KÖPRÜLÜ KRENLERİN KONSTRÜKSİYONU VE HESAP ESASLARI. Y. Doç. Dr. Müh. İsmail GERDEMELİ İTÜ. Makina Fakültesi

Transkript

1 ÖPRÜLÜ RENLERİN ONSTRÜSİYONU VE HESP ESSLRI Y. Doç. Dr. Müh. İsmail GERDEMELİ İTÜ. Makina akültesi aldırma makineleri ve parçalarının konstrüksiyonunda, sistemin kullanım süresince istenen performansta görevini yerine getirmesi dikkate alınması gereken en önemli özelliktir.[11] Bu amaç doğrultusunda ilk olarak dizaynı yapılacak olan kaldırma makinesinin ve parçalarının EM ( ederation Europenne de la Manutention ) standardına göre belirlenen çalışma grubu ve süresi belirlenmelidir. EM standardına göre kaldırma makinelerinin sınıflandırılması 3 gruba göre yapılmıştır. Bunlar; - aldırma makinesi bütün olarak, - Özel ekipman ve mekanizmalar bütün olarak, - Yapısal ve mekanik parçalar. Bu sınıflandırma yapılırken kriter esas alınmıştır. Bunlar; - Hesaba katılan parçaların toplam kullanım süresi, - anca yükü, yükleme veya herhangi bir parçadaki gerilim dağılımı. Yükleme Tiplerinin Sınıflandırılması Bir krenin konstrüksiyonunda DIN standardına göre yükleme belirlenmesidir.[1] Bunlar; - Yüklemenin H ( ana yük ) hali - Yüklemenin HZ ( ana ve ek yükler ) hali - Yüklemenin HS ( ana ve özel yükler ) hali Yüklemenin H ( ana yük ) hali DIN standardına göre yüklemenin H hali ana yük anlamına gelen Hauptlast kelimesinin ilk harfi olarak isimlendirilmiştir. Yapılan hesaplarda sadece ana yükten ileri gelen kuvvetler dikkate alınmış ve hesaplar buna göre yapılmış demektir. Genel olarak ana yük, işletmede vince ait olan sabit ve hareketli parçalar ile yükün kaldırması için gerekli elemanların kütleleridir. Bu kütle değerleri yerçekimi ivmesi, " aldırma yükü katsayısı ψ " ve " yükseltme katsayısı " ile çarpılarak büyütülürler [1]. na yük denilince anlaşılması gereken kısımlar ve kuvvetler;

2 - aldırma makinesinin öz ağırlığının kuvveti ( iriş, araba, kanca, travers, çelik halatlar, kepçe ve magnetler...vb. ), - aldırma yükü kuvveti, - Tahrik ivmesi ve frenlemesinden kaynaklanan kütle kuvvetleri, - Yük darbeleri sonucu oluşan kuvvet, - Platform öz ağırlığından ileri gelen kuvvet. Yüklemenin HZ ( ana ve ek yükler ) hali DIN standardına göre yüklemenin HZ hali ana ve ek yükler anlamına gelen Haupt und Zusatzlasten ifadesinin ilk harfleri olarak isimlendirilmiştir. Yani yapılan hesaplarda ana yükten ileri gelen kuvvetlerin yanında ek yüklerde dikkate alınmış ve hesaplar bunlarla yapılmış demektir [1]. Ek yük denilince anlaşılması gereken kuvvetler; - Rüzgar kuvveti, - asılmadan ve çarpık hareketlerden ileri gelen kuvvetler, - Isıdan ileri gelen kuvvetler, - ar yükünden ileri gelen kuvvetler, - Merdivenler, raflar ve korkulukların yük ağırlığından ileri gelen kuvvetler. Yüklemenin HS ( ana ve özel yükler ) hali DIN standardına göre yüklemenin HS hali ana ve özel yükler anlamına gelen Haupt und Sonderlasten ifadesinin ilk harfleri olarak isimlendirilmiştir. Yani yapılan hesaplarda ana yükten ileri gelen kuvvetlerin yanında özel yüklerde dikkate alınmış ve hesaplar bunlarla yapılmış demektir. Özel yük denilince anlaşılması gereken kuvvetler; - aldırma makinesini işletmeye alırken kullanılan kontrol yüklerinden ileri gelen kuvvetler, - Tampon kuvvetleri, - İki araba veya iki vinç beraberce bir rayda çalışıyorlarsa, bunların çarpışma kuvveti. Yükseltme katsayısının c seçilmesi

3 aldırma makinesinin çalışma tipine göre EM ve DIN standartlarına uygun olarak çeşitli tablolar oluşturulmuştur. Yükseltme katsayısının kaldırma grubuna göre seçimi Tablo 1 de görülmektedir. Tablo 1. aldırma grubuna göre yükseltme katsayısı aldırma Grubu Yükseltme katsayısı (c) aldırma yükü katsayısının seçilmesi aldırma yükü katsayısı kaldırma makinesinin ( kren veya vincin ) kaldırma hızıyla ilgili tayin edilmiş bir katsayıdır. aldırma yükü katsayısı 1.15 değerinden daha küçük seçilemez. Şekil 1 de kaldırma yük katsayısının kaldırma hızına göre değişimi görülmektedir. 1,6 öprü vinci 1,5 1,4 1,3 1, Döner vinç 1,1 1,0 0 v 0,5 1,0 1,5 m/s aldirma hizi Şekil 1 aldırma yükü katsayısı Çift irişli Gezer öprülü renler ve Hesapları Çift kirişli köprülü krenler, yükleri yalnız kaldırmakla kalmayıp onları yatay olarak da hareket ettiren iş veya tesir alanları geniş kaldırma makinalarıdır. Bu krenler, fabrikalarda, ambarlarda (kapalı veya açık), enerji santrallerinde (montaj ve revizyon işlerinde) vb. kullanılır.

4 Çift kirişli köprülü krenler, yüksekte bulunan raylar üzerinde hareket eden arabalı köprülerden ibarettir. raba yükleri kaldırır veya indirir ve köprü boyunca taşır. öprü, yükleri kren yolu boyunca götürür. Bu suretle, yükün birbirine dik üç doğrultuda hareket etme imkanı doğar. raba öprü (esas kiriş) Yürüme yolu (köprü rayı) Yük kaldırma mekanizması Yürütme mekanizması Şekil Çift kirişli gezer köprülü kren gösterimi Çift kirişli köprülü krenin kiriş konstrüksiyon esasları Yapılan tez çalışmasında çift kirişli köprülü kren kiriş konstrüksiyonu olarak kutu kiriş konstrüksiyonu verilmiştir. Şekil 3 te standart bir kutu kiriş konstrüksiyonu gösterilmiştir. L t b t h t1 h0 LP b t1 h0 Şekil 3 utu kiriş konstrüksiyonu Şekil 3 te görünen kutu kiriş konstrüksiyonunda yer alan tekil ölçüler şunlardır: utu kiriş yan plaka yüksekliği h için: utu kiriş yan plaka kalınlığı t için: L L h h t mm

