(3) Для оцінки втоми повинна бути зроблена тільки половина зменшення, що приведена в (2).

(4) Крім випадків, коли використовуються коробчаті профілі, можна припустити, що кранові навантаження сприймаються таким чином:

‑ вертикальні навантаження від коліс сприймаються головною вертикальною балкою, розташованою під рейкою;

‑ поперечні навантаження від кранів, що втановлені зверху, сприймаються верхньою полицею балки або гальмівною балкою;

‑ поперечні навантаження від підвісних кранів або тельферів сприймаються нижньою полицею балки;

(а) крутильні моменти сприймаються парою сил, що діють в горизонтальному напрямі на верхню і нижню полиці балки.

(5) Як альтернатива для (4) впливи від кручення можуть розглядатися згідно
EN 1993-1-1.

(6) Сили , що викликані повітряними потоками під час експлуатації, та поперечні горизонтальні кранові навантаження , що виникають під час прискорення або гальмування вантажного візка тельферу вважаються розподіленими між підкрановими балками пропорційно їх поперечній жорсткості, якщо кран має дворебордні колеса, але якщо кран використовує направляючі ролики — навантаження повинні прикладатися до підкранових балок з одного боку.

(3) For fatigue assessments only half of the reduction given in (2) need be made.

(4) Except when box sections are used, it may be assumed that crane loads are resisted as follows:

‑ vertical wheel loads are resisted by the main vertical beam located under the rail;

‑ lateral loads from top-mounted cranes are resisted by the top flange or surge girder;

‑ lateral loads from underslung cranes or hoist blocks are resisted by the bottom flange;

(a) torsional moments are resisted by couples acting horizontally on the top and bottom flanges.

(5) Alternatively to (4), the effects of torsion may be treated as in EN 1993-1-1.

(6) In-service wind loads and lateral horizontal crane loads due to acceleration or braking of the crab hoist block should be assumed to be shared between the runway beams in proportion to their lateral stiffnesses if the crane has doubly-flanged wheels, but should all be applied to the runway beams on one side

if the crane uses guide rollers.

5.7 Місцеві напруження в стінці балки внаслідок дії навантаженнь від коліс на верхню полицю балки

5.7 Local stresses in the web due to wheel loads on the top flange

5.7.1 Місцеві вертикальні стискаючі напруження

5.7.1 Local vertical compressive stresses

(1) Місцеві вертикальні стискаючі напруження σ_oz,ed, в стінці балки внаслідок дії навантаженнь від коліс на верхню полицю балки, див. рис. 5.2, можуть бути визначені з:

(1) The local vertical compressive stress σ_oz,ed generated in the web by wheel loads on the top flange, see figure 5.2 may be determined from:

(5.1)

де:

‑ розрахункове значення навантаження від коліс;

‑ ефективна навантажена довжина;

‑ товщина стінки балки.

where:

is the design value of the wheel load;

is the effective loaded length;

is the thickness of the web plate.

Рисунок

5.2 –

Ефективна навантажена довжина

Figure

5.2 –

Effective loaded length

(2) Ефективна навантажена довжина , через яку передається місцеве вертикальне напруження , яке може бути розглянуте як рівномірно розподілене, від одиничного колісного навантаження, може бути визначена за допомогою таблиці 5.1. Слід взяти до уваги знос рейки крана відповідно до 5.6.2(2) і 5.6.2(3).

(3) Якщо відстань між центрами сусідніх коліс крана складає менш , то напруження від двох коліс накладаються одне на інше.

(4) Місцеве вертикальне напруження на інших рівнях стінки балки може бути розраховане при припущенні подальшого розподілу навантаження від кожного колеса на 45° від ефективної навантаженої довжини нижньої поверхні верхньої полиці, див. рис. 5.3. За умови, якщо загальна довжина розподілу перевищує відстань між сусідніми колесами, то напруження від обох коліс накладаються одне на інше.

(2) The effective loaded length over which the local vertical stress due to a single wheel load may be assumed to be uniformly distributed, may be determined using table 5.1. Crane rail wear in accordance with 5.6.2(2) and 5.6.2(3) should be taken into account.

