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 ho = 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: fd = 305 MPa dla elementów o grubości ścianek t ≤ 16 mm oraz fd = 295 MPa dla elementów o grubości ścianek t > 16 mm. Wytrzymałość obliczeniowa na ścinanie: 0,58fd = 176,9 (171,1) MPa odpowiednio.
Stal St3S na ściskanie i zginanie: fd = 215 MPa dla elementów o grubości ścianek t ≤ 16 mm oraz fd = 205 MPa dla elementów o grubości ścianek t > 16 mm. Wytrzymałość obliczeniowa na ścinanie: 0,58fd = 124,7 (118,9) MPa odpowiednio.
5.2.5.3. Wytrzymałość charakterystyczna śrub i zakotwień
Dla śrub klasy 5.6 wytrzymałość doraźna Rm = 500 MPa oraz umowna granica plastyczności Re = 300 MPa (dla śrub M 24 nośność SRt = 90,0 kN), dla zakotwień ze stali 18G2 odpowiednio Rm = 490 MPa i Re = 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 Sz = 64 kN
- maksymalny nacisk na koło suwnicy Pmax = 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 γf = 1,1
Wartości charakterystyczne i obliczeniowe pionowych nacisków kół suwnicy
Vkmax = 1,3*440 = 572 kN
Vmax = 1,1*572 = 629,2 kN
Naciski pionowe minimalne Vkmin oraz Vmin 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
Hpk = 0,18*440 = 79,2 kN
Hp = 1,1*79,2 = 87,1 kN
Siły poziome równoległe do toru
Hrk = 0,12*440 = 52,8 kN
Hr = 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 qs = 250 + 370*0,5 = 435 Pa
- współczynnik aerodynamiczny C = 1,3
- współczynnik ekspozycji Ce = 0,8
- współczynnik czasu użytkowania dźwignicy CT = 1,0
- współczynnik działania porywów wiatru β = 2,0
Powierzchnia obliczeniowa działania wiatru na suwnicę i podnoszony ładunek
As⊥ ≈ 1,20*6,40 = 7,7 m2
AQ ≈ 3,5*
= 24,8 m2 → A⊥ = 7,7 + 24,8 = 32,5 m2
As ≈ (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 (γf = 1,3), wynosi
W⊥ = 1,3*1,3*0,8*1,0*2,0*435*32,5*10-3 = 38,2 kN < Hp = 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 < Hr = 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 qr = 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 (γf = 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
Hpw = 0,25*13,7 = 3,4 kN; Hrw = 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
ΣVmax = 2*629,2 = 1258,4 kN
Położenie wypadkowej ΣVmax względem sąsiednich nacisków
c =
= 1,150 m
Współrzędna przekroju C, zginanego momentem maksymalnym
xC =
= 4,425 m
Rys. 5.3.
Reakcje podporowe
RAx =
= 556,8 kN
RBx = 1258,4 - 556,8 = 701,6 kN
Maksymalny moment zginający i odpowiadające siły poprzeczne
MCx = 1,05*556,8*4,425 = 2587 kNm
VCxl = 1,04*556, 8 = 579,1kN
VCxp = 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
VAx = 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
RAy =
= 80,1 kN
RBy = 2*90,5 - 80,1 = 100,9 kN
Maksymalny moment zginający i odpowiadające siły poprzeczne w przekroju C
MCy = 90,5*4,425 = 400,5 kNm
VCyl = 80,1 kN; VCyp = 80,1 - 90,5 = - 10,4 kN
Dodatkowe zginanie poziome wywołane działaniem wiatru na belkę podsuwnicową
Ryw = 0,5*0,78*10,00 = 3,9 kN
Myw = 3,9*4,425 -
= 9,6 kNm
Mymax = 400,5 + 9,6 = 410,1 kNm
Maksymalna siła poprzeczna wystąpi w przekroju podporowym A dla dwóch sił ruchomych wywołanych współpracą suwnic
VAy = 90,5*
+ 3,9 = 164,1 kN
Siła podłużna odpowiadająca kombinacji obciążeń jak wyżej N = Hr = ± 58,1 kN.
5.3.1.6. Warunki nośności belki podsuwnicowej
Orientacyjna wysokość belki podsuwnicowej dla założonej grubości środnika tw = 12 mm oraz wymaganego wskaźnik zginania pionowego wynosi
Wx =
*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 Jx = 607963 cm4, wskaźnik wytrzymałości Wx1 = Wx2 = 10133 cm3.
Rys. 5.5.
