= 0,815

Nośność srodnika pod obciążeniem skupionym dla współczynnika k_c

k_c = 20
= 16,8

P_Rc = 16,8*1,2²*305*10^-1 = 737,9 kN

Współczynnik redukcyjny nośności na siłę skupioną

η_c = 1,25 - 0,5
= 0,934

Nośność środnika przy ścinaniu

V_R = 0,58*1,2*116,8*0,849*305*10^-1 = 2105 kN

Warunki stateczności miejscowej w stanach prostych i złożonym są spełnione:

= 0,990 < 1,000

= 0,913 < 1,000

= 0,275 < 1,000

(0,815 + 0,913)² - 3*0,930*0,815*0,913 + 0,275² = 0,986 < 1,000

Środnik blachownicy IKSH-1200 w strefie przypodporowej

Warunki stateczności miejscowej w stanach prostych i złożonym:

= 0,590 < 1,000

0,913² + 0,590² = 1,182 > 1,000

Strefę przypodporową należy wzmocnić krótkimi żebrami o wysokości 400 mm w rozstawie co 400 mm, dla których nośność środnika wynosi

P_Rc = 22,8*1,2²*305*10^-1 = 1001 kN

gdzie długość strefy docisku koła suwnicy wynosi

k_c = 40*
= 22,8

Warunek stateczności miejscowej w złożonym stanie naprężenia środnika

= 0,673 < 1,000

0,673² + 0,590² = 0,801 < 1,000

Żebra podporowe

Przyjęto żebra podporowe ze stali St3S o wymiarach16x400 mm, pokazane na rys. 5.6. Charakterystyki geometryczne żebra wynoszą:

A = 1,6*40,0 + 15*1,2*1,2 = 85,6 cm²

A_b = 1,6*40,0 = 64,0 cm²

J_s ≅ 1,6*40,0³/12 = 8533 cm⁴ → i_s =
= 9,98 cm

Warunek sztywności żebra

J_s ≅ 8533 cm⁴ > 0,75*116,8*1,2³ = 151,4 cm⁴

Warunek docisku żebra

= 0,723 < 1,000

Smukłości i współczynnik wyboczenia żebra

= 9,4; λ_p = 84,0 →
= 0,112

= 0,996

Warunek wyboczenia żebra

= 0,678 < 1,000

Żebra ze środnikiem połączono spoinami pachwinowymi ciągłymi o grubości a = 6 mm. Warunek wytrzymałości spoin o długości obliczeniowej l = 100a

τ =
= 172,6 MN/m² ≈ α_f_d = 0,8*215 = 172 MPa

Rys. 5.6.

E. Warunki wytrzymałości zmęczeniowej.

Obliczenia zmęczeniowe belki podsuwnicowej przeprowadzono według normy PN-90/B-03200 dla następujących danych i warunków:

- klasa obciążenia belki podsuwnicowej K2

- klasa wykorzystania belki podsuwnicowej H5

- kategoria zmęczeniowa blach przekroju IKSH Δσ_c = 160 MPa

- kategoria zmęczeniowa dwustronnych spoin pachwinowych Δτ_c = 45 MPa

Powyższym założeniom według normy PN-90/B03200, tablica Z5-1, odpowiada liczba cykli obciążenia belki N = 5x10⁵.

a) Pas rozciągany blachownicy.

Wytrzymałość zmęczeniowa blach 16x400 mm użytych na pasy

Δσ_R = 0,735*160* 0x01 graphic
= 253,3 MPa

Zakres zmienności naprężeń normalnych σ₂ o wartości charakterystycznej

Δσ₂ = (1 - 0,05)*255,3/1,1 = 220,5 MN/m²

Warunek wytrzymałości zmęczeniowej pasa jest spełniony:

Δσ₂ = 220,5 MN/m² < Δσ_R = 253,3 MPa

b) Spoina łącząca pas ze środnikiem

Wytrzymałość zmęczeniowa dwustronnych obrobionych spoin pachwinowych

Δτ_R = 45* 0x01 graphic
= 59,4 MPa

Zakres zmienności naprężeń stycznych τ_V o wartości charakterystycznej

Δτ_V = (1 - 0,04)*64,4/1,1 = 56,2 MN/m²

Warunek wytrzymałości zmęczeniowej spoin jest spełniony:

Δτ_V = 56,2 MN/m² < Δτ_R = 59,4 MPa

F. Warunki ugięć belki podsuwnicowej.

Warunek ugięć należy sprawdzić uwzględniając oddziaływania charakte-rystyczne jednej suwnicy w ustawieniu najniekorzystniejszym. Dla rozstawu kół suwnicy e = 6400 mm oraz rozpiętości belki l = 10,00 m maksymalne ugięcia daje jedna siła umieszczona w środku rozpiętości.