(3) If the distance between the centres of adjacent crane wheels is less than the stresses from the two wheels should be superposed.

(4) The local vertical stress at other levels in the web may be calculated by assuming a further distribution at each wheel load at 45° from the effective loaded length at the underside of the top flange, see figure 5.3, provided that if the total length of dispersion exceeds the distance between adjacent wheels, the stresses from the two wheels are superposed.

Таблиця

5.1 –

Ефективна навантажена довжина

Table

5.1 –

Effective loaded length

Випадок

Case

Опис

Description

Ефективна навантажена довжина

(а)

Рейка крана жорстко з’єднана з полицею балки

Crane rail rigidly fixed to the flange

(b)

Рейка крана не жорстко з’єднана з полицею балки

Crane rail not rigidly fixed to flange

(c)

Рейка крана змонтована на відповідній пружній еластомерній опорній підкладці завтовшки не менше 6 мм

Crane rail mounted on a suitable resilient elastomeric bearing pad at least 6mm thick

‑ момент інерції перерізу відносно його горизонтальної центральної осі, для полиці з ефективною шириною ( is the second moment of area, about its horizontal centroidal axis, of a flange with an effective width of );

, але (but) ,

де (where):

‑ загальна ширина верхньої полиці балки ( is the overall width of the top flange);

Примітка. Врахувати знос рейки крана, див. 5.6.2(2) і 5.6.2(3), при визначенні, і .

Рисунок

5.3 –

Розподіл під кутом 45° від ефективної навантаженої довжини

Figure

5.3 –

Distribution at 45° from effective loaded length

(5) Віддалене від опор місцеве вертикальне напруження розраховується шляхом множення цієї довжини на коефіцієнт ослаблення , де ‑ загальна висота стінки балки, а - відстань від нижньої поверхні верхньої полиці балки, див. рис. 5.3.

(6) Поблизу опор може бути також визначене місцеве вертикальне стискаюче напруження, що викликається аналогічним розподілом навантажень від коліс, і прийняте більш високе значення напруження .

(5) Remote from the supports, the local vertical stress calculated using this length should be multiplied by the reduction factor [1-(z/h_w)2] where is the overall depth of the web and is the distance below the underside of the top flange, see figure 5.3.

(6) Close to the supports, the local vertical compressive stress due to a similar dispersion of the support reaction should also be determined and the larger value of the stress adopted.

5.7.2 Місцеві дотичні напруження

5.7.2 Local shear stresses

(1) Максимальну величину місцевого дотичного напруження внаслідок дії навантаження від коліс, що діє на кожній стороні положення колеса, можна вважати рівною 20 % від максимального місцевого вертикального напруження на цьому рівні в стінці балки.

(2) Місцеві дотичні напруження τ_oxz,Ed в будь-якій точці повинні бути прийняті як додаткові до загального дотичного напруження від того ж колісного навантаження, див. рис. 5.4. Додатковим дотичним напруженням можна нехтувати на рівнях в стінц балки нижче
, де і визначені в 5.7.1 (5).

(1) The maximum value of the local shear stress due to a wheel load, acting at each side of the wheel load position, may be assumed to be equal to 20% of the maximum local vertical stress at that level in the web.

(2) The local shear stress τ_oxz,Ed at any point should be taken as additional to the global shear stress due to the same wheel load, see figure 5.4. The additional shear stress may be neglected at levels in the web below , where and are as defined in 5.7.1(5).

Рисунок

5.4 –

Місцеве та загальне дотичне напруження від колісного навантаження

Figure

5.4 –

Local and global shear stresses due to a wheel load

5.7.3 Місцеві згинальні напруження в стінці балки внаслідок ексцентриситету навантажень від коліс

5.7.3 Local bending stresses in the web due to eccentricity of wheel loads

(1) Згинальне напруження в поперечно посиленій стінці балки, що виникає внаслідок дії крутильного моменту може бути визначено з:

(1) The bending stress in a transversely stiffened web due to the torsional moment may be determined from:

(5.2)

при:

with:

(5.3)

де:

‑ відстань між поперечними ребрами жорсткості стінки балки;

‑ загальна висота стінки балки, просвіт між полицями балки;

– стала кручення полиці балки (включаючи рейку, при жорстком закріпленні).

