Progettazione delle giunzioni a collo di legno delle travi della pista della gru secondo DIN EN 1993-6

Articolo tecnico

La serie di articoli sulla progettazione delle saldature per travi di gru si conclude con questo articolo che descrive la progettazione di saldature di ragnatele, seguendo i precedenti articoli sulla progettazione di saldature di rotaie di travi di gru allo stato limite ultimo e allo stato limite di fatica . Sono considerati sia lo stato limite ultimo sia lo stato limite di fatica.

Stato limite ultimo

I carichi applicati causano carichi ruota orizzontali e verticali che devono essere considerati nel progetto. Un'applicazione eccentrica del carico sulle ruote dei carichi delle ruote verticali non è considerata nella progettazione dello stato limite ultimo e pertanto non si verifica alcun momento di torsione aggiuntivo.

Figura 01 - Saldature Web come saldatura a doppio raccordo

Di seguito, c'è una serie di formule per il calcolo dello stress e del design.

Sottolinea a causa del carico della ruota
$ \ begin {array} {l} \ max \; {\ mathrm \ sigma} _ \ perp \; = \; \ frac {{\ mathrm F} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}} \; + \; {\ mathrm H} _ \ mathrm {Ed}} {2 \; \ cdot \; \ sqrt2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} \; \; \; \; \; \ max \; {\ mathrm \ tau} _ \ perp \; = \; \ frac {{\ mathrm F} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}} \; + \; {\ mathrm H} _ \ mathrm {Ed}} {2 \; \ cdot \; \ sqrt2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} \\ {\ mathrm \ tau} _ \ perp \; = \; \ frac {{\ mathrm F} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed} } \; - \; {\ mathrm H} _ \ mathrm {Ed}} {2 \; \ cdot \; \ sqrt2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w \; \ cdot \; { \ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} \; \; \; \; \; \; \; {\ mathrm \ sigma} _ \ perp \; = \; \ frac {{\ mathrm F} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}} \; - \; {\ mathrm H} _ \ mathrm {Ed}} {2 \; \ cdot \; \ sqrt2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} \\ {\ mathrm \ tau} _ \ parallel \; = \; \ frac {{\ mathrm V} _ \ mathrm {Ed} \ ; \ cdot \; {\ mathrm S} _ \ mathrm y} {{\ mathrm l} _ \ mathrm y \; \ cdot \; 2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w} \; \; \; \; \; {\ mathrm \ tau} _ \ parallel \; = \; \ frac {{\ mathrm V} _ \ mathrm {Ed} \; \ cdot \; {\ mathrm S} _ \ mathrm y} {{\ mathrm l} _ \ mathrm y \; \ cdot \; 2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w} \\ {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm v , \ mathrm w, \ mathrm {Ed}} \; = \; \ sqrt {{\ mathrm \ sigma} _ \ perp² \; + \; 3 \; \ cdot \; {\ mathrm \ tau} _ \ perp² \ ; + \; 3 \; \ cdot \; {\ mathrm \ tau} _ \ parallel²} \; \; \; \; \; {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm v, \ mathrm w, \ mathrm { Ed}} \; = \; \ sqrt {{\ mathrm \ sigma} _ \ perp² \; + \, 3 \; \ cdot \; {\ mathrm \ tau} _ \ perp² \; + \, 3 \; \ cdot \; {\ mathrm \ tau} _ \ parallel²} \ end {array} $

Saldare il design
$ \ begin {array} {l} {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm v, \ mathrm w, \ mathrm {Rd}} \; = \; \ frac {{\ mathrm f} _ \ mathrm u} { {\ mathrm \ beta} _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm \ gamma} _ {\ mathrm M2}} \; \; \; \; \; \ frac {{\ mathrm \ sigma} _ { \ mathrm v, \ mathrm w, \ mathrm {Ed}}} {{\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm v, \ mathrm w, \ mathrm {Rd}}} \; \ leq \; 1.00 \\ {\ \ mathrm \ sigma} _ {\ perp, \ mathrm w, \ mathrm {Rd}} \; = \; \ frac {0.9 \; \ cdot \; {\ mathrm f} _ \ mathrm u} {{\ mathrm \ gamma } _ {\ mathrm M2}} \; \; \; \; \; \ frac {{\ mathrm \ sigma} _ {\ perp, \ mathrm w, \ mathrm {Ed}}} {{\ mathrm \ sigma} _ {\ perp, \ mathrm w, \ mathrm {Rd}}} \; \ leq \; 1.00 \ end {array} $

Stato limite di fatica

In contrasto con l'ULS, le sollecitazioni derivanti dai carichi orizzontali vengono trascurate e quindi i carichi delle ruote verticali vengono presi in considerazione. Tuttavia, a seconda della classe di danno esistente e dell'allegato nazionale utilizzato, si deve considerare il carico eccentrico della ruota di 1/4 della larghezza della testa della rotaia. Quindi, si verifica un ulteriore momento di torsione, che deve essere trasferito prima dalle saldature delle rotaie, quindi dalla flangia superiore, dal nastro e infine dalle saldature del nastro.

Figura 02 - Applicazione del carico della ruota eccentrica in FLS

Le saldature delle rotaie devono trasferire quasi completamente questo momento torsionale. D'altra parte, l'effetto della rigidità torsionale della flangia superiore dovrebbe essere considerato per le saldature sul nastro in quanto ciò ha un'influenza cruciale sulla piegatura del nastro e quindi sullo stress nella saldatura.

