VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY
FAKULTA STAVEBNÍ ÚSTAV KOVOVÝCH A DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ Faculty Of Civil Engineering Institute of Metal and Timber Structures
STATICKÝ VÝPOČET PRŮMYSLOVÁ HALA
DIPLOMOVÁ PRÁCE DIPLOMA thesis
AUTOR PRÁCE
Bc. Radek Forman
AUTHOR
VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR BRNO 2012
doc.Ing. Miroslav Bajer, CSc.
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Obsah 1.
VÝPOČET ZATÍŽENÍ................................................................................................................................. 5 1.1. VÝPOČET ZATÍŽENÍ SNĚHEM DLE ČSN EN 1991-1-3 ............................................................................................. 5 1.2. VÝPOČET ZATÍŽENÍ VĚTREM ČSN EN 1991-1-4 ................................................................................................... 6 1.2.1. Základní rychlost větru Vb .............................................................................................................. 6 1.2.2. Referenční výška : Ze ...................................................................................................................... 6 1.2.3. Kategorie terénu............................................................................................................................. 6 1.2.4. Charakteristický maximální dynamický tlak qp ............................................................................. 6 1.2.5. Charakteristická střední rychlost větru ........................................................................................... 7 1.2.6. Výpočet působení větru na stěny – směr příčný ............................................................................. 8 1.2.7. Výpočet působení větru na stěny – směr podélný .......................................................................... 9 1.2.8. Výpočet působení větru na střechu .............................................................................................. 10 1.3. VÝPOČET ZATÍŽENÍ STŘEŠNÍHO PLÁŠTĚ ............................................................................................................... 12 1.3.1. Posudek nosného trapézového plechu ......................................................................................... 12
2.
NÁVRH JEŘÁBOVÉ DRÁHY DLE ČSN EN 1993 ........................................................................................ 14 2.1. POŽADAVKY NA JEŘÁBOVOU DRÁHU ................................................................................................................. 14 2.2. VSTUPNÍ PARAMETRY PRO VÝPOČET JEŘÁBOVÉ DRÁHY.......................................................................................... 15 2.3. SOUČINITELE ZATÍŽENÍ ................................................................................................................................... 16 2.4. VÝPOČET DYNAMICKÝCH SOUČINITELŮ .............................................................................................................. 17 2.5. VÝPOČET SVISLÉHO ZATÍŽENÍ NA JEŘÁBOVOU DRÁHU ........................................................................................... 18 2.6. VODOROVNÁ ZATÍŽENÍ OD JEŘÁBU ................................................................................................................... 21 2.6.1. Vodorovné síly způsobené zrychlením nebo zpomalením jeřábu ................................................. 21 2.6.2. 2.6.3.
Vodorovné síly v podélném směru HLi ................................................................................................... 21 Síly v příčném směru HT,i......................................................................................................................... 23
2.6.4. Rekapitulace sil od zrychlení a zpomalení jeřábu ........................................................................ 26 2.6.5. Vodorovné síly způsobené příčením jeřábu při jeho pohybu po jeřábové dráze........................... 26 2.6.6. Rekapitulace vodorovných sil od příčení jeřábu ........................................................................... 29 2.7. REKAPITULACE PŮSOBÍCÍCH SIL NA JEŘÁBOVOU DRÁHU ......................................................................................... 29 2.7.1. Svislé zatížení ................................................................................................................................ 29 2.7.2. Vodorovné síly od zrychlení a zpomalení jeřábu .......................................................................... 29 2.7.3. Vodorovné síly od příčení jeřábu .................................................................................................. 29 2.8. VYŠETŘENÍ NEJNEPŘÍZNIVĚJŠÍCH SILOVÝCH ÚČINKŮ VYVOZENÝCH OD POHYBU JEŘÁBU NA JEŘÁBOVOU DRÁHU. ................ 30 2.8.1. Postavení soustavy ,,Mmax“ vyvozující extrémní hodnotu ohybového momentu My od svislého zatížení jeřábu. .............................................................................................................................................. 30 2.8.2. Stanovení polohy pro extrémní posouvající sílu od svislého zatížení jeřábu................................. 31 2.9. PŘEDBĚŽNÝ NÁVRH JEŘÁBOVÉ DRÁHY ............................................................................................................... 35 2.10. VÝPOČET MAXIMÁLNÍHO PRŮHYBU – ODVOZENÍ ROVNICE OHYBOVÉ ČÁRY .......................................................... 35 2.11. PŘEDBĚŽNÝ NÁVRH PRŮŘEZU DLE MS II. ..................................................................................................... 36 2.12. POSUDEK NOSNÍKU JEŘÁBOVÉ DRÁHY DLE ČSN EN 1993-6 ............................................................................ 37 2.12.1. Zatěžovací stavy ........................................................................................................................... 38 2.12.2. Kombinace zatěžovacích stavů ..................................................................................................... 38 2.12.3. Posudek nosníku jeřábové dráhy MS I. ......................................................................................... 38 2.12.4. Lokální svislá napětí od kolových zatížení na horní pásnici. ......................................................... 46 2.12.5. Lokální ohybová napětí ve stojině v důsledku excentricity kolových zatížení ............................... 47 2.12.6. Posudek nosníku jeřábové dráhy dle MS II. .................................................................................. 48 3.
GEOMETRIE KONSTRUKCE HALY .......................................................................................................... 50 3.1. 3.2. 3.3. 3.4.
PŮDORYS HALY ............................................................................................................................................ 50 PŘÍČNÝ ŘEZ VNITŘNÍHO MODULU ..................................................................................................................... 51 PŘÍČNÝ ŘEZ ŠTÍTOVÉHO MODULU ..................................................................................................................... 51 PROSTOROVÝ MODEL KONSTRUKCE .................................................................................................................. 51
Stránka | 2
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
4.
VÝPOČET VNITŘNÍCH SIL ...................................................................................................................... 52 4.1. POPIS UVAŽOVANÉHO VÝPOČETNÍHO MODELU ................................................................................................... 52 4.2. NASTAVENÍ ŘEŠIČE PROGRAMOVÉHO VYBAVENÍ .................................................................................................. 52 4.3. PODEPŘENÍ SOUSTAVY HLAVNÍCH NOSNÝCH PRVKŮ ............................................................................................. 53 4.4. ZATĚŽOVACÍ STAVY ....................................................................................................................................... 53 4.5. PARCIÁLNÍ SOUČINITELE SPOLEHLIVOSTI ............................................................................................................ 55 4.6. KOMBINACE ZATĚŽOVACÍCH STAVŮ .................................................................................................................. 56 4.6.1. Výpis nebezpečných kombinací .................................................................................................... 56 4.7. PRŮBĚH VNITŘNÍCH SIL OD ZATĚŽOVACÍCH STAVŮ................................................................................................ 59 4.7.1. Sníh plný ....................................................................................................................................... 59 4.7.2. Vítr podélný .................................................................................................................................. 60 4.7.3. Vítr příčný z prava......................................................................................................................... 61 4.7.4. Jeřáby –Amax z prava ................................................................................................................... 62 4.8. STANOVENÍ VZPĚRNÝCH DÉLEK ........................................................................................................................ 63 4.8.1. Deformace rámové konstrukce .................................................................................................... 63 4.8.2. Vzpěrná délka rámového sloupu .................................................................................................. 63 4.8.3. Vzpěrná délka rámové příčle v modulu B-D.................................................................................. 64 4.8.4. Vzpěrná délka vnitřní příčle v modulu A-B.................................................................................... 64 4.8.5. Vzpěrná délka vnitřního sloupu v modulu A-B .............................................................................. 64 4.8.6. Vzpěrná délka štítového sloupu.................................................................................................... 64 4.9. POSOUZENÍ LIMITNÍCH ŠTÍHLOSTÍ PRUTŮ ........................................................................................................... 65
5.