5 utu kiriş genişliği, yani yan plakalar arası b mesafesi için: Üst ve alt başlık levhaları kalınlığı t1 için: b ( 0,85...1) h t1 ( 1... ) t b L L utu kiriş tekerlek başlığı bağlantı yüksekliği h0 h0 0,4 h için: utu kirişte perde arası mesafesi LPe için: LPe (...5 ) h utu kirişlerde eğilme atalet ve mukavemet momenti Şekil 5 te kutu kirişlerde eğilme atalet ve mukavemet momenti kesiti gösterilmektedir. Y u x x3 u1 x4 br P5(R) t1 hr e1ys e y5 y1 y y3 S3 P3(1) S S S4 P() P4() XS h1 h h P1(1) S1 X b t b t b b Şekil 5. utu kirişlerde eğilme atalet ve mukavemet momenti kesiti utu kirişlerde eğilme atalet momenti hesaplanırken ilk olarak tarafsız eksen veya kesit ağırlık merkezi bulunur. S X b 1 + b1 - t b + top + R + t b + S X b R top - b + t R ( 1 ) S Y t1 t hr hk + 1 hk 1 hk top R

6 S Y h k top R hr + R ( ) top 1++R ( 3 ) Sistemin tarafsız ekseni bulunduktan sonra Steiner e göre kiriş atalet momenti hesaplanır. X eksenine göre atalet momenti Ix 1 I Ix1 + y 1 +Ix + y +Ix3 + y 3 +Ix4 + y 4 +Ix5 + y x ( 4.a ) Ix1 Ix3 ; Ix Ix4 ; 1 3 ; 4 ; y y4 ( 4.b ) I +I +I + y + y + y + y Ix x1 x x5 1 R ( 4.c ) Sonuç olarak Ix atalet momenti y + y 1 + y + y t h b t b h 1 1 R R Ix R 1 1 ( 5 ) 1 dır. Y-Eksenine göre atalet momenti " Iy " Iy Iy1 + x 1 +I y + x +Iy3 + x 3 +I y4 + x 4 +Iy5 + x 5 ( 6.a ) 1 3 Iy1 Iy3 ; Iy Iy4 ; 1 3 ; 4 ; x1 x3 ( 6.b ) I +I +I + x + x + x + x 4 I y y1 y y5 1 R ( 6.c ) Sonuç olarak Iy atalet momenti x + x + x + x h t t b h b 1 k R R Iy R ( 7 ) dır. X-Eksenine göre mukavemet momenti " Wx " Hesaplarda maksimum gerilme kullanıldığından minimum mukavemet momentini hesaplamak gereklidir. Minimum mukavemet monmentide emax ve umax ile Ix Iy W x ve W y ( 8 ) e u max şeklinde hesaplanır. max 5 ren irişinde Normal Gerilmeler ve Hesapları ren kirişinde meydana gelen normal gerilmeler H durumu dikkate alınarak hesaplanır. HS ve HZ hali için ek gerilmeler denklem ( 9.a ) ifadesine ilave edilerek hesaplama yapılır.

7 max c ( ) ( 9.a ) min 1 + ( 9.b ) öprülü kren kirişi ve ray üzerinde bir çift tekerlek ve sembolize edilen araba ( vinç ) Şekil 6 da görülmektedir. Şekil 6. öprülü kren kirişi ve kirişe etkiyen kuvvetler Burada, TD raba tekerleklerine etkiyen kuvvet, TH raba kasılmasından ileri gelen ve araba tekerleğine etkiyen yatay kuvvet, r1 Vinç tekerleğindeki ivme ve frenlemeden ileri gelen hareket yönündeki yatay kuvvet r1 (sürtünme kuvveti). ren özağırlığından oluşan gerilme 1 ren kirişinin öz ağırlığından oluşan gerilme, kren kirişinin yayılı yükün doğurduğu momentin oluşturduğu eğilme gerilmesidir. Mukavemet momentinin hesabında platformun geometrik ölçüleri dikkate alınmadıysa da, mukavemet hesaplarında platform dikkate alınır. Böylece daha emniyetli hesap yapılmış olur. Şekil 7 de kirişin öz ağırlık momentinin dağılımı görülmektedir.

8 q +q P L B Mbmax Şekil 7 irişin özağırlık momentinin dağılımı irişteki yayılı kuvvetten ileri gelen eğilme momenti " M1 "; M 1 L 8 irişteki yayılı yük kuvveti, yani kiriş ağırlık kuvveti ise q + q gl P ( 10 ) ( 11 ) ile hesaplanır. Böylece kirişteki yayılı kuvvetten ileri gelen eğilme momenti " M1 "; M 1 q + q P 8 g L ( 1 ) olarak yazılır. ren kirişinin öz ağırlığından oluşan gerilme " σ1 " aşağıdaki ifade ile elde edilir. q qp g L 1 ( 13 ) 8 W x rabanın özağırlığından oluşan gerilme rabanın öz ağırlığından oluşan gerilme, arabanın öz ağırlığının doğurduğu momentin oluşturduğu eğilme gerilmesidir. rabanın öz ağırlığından kaynaklanan momentin kiriş boyunca dağılımı Şekil 8 de görülmektedir.

9 B x L L T T B Mbmax Şekil 8 rabanın öz ağırlık momentinin kirişteki dağılımı rabanın öz ağırlığının doğurduğu tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen maksimum momenti "M" nin hesabı için arabanın yerinin bulunması gereklidir. Bunun içinde B desteğindeki moment hesaplanır ve buradan kuvveti L L - x L - x - L ( 14.a ) L T T olarak bulunur. + T L - x - L ( 14.b) Buradan ( 14.a ) eşitliğinden elde edilen kuvveti x mesafesi ile çarpılarak M x T x L x - x - L x ( 15 ) L momenti elde edilir. Maksimum değeri bulmak için denklemin türevini alınarak sıfıra eşitlenir. dm dx x 0 L T L - 4 x - L ( 16 ) ( 16 ) ifadesinde sağ taraftaki parantez içi sıfır olacaktır. L - 4 x - L 0 Böylece x mesafesi x L L - ( 17 ) 4 olarak bulunur. ( 1 ) eşitliğinden bulunan x değerini türevi alınan ( 15 ) ifadesine yazılırsa aranılan maksimum moment,

10 M 8 L T L - L şeklinde elde edilir. ( 18 ) rabanın öz ağırlığının doğurduğu tekerlek kuvvetleri ( T 4 ) alınarak, kirişteki arabanın öz ağırlığının doğurduğu kuvvetten ileri gelen eğilme momentini veren ( 18 ) ifadesinde yerine yazılırsa, M 3L L - L ( 19 ) elde edilir. rabanın öz ağırlığından oluşan gerilme " σ " ( 19 ) ifadesi ve arabanın mukavemet momenti WX ile L - L ( 0 ) 3L W x aldırma yükünden oluşan gerilme 3 aldırma yükünün ağırlık kuvvetinden ileri gelen gerilme, kaldırma yükünün doğurduğu Şekil 9 da görülen momentin oluşturduğu eğilme gerilmesidir. Şekil 9 aldırma yükünün öz ağırlık momentinin kirişteki dağılımı aldırılan yükün doğurduğu tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen moment " M3 " ( 18 ) eşitliğinden ve Şekil 9 dan yararlanılarak TY M3 L 8 L şeklinde yazılır. - L ( 1 )