a) Ugięcia pionowe od nacisków V_k = 572,0 kN

y_max =
= 9,56*10^-3 m <
= 0,017 m

b) Ugięcia poziome od sił H_pk = 79,2 + 3,4/1,3 = 81,8 kN

x_max =
= 1,06*10^-3 m <
= 0,010 m

5.3.2. Odbojnica

Obliczeniowa siła uderzenia zderzaka suwnicy w odbojnicę i wysokość jej działania

S = 1,1*1,3*64 = 91,5 kN

h_S = 1200 + 95 = 1295 mm

Siły przekrojowe przy podstawie

M = 91,5*1,295 = 118,5 kNm; V = 91,5 kN

Rys. 5.7.

Dla przyjętego przekroju kozła odbojowego według rys. 5.7, charakterystyki geometryczne przy podstawie wynoszą

A = 2*25,0*1,0 + 43,0*1,0 = 93,0 cm²

A_v = 43,0*1,0 = 43,0 cm²

J_x = 2*25,0*22,0² +
= 30826 cm⁴

W_x =
= 1370 cm³

Nośność przekroju przy ścinaniu i zginaniu dla stali St3S

V_R = 0,58*43,0*215*10^-1 = 536,2 kN

M_R = 1370*215*10^-3 = 294,6 kNm

Warunki nośności przekroju podstawy

= 0,171 < 0,6;
= 0,402 < 1,000

Współdziałanie siły poprzecznej V i momentu zginającego M nie zachodzi.

Połączenie odbojnicy z belką podsuwnicową zaprojektowano przy użyciu śrub M 24 klasy 5.6 w układzie pokazanym na rys. 5.7. Uwzględniając nośność śruby na rozerwanie S_Rt = 90,0 kN, otrzymujemy warunek nośności połączenia

M = 118,5 kNm < M_R = 2*90,0*(0,8*0,500 +1,0*0,380) = 140,4 kNm

5.3.3. Słup

5.3.3.1. Zestawienie obciążeń

Pionowe i poziome oddziaływania kół suwnicy na belki podsuwnicowe

V_max = 1,1*(1,3 - 0,1)*440 = 580,8 kN

H_pmax = 87,1 + 3,4 = 90,5 kN

Obciążenia suwnicami przekazywane na słup według linii wpływowych na rys. 5.8

V_S = 580,8*(1,000 + 0,770 + 0,130 + 0,360) = 1313 kN

H_S = 90,5*(1,000 + 0,770) = 160,2 kN

Rys. 5.8.

Ciężar belki podsuwnicowej i pomostu

blachownica IKSH-1200 1,1*0,0098*214,5*10,00 = 23,1 kN

blacha żeberkowa 8 mm 1,1*0,0098*67,7*1,25*10,00 = 9,1 kN

C 260 1,1*0,0098*37,9*10,00 = 4,1 kN

obciążenia użytkowe pomostu 1,2*1,5*1,25*10,00 = 22,5 kN

Obciążenie gałęzi podsuwnicowej

G_p = 23,1 + 0,5*(9,1 + 22,5) ≈ 40 kN

Obciążenie gałęzi zewnętrznej

G_z = 4,1 + 0,5*(9,1 + 22,5) ≈ 20 kN

Ciężar własny słupa przyjęto szacunkowo o wartości obliczeniowej V_G = 17,0 kN.

Parcie wiatru na belkę podsuwnicową i słup

W_B = 0,78*10,0 = 7,8 kN;

W_S ≈ 1,3*2,0*0,250*0,3*8,0 = 1,6 kN

Schemat słupa oraz układ jego obciążeń pokazano na rys. 5.9.

5.3.3.2. Obliczenie trzonu słupa

a) Charakterystyki geometryczne

Przyjęty przekrój słupa pokazano na rys. 5.9-b. Gałąź podsuwnicową przyjęto z dwuteownika szerokostopowego HE 300 B, dla którego A_p = 149,1 cm², J_px = 25170 cm⁴, i_px = 12,99 cm, J_py = 8563 cm⁴, i_py = 7,58 cm.

Rys. 5.9.

Gałąź zewnętrzną przyjęto z ceownika C 300 , dla którego A_z = 58,8 cm², J_zx = 8030 cm⁴, i_zx = 11,7 cm, J_zy = 495 cm⁴, i_zy = 2,90 cm.