(2) Крутильний момент що виникає внаслідок бічного ексцентриситету навантаження від кожного колеса , див. рис. 5.5, може бути визначений з:

where:

is the spacing of the transverse web stiffeners;

is the overall depth of the web, clear between flanges;

is the torsion constant of the flange (including the rail if it is rigidly fixed).

(2) The torsional moment due to the lateral eccentricity of each wheel load , see figure 5.5, should be obtained from:

(5.4)

де:

‑ ексцентриситет e навантаження від коліс, що вказаний в 2.5.2.1(2) EN 1991-3, при цьому e_y ≥ 0,5t_w,

‑ товщина стінки балки.

where:

is the eccentricity e of the wheel load given in 2.5.2.1(2) of EN 1991-3, but e_y ≥ 0,5t_w,

is the thickness of the web.

Рисунок

5.5 –

Кручення верхньої полиці балки

Figure

5.5 –

Torsion of the top flange

5.8 Місцеві згинальні напруження в нижній полиці балки внаслідок дії навантаженнь від коліс

5.8 Local bending stresses in the bottom flange due to wheel loads

(1) Наступний метод може бути використаний для визначення місцевого згинального напруження в нижній полиці двотаврової балки від колісних навантажень, що прикладені до нижньої полиці.

(2) Згинальні напруження внаслідок дії навантажень від коліс, що прикладаються в точках, які знаходяться на відстані більше від кінця балки, де ‑ ширина полиці, можуть бути визначені в трьох точках, вказаних на рис. 5.6:

(1) The following method may be used to determine the local bending stresses in the bottom flange of an Isection beam, due to wheel loads applied to the bottom flange.

(2) The bending stresses due to wheel loads applied at locations more than from the end of the beam, where is the flange width, can be determined at the three locations indicated in figure 5.6:

балка з паралельними полицями

балка зі скошеними полицями

parallel flange beam

taper flange beam

Рисунок

5.6 –

Точки визначення напруження від колісних навантаженнь

Figure

5.6 –

Locations for determining stresses due to wheel loads

(3) За умови, що відстань уздовж підкранової балки між сусідніми навантаженнями від коліс складає не менше , де ‑ ширина полиці балки, місцеве повздовжнє згинальне напруження і поперечне згинальне напруження в нижній полиці, що з’явилися внаслідок прикладання навантаження від коліс на відстані більше від кінця балки, можуть бути визначені з:

(3) Provided that the distance along the runway beam between adjacent wheel loads is not less than , where b is the flange width of the beam, the local longitudinal bending stress and transverse bending stress in the bottom flange due to the application of a wheel load more than from end of the beam should be obtained from:

(5.5)

(5.6)

де:

‑ вертикальне кранове навантаження від коліс;

‑ товщина полиці балки по осі навантаження від коліс.

(4) Зазвичай коефіцієнти і для визначення повздовжнього і поперечного згинального напруження в трьох точках 0, 1 і 2, що показані на рис. 5.6, можуть бути визначені з таблиці 5.2 залежно від того, чи має балка паралельні або скошені полиці, та значення коефіцієнта, вираженого співвідношенням:

where:

is the vertical crane wheel load;

is the thickness of the flange at the centreline of the wheel load.

(4) Generally the coefficients and for determining the longitudinal and transverse bending stresses at the three locations 0, 1 and 2 shown in figure 5.6 may be determined from table 5.2 depending on whether the beam has parallel flanges or taper flanges, and the value of the ratio given by:

(5.7)

де:

‑ відстань від осі колісного навантаження до вільної кромки полиці балки;

‑ товщина стінки балки.

where:

is the distance from the centreline of the wheel load to the free edge of the flange;

is the thickness of the web.