11 raba tekerleklerinin herbirine yükten ileri gelen kuvvet ( TY Y / 4 ) alındığında, kirişteki kaldırılan yükün doğurduğu kuvvetten ileri gelen ( 1 ) ifadesindeki eğilme momentinin yeni değeri aşağıda gösterilmiştir. M Y 3 L - L 3 L ( ) aldırılan yükten oluşan gerilme " σ3 ", ( ) ifadesi ve arabanın mukavement momenti WX dikkate alındığında ( 3 ) Y 3 L - L 3 L Wx ifadesi ile hesaplanır. talet kuvvetlerinden oluşan gerilme 4 Vinç kirişi ve arabanın kütlesinin doğurduğu atalet kuvvetinden oluşan gerilmeyi DIN e göre hesaplanan yatay kuvvetler ile hesaplanır. Şekil 10 da kiriş üzerinde etkili olan atalet kuvvetleri görülmektedir. DIN e göre ivme veya frenlemeden doğan kütle kuvvetlerinin sonucu yatay tekerlek kuvveti şu şekilde hesaplanır (vinç tekerlekleri ayrı ayrı tahrik edildiği kabul edilmiştir.). M W 4 4 ( 4 ) y L L S Vinç kütlesi agirlik merkezi LVT min R r1 min R r r1 r1+ r r Şekil 10 iriş üzerindeki atalet kuvvetleri talet kuvvetlerinden ileri gelen moment " M4 " Şekil 10 yardımıyla L M4 r1 ( 5 ) olarak yazılır.

12 Vinç tekerleğindeki ivme ve frenlemeden ileri gelen hareket yönündeki yatay kuvvet r1 (sürtünme kuvveti) ise ( 6 ) r11,5 minrr1+ minr r dır. Burada kullanılan 1,5 katsayısı bilinmeyen etkenleri göz önüne almak ve hesabı gereksiz yere detaylı yapmamak için seçilmiştir. Sürtünme katsayısı ray ve vinç tekerlekleri arasındaki kuvvet bağıntısını kurar. Ray ve tekerlek çiftinin malzemeleri çelik olduğundan burada 0, alınır. Bunun yanında kritik durum arabanın kirişin tam ortasında olmasıdır. Böylece kiriş ve arabanın öz ağırlığının kren tekerleklerindeki minimum dik kuvveti minrr1 minrr ve r1 r kabul edilirse, kren tekerleğindeki ivme ve frenlemeden ileri gelen hareket yönündeki yatay kuvvet r1 i veren ( 6 ) ifadesinin düzenlenmiş hali r11,5 0, minrr1 0,3 minrr1 ( 7 ) dir. iriş ve arabanın öz ağırlığının vinç tekerleklerindeki minimum dik kuvveti minrr1 minr minr r1 1 1 q + q P g L + 4 q + q g L + P ( 8.a ) r ( 8.b ) olarak elde edilir. Burada, rabanın öz ağırlığının her bir tekerlekteki kuvveti, 1.1 Öz ağırlık katsayısı, L öprü açıklığı, q + qp iriş ve platformun birim boy ağırlığı, g 9.81 N / mm yerçekimi ivmesi. Bulunan değer ( 7 ) ifadesinde yerine yazıldığında, 1 1 0,3 q + q g L + r ( 9.a ) 0,15 P q + q g L + r 1 P ( 9.b ) elde edilir. Böylece atalet kuvvetlerinden oluşan eğilme momenti " M4 ",

13 L M 0,15 q + q g L + 4 ( 30.a ) P M4 0,075 L q + qp g L + ( 30.b ) olacaktır. talet kuvvetlerinden oluşan gerilme " σ4 " ise ( 30.b ) ifadesi ve WY mukavemet momentine göre 0,075 L 4 q + qp gl + ( 31 ) W y olacaktır. raba kasılması sonucu oluşan gerilme 5 Şekil 11 de görülen kren kirişinde araba kasılmasından ileri gelen yatay kuvvetin " TH " doğurduğu eğilme momentinden ileri gelen gerilme, EM'e göre 5 M W 5 y ( 3 ) olacaktır. L R TH L TH Şekil 11 raba kasılması sonucu oluşan kuvvetler raba kasılmasından ileri gelen yatay kuvvetden ileri gelen moment ise Şekil 11 den M5 L TH ( 33 ) olarak yazılır. raba kasılmasından ileri gelen araba tekerleğindeki yatay kuvvet TH (yan kuvvet), TH k ( 34 ) TD Burada kullanılan yatay yük katsayısı kλ kiriş ray açıklığı ile araba tekerlek açıklığı oranına bağlı olarak bulunur. Genellikle köprü vinçlerinde daha emniyetli hesap değerleri için kλ değeri maksimum değeri olan 0, kabul edilir.

14 Tekerlekteki dik kuvvet TD ise, R Y R +Y TD + ( 35 ) olarak bulunur. Burada, R rabanın ağırlık kuvveti Y aldırma yükü dür. Böylece bulunan değerler ( 34 ) ifadesinde yerleştirildiğinde, yatay kuvvet TH +Y 0, 0,05 R +Y ( 36 ) 4 dır. raba kasılmasından ileri gelen yatay kuvvetlerin doğurduğu eğilme momenti ise, 0,05 L ( 37 ) M5 L TH + Y olarak elde edilir. raba kasılmasından ileri gelen gerilme " σ5 ", ( 37 ) ifadesi ve WY mukavemet momenti dikkate alınırsa, 0,05 L + Y W 5 y ( 38 ) olarak yazılır. ren irişindeki ayma Gerilmesi top ren kirişindeki toplam kayma gerilmesi ( top ), iki ayrı tipteki kayma gerilmesi ( torsiyon ve kesme ) süperpozisyonundan oluşur. Her iki gerilme halinde de hiperstatik bir durum vardır. Gerek burulma momentinden gerek kesme kuvvetinden ileri gelen kayma gerilmelerinin tam olarak belirlenmesi için kayma akımlarının hiperstatik momentlerinin ve kayma merkez noktasının bulunması gerekir. ncak bu tip hesapla bulunan gerilmede bizim kullanacağımız daha basit yaklaşık bir hesaplama yöntemi ile bulunan gerilmeler arasında çok az fark vardır, ve bu farklar hesabın emniyeti bakımından önemlidir. top t + k ( 39 ) Burada, t Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen burulma gerilmesi, k Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen kesme gerilmesi.

15 Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen torsiyon gerilmesi t irişte asimetrik olarak araba tekerleklerindeki dik ve yatay kuvvetlerden ileri gelen burulma momentinin doğurduğu torsiyon ( burulma ) gerilmesidir. y TH TD x4 y 5 S d B m y Şekil 1 iriş kesiti Torsiyon gerilmesi t ; Mt t ( 40 ) W t dır. Torsiyon momenti Mt, Şekil 1 de görülen Bm noktasını burulma merkezi olarak kabul edersek, araba tekerleklerindeki dik ve yatay kuvvetlerden ileri gelen burulma momenti, x - d + y Mt ( 41 ) 4 TD 5 TH olarak yazılır. Burada daha önce vinçte kabul edilen değerlere göre d 0 alındığında ve TH x 0, TD olduğuna göre ( 41 ) ifadesi, + y 0, x + 0, y ( 4.a ) Mt 4 TD 5 TD TD 4 5 +Y x4 + 0, y ( 4.b ) 4 Mt 5 + 0, +Y M t x4 y5 ( 4.c ) elde edilir. Torsiyon mukavemet momenti Wt, Bredt in Şekil 13 de görülen ortalama alan tanımına göre yapılacaktır.