POSOUZENÍ PRŮŘEZŮ NA MS I. ........................................................................................................... 66 5.1. KONZOLA JEŘÁBOVÉ DRÁHY ............................................................................................................................ 66 5.2. VNITŘNÍ SLOUP 1 V MODULU B-D ................................................................................................................... 71 5.3. VNITŘNÍ SLOUP 2 V MODULU B-D ................................................................................................................... 75 5.4. VNITŘNÍ SLOUP V MODULU A.......................................................................................................................... 78 5.5. VNITŘNÍ PŘÍČEL V MODULU B-D ...................................................................................................................... 81 5.6. VNITŘNÍ PŘÍČEL V MODULU A-B ...................................................................................................................... 84 5.7. KRAJNÍ PŘÍČEL V MODULU A-B ........................................................................................................................ 88 5.8. ŠŤÍTOVÝ SLOUP V MODULU B-D ...................................................................................................................... 91 5.9. BRZDNÉ ZTUŽIDLO CHS 114.3 /5 .................................................................................................................. 94 5.10. ZAVĚTROVÁNÍ VE STŘEŠNÍ ROVINĚ B-D ........................................................................................................ 95 5.11. TÁHLA V MODULU A-B ............................................................................................................................ 96 5.12. VODOROVNÝ VÝZTUŽNÝ NOSNÍK JEŘÁBOVÉ DRÁHY ......................................................................................... 96 5.12.1. Diagonála ..................................................................................................................................... 97 5.12.2. Svislice .......................................................................................................................................... 98 5.12.3. Spodní pásový prut CHS 114.3 /5................................................................................................. 99 5.12.4. Deformace vodorovného výztužného nosníku ............................................................................ 101
6.
POSOUZENÍ PRŮŘEZŮ NA MS II. ........................................................................................................ 102
7.
PŘÍPOJE ............................................................................................................................................. 103 7.1. 7.2. 7.3. 7.4. 7.5. 7.6.
8.
PŘÍPOJ PŘÍČLE NA SLOUP POMOCÍ ČELNÍ DESKY ................................................................................................. 103 RÁMOVÝ PŘÍPOJ V MODULU A-B ( SLOUP – PŘÍČEL ) .......................................................................................... 105 VNITŘNÍ PŘÍPOJ PŘÍČLE VE HŘEBENI V MODULU B-D .......................................................................................... 108 PŘÍPOJ VNITŘNÍ PŘÍČLE NA SLOUP V MODULU B-D ............................................................................................ 111 KOTVENÍ POD VNITŘNÍM SLOUPEM V MODULU B-D........................................................................................... 112 KLOUBOVÁ PATKA VNITŘNÍHO SLOUPU V MODULU A-B ...................................................................................... 115
ZÁVĚR VÝPOČTU ................................................................................................................................ 116
Stránka | 3
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Anotace: Skladová a výrobní průmyslová hala s nosnou ocelovou konstrukcí a tepelně izolačním pláštěm, o rozpětí 24 a 12 m a délce 72 m. Součástí haly jsou dva mostové jeřáby o nosnosti 32t a 40t. Hlavní nosná konstrukce je řešena jako rámová s plnostěnnými vazníky a sloupy. Rámy jsou umístěny modulově po 6m. Hala je řešena pro I. sněhovou oblast.
Klíčové slova: Jeřáb, mostový jeřáb, kočka, jeřábová dráha, svislý (hlavní) nosník, vodorovný výztužný nosník, brzdné ztužidlo, svislé zatížení od kol jeřábu, pohyblivé zatížení, síla od příčení, podélná brzdná síla, příčná brzdná síla, dynamický součinitel, paždík, kloubová patka, plnostěnný vazník, vaznice, opláštění, zavětrování, přípoje, sloupy, ztužidlo.
Stránka | 4
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 1. Výpočet zatížení 1.1.
Výpočet zatížení sněhem dle ČSN EN 1991-1-3 Sněhová oblast: Sk
I. ( Hodonín ) 0,7 kN/m2
Typ krajiny Ce
normální 1,0
Tepelný součinitel střechy Ct
1,0
Tvarový součinitel: , alfa tvar střechy
5° sedlová
,
0,8
0 = , 2 34 2 35 2 06 0 = 0,8 2 1,0 2 1,0 2 0,7 = 8, 9: ; Uvažované kombinace působení zatížení na střechu:
Stránka | 5
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných d konstrukcí 1.2.
Výpočet et zatížení větrem v ČSN EN 1991-1-4
1.2.1. Základní rychlost větru v Vb
Vb = Cdir = Cseason = Vb,0 = Vb =
Cdir * Cseason * Vb,0 1,0 1,0 25 m/s ( II. oblast ) 1,0 * 1,0 * 25 = 25 m/s
1.2.2. Referenční ní výška : Ze
Je- li : h
Kategorie Zo = Zmin =
III. II 0,3 m 5 m 5,0
1.2.4. Charakteristický maximální dynamický tlak qp
qp(z) = ρ=
Ce(z) x qb C 1,25 Kg/m3 Stránka | 6
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí qb =
1/2 * ρ * Vb2(z) = 0,5 * 1,25 * 252 = 390,6
Ce(z) =
1,7
( plochý terén => Co(z) = 1,0 => určení ce(z) dle grafu : obr. 4.2 normy ) qp(z) =
1,7 * 390,6 = 664 N/mm2
1.2.5. Charakteristická střední rychlost větru Vm(z) = Co(z) = Cr(z) =
QR(S) 2 3T(S)2 UV 1,0 Z 6R 2 WX YZ[\
Kr =
0,19 2 YZ[,]]\
Z0,ii =
0,3 ( _RT 6`5. 54RéXa bbb. )
Kr =
Cr(z) = Vm(z) =
Z[
[,[^
[,c [,[^
0,19 2 Y[,c\
= 0,19 d[,e 0,19 2 WX Y \ [,c
= 0,676 0,676 2 1,0 2 25 = 16,89 f/g
Stránka | 7
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 1.2.6. Výpočet působení větru na stěny – směr příčný hTSfěRi ℎ`ki = 36 2 72 2 10,5f 4 = flXm V; 2ℎ o 4 = flXm 72; 21 o 4 = 21f p = 36f ( 3212f)
Stanovení vzdáleností oblastí vnějších tlaků na stěny 4 21 s= = = 4,2f 5 5 4 4 t = 2 4 = 2 21 = 16,8f 5 5 3 = p − 4 = 36 − 21 = 15f Výpočet vnějšího tlaku svislé stěny dle oblastí Oblast
A
B
C
D
E
h/d = 0,6
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
0,6
-1,2
-1,08
-0,5
+0,75
-0,35
1
≤0,25
-1,2 -1,2
-1,4 -0,8
-0,5 -0,5
+0,8 +0,7
-0,5 -0,3
Tlak větru We, působící na vnější povrchy konstrukce, získáme z výrazu ~4 = _(S)2 3_4, 10 Oblast A Oblast A ~4 = −1,2 2 0,664 = −0,8 6/f2 Oblast B Oblast B ~4 = −1,08 2 0,664 = −0,72 6/f2
Stránka | 8
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Oblast C ~4 = −0,5 2 0,664 = −0,33 6/f2 Oblast D ~4 = +0,75 2 0,664 = 0,50 6/f2 Oblast E ~4 = −0,35 2 0,664 = −0,23 6/f2
1.2.7. Výpočet působení větru na stěny – směr podélný hTSfěRi ℎ`ki = 36 2 72 2 10,5f 4 = flXm V; 2ℎ o 4 = flXm 36; 21 o 4 = 21f p = 72f
Stanovení vzdáleností oblastí vnějších tlaků na stěny 4 21 = 4,2f s= = 5 5 4 4 t = 2 4 = 2 21 = 16,8f 5 5 3 = p − 4 = 72 − 21 = 51f Výpočet vnějšího tlaku svislé stěny dle oblastí Oblast
A
B
C
D
E
h/d = 0,292
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
0,292
-1,2
-0,83
-0,5
+0,71
-0,31
1
≤0,25
-1,2 -1,2
-1,4 -0,8
-0,5 -0,5
+0,8 +0,7
-0,5 -0,3
Tlak větru We, působící na vnější povrchy konstrukce, získáme z výrazu ~4 = _(S)2 3_4, 10
Stránka | 9
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Oblast A ~4 = −1,2 2 0,664 = −0,8 6/f2 Oblast B ~4 = −0,83 2 0,664 = −0,55 6/f2 Oblast C ~4 = −0,5 2 0,664 = −0,33 6/f2 Oblast D ~4 = +0,71 2 0,664 = 0,47 6/f2 Oblast E ~4 = −0,31 2 0,664 = −0,21 6/f2 1.2.8. Výpočet působení větru na střechu Sklon střechy je uvažován 5% => úhel skonu =2,5°. Dle definice ČSN –EN 1991-1-4 čl. 7.2.3 je střecha uvažována jako plochá nikoliv sedlová. hTSfěRi ℎ`ki = 36 2 72 2 10,5f 4 = flXm V; 2ℎ o 4 = flXm 72; 21 o 4 = 21f p = 36f ℎ_ = 0,5f (`5l6` )
Stránka | 10
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Stanovení vzdáleností oblastí vnějších tlaků na střechu 4 21 = 5,25f − _TpékXéf gfěRa = = 4 4 =
21 4 = = 2,1f − _říčXéf gfěRa 10 10
21 4 = = 2,1f − _říčXéf gfěRa 10 10 = 72 − 2 = 72 − 10,5 = 61,5f − _TpékXéf gfěRa =
=
4 21 = = 10,5f 2 2
Výpočet vnějšího tlaku na střechu dle oblastí Typ střechy S 0,5/10 atikou =0,005
F
G
Oblasti
H
I
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
Cpe,10
-1,4
-0,9
-0,7
±0,2
Tlak větru We, působící na vnější povrchy konstrukce, získáme z výrazu ~4 = _(S)2 3_4, 10 Oblast F ~4 = −1,4 2 0,664 = −0,93 6/f2 Oblast G ~4 = −0,9 2 0,664 = −0,60 6/f2 Oblast H ~4 = −0,7 2 0,664 = −0,47 6/f2 Oblast I ~4 = −0,2 2 0,664 = 0,13 6/f2
Stránka | 11
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
1.3.