Pole przekroju pasa górnego belki podsuwnicowej ze współpracującym środnikiem o szerokości 15tw 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, Jx = 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
ey =
= 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
Jy = 317 + 48,3*78,02 +
+ 0,8*125,0*15,462 + 85,6*62,042
+
= 786288 cm4
Wy1 =
= 9584 cm3, Wy3 =
= 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 < fd = 305 MPa
b) Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi pasa górnego
σ1 =
= 298,1 MN/m2 < fd = 305 MPa
σ1 =
= 263,8 MN/m2 < fd = 305 MPa
Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi górnej środnika
Długość strefy docisku pod kołem suwnicy oraz naprężenia σy
co = 5,0 +2*(9,5 + 1,6) = 27,2 cm
σy =
= 192,8 MN/m2
Naprężenia normalne od zginania belki σx
σx =
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
σz =
= 258,9 MN/m2 < 305 MPa
Naprężenia w belce IKSH-1200 na krawędzi dolnej środnika
σx =
248,5 MN/m2
σz =
= 258,6 MN/m2 < 305 MPa
Naprężenia w ceowniku podpomostowym C 260
σ3 =
= 63,1 MN/m2 < fd = 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 σy w belce IKSH-1200 na krawędzi górnej środnika
σy = 192,8 MN/m2
Naprężenia zastępcze
σz =
= 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
Sp = 40,0*1,6*(120,0 - 1,6)*0,5 = 3789 cm3
Naprężenia od siły poprzecznej
τV =
= 64,6 MN/m2 < α fd = 0,7*305 = 213,5 MPa
Naprężenia od docisku koła suwnicy
τy =
= 192,8 MN/m2 < α⊥ fd = 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 σx = 280,9 MN/m2 i naprężenia docisku τy = 192,8 MN/m2 obliczamy naprężenia zastępcze
τV =
= 30,1 MN/m2
0,85
= 290,7 MN/m2 < fd = 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 σc = 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 → Kv = 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
MRw =
*305*10-3 = 832,2 kNm
Jw =
= 159341 cm4
Mw = 2587*
= 678,0 kNm →
= 0,815
Nośność srodnika pod obciążeniem skupionym dla współczynnika kc
kc = 20
= 16,8
PRc = 16,8*1,22*305*10-1 = 737,9 kN
Współczynnik redukcyjny nośności na siłę skupioną
ηc = 1,25 - 0,5
= 0,934
Nośność środnika przy ścinaniu
VR = 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
PRc = 22,8*1,22*305*10-1 = 1001 kN
gdzie długość strefy docisku koła suwnicy wynosi
kc = 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
Ab = 1,6*40,0 = 64,0 cm2
Js ≅ 1,6*40,03/12 = 8533 cm4 → is =
= 9,98 cm
Warunek sztywności żebra
Js ≅ 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; λp = 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 ≈ αfd = 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 Δσc = 160 MPa
- kategoria zmęczeniowa dwustronnych spoin pachwinowych Δτc = 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
ΔσR = 0,735*160*
= 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 < ΔσR = 253,3 MPa
b) Spoina łącząca pas ze środnikiem
Wytrzymałość zmęczeniowa dwustronnych obrobionych spoin pachwinowych
ΔτR = 45*
= 59,4 MPa
Zakres zmienności naprężeń stycznych τV o wartości charakterystycznej
ΔτV = (1 - 0,04)*64,4/1,1 = 56,2 MN/m2
Warunek wytrzymałości zmęczeniowej spoin jest spełniony:
ΔτV = 56,2 MN/m2 < ΔτR = 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 Vk = 572,0 kN
ymax =
= 9,56*10-3 m <
= 0,017 m
b) Ugięcia poziome od sił Hpk = 79,2 + 3,4/1,3 = 81,8 kN
xmax =
= 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
hS = 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
Av = 43,0*1,0 = 43,0 cm2
Jx = 2*25,0*22,02 +
= 30826 cm4
Wx =
= 1370 cm3
Nośność przekroju przy ścinaniu i zginaniu dla stali St3S
VR = 0,58*43,0*215*10-1 = 536,2 kN
MR = 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 SRt = 90,0 kN, otrzymujemy warunek nośności połączenia
M = 118,5 kNm < MR = 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
Vmax = 1,1*(1,3 - 0,1)*440 = 580,8 kN
Hpmax = 87,1 + 3,4 = 90,5 kN
Obciążenia suwnicami przekazywane na słup według linii wpływowych na rys. 5.8
VS = 580,8*(1,000 + 0,770 + 0,130 + 0,360) = 1313 kN
HS = 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
Gp = 23,1 + 0,5*(9,1 + 22,5) ≈ 40 kN
Obciążenie gałęzi zewnętrznej
Gz = 4,1 + 0,5*(9,1 + 22,5) ≈ 20 kN
Ciężar własny słupa przyjęto szacunkowo o wartości obliczeniowej VG = 17,0 kN.
Parcie wiatru na belkę podsuwnicową i słup
WB = 0,78*10,0 = 7,8 kN;
WS ≈ 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 Ap = 149,1 cm2, Jpx = 25170 cm4, ipx = 12,99 cm, Jpy = 8563 cm4, ipy = 7,58 cm.
Rys. 5.9.
Gałąź zewnętrzną przyjęto z ceownika C 300 , dla którego Az = 58,8 cm2, Jzx = 8030 cm4, izx = 11,7 cm, Jzy = 495 cm4, izy = 2,90 cm.