16 t m Şekil 13 Bredt in ortalama alan tanımı Buna göre Wt değeri, W dir. t m t ( 43 ) x x4 m y1 y3 Şekil 14 Bredt e göre kiriş ortalama alanı Burada Şekil 14 de görülen kiriş ortalama alanı, y + y m x + x ( 44 ) olarak yazılır. Böylece tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen Torsiyon gerilmesi " τt ", ( 4.c ) ve ( 47 ) ifadeleri kullanılarak, x4 + 0, y5 + Y 4 y + y t ( 45 ) t x + x şeklinde yazılır Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen kesme gerilmesi k

17 esme gerilmesi veya kesme yükü, arabanın kendi ağırlık kaldırma yükünün ağırlık ve kirişin kendi ağırlık kuvvetlerinden ileri gelen gerilmedir. esme kuvvetlerinin köprü kirişi üzerindeki dağılımı Şekil 15 de görülmektedir. TD TD q +q P B Şekil 15 esme kuvvetlerinin kiriş üzerindeki dağılımı esme gerilmesi, kesme kuvvetinin kirişin kesmeye karşı koyan alanına (Şekil 16) bölünürse; k k ( 46 ) k olarak hesaplanır. t k t h Şekil 16 esme kesiti k Bir kirişteki maksimum kesme yükü kmax, kmax ψ Y olarak yazılır. Burada, γ + ( 47 )

18 Y aldırma yükü, raba öz ağırlığının tekerlekteki değeri, c yükseltme katsayısı. Bir kirişteki kesilme etkisinde olan alan k, k t h ( 48 ) dir. Böylece kren kirişinde tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen kesme gerilmesi " τk ", ( 47 ) ve ( 48 ) ifadelerinden; τ k ψ + γ Y 4 t h olarak elde edilir. ( 49 ) Statik ontrol İçin Emniyetli Mukavemet Değeri EM Statik kontrol için emniyet mukavemet değeri EM Tablo 4.6 da görülmektedir. Tablo öprü malzemesi için emniyetli mukavemet değerleri Emniy Yükle Malzeme cinsi me hali ısaltıl mış ismi Normu etli karşılaş tırma mukav emet değeri emniye tli çekme mukav emet değeri emniye tli basma mukav emet değeri emniye tli kayma mukav emet değeri σem σem em N/mm N/mm N/mm DIN 17 H St HZ DIN 17 H St HZ utu kiriş St 37 malzemesinden imal edilmektedir. St 37 için emniyet mukavemet değeri EM 160 N / mm dir. Bu değer çekme gerilmesi içindir. Bir kutu kirişte

19 görülmüştür ki çekme kuvvetlerinden kaynaklanan hasar ve deformasyonlar basma kuvvetlerinin meydana getirdiği hasardan daha fazla olmaktadır. Bu yüzden genellikle hesaplamalarda statik kontrol için esas alınan gerilme emniyetli çekme gerilmesidir. ncak yapılan hesaplarda kontrol açısından basma gerilmesinin de dikkate alınması hesabın doğruluğu açısından önemlidir. Tablo den emniyetli basma mukavemet değeri EM 140 N / mm dir. Dinamik ontrol İçin Emniyetli Mukavemet Değeri Malzemenin sürekli dinamik emniyetli mukavemet değeri daha çok sınır değerler oranı ile çentik etkisine bağlıdır. Sınır değerler oranı (kapa) şu şekilde bulunur; min max min max Gerilmeler kuvvet ile doğru orantılı olduğundan, gerilmeler oranı yerine kuvvet oranı yazmakta bir sakınca yoktur. Sınır değerler oranı 'nın hesaplanmasında kuvvetin değeri ve yönü göz önüne alınmalıdır. Statik yükleme halinde; min max --> ve + 1 σmin σmax Dalgalı (dinamik ) yükleme halinde ise; min 0 ve max > + 1 vede 0 < + 1 σmin 0 ve σmax > + 1 olacaktır. özel halde ise; σmin 0 dir. Değişken yükleme halinde; min < 0 ve max > 0 vede -1 < 0 σmin < 0 ve σmax > 0 dir. özel halde ise; σmin σmax dir.

20 Bu yükleme durumlarının en kiritiği olan tam değişken yükleme, ( -1 ) hesaplarda karşılaştırma mukavemet değeri bu yükleme durumunun etkisindeki çekme etkisi için seçilir. Çünkü pratikte görülmüştür ki basma gerilmesi büyük olmasına rağmen çatlamalar ve sonucu olan kopmalar malzemenin çekme etkisi tarafından olmaktadır. Tablo 3a) da malzemenin emniyetli mukavemet değerleri " σd(-1)em " vinç konstrüksiyonundaki çentik guruplarına göre verilmiştir. Tablo 3a) -1 için malzemenin emniyetli mukavemet değerleri Malzemenin cinsi St 37 St 5-3 mukavemet değerleri Rm 340 N/mm Re 40 N/mm Rm 490 N/mm Re 350 N/mm çentik gurubu Yükleme gurubu -1 için malzemenin emniyetli mukavemet değeri σd(-1)em N/mm U1,U U U4,U U U U8,U σd(-1)em değeri ile σd(κ)em değeri arasındaki bağıntı Şekil 17 de görülmektedir.

21 Şekil 17 σd(-1)em değeri ile σd(κ)em değeri arasındaki bağıntı Şekil 17 ye bağlı olarak Tablo 3b) de ile bağıntılı malzemenin üst mukavemet değeri görülmektedir. Tablo 3b) ile bağıntılı malzemenin üst mukavemet değeri Değişken bölge -1 < < 0 Dalgalı bölge 0 < < +1 çekme basma çekme basma Dz( )EM D(-1)EM Dd( )EM. D(-1)EM 1- Dz( )EM Dd( )EM Dz(0)EM ,75 Dd(0)EM ,90 Dz(0)EM B Dd(0)EM B Gezer köprülü vinçlerde negatif değer alamayacağından burada sadece dalgalı yükleme ( sınır değer oranı 0 +1 ) için gerekli formüller geçerlidir. Sürekli dinamik emniyetli çekme gerilmesi;

22 5 D(-1)EM ,75 R Dz( )EM ( 50 ) D(-1)EM m Sürekli dinamik emniyetli basma gerilmesi ise; )EM 5 D(-1)EM ,90 R Dd( ( 51 ) olarak yazılır. D(-1)EM m ren irişindeki Çentik Grubu Grubu Şekil 18.1 de görüldüğü gibi kaynak dikişi malzemeye özel kaynak ağızı açılarak özel kalitede dikişi olarak yapılmıştır. 3 Grubu Şekil 18. de görüldüğü gibi kaynak dikişi malzemeye kaynak ağzı açılarak normal kalitede dikişi olarak yapılmıştır. Şekil 18.1, -Gurubu Şekil 18., 3-Gurubu 4 Grubu kaynak dikişi Şekil 18.3 ve Şekil 18.4 te görüldüğü gibi malzemeye kaynak ağzı açılarak normal kalitede yarım ve dikişi ve çift taraflı köşe dikiştir.