Výpočet zatížení střešního pláště Je navržen skládaný střešní plášť splňující podmínky tepelné ochrany budovy dle ČSN 73 0540. Nosným prvkem je samonosný trapéz plech. Pro jeho návrh je nutno stanovit zatížení, které bude přenášet. Dle tabulek únosnosti ( Kovové profily Praha ) je navržen plech profilu TR 150/280/1,00 mm jako spojitý nosník o dvou polích.
1.3.1. Posudek nosného trapézového plechu Zatížení od střešního pláště (charakteristické ) Popis vrstvy
Tl. [ mm ]
Zatížení v [ kN/m2 ]
Hydroizolace Alkorplan
2mm
0,050
-
0,05
Tepelná izolace s Č.V.
180mm
TR plech 150/280/1,0
-
Geotextílie
0,10
Celkem
0,15
0,35 0,35 kN/m2
Uvažovaná zatížení pro posudek TR plechu: - Sníh 0,56 kN/m2 - Střešní plášť 0,35 kN/m2 - Účinky větru 0,13 kN/m2 ( oblast I - tlak ) - Montážní zatížení 0,75 kN/m2 6 = 0,56 + 0,35 + 0,13 + 0,75 = 1,79 6/f2 p = (0,56 2 1,5) + (0,35 2 1,35) + (0,13 2 1,5) + 0,75 = 2,26 6/f2 Stránka | 12
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Trapézový plech je nosný, rozpětí 2 * 6,00 m – spojitý nosník o dvou polí.
p = 2,26 < 2,62
Navržený profil na únosnost : VYHOVÍ
6 = 1,79
< 4,55
Navržený profil na průhyb L/200: VYHOVÍ
Stránka | 13
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2. Návrh jeřábové dráhy dle ČSN EN 1993 2.1.
Požadavky na jeřábovou dráhu Diplomová práce řeší výrobní halu, ve které budou v provozu dva mostové dvounosníkové jeřáby o nosnosti 40 a 32 tun na rozpětí L=22m. Je požadována výška háku od podlahy alespoň 5m. Provoz bude probíhat v uzavřené hale bez výstupů a ochozových lávek, bez kabiny jeřábníka. K výpočtu zatížení na jeřábovou dráhu bude použita norma ČSN EN 1991-3 – Zatížení od jeřábů a strojního vybavení. Požadované hodnoty pro výpočet jeřábové dráhy byly převzaty od výrobce ABUS.
Nosnost jeřábů dle rozpětí Typ ZLK Dvounosníkový mostový jeřáb s krabicovým svařovaným nosníkem
Nosnost ( t )
Max. rozpětí (m)
do 40t
40
do 50t
33
do 100t
30
Z výše uvedených požadavků bude uvažováno s těmito požadavky: Rozpětí jeřábů Počet jeřábů v hale Nosnost jeřábu č.1 Nosnost jeřábu č.2 Typ jeřábů
22m 2 40 tun 32 tun Dvounosníkový ZLK
Stránka | 14
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.2.
Vstupní parametry pro výpočet jeřábové dráhy Hodnoty byly převzaty od výrobce a jsou uvedeny v tabulce č. 2. Jednotlivé označení parametrů je vysvětleno na schematických obrázcích zobrazené pod tabulkou. Parametry jeřábů od výrobce Jeřáb č. 1 - 40tun Lanový kladkostroj GM 7400 H6 FEM 1Am, rychlost zdvihu = 0,66/4m/ min
Jeřáb č. 2 - 32tun Lanový kladkostroj GM 7320 H6 FEM 2m, rychlost zdvihu = 0,66/4m/ min
22 m
22 m
A1 ( mm )
680 mm
860 mm
K1 ( mm )
1660 mm
1460 mm
C1 ( mm )
-160 mm
40 mm
L1 ( mm )
1080 mm
1080 mm
L2 ( mm )
1080 mm
1080 mm
Zmin ( mm )
270 mm
190 mm
Hmax ( mm )
8000 mm
8000 mm
R ( mm )
3600 mm
3600 mm
LK ( mm )
2305 mm
2265 mm
Rmax ( kN )
244 kN
198 kN
Rmin ( kN )
54,6 kN
44,6 kN
6m
6m
11 kN
8 kN
Název parametru
S(m)
Modul haly ( m ) Hmotnost kočky (kN)
Stránka | 15
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
*Bezpečná vzdálenost podle národních předpisů 2.3.
Součinitele zatížení Doplňující články k EN 1990 pro nosníky jeřábových drah zatížené od jeřábů. ( tab. A1 ). TABULKA A.1 – Doporučené hodnoty dílčích parciálních součinitelů zatížení Zatížení
Situace
Značka P/T
A
Stálá zatížení od jeřábu -nepříznivá
γG sup
1,35
1,00
-příznivá
γG inf
1,00
1,00
-nepříznivá
γQ sup
1,35
1,00
-příznivá
γQ inf -s jeřábem
1,00
1,00
-bez jeřábu
0,00
0,00
-nepříznivá
1,50
1,00
-příznivá
0,00
0,00
-
1,00
Proměnná zatížení od jeřábu
Ostatní proměnná zatížení
Mimořádná
γQ
γA
Stránka | 16
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.4.
Výpočet dynamických součinitelů Tab. 2.1 – Druhy dynamických součinitelů dle ČSN EN 1991-3 Dynamick ý součinitel
Uvažované účinky -
1 2
-
nebo
-
3 4
-
5
-
6 7
-
Použije se pro
Buzení vibrací konstrukce jeřábu při zvednutí zatížení kladkostroje ze země Dynamické účinky kladkostroje při zvedání ze země jeřábu Dyn. Účinek náhlého uvolnění užitečného zatížení, jestliže jsou použity např. drapáky nebo magnety Dynamické účinky vyvolané hnacími silami Dynamické účinky vyvolané hnacími silami Dynamické účinky zkušebního zatížení, které se pohybuje po dráze jeřábu pomocí pohonů Dynamický pružný účinek nárazu na nárazník
Vlastní tíhu jeřábu
Zatížení kladkostroje
Hnací síly Zkušební zatížení Síly na nárazník
Aby byly uváženy dynamické účinky při přemístění břemene ze země na jeřáb, jsou jeřáby zařazeny do tříd zdvihadel HC1 až HC4. Výběr závisí na konkrétním typu jeřábu dle přílohy B, ČSN EN 1991-3. Tabulka kategorie zatížení, příloha B normy ČSN EN 1991-3 Položka 6
Druh jeřábu
kategorie
Kategorie S
Dílenské jeřáby
HC2, HC3
S3,S4
Tab. 2.5 – Hodnoty 2 a2flX dle ČSN EN 1991-3 Třída zvedacích zařízení
2
2flX
HC2
0,34
1,10
Dle zjištěných hodnot můžeme nyní přistoupit k samotnému stanovení dílčích dynamických součinitelů. Součinitel
Jeřáb č.1 – 40t
Jeřáb č.2 – 32t
1
1,1
1,1
2
2 2 ℎ ℎ = 0,08f/g 2 = 2 min +
2 = 1,1 + 0,3420,08 > = , >
2 2 ℎ ℎ = 0,08f/g 2 = 2 min +
2 = 1,1 + 0,3420,08 > = , >
Stránka | 17
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
ℎ ag5ák4Xá RiQℎkTg5 S4páXí 1,0 1,0
1,0 1,0
5
1,5 1,5
1,5 1,5
6
6 = 0,5(1 + 2) 6 = 0,5(1 + 1,127) : = , 8:¡
4
0,0 ≤ ¢V ≤ 0,5 7
2.5.