Całkowita powierzchnia przekroju słupa

A = 149,1 + 58,8 = 207,9 kN

Położenie środka ciężkości przekroju

e_p =
= 39,6 cm

e_z = 140,0 - 39,6 = 100,4 cm

Momenty bezwładności i promienie bezwładności przekroju

J_x = 25170 + 8030 = 33200 cm³

i_x =
= 12,64 cm

J_y = 8563 + 149,1*39,6² + 495 + 58,8*100,4² = 835584 cm⁴

i_y =
= 63,40 cm

Wskaźniki wytrzymałości przekroju

W_p =
= 14020 cm³

W_z =
= 8105 cm³

b) Obliczenie sił w gałęziach słupa

Ekstremalne siły przekrojowe wystąpią u podstawy słupa. Rozpatrzono dwa przypadki obciążeń:

- Obciążenia grawitacyjne oraz siły poziome skierowane w prawo

M = 160,2*8,325 +(1313 + 40,0)*0,396 - 20,0*1,004

+ 7,8*(0,648 + 7,030) + 1,6*4,163 = 1916 kNm

N = - 1313 - 17,0 - 40,0 - 20,0 = - 1390 kN

V = 160,2 + 7,8 + 1,6 = 169,6 kN

Siły w gałęziach słupa wynoszą

N_p =
= - 2365 kN

N_z =
= + 975,4 kN

- Obciążenia grawitacyjne oraz siły poziome skierowane w lewo

M = - 160,2*8,325 +(1313 + 40,0)*0,396 - 20,0*1,004

- 7,8*(0,648 + 7,030) - 1,6*4,163 = - 884,5 kNm

N = - 1313 - 17,0 - 40,0 - 20,0 = - 1390 kN

V = 160,2 + 7,8 + 1,6 = 169,6 kN

Siły w gałęziach słupa wynoszą

N_p =
= - 365,0 kN

N_z =
= - 1025 kN

Równocześnie siła osiowa w gałęzi zewnętrznej w przekroju oparcia belki podsuwnicowej, przy wierzchołku słupa, wynosi

M = - 160,2*1,295 +1353*0,396 - 20,0*1,004 - 7,8*0,648 = 303,2 kNm

N = - 1313 - 20,0 - 40,0 = - 1373 kN

N_z =
= - 171,8 kN

c) Warunki nośności trzonu słupa

Smukłości względne i współczynniki wyboczeniowe gałęzi podsuwnicowej

= 0,629 dla
= 86

= 0,176

= 0,880

= 0,987

Warunek nośności gałęzi podsuwnicowej

= 0,879 < 1,000

Smukłości względne gałęzi zewnętrznej, z uwzględnieniem współczynnika długości wyboczeniowej dla całego pręta, obciążonego uśrednionym obciążeniem równomiernym μ_x = 0,730 oraz dla odcinka pręta pomiędzy węzłami, dla μ_y = 1,000

= 0,522

= 0,472

= 0,853

Warunek stateczności gałęzi zewnętrznej słupa

= 0,951 < 1,000

Sprawdzenie słupa jako całości, dla skratowania gałęzi krzyżulcami z kątowników L 100x100x8 mm , dla których A_D = 15,5 cm². Długości wyboczeniowe i smukłości:

- w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku jazdy suwnicy

l_wy = 2,0*703,0 = 1406 cm

= 22,2

= 13,7

= 26,1

= 0,311

- w płaszczyźnie równoległej do kierunku jazdy suwnicy

l_wx = 1,0*703,0 = 703,0 cm

= 0,662

Współczynniki wyboczeniowe

= 0,985

= 0,769

Warunki nośności słupa jako całości

- siły poziome skierowane w prawo

= 0,951 < 1- 0,025 = 0,975

= 0,404 < 1,000

gdzie Δ = 1,25*0,985*0,321²
= 0,025

- siły poziome skierowane w lewo

= 0,823 < 1- 0,020 = 0,980

gdzie Δ = 1,25*0,985*0,321²
= 0,020

d) Sprawdzenie krzyżulca

Zastępcza siła poprzeczna według PN-90/B-03200 oraz siła osiowa w krzyżulcu

Q = 1,2*169,6 = 203,5 kN > 0,012*207,9*215*10^-1 = 53,6 kN

tg α =
= 0,8214 → α= 39,4^o → cos 39,4^o = 0,7727

K =
= 131,7 kN

Dla przyjętego przekroju i_mi_n = 1,96 cm oraz smukłość i współczynnik wyboczenia

l_D =
= 181,2 cm

= 1,101

= 0,507

Warunki nośności krzyżulca

= 0,779 < 1,000

= 0,452 < 1,000

5.3.3.3. Obliczenie stopy słupa

a) Stopa gałęzi podsuwnicowej

Przyjęto blachę podstawy o wymiarach 450x600 mm, użebrowaną w sposób przedstawiony na rys.5.10.