23 Şekil 18.3, 4-Gurubu, yarım V- dikişi Şekil 18.4, 4-Gurubu, çift köşe dikişi Burada verilen kiriş raylarının altındaki yan levha kaynak bağlantısına göre çentik gurubu seçilir. Çentik grubunun seçimine göre kirişin ağırlığı yani boyutlarının değişmesi gerekli olduğundan, 3 Gurubunu seçmek ve kiriş imalatını bu şartlara göre yapmak uygundur. akat yükleme gurubu U6 ve daha yüksek ise, çentik gurubunun seçilmesi daha uygun olacaktır. Yan Levhaların Buruşmaya arşı ontrolü iriş yan levhalarında meydana gelen gerilmeler Şekil 19 da görülmektedir. x x X x y x Şekil 19. iriş yan levhasındaki gerilmeler Yan levhadaki ideal flambaj gerilmesi ( DIN 4114T1 ) ;

24 VPi 1+ 4 max Pi + max max ( 5 ) dir. max Pi + max Pi ren kirişinde kayma gerilmesi sıfır değildir, yani 0 ve sınır değerler oranı -1 olarak alınırsa kren kirişindeki ideal flambaj mukayese gerilmesi V VPi ( 53 ) max max Pi olarak bulunur. + Pi Levhadaki ideal flambaj ( buruşma ) normal gerilmesi, levhadaki Euler gerilmesinin buruşma katsayısı kσ ile çarpılmasıyla bulunur. Pi k e ( 54 ) Levhadaki flambaj için geçerli gerilme Euler gerilmesidir. Euler gerilmesi formülü, malzemenin mekanik değerleri ve konstruksiyonu yapılan parçanın boyutları ile kurulacak olursa, π E t σe ( 55 ) 1 1- υ h olarak ifade edilir. Üst uşak Levhalarının Buruşmaya arşı ontrolü Üst kuşak levhasına etkiyen gerilmeler Şekil 0 de görülmektedir. Burada kayma gerilmesidir. ise normal gerilmedir. t1 üst kuşak levhasının kalınlığını, LPe perdeler arası mesafeyi, b ise üst kuşak levhasının genişliğini göstermektedir. Şekil 0. iriş Üst Levhasına Etkiyen Gerilmeler ve Ölçüler

25 Üst kuşak levhasındaki ideal flambaj gerilmesi; max max VPi ( 56 ) 1+ 4 max Pi max Pi + max Pi Burada + 1 için ideal flambaj karşılaştırma gerilmesi; V VPi ( 57 ) max Pi + max Pi + max Pi ( 56 ) ve ( 57 ) ifadeleri DIN 4114 normu tarafından kabul edilen değerlerdir [ 13 ]. yrıca bulunan buruşma ( flambaj ) gerilmelerinin kontrolü için standart gerilme değerleri Tablo 4 de görülmektedir. Tablo 4. İdeal flambaj gerilmeleri için hakiki flambaj gerilmeleri σvpi σvp N/mm N/mm N/mm St 37 St 5-3 St 37 St 5-3 < 157 σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvpi σvp N/mm

26 Çift irişli öprülü ren Hesap Örneği Şekil 1 de görülen çift kirişli köprülü kren hesabı yapılırken aşağıdaki teknik veriler esas alınmıştır. tarafi B tarafi L L Y Şekil 1. Çift kirişli köprülü kren ullanılan yer : ğır sanayi işi yapan atölye ren tipi : Çift kirişli gezer köprülü kren aldırma yükü : Gy kg y Gy.g y N aldırma hızı : vh.7 m / dk öprü açıklığı : L 13 m rabanın hızı : v 0 m / dk raba özağırlığı : 3000 kg.g 9430 N ren hızı : v 15 m / dk raba tekerlek aks açıklığı: L m raba tekerlek sayısı : nrad 4 Elastiste modulü : E N / mm Poisson oranı : St 0.3

27 ren grubunun seçilmesi ren grubunun belirlenmesinde ilk olarak projesi yapılacak olan krenin yük kaldırma sayısının tayin edilmesi gereklidir. U4 numaralı maksimum kaldırma sayısı seçilmiştir. U4 için maksimum kullanım sayısı < nmax değeri ile sınırlandırılmıştır. Daha sonra yapılacak olan işlem krenin kullanım süresince yük dağılımının belirlenmesi gerekmektedir. Bunun için kp yük dağılım faktörü değerinin seçilmesi gerekmektedir. Bu değer 0.5 < kp 0.5 olarak seçilmiş ve Q3 değeri uygun görülmüştür. Üçüncü ve son adım olarak U4 ve Q3 değerleri kullanılarak 5 tipi köprülü kren seçilmiştir. telye tipi krenler için vinç grubunun 3 5 seçilmesi uygun görülmüştür. Yükleme tipinin belirlenmesi Yükleme tipi olarak yüklemenin H hali ( ana yük ) seçilmiştir. Projesi yapılan çift kirişli gezer köprülü kren atelye içinde çalışacaktır. Herhangi bir rüzgar kuvvetine maruz kalmayacağı düşünülmüştür. Yükseltme katsayısının c seçilmesi ren grubu 5 için yükseltme katsayısı c 1.11 olarak belirlenmiştir. aldırma yükü katsayısının seçilmesi aldırma yükü katsayısının seçilmesinde krenin yük kaldırma hızı dikkate alınmaktadır. aldırma hızı Vk.7 m /dk için 1.15 olarak seçilmiştir. öprü tipinin belirlenmesi öprü tipi olarak çift kutu kiriş konstrüksiyonu seçilmiştir. utu kirişin eğilme atalet ve mukavemet momentinin hesaplanması İlk olarak kiriş üzerine etkiyen tekerlek kuvvetinin hesaplanması gerekir. Y Tek Tek n Tek Tek N olarak bulunur. 4

28 Gerekli atalet momenti; J J xerf Tek ( L - L 48E f ) 3L 93195( ) L - L xerf Jxerf mm 4 olarak bulunur. iriş seçimi ve hesabı Standart doublebeam kataloğundan Jxerf mm 4 için DB0 nolu kutu kiriş seçilir. ( Ek-B ) Y XS u u1 xr xs xsr x3 xs3 br P5(R) hr YSe1 e ysr yy4 t3 ys3 ysys4 S bb S3 P3(3) b3 S P() P4(4) t t4 P1(1) S1 xs4 S4 bb hh4 t1 y3 yr X y1 x x1 xs1 b1 Şekil 4.. Standart kutu kirişin hesap ölçüleri DB0 nolu kutu kiriş ölçüleri şunlardır; B1 B 500mm t1 t3 10mm t t4 6mm h h4 100mm br 50mm hr 30mm iriş ölçüleri belirlendikten sonra parçaların ve sistemin alanının hesaplanması gereklidir. 1 B1 t mm h t 700 mm R br hr R1500 mm 13 ve 4 Top R Top 5900 mm olarak bulunur.