¢V =
¤
1 £ pa a [
¢V ≈ 0,5 => = , >9
6 = 0,5(1 + 2) 6 = 0,5(1 + 1,127) : = , 8:¡
0,0 ≤ ¢V ≤ 0,5 ¤
1 ¢V = £ pa a [
¢V ≈ 0,5 => = , >9
Výpočet svislého zatížení na jeřábovou dráhu
Svislá zatížení od jeřábu č. 1 – 40t Zatížení Rmax na jedno kolo od jeřábu vč. břemene hf`2 = 244 6 1 = 1,1
¦Q(hf`2) = hf`2 ∗ 1 ¦Q(hf`2) = 244 ∗ 1,1 = >:¨, ¡ ;<
Zatížení Rmin na jedno kolo od jeřábu vč. břemene hflX = 54,6 6 1 = 1,1
¦Q(hf`2) = hflX ∗ 1 ¦Q(Rf`2) = 54,6 ∗ 1,1 = :8, ;<
Stránka | 18
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Zatížení od kladkostroje Qh ( kočky ) fT5XTg5 6Tč6i = 11 6 2 = 1,127
¦ℎ = 11 ∗ 1,127 ¦ℎ = 12,4 6 Rmax a Rmin od kladkostroje na jedno kolo W1 = 1,08f W = 22,0f ¦ℎ = 12,4 6 ©Tč45 6Tk = 2
W . ¦ℎ − W1 . ¦ℎ 1 22 . 12,4 − 1,08 .12,4 1 « = ª « W 2 22 2 ¬(®=¯°) = 9, ± ;< ¦ℎ(hf`2) = ª
¦ℎ 12,4 − hf`2 = − 5,9 2 2 ¬(®=²³) = 8, ´ ;< hflX =
Svislá zatížení od jeřábu č. 2 – 32t Zatížení Rmax na jedno kolo od jeřábu vč. břemene hf`2 = 198 6 1 = 1,1
¦Q(hf`2) = hf`2 ∗ 1 ¦Q(hf`2) = 198 ∗ 1,1 = > , ¨ ;<
Zatížení Rmin na jedno kolo od jeřábu vč. břemene ¦Q(hflX) = 44,6 6 1 = 1,1
¦Q(hflX) = hflX ∗ 1 ¦Q(hflX) = 44,6 ∗ 1,1 = ¡±, ;<
Stránka | 19
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Zatížení od kladkostroje Qh ( kočky ) fT5XTg5 6Tč6i = 8 6 2 = 1,127
¦ℎ = 8 ∗ 1,127 ¦ℎ = 9,0 6 Rmax a Rmin od kladkostroje na jedno kolo W1 = 1,08f W = 22,0f ¦ℎ = 9,0 6 ©Tč45 6Tk = 2
W . ¦ℎ − W1 . ¦ℎ 1 22 . 9,0 − 1,08 .9,0 1 « = ª « W 2 22 2 ¬(®=¯°) = ¡, ´ ;< ¦ℎ(hf`2) = ª
¦ℎ 9,0 − hf`2 = − 4,3 2 2 ¬(®=²³) = 8, > ;< ¦ℎ(hflX) =
Rekapitulace svislého zatížení Svislé zatížení Rmax
Qc(Rmax)+Qh(Rmax) Svislé zatížení Rmin Qc(Rmin)+Qh(Rmin)
Jeřáb č.1 Jeřáb č.1 -40t 40t
V1 [kN] 274,3 274,3
V1 [kN] 274,3 274,3
Jeřáb č.1 Jeřáb č.1 -40t 40t
V1 [kN] 60,4 60,4
V1 [kN] 60,4 60,4
Jeřáb č.2Jeřáb č.2- 32t 32t
V2 [kN] 222,1 222,1
V2 [kN] 222,1 222,1
Jeřáb č.2Jeřáb č.2- 32t 32t
V2 [kN] 49,3 49,3
V2 [kN] 49,3 49,3
Stránka | 20
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.6. Vodorovná zatížení od jeřábu 2.6.1. Vodorovné síly způsobené zrychlením nebo zpomalením jeřábu Jeřáb č.1 - 40 t 2.6.2. Vodorovné síly v podélném směru HLi Síly v podélném směru HL,i, způsobené zrychlením a zpomalením jeřábových konstrukcí jsou výsledkem působení hnací síly K na styčné ploše mezi kolejnicí a hnacím kolem viz obrázek.
Vysvětlivky: nr μ mw K Qr,min Σ Qr,min
počet nosníků jeřábové dráhy součinitel tření 0,2 pro ocel počet pohonů jednotlivých kol hnací síla str. 25 - 2.7.3 ČSN - EN Min. zatížení na jedno kolo nezatíženého jeřábu viz obr. Součet minimálních zatížení Qr,min na jednu jeřábovou dráhu
Hmotnost jeřábu spočítáme pomocí podmínek rovnováhy prostého nosníku. ¹ S = 0
hf`2 − 4006 − W + hflX = 0 −W = −hf`2 + 4006 − hflX W = −2446 + 4006 − 54,66 W = 1016 fT5XTg5 X4S`5íž4XéℎT º4řáVa º4 1016 Nyní, když známe hmotnost jeřábu můžeme spočítat hodnotu Qr,min Stránka | 21
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ℎfT5XTg5 º4řáVa 4 101 ¦R, min = = 25,256 4 ¹ ¦R, min = 22¦R, min = 2225,25 = 50,56
¦R, flX =
Hnací síla K na hnané kolo se má uvažovat tak, že je zabráněno protáčení kola. Pro její výpočet použijeme vztah dle normy ČSN EN 1991-3 / 2.7.3 » = »1 + »2 = , ¹ ¦R, flX » = 0,2 2 50,5 = 10,16
Pro výpočet podélné síly HL,i použijeme následujícího vztahu W, l = 5 2 » kde 5 = 1,5 XR = 2 » = 10,16
1 XR
W, 1 = 1,5 2 10,1 ¼½, = , :;<
1 2
Pro jeřáb č. 2 s č. 2 s č. 2 s nosností 32t je výpočet naprosto identický nosností 32t ¹ S = 0
hf`2 − 3206 − W + hflX = 0 −W = −hf`2 + 3206 − hflX W = −1986 + 3206 − 44,66 W = 77,46 fT5XTg5 X4S`5íž4XéℎT º4řáVa č. 2 º4 77,46 ℎfT5XTg5 º4řáVa 4 77,4 = 19,356 ¦R, min = 4 ¹ ¦R, min = 22¦R, min = 2219,35 = 38,76
¦R, flX =
» = »1 + »2 = , ¹ ¦R, flX
» = 0,2 2 38,7 = 7,76 1 W, l = 5 2 » XR
Stránka | 22
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí kde 5 = 1,5 XR = 2 » = 7,76
W, 1 = 1,5 2 7,7 ¼½, = 9, ¨;<
1 2
2.6.3. Síly v příčném směru HT,i
Vysvětlivky: Σ Qr,max Σ Qr,(max) a L
součet maximálních zatížení Qr,max na jednu JD zatíženého jeřábu součet doprovodných zatížení Qr(max) na jednu JD zatíženého jeřábu vzdálenost vodících kladek nebo kol s nákolky rozpětí jeřábu
Výpočet příčných sil pro jeřáb č.1 - 42tun
¹ ¦R, max = 22(¦Q(hf`2) + ¦ℎ(hf`2)) ¹ ¦R, max = 2 2 274,3 = 548,66
Stránka | 23
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ¹ ¦R, (max) = 22(¦Q(hflX) + ¦ℎ(hflX)) ¹ ¦R, (max) = 2 2 60,4 = 120,86
Moment M, který vzniká při působení hnací síly, má mít působiště v těžišti. Je udržován v rovnováze příčnými vodorovnými zatíženími HT,1 a HT,2. Pro jejich výpočet je nutné získat dílčí hodnoty.
