Projeto das costuras de pescoço de viga de guindaste de acordo com a DIN EN 1993-6

Artigo técnico

A série de artigos sobre o projeto de soldas de vigas de pontes rolantes é concluída neste artigo descrevendo o projeto de soldas de filetes de teia, seguindo os artigos anteriores sobre o projeto de soldas de trilhos de vigas de guindaste no estado limite últimoestado limite de fadiga . Tanto o estado limite último como o estado limite de fadiga são considerados.

Estado limite final

As cargas aplicadas causam cargas nas rodas horizontais e verticais que devem ser consideradas no projeto. Uma aplicação de carga de roda excêntrica das cargas verticais das rodas não é considerada no projeto do estado limite último e, portanto, nenhum momento torsional adicional ocorre.

Figura 01 - Soldas da Web como solda de filete duplo

A seguir, há um conjunto de fórmulas para o cálculo de estresse e design.

Tensões devido à carga da roda
$ \ 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}} \ 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}} \ mathrm {eff}} \\ {\ mathrm \ tau} _ \ paralelo \; = \; \ frac {{\ mathrm V} _ \ mathrm {Ed} \ ; \ cdot \; {\ mathrm}} \ mathrm y} {{\ mathrm l} _ \ mathrm y \; \ cdot \; 2 \; \ cdot \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w} \; \; \; \; \; {\ mathrm \ tau} _ \ paralelo \; = \; \ 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 \ mathrm {Ed}} \; \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ + \; 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} $

Projeto de solda
$ \ 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 \}}} \; \; \; \; \; \ frac {{\ mathrm \ sigma} _ {\ perp \ mathrm w \ mathrm {Ed}}} {{\ mathrm \ sigma} _ {\ perp, \ mathrm w \ mathrm {Rd}}} \; \ leq \; 1.00 \ end {array} $

Estado limite de fadiga

Em contraste com o ULS, as tensões resultantes das cargas horizontais são negligenciadas e, portanto, as cargas verticais das rodas são levadas em consideração. No entanto, dependendo da classe de danos existente e do Anexo Nacional utilizado, a carga da roda excêntrica de 1/4 da largura da cabeça do carril deve ser considerada. Assim, ocorre um momento torsional adicional, que deve ser transferido primeiro pelas soldas do trilho, e depois pela flange superior, pela teia e finalmente pelas soldas da teia.

Figura 02 - Aplicação de Carga de Roda Excêntrica no FLS

As soldas ferroviárias devem transferir este momento de torção quase inteiramente. Por outro lado, o efeito da rigidez torcional do flange superior deve ser considerado para as soldas na teia, pois isso tem uma influência crucial na flexão da teia e, portanto, na tensão na solda.

Ao determinar a constante de torção do flange superior, [2] somente assume o flange superior desde que o trilho não seja rigidamente fixado. Somente nesse caso, o momento torsional é determinado a partir do trilho e do flange. Outra abordagem é descrita em [5] , onde os componentes individuais de rigidez torcional do trilho e do flange são somados, de modo que é possível obter maior rigidez do flange superior. No entanto, esta abordagem não é fornecida em [2] .

Para o projeto das soldas de filete de teia, é necessário combinar dois componentes de tensão. Existem as tensões decorrentes da carga de roda cêntrica e das tensões decorrentes do momento torsional. O momento de torção completa M T é parcialmente absorvida pela flange de topo, e, assim, a teia componente M devido à flexão teia permanece para a concepção de solda.

Finalmente, deve-se notar que este procedimento e descrição de cálculo só se aplicam às soldas de filete duplo entre o flange superior e a teia. Se as soldas no flange inferior e na tela também devem ser projetadas como soldas de filete, os efeitos da carga da roda são insignificantemente pequenos devido ao comprimento existente das cargas de roda aplicadas. Neste caso, os componentes de tensão devido à tensão de flexão ou cisalhamento, bem como as espessuras mínimas, estão governando.

A seguir, há um conjunto de fórmulas para o cálculo de estresse e design.

Tensões devido à carga da roda centrada
$ {\ 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}} $

Tensões devido à carga de roda excêntrica
$ \ 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}} {\ mathrm T \ mathrm {acorde}} \ = \ frac {{\ mathrm b} _ \ mathrm {cs} \; \ cdot \; {\ mathrm} t} _ \ mathrm f³} 3 \\\ mathrm \ lambda \; = \; \ sqrt {\ frac {2.98 \; \ cdot \; {\ mathrm}} \ mathrm w³} {\ mathrm a \; \ cdot \; {\ mathrm}} \ 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}} \ mathrm {eff}} 6 \\ {\ mathrm \ sigma} _ {\ mathrm z, \ mathrm {Ed}, \ mathrm {ecc}, \ mathrm {weld}} \; = \; \ frac {{\ mathrm}} \ mathrm {web}} {({\ mathrm t} _ \ mathrm w \; + \; {\ mathrm a} _ \ mathrm w) \; \ cdot \; {\ mathrm a } _ \ mathrm w \; \ cdot \; {\ mathrm}} \ mathrm {eff}} \ end {array} $

Esforço resultante na solda
$ {\ 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}} $

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

Resumo

Os três artigos técnicos sobre várias soldas de vigas de guindaste explicam este tópico em detalhes. Na implementação prática em casos individuais, deve-se decidir se aplica a rigidez torcional do flange superior como uma adição dos componentes individuais do trilho e do flange, ou o flange por conta própria.

Referência

[1] Seeßelberg, C. (2016). Kranbahnen: Bemessung und konstruktive Gestaltung nach Eurocódigo (5ª ed.). Berlim: Bauwerk.
[2] Eurocódigo 3: Projeto de estruturas de aço - Parte 6: Estruturas de suporte do guindaste ; EN 1993-6: 2007 + AC: 2009
[3] Eurocódigo 1: Ações em estruturas - Parte 3: Ações induzidas por guindastes e maquinário ; EN 1991-3: 2006
[4] Eurocódigo 3: Projeto de estruturas de aço - Parte 1-9: Fadiga ; EN 1993-1-9: 2005 + AC: 2009
[5] Petersen, C. (2013). Stahlbau , (4a ed.). Wiesbaden: Springer Vieweg.

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