29 Sistemin alanı hesaplandıktan sonra sistemi oluşturan parçaların ve kirişin ağırlık merkezinin koordinatlarının bulunması gerekmektedir. X1 0,5.B1 X1 50mm X bb+0,5.t X 40mm X3 0,5.B3 X3 50mm X4 B ( bb+0,5.t ) X4 460mm XR B ( bb+0,5.t ) XR 460mm Y1 0,5.t1 Y1 5mm Y t1+0,5.h Y 610mm Y3 t1+0,5.t1+h Y3115mm Y4 t3+0,5.h4 Y4 610mm YR t1+t1+h+0,5hr YR 135mm XS1 XS X1 XS11.mm YS1 YS Y1 YS1641.mm XS XS X XS.mm YS YS Y YS46.mm XS3 XS X3 XS31.mm YS3 YS Y3 YS3568.8mm XS4 XS X4 XS4197.8mm YS4 YS Y4 YS446.mm XSR XS4 XSR197.8mm YSR YS4 YSR46.mm X S X 1.1 X S 6.mm Y S Y 1.1 X. Y. X 3.3 Top Y 3.3 Top X 4.4 Y 4.4 Y S 646.mm X eksenine göre atalet momenti Ix 1 X R.R Y R.R Ix Ix1 + y 1 +Ix + y +Ix3 + y 3 +Ix4 + y 4 +Ix5 + y 5 Ix1 Ix3 ; Ix Ix4 ; 1 3 ; 4 ; y y4 I x I +I +I + y + y + y + y x1 x x R 5 3 b 1 t 1 I X 1 t h 3 1 b 3 t IXtop mm 4 t 4 h b R h R 3 Y-Eksenine göre atalet momenti " Iy " 1 Y S1 1 Y S Y S3 3 Y S4 4 Y SR R 1 Iy Iy1 + x 1 +I y + x +Iy3 + x 3 +I y4 + x 4 +Iy5 + x

30 Iy1 Iy3 ; Iy Iy4 ; 1 3 ; 4 ; x1 x3 I y I +I +I + x + x + x + x y1 y y R 3 b 1 t1 I Y 1 3 t h 1 3 b 3 t3 1 3 t 4 h4 1 3 b R hr 1 X S1 1 X S X S3 3 X S4 4 X SR R IYtop mm 4 X-Eksenine göre mukavemet momenti " Wx " Hesaplarda maksimum gerilme kullanıldığından minimum mukavemet momentini hesaplamak gereklidir. Minimum mukavemet momenti, emax ve umax ile hesaplanır. WX I e Xtop max emax YS umax XS WX1 841 cm 3 WX93 cm 3 WY I u Ytop max WY cm 3 WY 3810 cm 3 ren irişindeki Normal Gerilmelerin Hesaplanması ren özağırlığından oluşan gerilme 1 q + q gl P 1,73.9, N. M 1 L 8 M M Nmm q qp.g.l 8.W 1 X N / mm 1,73.9, Bulunan gerilme değeri uygundur. Çünkü (EM160 N /mm ) emniyetli gerilme değerinden küçüktür. Sistemimizde platform kullanılmadığı için qp0 dır. raba özağırlığından oluşan gerilme M L 3 L - L M Nmm 3.L.L - L. W X N / mm M Uygundur. Çünkü (EM160 N /mm ) emniyetli gerilme değerinden küçüktür.

31 aldırma yükünden ileri gelen gerilme 3 M Y 3 L - L 3 L M ,3 Nmm 3.W Y 3.L - L X1.L M N / mm Bulunan gerilme değeri uygundur. Çünkü (EM160 N /mm ) emniyetli gerilme değerinden küçüktür. talet kuvvetlerinden ileri gelen gerilme 4 M L ( q q P ).g. L 9430 M4 0, ,73.9, M Nmm L 4 ( q qp ).g. L W Y ,73.9, N / mm Bulunan gerilme değeri uygundur. Çünkü (EM160 N /mm ) emniyetli gerilme değerinden küçüktür. yrıca yaptığımız hesaplarda qp0 dır. Çünkü sistemimizde platform kullanılmamaktadır. raba kasılması sonucu oluşan gerilme 5 4 Y Y TD TD TH TD N 4 4 k TH 0, TH N TD 0,05 L M M Nmm M5 L TH 0.05.L WY1 + 5 Y Y 0,

32 N / mm Bulunan gerilme değeri uygundur. Çünkü (EM160 N /mm ) emniyetli gerilme değerinden küçüktür. Maksimum ve minimum gerilmelerin hesaplanması max, min Maksimum gerilme; max c. ( ) max 1.11 ( ) max N / mm dir. Minimum gerilme; min ( 1 + ) min min N / mm dir. Bulunan maksimum ve minimum gerilme değerleri uygundur. Çünkü her iki değerde (EM160 N /mm ) emniyetli gerilme değerinden küçüktür. irişte Meydana Gelen ayma Gerilmelerinin Hesaplanması Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen torsiyon gerilmesi t Torsiyon momenti ( 4.c ) ifadesinden, Y M t x4 + 0, y5 Mt( 1 + 0,.588,8 ). Mt Nmm olarak hesaplanır. Ortalama kiriş alanı ise ( 44 ) ifadesinden, y + y m x + x m ( 1+ 1). ( ) m mm bulunur. Buna göre torsiyon gerilmesi, t (x4 0. y5 ).( Y ) 4.t.( x x4 ).( y1 y3 ) t 9.98 N / mm t 1 0, bulunur. Emniyetli kayma gerilmesi EM 9 N / mm dir. Bulunan gerilme değeri emniyet gerilmesi değerinden küçük olduğu için uygundur. Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen kesme gerilmesi k

33 Maksimum kesme yükü, kmax ψ Y kmax N olarak bulunur. esme alanı ise, k t h γ + kmax 1, , k k mm olarak bulunur. Tekerlek kuvvetlerinden ileri gelen kesme gerilmesi, k ψ. Y γc. 4.t.h k N / mm k 1, , bulunur. Emniyetli kayma gerilmesi EM 9 N / mm dir. Bulunan gerilme değeri emniyet gerilmesi değerinden küçük olduğu için uygundur. irişteki toplam kayma gerilmesi irişteki toplam kayma gerilmesi, top top t k top 4.8 N / mm dir. Emniyetli kayma gerilmesi EM 9 N / mm dir. Hesaplanan gerilme değeri uygundur. ren irişindeki Bileşke Gerilmeler Burada gerilmeler bir eksenli olarak kabul edilir ve Biçim Değiştirme Enerjisi hipotezine göre toplanır. Bileşke gerilme, V ( max + 3.top ) 1/ V ( ) 1/ V N / mm olarak hesaplanır. Hesaplanan bu değer çekme gerilme değeridir. Emniyetli çekme gerilmesi EM160 N /mm dir. Dolayısıyla hesaplanan bileşke gerilme emniyet gerilme değerinden küçük olduğu için uygundur. Normal Basma Gerilmesinin Hesaplanması