Quando si determina la costante torsionale della flangia superiore, [2] assume solo la flangia superiore finché la guida non è fissata rigidamente. Solo in quel caso, il momento di torsione viene determinato dalla rotaia e dalla flangia. Un altro approccio è descritto in [5] , dove i singoli componenti di rigidità torsionale della rotaia e della flangia vengono sommati in modo da ottenere una maggiore rigidità della flangia superiore. Tuttavia, questo approccio non è fornito in [2] .

Per la progettazione delle saldature di raccordo, è necessario combinare due componenti di sollecitazione. Ci sono le sollecitazioni dovute al carico della ruota centrale e le sollecitazioni dovute al momento torsionale. Il momento torsionale completo M T è parzialmente assorbito dalla flangia superiore, e quindi il nastro M del componente dovuto alla piegatura del nastro rimane per il disegno della saldatura.

Infine, va notato che questa procedura di calcolo e descrizione si applicano solo alle saldature a doppio filetto tra la flangia superiore e il nastro. Se le saldature sulla flangia inferiore e sul nastro devono essere progettate anche come saldature di raccordo, gli effetti del carico sulle ruote sono trascurabilmente ridotti a causa della lunghezza esistente dei carichi delle ruote applicate. In questo caso sono determinanti le componenti di sollecitazione dovute a sollecitazioni di flessione o di taglio e gli spessori minimi.

Di seguito, c'è una serie di formule per il calcolo dello stress e del design.

Sottolinea a causa del carico della ruota centrale
$ {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {cen}, \ mathrm {weld}} \; = \; \ frac {{\ mathrm F} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}}} {2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} $

Sottolinea a causa del carico della ruota eccentrico
$ \ begin {array} {l} {\ mathrm M} _ \ mathrm T \; = \; {\ mathrm F} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}} \; \ cdot \; \ frac {{ \ mathrm b} _ \ mathrm {rail}} 4 \\\mathrm \ beta \; = \; \ frac {\ mathrm \ pi \; \ cdot \; {\ mathrm h} _ \ mathrm w} {\ mathrm a } \\\; {\ mathrm I} _ {\ mathrm T, \ mathrm {accordo}} \; = \; \ frac {{\ mathrm b} _ \ mathrm {cs} \; \ cdot \; {\ mathrm t} _ \ mathrm f³} 3 \\\mathrm \ lambda \; = \; \ sqrt {\ frac {2.98 \; \ cdot \; {\ mathrm t} _ \ mathrm w³} {\ mathrm a \; \ cdot \; {\ mathrm I} _ \ mathrm T} \; \ cdot \; \ frac {\ sin \; \ mathrm h² \; (\ mathrm \ beta)} {\ sin \; \ mathrm h \; (2 \ ; \ cdot \; \ mathrm \ beta) \; - \; 2 \; \ cdot \; \ mathrm \ beta}} \\ {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {ecc}} \; = \; \ frac6 {{\ mathrm t} _ \ mathrm w²} \; \ cdot \; {\ mathrm M} _ \ mathrm T \; \ cdot \; \ frac {\ mathrm \ lambda } 2 \; \ cdot \; \ tan \; \ mathrm h \; \ left (\ frac {\ mathrm \ lambda \; \ cdot \; \ mathrm a} 2 \ right) \\\; {\ mathrm M} _ \ mathrm {web} \; = \; {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {ecc}} \; \ cdot \; \ frac {{\ mathrm t} _ \ mathrm w² \; \ cdot \; {\ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} 6 \\ {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {ecc}, \ mathrm {saldatura}} \; = \; \ frac {{\ mathrm M} _ \ mathrm {web}} {({\ mathrm t} _ \ mathrm w \; + \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w) \; \ cdot \; {\ mathrm a } _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm l} _ \ mathrm {eff}} \ end {array} $

Stress risultante in saldatura
$ {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}} \; = \; {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {cen}, \ mathrm {weld}} \; + \; {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {ecc}, \ mathrm {weld}} $

disegni
$ \ begin {array} {l} \ frac {{\ mathrm \ gamma} _ \ mathrm {Ff} \; \ cdot \; \ triangle {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm E, 2}} {\ displaystyle \ frac {\ triangle {\ mathrm \ sigma} _ \ mathrm c} {{\ mathrm \ gamma} _ \ mathrm {Mf}}} \; <\; 1.00 \\\ frac {\ displaystyle {\ mathrm \ gamma} _ \ mathrm {Ff} \; \ cdot \; \ triangle {\ mathrm \ tau} _ {\ mathrm E, 2}} {\ displaystyle \ frac {\ triangle {\ mathrm \ tau} _ \ mathrm c} {{ \ mathrm \ gamma} _ \ mathrm {Mf}}} \; <\; 1.00 \ end {array} $

Sommario

I tre articoli tecnici su varie saldature di travi di gru spiegano questo argomento in dettaglio. Nell'implementazione pratica in singoli casi, è opportuno decidere se applicare la rigidità torsionale della flangia superiore come aggiunta dei singoli componenti della rotaia e della flangia o della flangia.

Riferimento

[1] Seeßelberg, C. (2016). Kranbahnen: Bemessung und konstruktive Gestaltung nach Eurocode (5a ed.). Berlino: Bauwerk.
[2] Eurocodice 3: Progettazione di strutture in acciaio - Parte 6: Strutture portanti di gru ; EN 1993-6: 2007 + AC: 2009
[3] Eurocodice 1: Azioni sulle strutture - Parte 3: Azioni indotte da gru e macchinari ; EN 1991-3: 2006
[4] Eurocodice 3: Progettazione di strutture in acciaio - Parte 1-9: Fatica ; EN 1993-1-9: 2005 + AC: 2009
[5] Petersen, C. (2013). Stahlbau , (4 ° ed.). Wiesbaden: Springer Vieweg.

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