¹ ¦R = ¹ ¦R, f`2 + ¹ ¦R, (max) ¹ ¦R = 548,6 + 120,8 = ::±, ¡;< ¾1 =
∑ ¦R, f`2 ∑ ¦R
548,6 = 0,82 669,4 ¾2 = 1 − ¾1 ¾2 = 1 − 0,82 = 0,18 ¾1 =
kg = (¾1 − 0,5)W kg = (0,82 − 0,5)22 = 7,04f Moment M, který vzniká působením hnací síly pak vypočteme dle vztahu À = » 2 kg À = 10,1 2 7,04 = , ;<= Nyní již můžeme přistoupit k samotnému výpočtu příčného zatížení HT,i Á, 1 = 5 2 ¾2
À `
Á, 1 = 1,5 2 0,18 ¼Â, = 9, ´;<
71,1 3,6
Stránka | 24
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Á, 2 = 5 2 ¾1
À `
Á, 2 = 1,5 2 0,82 ¼Â, > = >¡, ´;<
71,1 3,6
Pro jeřáb č. 2 s č. 2 s č. 2 s nosností 32t je výpočet naprosto identický nosností 32t ¹ ¦R, max = 22(¦Q(hf`2) + ¦ℎ(hf`2)) ¹ ¦R, max = 2 2 222,1 = 444,26
¹ ¦R, (max) = 22(¦Q(hflX) + ¦ℎ(hflX)) ¹ ¦R, (max) = 2 2 49,3 = 98,66
¹ ¦R = ¹ ¦R, f`2 + ¹ ¦R, (max) ¹ ¦R = 444,2 + 98,6 = 9¡>, ¨;< ¾1 =
∑ ¦R, f`2 ∑ ¦R
444,2 = 0,82 542,8 ¾2 = 1 − ¾1 ¾2 = 1 − 0,82 = 0,18 ¾1 =
kg = (¾1 − 0,5)W kg = (0,82 − 0,5)22 = 7,04f À = » 2 kg À = 7,72 7,04 = 9¡, >;<= À Á, 1 = 5 2 ¾2 ` 54,2 Á, 1 = 1,5 2 0,18 3,6 ¼Â, = ¡, 8;< Á, 2 = 5 2 ¾1
À `
Á, 2 = 1,5 2 0,82 ¼Â, > = ¨, 9;<
54,2 3,6
Stránka | 25
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.6.4. Rekapitulace sil od zrychlení a zpomalení jeřábu Typ jeřábu Jeřáb 40t Jeřáb 32t
Síly podélném směru HL,1
7,6 kN 5,8 kN
Síly v příčném směru
HL,2
HT,1
7,6 kN
HT,2
5,3 kN
5,8 kN
24,3 kN
4 kN
18,5 kN
2.6.5. Vodorovné síly způsobené příčením jeřábu při jeho pohybu po jeřábové dráze Stanovení vzdálenosti h dle ČNS EN 1991-3 TAB. 2.8 Uložení kol vzhledem k bočním pohybům
Kombinace dvojic kol
h
Spojená ( c )
f ¾1 ¾2 k + ∑ 4Ä ∑ 4º
Pevný/Pevný FF
Definice hodnot součinitele síly Åg, l, º, 6 Systém
Åg, 1, º, W ¾1¾2 k X ℎ
CFF n ¾1k ¾2k L 4º H T L
Åg, 1, º, Á
ČNS EN 1991-3 TAB. 2.9
¾2 4º ª1 − « X ℎ
Åg, 2, º, W ¾1¾2 k X ℎ
Åg, 2, º, Á
¾1 4º ª1 − « X ℎ
počet dvojic kol vzdálenost okamžitého středu otáčení od kolejnice 1 vzdálenost okamžitého středu otáčení od kolejnice 2 Rozpětí zařízení Vzdálenost dvojice kol j od příslušných vodících prostředků Vzdál. mezi okamžitým středem otáčení a přísluš. vod. Prostředky příčné síly podélné síly
Výpočet sil od příčení pro jeřáb č.1- 40 t f=2 ¾1k = 18,04f ¾2k = 3,96f ¹ 4º = 3,6f
¹ 4Ä = 12,96f X=2
Stránka | 26
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
f ¾1 ¾2 k + ∑ 4Ä ℎ= ∑ 4º 2 2 0,82 2 0,18 2 22 + 12,96 ℎ= = 43,3 3,6 ¾1¾2 k 0,1476 22 Åg, 1, º, W = = = 0,0375 X ℎ 2 43,3 ¾2 4º 0,18 3,6 Åg, 1, º, Á = ª1 − « = ª1 − « = 0,0825 X ℎ 2 43,3 ¾1¾2 k 0,1476 22 Åg, 2, º, W = = = 0,0375 X ℎ 2 43,3 ¾1 4º 0,82 3,6 Åg, 2, º, Á = ª1 − « = ª1 − « = 0,376 X ℎ 2 43,3 ¹ ¦R = 669,46
Úhel příčení , který má být rovný nebo menší než 0,015rad, se má zvolit podle mezery mezi vodícími prostředky a kolejnicí, a také podle přiměřené odchylky rozměrů a opotřebení kol zařízení a kolejnic. = + U + 0 ≤ 0,015R`p = 0,015R`p Æ = 0,3(1 − exp(−250)) ≤ 0,3 Æ = 0,293 Stránka | 27
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Nyní můžeme vypočítat vodorovné síly Hs,i,j,k způsobené příčením ¼Ç, , È, ½ = Æ 2 Åg, 1, º, W 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,0375 2 669,4 = , ´9;< ¼Ç, >, È, ½ = Æ 2 Åg, 2, º, W 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,0375 2 669,4 = , ´9;<
¼Ç, , È,  = Æ 2 Åg, 1, º, Á 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,0825 2 669,4 = 1:, >;< ¼Ç, >, È,  = Æ 2 Åg, 2, º, Á 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,376 2 669,4 = ´, ;<
Pro jeřáb č. 2 s č. 2 s č. 2 s nosností 32t je výpočet naprosto identický nosností 32t f=2 ¾1k = 18,04f ¾2k = 3,96f ¹ 4º = 3,6f
¹ 4Ä = 12,96f f ¾1 ¾2 k + ∑ 4Ä ∑ 4º 2 2 0,82 2 0,18 2 22 + 12,96 ℎ= = 43,3 3,6 ¾1¾2 k 0,1476 22 Åg, 1, º, W = = = 0,0375 X ℎ 2 43,3 ¾2 4º 0,18 3,6 Åg, 1, º, Á = ª1 − « = ª1 − « = 0,0825 X ℎ 2 43,3 ¾1¾2 k 0,1476 22 Åg, 2, º, W = = = 0,0375 X ℎ 2 43,3 ¾1 4º 0,82 3,6 Åg, 2, º, Á = ª1 − « = ª1 − « = 0,376 X ℎ 2 43,3 ℎ=
¹ ¦R = 542,86
= + U + 0 ≤ 0,015R`p = 0,015R`p Æ = 0,3(1 − exp(−250)) ≤ 0,3 Æ = 0,293 ¼Ç, , È, ½ = Æ 2 Åg, 1, º, W 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,0375 2 542,8 = 9, ±:;< ¼Ç, >, È, ½ = Æ 2 Åg, 2, º, W 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,0375 2 542,8 = 9, ±:;<
¼Ç, , È,  = Æ 2 Åg, 1, º, Á 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,0825 2 542,8 = 1´, >;< ¼Ç, >, È,  = Æ 2 Åg, 2, º, Á 2 ¹ ¦R = 0,293 2 0,376 2 542,8 = 9±, ¨;<
Stránka | 28
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.6.6. Rekapitulace vodorovných sil od příčení jeřábu Typ jeřábu Jeřáb 40t Jeřáb 32t 2.7.
Síly podélném směru
Síly v příčném směru
g, 1, º, W
g, 2, º, W
g, 1, º, Á
g, 2, º, Á
5,9 kN
5,9 kN
13,1 kN
59,8 kN
7,3 kN
7,3kN
16,2 kN
73,7 kN
Rekapitulace působících sil na jeřábovou dráhu
2.7.1. Svislé zatížení Jeřáb č.1 -40t
Jeřáb č.2č.2- 32t
Svislé zatížení Rmax
V1 [kN]
V1 [kN]
V2 [kN]
V2 [kN]
Qc(Rmax)+Qh(Rmax)
274,3
274,3
222,1
222,1
Svislé zatížení Rmin Qc(Rmin)+Qh(Rmin)
Jeřáb č.1 -40t
Jeřáb č.2č.2- 32t
V1 [kN]
V1 [kN]
V2 [kN]
V2 [kN]
60,4
60,4
49,3
49,3
2.7.2. Vodorovné síly od zrychlení a zpomalení jeřábu Typ jeřábu Jeřáb 40t Jeřáb 32t
Síly podélném směru HL,1
7,6 kN 5,8 kN
HL,2
7,6 kN 5,8 kN
Síly v příčném směru HT,1
5,3 kN 4 kN
HT,2
24,3 kN 18,5 kN
2.7.3. Vodorovné síly od příčení jeřábu Typ jeřábu Jeřáb 40t
Jeřáb 32t
Síly podélném směru
Síly v příčném směru
g, 1, º, W
g, 2, º, W
g, 1, º, Á
g, 2, º, Á
5,9 kN
5,9 kN
13,1 kN
59,8 kN
7,3 kN
7,3kN
16,2 kN
73,7 kN
Stránka | 29
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.8.
Vyšetření nejnepříznivějších silových účinků vyvozených od pohybu jeřábu na jeřábovou dráhu.