34 Hesaplamalarda basma gerilmesinin hesaplanması ve kontrolünün yapılması gereklidir. Basma gerilmesi hesaplanırken normal gerilme formüllerinde emniyetli basma mukavemet momentinin kullanılması gerekmektedir. X eksenine göre basma mukavemet değeri, WX 93 cm 3 Y eksenine göre basma mukavemet değeri, WY 3810 cm 3 ren öz ağırlığından oluşan gerilme 1B 1B q qp X.g.L 8.W 1B 1,73.9, B 38.8 N / mm raba öz ağırlığından oluşan gerilme B 3.L B. W X.L B 4.31 N / mm - L B aldırma yükünden ileri gelen gerilme 3B 3.W Y 3B X.L 3B 46 N / mm.l - L B talet kuvvetlerinden ileri gelen gerilme 4B 4B L WY ( q q P ).g. L 4B ,73.9, B 9.57 N / mm raba kasılması sonucu oluşan gerilme 5B 0.05.L WY 0, B Y 5B B 1.48 N / mm Maksimum ve minimum gerilmelerin hesaplanması Bmax, Bmin

35 Bmax c. ( 1B + B +.3B + 4B + 5B ) Bmax 1.11( , ) Bmax 131 N / mm Bmin 1B + B Bmin N / mm Bileşke Basma Gerilmesi Burada gerilmeler bir eksenli olarak kabul edilir ve Biçim Değiştirme Enerjisi hipotezine göre toplanır. Bileşke gerilme, VB ( Bmax + 3.top ) 1/ V ( ) 1/ V N / mm olarak hesaplanır. Emniyetli çekme gerilmesi EM140 N / mm dir. Dolayısıyla hesaplanan bileşke gerilme emniyet gerilme değerinden küçük olduğu için uygundur. Dinamik ontrol Gezer köprülü vinçlerde negatif değer alamayacağından burada sadece dalgalı yükleme ( sınır değer oranı 0 +1 ) için gerekli formüller geçerlidir. Hesabı yapılan örnekte kren grubu U5, çentik grubu 3 ve 0 ( en kötü hal )için sürekli dinamik çekme gerilmesi, Tablo 3.a dan DEM3 17 N / mm olarak seçilir. σ DzEM3 5 3 σdem3 5 σdem ,75 R Dz ( )EM m κ , Dz ( )EM N / mm olarak hesaplanır. Dz ( )EM N / mm > V N / mm olduğu için sistem emniyetlidir. Yan Levhaların Buruşmaya arşı ontrolü Yan levhaların buruşmaya karşı kontrolü yapılırken DIN 4114T1 normu esas alınmıştır. DIN 4114T1 normuna göre ideal buruşma gerilmesi ( 53 ) ifadesinden, VPi max Pi V + max Pi olarak yazılır.

36 Levhadaki ideal flambaj ( buruşma ) normal gerilmesi, levhadaki Euler gerilmesinin buruşma katsayısı kσ ile çarpılmasıyla bulunur. Pi k e Levhadaki flambaj için geçerli gerilme Euler gerilmesidir ve Euler gerilmesi formülü, malzemenin mekanik değerleri ve konstruksiyonu yapılan parçanın boyutları ile kurulacak olursa, π E t σe E10000 N / mm 1 1- υ ve 0.3 için t e h h e N / mm olur. Normal buruşma katsayısı Ek-C den -1 değeri için k 3.9 seçilir. ayma buruşma katsayısı Ek-C den L h Pe k 5,34 + k olduğu için, Levhadaki ideal flambaj normal gerilmesi, Pi k e k 7.9 olur. Pi 3, Pi11 N / mm olur. Levhadaki ideal flambaj kayma gerilmesi, Pi k. e Pi 7, Pi 37.5 N / mm olur. İdeal buruşma gerilmesi, VPi max Pi V + max Pi Vpi 104 N / mm olarak bulunur. σ VPi , Üst Levhanın Buruşmaya arşı ontrolü Üst kuşak levhasındaki ideal flambaj gerilmesi + 1 için, VPi max Pi + V max Pi + max Pi olur. Bu değer DIN 4114 T1 e göre seçilmiştir. Ek-C den Normal buruşma katsayısı,

37 k 8,4 1,1+ k 8,4 1,1 1 k olur. Ek-C den kayma buruşma katsayısı, kh ( 4 / H ) kh 5.66 bulunur. Euler gerilmesi, π E σe 1 υ t1 1- b H Üst levhadaki ideal flambaj normal gerilmesi, π σe e104.6 N / mm dir. 46 Pi k. e Pi 3, ,6 Pi N / mm olur. Üst levhadaki ideal flambaj kayma gerilmesi, Pi kh e Pi 5, ,6 Pi 59 N / mm olur. Üst kuşak levhasındaki ideal flambaj gerilmesi, σ VPi , ,4 VPi N / mm olur. + 4,8 59 VPi N / mm değeri için hakiki flambaj ( buruşma ) gerilmesi VP 0 N / mm dir. Dolayısıyla VPi N / mm > VP 0 N / mm olduğu için kiriş üst başlık levhasında buruşma tehlikesi yoktur. ren öprüsü İmalat Esasları 1. Üst plaka plate üzerine konur ve sabitleme aparatları ile sabitlenir. Burada plate daha önce üzeri su terazisi veya başka bir düzlem düzeltici vasıtasıyla doğrusallığı sağlanmış yapıdır. Sabitleme yapıldıktan sonra merkezleme işlemi yapılır. Merkezleme işlemi yapılırken levhanın yan yüzeylerinin, ön ve arka yüzeylerinin düzgün olması gerekmektedir. yrıca sabitleme aparatlarının da yüzeyi düzgün olmalıdır. ksi halde tam bir merkezleme ve sabitleme işlemi gerçekleştirilmiş olmaz. Merkezleme işleminin amacı hem düzgün boyutlar elde etmek hem de kaçıklıktan meydana gelebilecek gerilmeleri ortadan kaldırmaktır.

38 Sabitleme aparatı Plate Üst plaka Şekil 1 Üst plakanın plate üzerine yerleşimi. Üst levha merkezlendikten sonra diğer levha yine aynı işlem basamakları yapılarak merkezlenir ve daha önce sabitlenen üst levhaya kaynatılır.

39 aynak yeri Üst levha Şekil Üst levhanın sabitlenmesi ve kaynaklanması 3. Perdeler verilen imalat ölçülerine göre kesilir. Daha sonra perdelere köşebent yuvaları açılır. öşebent yuvası Perde Şekil 3 öşebent yuvaları açılan perde 4. Perdeler üst levhaya iç kısımlarından ( ön ve arka ) ilk olarak punta kaynağı yapılarak sabitlenir.

40 Perde Punta kaynağı Şekil 4 Perdelerin üst levhaya puntalanması 5. İç kısımlardan punta kaynağı ile üst levhaya sabitlenen perdelerin imalat ölçülerine uygun olarak sabitlenip sabitlenmediği kontrol edilir. Uygun görüldükten sonra iç ve dış kısımlardan kaynak yapılır. Perde aynak bölgesi Şekil 5 Perdelerin üst levhaya kaynaklanması 6. Yan levha üst plakaya belirlenen ölçü yerinden puntalanarak sabitlenir.