Całkowita powierzchnia przekroju słupa
A = 149,1 + 58,8 = 207,9 kN
Położenie środka ciężkości przekroju
ep =
= 39,6 cm
ez = 140,0 - 39,6 = 100,4 cm
Momenty bezwładności i promienie bezwładności przekroju
Jx = 25170 + 8030 = 33200 cm3
ix =
= 12,64 cm
Jy = 8563 + 149,1*39,62 + 495 + 58,8*100,42 = 835584 cm4
iy =
= 63,40 cm
Wskaźniki wytrzymałości przekroju
Wp =
= 14020 cm3
Wz =
= 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
Np =
= - 2365 kN
Nz =
= + 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
Np =
= - 365,0 kN
Nz =
= - 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
Nz =
= - 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 μx = 0,730 oraz dla odcinka pręta pomiędzy węzłami, dla μy = 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 AD = 15,5 cm2. Długości wyboczeniowe i smukłości:
- w płaszczyźnie prostopadłej do kierunku jazdy suwnicy
lwy = 2,0*703,0 = 1406 cm
= 22,2
= 13,7
= 26,1
= 0,311
- w płaszczyźnie równoległej do kierunku jazdy suwnicy
lwx = 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= 39,4o → cos 39,4o = 0,7727
K =
= 131,7 kN
Dla przyjętego przekroju imin = 1,96 cm oraz smukłość i współczynnik wyboczenia
lD =
= 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 < fcd
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
As = 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
AS = 2*0,6*45,0 = 54,0 cm2
W =
*2*0,6*45,02 = 405 cm3
Naprężenia w spoinach
τQ =
= 68,9 MN/m2 < 0,8*205 = 164,0 MPa
τM =
= 135,6 MN/m2 < 0,9*205 = 184,5 MPa
= 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
AS = 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
= 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
AS ≈ 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
SRtm = 0,65*490*11,2*10-1 = 356,7 kN
SRte = 0,85*345*11,2*10-1 = 328,4 kN
wynosi
SRt = min (SRtm, SRte) = 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
Przyjęto, że podkładka pracuje jak płyta oparta na trzech krawędziach, które stanowią środnik dźwigara stopowego i żebra usztywniające.
= 1,0 → α = 0,112
M = 0,112*24,4*0,1002*103 = 27,3 kNm/m
Wymagana grubość podkładki
t ≥
= 0,028 m, przyjęto t = 28 mm
Siła poprzeczna i moment zginający dźwigar stopowy w przekroju α-α
Vα = 0,5*975,4 = 487,7 kN
Mα = 487,7*0,070 = 34,1 kNm
Powyższe siły przekrojowe przenosi przekrój teowy, dla którego obliczamy
A = 21,0*2,0 +30,0*1,6 = 90,0 cm2
S = 30,0*1,6*16,0 = 768,0 cm3 → e =
= 8,53 cm
J = 21,0*2,0*8,532 + 30,0*1,6*7,472 +
= 9334 cm4
W =
= 415,4 cm3
Jv =
= 3600 cm4; Av = 1,6*30,0 = 48,0 cm2
= 0,386
Warunki nośności przekroju α-α
MR = 415,4*215*10-3 = 89,3 kNm
VR = 0,58*48,0*215*10-1 = 598,6 kN
= 0,382 < 1,000
= 0,815 < 1,000
0,382 + 0,386*0,8152 = 0,638 < 1,000
Naprężenia docisku w spoinie czołowej K łączącej blachę poziomą ze środnikiem
σb =
= 203,2 MN/m2 < fdb = 1,25*205 = 256,3 MPa
5.3.4. Stężenia pionowe linii słupów
Przyjęto stężenia prętowe X w polu środkowym pomiędzy osiami 5-6 według oznaczeń przyjętych na rys. 5.1. Siła pozioma przenoszona przez stężenie
Hr = 58,1 + 14,9 = 73,0 kN
Siła osiowa w krzyżulcu rozciąganym
tg α =
= 0,7030 → α= 35,11o → cos 35,11o = 0,8180
Ks =
= 89,2 kN
Dlługość krzyżulca pomiędzy węzłami
lk = 0,5
= 6,11 m → 6,11*0,8180 = 5,0 m < 6,0 m
wpływ zginania od ciężaru własnego pręta można pominąć.
Wymagane pole przekroju krzyżulca z pojedynczego kątownika
A ≥
= 4,74 cm2
Przyjęto kątownik L 100x100x8 mm, dla którego pole przekroju A = 15,5 cm2.
Krzyżulce są połączone w węzłach śrubami M 16 klasy 5.6, dla których nośność
SRv = 0,45*500*0,25*3,14*1,62*10-1 = 45,2 kN
SRb = 2,5*215*1,6*0,8*10-1 = 68,8 kN
wynosi min (SRv, SRb) = 45,2 kN. Potrzebna liczba śrub
N ≥
= 1,97
przyjęto 2 śruby M 16.
98