2.8.1. Postavení soustavy ,,Mmax“ vyvozující extrémní hodnotu ohybového momentu My od svislého zatížení jeřábu. Soustavu sil umístíme na nosník ( jeřábovou dráhu ) tak, aby střed nosníků půlil vzdálenost mezi břemenem aritmeticky středním a výslednicí soustavy sil. Výslednice soustavy h = 274,3 6 + 222,1 6 = 496,4 6 Působiště výslednice R soustavy ` =
274,3 2 0,97 = 0,536f 496,4
Schéma postavení břemen:
Nejprve je potřeba stanovit složky reakcí v podporách Av, Bv. ¹ l, 2 = 0 ]
¹ Àl, ` = 0 ∶ −2,732 2 274,3 − 3,702 2 222,1 + 6t = 0 ]
Bv =
1571,6 = >:> kN 6
¹ Àl, V = 0 ∶ 2,298 2 222,1 + 3,268 2 274,3 − 6s = 0 ]
Stránka | 30
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Av =
1406,798 = >´¡, ¡: kN 6
Ke kontrole užijeme silovou podmínku: ¹ l, S = 0 ∶ s − 274,3 − 222,1 + t = 0 ]
262 − 274,3 − 222,1 + 234,46 = 0 0=0 Ohybový moment Mmax: À` = 0 ; ÀV = 0 ; Àf`2 = 2,732 2 s = 2,372 2 234,46 6 Ê=¯° = :¡8, 9 ;<= ( Ë =íÇÌě ° = >, ´>= ) 2.8.2. Stanovení polohy pro extrémní posouvající sílu od svislého zatížení jeřábu.
Postavení a)
¹ l, 2 = 0 ]
¹ Àl, ` = 0 ∶ −3,6 2 274,3 − 4,57 2 222,1 + 6t = 0 ]
Stránka | 31
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Bv =
2002,477 = ´´´, 9 kN 6
¹ Àl, V = 0 ∶ 1,430 2 222,1 + 2,4 2 274,3 + 6 2 274,3 − 6s = 0 ]
Av =
2621,723 = ¡´:, ±9 kN 6
¹ l, S = 0 ∶ s − 274,3 − 274,3 − 222,1 + t = 0 ]
436,95 − 274,3 − 274,3 − 222,1 + 333,75 = 0 0=0 Postavení b)
¹ l, 2 = 0 ]
¹ Àl, ` = 0 ∶ −0,97 2 222,1 − 4,57 2 222,1 + 6t = 0 ]
Bv =
1230,434 = >89, kN 6
¹ Àl, V = 0 ∶ 1,430 2 222,1 + 5,03 2 222,1 + 6 2 274,3 − 6s = 0 ]
Av =
3080,566 = 9´, ¡´ kN 6 Stránka | 32
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ¹ l, S = 0 ∶ s − 274,3 − 222,1 − 222,1 + t = 0 ]
513,43 − 274,3 − 222,1 − 222,1 + 205,1 = 0 0=0 Postavení c)
¹ l, 2 = 0 ]
¹ Àl, ` = 0 ∶ −1,43 2 274,3 − 2,4 2 222,1 − 6 2 222,1 + 6t = 0 ]
Bv =
2257,89 = ´ :, ´> kN 6
¹ Àl, V = 0 ∶ 3,600 2 222,1 + 4,57 2 274,3 − 6s = 0 ]
Av =
2053,11 = ´¡>, >8 kN 6
¹ l, S = 0 ∶ s − 274,3 − 222,1 − 222,1 + t = 0 ]
342,2 − 274,3 − 222,1 − 222,1 + 376,32 = 0 0=0
Stránka | 33
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Postavení d)
¹ l, 2 = 0 ]
¹ Àl, ` = 0 ∶ −1,43 2 274,3 − 5,03 2 274,3 − 6 2 222,1 + 6t = 0 ]
Bv =
3104,578 = 9 , ¡´ kN 6
¹ Àl, V = 0 ∶ 0,970 2 274,3 + 4,57 2 274,3 − 6s = 0 ]
Av =
1549,62 = >9´, > kN 6
¹ l, S = 0 ∶ s − 274,3 − 274,3 − 222,1 + t = 0 ]
253,27 − 274,3 − 274,3 − 222,1 + 517,43 = 0 0 = 0 Vyšetření extrémní posouvající síly Vz s(max) = f`2m436,95 513,43; 342,20; 253,27o s(max) = 513,43 kN _Tg5`4Xí V t(max) = f`2m333,75; 205,1; 376,32; 517,43; o t(max) = 517,43 kN _Tg5`4Xí p
Stránka | 34
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ÍË(=¯°) < t(=¯°) => _Tg5`4Xí p Největší posouvající síla Vz je vyvolána při postavení d). 2.9.
Předběžný návrh jeřábové dráhy Návrhová hodnota max. ohybového momentu Àgp = Àf`2 2 1,35 Àgp = 640,5 2 1,35 = 864,7 6f Výpočet nutného plastického průřezového modulu nosníku ÎÏ[ = 1,0 ÆÐ = 235 À©` ~Ð.ÑÒ.]Ó = Àgp 2
ÎÏ[ 1,0 = 864,7 2 = 3,679 . 10Ôc fc ÆÐ 235000
Z nutného plastického průřezového modulu ~Ð.ÑÒ.]Ó = 3,679 . 10Ôc fc vyhovuje profil pro únosnost v ohybu HEB 450 S235. Vzhledem k požadavkům dle ČSN EN 1993-6 tab. 7.1 – Mezní hodnoty deformací je požadováno, aby jeřábová dráha splňovala maximální průhyb ÕS ≤ W/600. Proto stanovím předběžný průřez jeřábové dráhy splněním požadavku na maximální deformaci. 2.10. Výpočet maximálního průhybu – odvození rovnice ohybové čáry Odvození ohybové čáry provedu pomocí Clebschovy metody. Průhyb bude odvozen pro postaveni Mmax - viz 1.6.1. Obecná diferenciální rovnice Ö×Ø∗∗ = −Ê
Ö×Ø∗ = − £ Ê Ù° + Ú Ö×Ø = − £ Û£ Ê Ù°Ü Ù° + Ú° + Ú> h` = 234,46 6 hV = 262,00 6 1 = 274,30 6 2 = 222,10 6 Ohybový moment v obecném místě nosníku Ω1 ∶= h` 2 Þ , ( _RT Þ ß 0 … 2,732f ) Ω2 ∶= h` 2 Þ – d ( Þ − 2,732 ) ,
( _RT Þ ß 2,732 … 3,702f )
Ω2 ∶= h` 2 Þ – d (Þ − 2,732) − (Þ − 3,702) Stránka | 35
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ( _RT Þ > 3,702f )
Ê(°) = ®¯ ° á – |ã (á − >, ´>) −|ã (á − >, ´>) − äã> (á − ´, 8>) | Odvození rovnice ohybové čáry −åbæ ∗∗ = À(2) −åbæ ∗ = £ h`. Þ − £(d Þ − 2,732d ) − £(d Þ − 2,732d − Þ − 3,702 ) −åbæ ∗ = 117,23Þ − (117,23Þ − 749,388Þ) − (26,1Þ + 72,826Þ) + 3d −åbæ
= 39,08Þ c − (39,08Þ c − 374,694Þ ) − (8,7Þ c + 36,413Þ ) + 3d Þ + 3
Okrajové podmínky −åbæ([) = 3 = 0 −åbæ(ç) = 0 => 3d
průhyb na začátku nosníku = 0. průhyb na konci nosníku = 0.