41 Punta kaynağı Yan levha Şekil 6 Yan levhanın puntalanması 7. Yan levha daha önceden sabitlenmiş diğer yan levhaya ve diğer köprü elemanlarına kaynakla sabitlenir. Punta kaynağı Eklenen yan levha Şekil 7 Yan levhanın diğer yan levha ve köprü elemanlarına puntalanması

42 8. Puntalanarak sabitlenen yan levhaların imalat ölçülerine uygun olup olmadığı kontrol edildikten sonra yan levhalar diğer köprü elemanlarına kaynaklanır. Daha sonra iki yan levha birbirine araya parça konarak kaynatılır. Ek parça Yan levha kaynak bağlantıları Ek parça kaynak yeri Şekil 8 Yan levhaların kaynaklı gösterimi 9. Yan levhaların kaynakla konstrüksiyonu gerçekleştikten sonra yan levhalarda oluşacak buruşma ( flambaj ) gerilmelerini engellemek için köşebent kaynatılır. öşebent kaynağı öşebent Şekil 9 öşebentlerin yan levhaya kaynakla bağlanması

43 10. 6,7,8,9 numaralı işlemler diğer tarafa da konulacak olan yan levhalar için tekrarlanır. ncak diğer taraftaki levhaların birleşme noktalarından bu taraftaki yan levhalar arasındaki kaynak bağlantısı arasında levha boyunun yarısı kadar kaçıklık ( mesafe ) olmalıdır. aynaklar arası mesafe Yan levhalar Şekil 10 Yan levhanın kutu kiriş üzerine yerleşimi 11. lt levha punta kaynağı yapılarak üst kısma sabitlenir. lt levha Şekil 11 lt levhanın kutu kiriş üzerine sabitlenmesi

44 1. utu kiriş ters çevrilir ve otomatik kaynak hattına yerleştirilir. irişin orta kısmına bir parça konur ve uç kısımlarına hesaplanan sehim değerini sağlayacak kadar ağırlıklar yerleştirilir. Daha sonra kutu kirişin dış noktalarından eksen boyunca otomatik kaynak makinesiyle kaynak yapılır. ğırlık ğırlık Parça Otomatik kaynak yerleri eksen boyunca Şekil 1 utu kirişin otomatik kaynak hattına yerleştirilmesi 13. Dışarıdan yan saclar kutu kiriş yatırılarak kaynak yapılır. utu kiriş yan levhalarının yan yatırılarak kaynak yapılması dik yapılan kaynaktan daha sağlıklı sonuçlar vermektedir. 14. Üst levhaya ray metod kaynağı ile dik saca ( yan ) eş merkezli olacak şekilde kaynatılır. Ray Metod kaynağı Şekil 13 Rayın kutu kirişe metod kaynağı ile montajı

45 15. iriş kurma işlemi ( başlıklar üzerine oturtma ) gerçekleştirilir. Başlıklar kiriş çatımında nivo ile katları alınarak eksenel düzlemde doğrusallığı sağlanarak başlıklar sabitlenir. Daha sonra kutu kiriş başlıklar üzerine oturtulur ve köprü hazır hale gelir. Başlık Başlık utu kiriş Şekil 14 ren köprüsünün tamamlanmış hali ren öprüsü İmalat ısıtları Bir kren köprüsü ile ilgili imalat kısıtları aşağıdaki maddelerle açıklanmıştır; 1.) aynak kalitesi,.) öprü kurulması, 3.) öprü çatımı. aynak kalitesi utu kiriş konstrüksiyona sahip bir kren köprüsü için imalat hattında kaynak yapılabilmesi ve kaynak kalitesi imalat kısıtlarından biri olarak kabul edilebilir. Çünkü kutu kiriş yapı itibariyle kapalı konstrüksiyona sahiptir. Yan levhaların iç kısımlarından üst levhaya kaynatılırken meydana gelen yer kısıtlamalarından dolayı kaynak kalitesi diğer bölgeler kadar yüksek olmamaktadır. yrıca köşebentlerin yan levha boyunca üniform bir şekilde kaynaklanması da yer kısıtlamasından dolayı imalata etkiyen bir kısıtlama olarak kabul edilebilir. Bu bilhassa küçük yükleri taşıyacak olan kutu kirişler için geçerlidir.

46 öprü kurulması öprülü krenlerin boyutları genel olarak kren açıklığı ve taşıyacağı yüke bağlı olarak değişmektedir. ren köprüsünün boyu örneğin 30m olabilir. Bu açıklıkta bir köprünün kurulabilmesi için genişliği dar fakat uzunluk olarak büyük bir fabrikanın olması gerekmektedir. Bu sağlıklı bir imalat hattının oluşturulabilmesi için gerekli olan en önemli şartlardan birisidir. öprü çatımı utu kiriş imalatı tamamlandıktan sonra köprü çatımının yapılması yani belirlenen araba açıklığı değerinde kutu kirişin başlıklar üzerine oturtulması gerekmektedir. Bu işlemin gerçekleştirilebilmesi için belirli bir yükseklikte raylı yapının oluşturulması gerekmektedir. Bu raylı yapı üzerine kren köprüsü kolayca ve istenen araba açıklığında yapılabilmelidir. Bunun içinde yapının ölçekli olması önemlidir. E- B

47 B h S1 S Ry Rx e r1 r U1 U m o Jx(cm-4) Jy(cm-4) Wx(cm^) Wy(cm) M(mm) esit( ağırlık )cm DB ,6 0, ,0 9,58 7,05 11,45 936, DB ,6 0, ,8 1,43 9,17 7, 11, 931, DB ,8 0, ,8 1,84 8,96 7,36 11,04 934, DB ,6 0, ,96 34,64 9,3 14,18 144, DB ,6 0,6 3 5,8 6,39 34,1 9,5 13,9 1418, DB ,8 0,6 3 5,8 6,81 33,99 9,68 13,7 14, DB ,6 3 5,8 7,18 33,8 9,84 13,56 147, DB 08 37,5 75 0,6 0, ,5 33,4 4, 1,83 18,17 343,6 37, DB 09 37,5 75 0,6 0, ,3 33,84 41,76 13,04 17,86 336, DB 10 37,5 75 0,8 0, ,5 33,9 41,88 13,08 17,9 349,8 37, DB 11 37, , ,5 34,36 41,64 13,9 17, , DB 1 37,5 90 0,6 0, ,5 40,59 50,01 13,08 17,9 808, DB 13 37,5 90 0,8 0, ,5 41,1 49,7 13,9 17,71 814, DB 14 37, , ,5 41,54 49,46 13,46 17, DB ,8 0, ,38 54,4 19,1 4,4 4384, DB ,8 0, ,8 46,75 54,05 19,9 4, , DB , ,84 54,16 19,33 4, , DB ,8 0, ,05 64,75 19,33 4,17 554, DB ,8 0, ,8 56,49 64,31 19,5 3,88 54, DB , ,8 56,88 64,1 19,68 3,7 551, DB , 0, ,8 57,3 63,97 19,8 3,58 560, DB ,8 0, ,8 71,4 79,38 4,48 8,9 805, DB , ,8 71,81 79,19 4,65 8, , DB , ,4 7,4 78,6 4,87 8, , DB ,83 78,17 5,01 7, TabloÇift kiriş tablosu

48 E C Yan ve üst levha için buruşma katsayıları