Rys. 5.10.

Powierzchnia blachy i średnie naprężenie pod blachą wynoszą:

A = 45,0*60 = 2700 cm²

σ =
= 8,76 MN/m² < f_cd

Momenty zginające w płytach zastępczych

- płyta 1 (por. rys. 5.10)

= 2,23 stąd α = 0,132

M₁ = 0,132*8,76*10³*0,132² = 20,15 kNm/m

- płyta 2

M₂ = 0,5*8,76*10³*0,075² = 24,64 kNm/m

Decyduje moment M₂, zatem potrzebna grubość blachy

t ≥
= 0,027 m

przyjęto t = 28 mm.

Pole przekroju spoin łączących blachę podstawy ze słupem

A_s = 2*0,6*60,0 + 4*0,6*(60,0 - 1,1) + 4*0,6*12,5 = 243,4 cm²

Naprężenia w spoinach

τ =
= 97,2 MN/m² < 0,8*205 = 164 MPa

Dla żeber pośrednich o wymiarach pokazanych na rys. 5.10, siła przypadająca na pojedyncze żebro wynosi

Q = 8,76*29,5*14,4*10^-1 = 372,1 kN

Moment zginający dla spoin pachwinowych pionowych

M = 372,1*0,5*0,295 = 54,9 kNm

Przyjęto dwie spoiny pachwinowe o grubości a = 6 mm i długości l = 450 mm

A_S = 2*0,6*45,0 = 54,0 cm²

W =
*2*0,6*45,0² = 405 cm³

Naprężenia w spoinach

τ_Q =
= 68,9 MN/m² < 0,8*205 = 164,0 MPa

τ_M =
= 135,6 MN/m² < 0,9*205 = 184,5 MPa

0x01 graphic
= 173,5 MN/m² < 205 MPa

Dla żebra skrajnego na spoinę czołową łączącą żebro z gałęzią słupa działa

Q = 8,76*15,0*15,3*10^-1 = 201,0 kN

M = 201,0*0,5*0,150 = 15,1 kNm

Dla zastosowanej spoiny o grubości a = 12 mm i długości l = 350 mm

A_S = 1,2*35,0 = 42,0 cm²

W =
*1,2*35,0² = 245,0 cm³

Naprężenia w spoinie wynoszą

σ =
= 61,6 MN/m² < 0,85*205 = 174,3 MPa

τ =
= 47,9 MN/m² < 0,6*205 = 123,0 MPa

0x01 graphic
= 107,8 MN/m² < 205 MPa

Ze względów statycznych śruby kotwiące nie są potrzebne. Dla ustawienia słupa w położeniu projektowym przyjęto 2 kotwy φ 24 ze stali 18G2.

b) Stopa gałęzi zewnętrznej.

Przyjęto blachę podstawy o wymiarach 400x350 mm, użebrowaną w sposób przedstawiony na rys. 5.11.

Rys. 5.11.

Powierzchnia blachy i średnie naprężenie pod blachą wynoszą:

A = 40,0*35,0 = 1400 cm²

σ =
= 7,32 MN/m² < 8,76 MN/m²

Grubość blachy przyjęto jak w stopie gałęzi podsuwnicowej t = 28 mm, bez sprawdzenia, ponieważ jest ona mniej obciążona. Trzon gałęzi jest połączony z dźwigarem stopowym spoinami pachwinowymi o łącznej powierzchni

A_S ≈ 0,7*(30,0 + 23,6 + 3,14*1,6 +2*10,0 + 2*9,0) = 67,6 cm²

Naprężenia w spoinach

τ =
= 151,6 MN/m² < 0,8*205 = 164,0 MPa

Nośność śrub kotwiących M 42, wykonanych ze stali 18G2

S_Rtm = 0,65*490*11,2*10^-1 = 356,7 kN

S_Rte = 0,85*345*11,2*10^-1 = 328,4 kN

wynosi

S_Rt = min (S_Rtm, S_Rte) = 328,4 kN

Przyjęto 4 kotwy M 42, dla których warunek nośności ma postać

= 0,743 < 1,000

Konstrukcję dźwigara stopowego przedstawiono na rys. 5.11-a. Śruby kotwiące przekazują siły na dźwigar stopowy za pośrednictwem podkładek o wymiarach 100x100 mm, pokazanych na rys. 5.11-b. Średnie ciśnienie na podkładkę

p =
= 24,4 MN/m²