Výpočet parametru C1 −åbæ(ç) = 8440,416 + 5048,567 − 3190,068 + 63d + 0 = 0 10298,916 3d = − 6 3d = −1716,486 6f Rovnice ohybové čáry è(°) =
− :, ¡¨:á + ´´¨, >¨á> − ¨, á´ −Ö×
2.11. Předběžný návrh průřezu dle MS II. Požadavek: ÕS ≤ W/600 ÕS ≤
6000 = 10,0 ff 600
HEB450 S235 å = 210 2 10ç »_` bi = 7,989 2 10Ôé fé åb = 167 769 6f ~(êë,^c) =
modul pružnosti ( ocel ) moment setrvačnosti
−1716,486 2 2,732 + 338,281 2 2,732 − 8,7 2 2,732c −167769 Stránka | 36
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ~(êë,^c) = −13,96 ff 13,96 ff > 10 ff => _Růř4S åt450 X4iℎTí X` _RůℎiV. HEB600 S235 å = 210 2 10ç »_` bi = 1,71 2 10Ôc fé åb = 359 100 6f ~(êë,^c) =
−1716,486 2 2,732 + 338,281 2 2,732 − 8,7 2 2,732c −359100
~(êë,^c) = −6,50 ff
6,50 ff < 10 ff => _Růř4S åt600 iℎTí X` _RůℎiV. Jako předběžný návrh jeřábové dráhy volím válcovaný průřez HEB600 S235. 2.12. Posudek nosníku jeřábové dráhy dle ČSN EN 1993-6 Posudek jeřábové dráhy bude proveden podle ČSN EN 1993-6 a ČSN EN 1993-1 -1. Jeřábová dráha bude modelována jako prostý nosník na rozpětí L=6m. Účinky příčných vodorovných sil od jeřábu budou přenášeny pomocí vodorovného výztužného nosníku. Typ oceli bude použit dle ČSN EN 10025-2. Tab. meze kluzu fy a pevnosti v tahu fu ocelí válcovaných za tepla. Norma a pevnostní tř. oceli
Jmenovitá tloušťka prvku t ( mm ) t ≤ 40mm
40 mm ≤ t ≤ 80mm
Fy (N/mm2)
Fu (N/mm2)
Fy (N/mm2)
Fu (N/mm2)
S 235
235
360
215
360
S 275
275
430
255
410
S 355
355
510
335
470
S 450
440
550
410
550
EN 10025-2
Stránka | 37
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.12.1.
Zatěžovací stavy
LC1 LC2 LC3 LC4 2.12.2.
Vlastní tíha nosníku Tíha kolejnice Postavení Mmax Postaveni Amax
Kombinace zatěžovacích stavů
Pravidlo pro vytváření kombinací na únosnost: CO1 CO2
LC1*1,35 + LC2*1,35 + LC3*1,35 LC1*1,35 + LC2*1,35 + LC4*1,35
Pravidlo pro vytváření kombinací na použitelnost: CO1 CO2 2.12.3.
LC1*1,00 + LC2*1,00 + LC3*1,00 LC1*1,00 + LC2*1,00 + LC4*1,00
Posudek nosníku jeřábové dráhy MS I.
Vnitřní síly byly spočteny podle teorie I. řádu.
Tab. vnitřních sil MSÚ – globální extrém Stav
dx [m]
N [kN]
Vy [kN]
16,86
CO1
0,000
-10,96
CO2
6,000
16,86
2,732
-10,96
CO2 CO2 CO1
5,030 0,000
-3,25
Vz [kN]
Mx [kNm]
My [kNm]
Mz [kNm]
0,00
-404,07
0,00
393,43
0,00
0,00
352,35
0,00
0,00
0,00 0,00 0,00
326,97
-407,1 407,12 ,12 318,38
0,00 0,00 0,00
0,00 0,00
881,54 881,54
0,00 0,00 0,00 0,00
Posudek bude proveden pro tyto vnitřní síly: CO1 v kritickém místě 2,732m. <ÖÙ = −10,96 6 ìí,ÖÙ = 318,38 6 Êî,ÖÙ = 881,54 6f
Stránka | 38
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Průřezové charakteristiky nosníku Symbol
Hodnota
s bÐ
27000,0 ff
HEB 600 S235
1,710E + 09 mmé 1,353E + 08 mmé
bï
6690000,0 mmé
bð ~ÑÒ,Ð
6420000,0 ffc
~ÑÒ,ï
1391060,0 ffc
~ñÒ,Ð
5700000,0 ffc
~ñÒ,ï
902000,0 ffc
lÐ
252,0 ff
lï
70,8 ff 212,0 6ó/f
5ò 5ô
15,5ff 30,0 ff
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak õö = −10,96 6 ÷,øö = s .
Æi 235000 = 0,0270 . = 6345 6 ÎÀ0 1,0
10,96 õö = = 0,00 ≤ 1,0 ÷,øö 6345 Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na smyk ( Vz ) Uï,õö = 318,38 6 sù,ï = 0,011085 f – gfi6Tá _kTQℎ` Æi 235000 U÷,øö = sù,ï . √3 = 0,011085 . √3 = 1503,98 6 ÎÏ[ 1,0 Stránka | 39
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 318,38 Uï,õö = = 0,21 ≤ 1,0 U÷,øö 1503,98 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,21 ) Posudek ohybového momentu( My ) ÀÐ,õö = 881,54 6f À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð .
Æi 235000 = 0,00642 . = 1508,7 6f ÎÏ[ 1,0
ÀÐ,õö 881,54 = = 0,58 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö 1058,7 Při stanovení únosnosti průřezu v ohybu se má uvažovat účinek smykové síly. Uï,õö ≤ 0,5 . U÷,øö 318,38 ≤ 0,5 .1503,98 = 752,0 6 Smyková síla je menší než polovina smykové únosnosti. Účinky smyku na únosnost v ohybu můžeme zanedbat. Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,58 ) Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly õö = −10,96 6 ÷,øö = 6345 6 õö ≤ 0,25 . ÷,øö 10,96 ≤ 1586,25 õö ≤ 0,5 . ℎû . 5û .
Æi ÎÏ[
235000 = 983,50 6 1,0 Není nutné uvažovat účinek osové síly na plastický moment únosnosti při ohybu okolo osy y-y. 10,96 ≤ 0,5 . 0,54 . 0,0155 .
Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,58 ) HEB600 S235 vyhoví na únosnost 0,58 < 1,00 Stránka | 40
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posudek na rovinný vzpěrný tlak õö = −10,96 6 Vzpěrné délky Vybočení z roviny y-y
½üý, î = . W = 1,0 2 6,0 = 6,0 f Vybočení z roviny z-z
½üý, í = . W = 1,0 2 1,0 = 1,0 f Štíhlost prutu pro příslušné vybočení ÅÐ =
W÷þ,Ð 6000 = = 23,84 lÐ 252
Åï =
W÷þ,ï 1000 = = 14,12 lï 70,8
235 235 Åd = 93,9 = 93,9 = 93,9 Æi 235 Poměrné štíhlosti Å̅Ð = Å̅ï =
ÅÐ 23,84 = = 0,25 Åd 93,9 Åï 14,12 = = 0,15 Åd 93,9 Stránka | 41
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Poměrná štíhlost Å̅ï ≤ 0,2 , dle ČSN EN 1993-1-1 6.3.1.2 (4) můžeme účinky vzpěru pro příslušné vybočení zanedbat. Součinitel imperfekce Křivka vzpěrné pevnosti Součinitel imperfekce
a 0,21
b 0,34
Součinitel vzpěrnosti
= 0,51 + Å̅Ð − 0,2 + Å̅Ð 2
= 0,5[1 + 0,21(0,25 − 0,2) + 0,25 ] = 0,54 Ð =
1
+
− Å̅Ð 2
Vzpěrná únosnost Æi ,øö = . s. ÎÏ[ ,øö = 0,982 . 0,027 .
=
1
0,54 + 0,54 − 0,25
= 0,982
235000 = 6231,0 6 1,0
õö 10,96 = = 0,00 ≤ 1,00 ,øö 6231
Stránka | 42
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na klopení À÷þ = ,÷þ .
. å. bï . . bð W
3d
1 + »ûð + 3 . ¾ − 3c . ¾Ä − 3 . ¾ − 3c . ¾Ä »ï
,÷þ =
Bezrozměrný parametr kroucení »ûð =
210. 10ç . 0,00001097 åbû . = . = 6,47 »û W bð 1,0 .1 81. 10ç . 6,69. 10Ôç
Bezrozměrný parametr působení zat. vzhledem ke středu smyku . åbï . 0,3 210. 10ç . 0,000135 . = . = 6,82 »ï W bð 1,0 .1 81. 10ç . 6,69. 10Ôç
¾ =
Bezrozměrný parametr nesymetrie průřezu: ¾Ä =
. Ä åbï . = 0,0 »ï W bð
Ψô =
bô÷ − bôð = 0,0 (gif45RlQ6ý _Růř4S ) => Ä = 0,0 bô÷ + bôð
ȕ = 1,0
»û = 1,0
3d = 3d,[ + 3d,d − 3d,[ = 1,13 + (1,13 − 1,13) = 1,13 3 = 0,46 3c = 1,0 ,÷þ = 6,83
d,dc d,[
1 + 1,08 + (0,46 . 1,14 − 1,0. 0,0 ) − (0,46 .1,14 − 1,0 . 0,0) =
À÷þ = ,÷þ .
. å. bï . . bð W
Stránka | 43
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
À÷þ = 1,173 .
Y . 210 . 10ç . 0,000135 .81. 10ç . 6,69. 10Ôç \ 6
~Ð Æi Å̅ = À÷þ
= 14016,8 6f
~i = ~_k, i ( _k`5í _RT _Růř4S 1. 5ř ) 6,42 . 10Ôc . 235000 Å̅ = = 0,33 14016,8 Doporučené přiřazení křivek klopení k průřezům Meze Průřez ℎ/V ≤ 2 Válcované I průřezy ℎ/V > 2
Křivka klopení a b
Doporučené hodnoty součinitelů imperfekce pro klopení a Křivka klopení Souč. imperfekce 0,21 klopení
b 0,34
= 0,51 + Å̅ − 0,2 + Å̅ 2
= 0,5[1 + 0,21(0,33 − 0,2) + 0,33 ] = 0,57 Součinitel klopení
=
1
+
À,øö = . ~Ð .
− Å̅ 2
=
1
0,57 + 0,57 − 0,33
= 0,96
Æi 235000 = 0,96 . 6,42 . 10Ôc . = 1458,7 6f ÎÏd 1,0
ÀÐ,õ 881,54 = = 0,60 < 1,00 À,øö 1458,7 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,60 )
Stránka | 44
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posudek na tlak s ohybem Pruty namáhané kombinací ohybu a osového tlaku mají splňovat podmínky: ÀÐ,õö + ∆ÀÐ,õö õö Àï,õö + ∆Àï,õö + »ÐÐ . + »Ðï . ≤ 1,00 À ÀÐ,ø Ð . Î ø Îï,ø . Î Ïd Ïd Ïd ÀÐ,õö + ∆ÀÐ,õö Àï,õö + ∆Àï,õö õö + »ïÐ . + »ïï . ≤ 1,00 Àï,ø ø ÀÐ,ø ï . Î Î . Î Ïd Ïd Ïd õö = −10,96 6 ÀÐ,õö = 881,54 6f Àï,õö = 0,00 6f
Hodnoty pro výpočet ø , ÀÐ,ø , ∆À],õö Třída průřezu s] ~Ð ~ï ∆~Ð,õö ∆~ï,õö
1 s ~ÑÒ,Ð ~ÑÒ,ï 0 0
ø = Æi . s] = 6345 6 ÀÐ,ø = Æi . ~ÑÒ,Ð 1508,7 6f Součinitele interakce »ÐÐ = 3Ð . 3 .
»Ðï = 3ï .
,Ð 1 . = 1,00 1 − õö 3ÐÐ ÷þ,Ð
,Ð æï 1 . . 0,6 . = 0,698 æÐ 1 − õö 3Ðï ÷þ,ï
»ïÐ = 3Ð . 3 .
»ïï = 3ï .
æÐ ,ï 1 . . 0,6 . = 0,520 æï 1 − õö 3ïÐ ÷þ,Ð
,ï 1 . = 1,00 õö 3ïï 1 − ÷þ,ï Stránka | 45
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 881,54 + 0 10,96 + 1,00 . + 0,0 ≤ 1,00 1508,7 6345 0,96. 1,0 0,982 . 1,0 0,61 ≤ 1,00 0,31 ≤ 1,00 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,61≤1,00 a 0,31≤1,00 ) HEB600 S235 vyhoví na stabilitu.
Posudek na smyk ( Vz ) Při postavení Amax vznikne v místě podpory smyková síla o velikosti 835,6 kN. Uï,õö = 835,6 6 sù,ï = 0,011085 f – gfi6Tá _kTQℎ` Æi 235000 √3 = 0,011085 . √3 = 1503,98 6 U÷,øö = sù,ï . ÎÏ[ 1,0 835,6 Uï,õö = = 0,56 ≤ 1,0 U÷,øö 1503,98 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,56 ) 2.12.4.
Lokální svislá napětí od kolových zatížení na horní pásnici.
Lokální svislé tlakové napětí ï,õö vyvozené ve stojině kolovým zatížením působící na horní pásnici, se určí ze vztahu: ï,õö =
ï,õö kñôô . 5û
Jeřábová kolejnice je neposuvně připojená k pásnici. Účinná roznášecí délka kñôô , na níž lze předpokládat rovnoměrný přenos lokálního svislého napětí od jednoho kola jeřábu, se pak vypočte dle vztahu: Stránka | 46
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
kñôô
bþô d/c = 3,25 . Û Ü 5æ
bþô = bþ + bô bþ = bô = kñôô
1 1 . V . ℎc = .0,3 . 0,030c = 6,75 . 10Ô^ fé 12 12
1 1 . V . ℎc = .0,06 . 0,050c = 6,25 . 10Ô^ fé 12 12
6,75 . 10Ô^ + 6,25 . 10Ô^ = 3,25 . 0,0155
d/c
= 0,142f
ï,õö = 274,3 . 1,35 = 370,3 6 ï,õö =
370,3 = 168,2 À_` ≤ 235 À_` 0,142 . 0,0155
2.12.5. Lokální ohybová napětí ve stojině v důsledku excentricity kolových zatížení 4Ð ≥ 0,5 . 5û
4Ð = 0,5 .0,0155 = 7,75 . 10Ôc f Áõö = ï,õö . 4Ð = 370,3 . 7,75 . 10Ôc = 2,9 6f =
c 0,75 . ` . 5û
,õö =
bð
[,e
ℎû sinh Y . ` \ . ℎ ℎ sinh Y2. . `û \ − 2. . `û
= 6,71
6. Áõö 6. 2,9 . . tanh() = . 6,71 . tanh(6,71) = 80,0 À_` `. 5û 6. 0,0155
Závěr: HEB600 S235 vyhoví na únosnost.
Stránka | 47
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 2.12.6.
Posudek nosníku jeřábové dráhy dle MS II.
Dle požadavků normy ČSN EN 1993-6 je dovolený maximální průhyb nosníku jeřábové dráhy L/600. Největší průhyb vznikne v místě 2,732m od kombinace CO1 a to při postavení Mmax. CO1
LC1*1,00 + LC2*1,00 + LC3*1,00
Rovnice ohybové čáry pro prostý nosník zatížen plným rovnoměrným zatížením. æ(ê) =
. 2(k c − 2k2 + 2 c ) 24åb
Průhyb od zatěžovacího stavu LC1 a LC2 ( vlastní tíha + kolejnice ) v místě x=2,732m. æ(d) =
( 2,12 + 0,25 ) . 2,732(6c − 2.6. 2,732 + 2,732c ) = 24 . 210 . 10ç . 1,71 . 10Ôc
Ø(½Ú½Ú>) = 8, == Průhyb od zatěžovacího stavu LC3 ( mostový jeřáb - Mmax ) v místě x=2,732m. Pro výpočet průhybu použiji odvozenou rovnici ohybové čáry z minulé kapitoly. ~(c) = ~(c)
−1716,486Þ + 338,281Þ − 8,7Þ c −åb
−1716,486 . 2,732 + 338,281 . 2,732 − 8,7 . 2,732c = −359100
Ø(½Ú´) = :, 9> ==
Stránka | 48
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Celkový průhyb ~(
ê)
= ~(d) + ~(c)
~(
ê)
= 0,11 + 6,52 = 6,63 ff
~(
ê)
= 6,63 ff ≤
:, :´ == ≤ 8 ==
W 600
HEB600 S235 vyhoví na použitelnost.
Ověření vypočítaného průhybu pomocí FEM analýzy. Nosník jeřábové dráhy jsem vymodeloval a zatížil v softwaru RFEM. Výsledný průhyb nosníku dle metody konečných prvků je zobrazen na obrázku.
. Výsledný maximální průhyb od CO1 je 6,4mm v místě 2,732m.
Stránka | 49
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 3. GEOMETRIE KONSTRUKCE HALY 3.1.
Půdorys haly
Stránka | 50
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 3.2.
Příčný řez vnitřního modulu
3.3.
Příčný řez štítového modulu
3.4.
Prostorový model konstrukce
Stránka | 51
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4. VÝPOČET VNITŘNÍCH SIL 4.1.
Popis uvažovaného výpočetního modelu Celý výpočetní model bude proveden jako prutová soustava. Model bude zatížen dle spočítaného zatížení od účinků jeřábové dráhy, vlastní tíhy, sněhu, větru a tíhy střešního pláště podle metodiky stanovené normou ČSN EN. Pro výpočet vnitřních sil od těchto zatěžovacích účinků bude použito programového vybavení SCIA ENGINEER. Tento program provádí výpočet pomocí metody konečných prvků. Výpočet bude proveden pomocí teorie I. řádu.
4.2.
Nastavení řešiče programového vybavení Rozšířené možnosti řešiče Zanedbat deformaci od smykové síly ( Ay, Az >> A ) Rozdělení na náběhy a pruty s proměnným obecně průřezem Použít zahuštění v uzlech Teorie ohybu pro výpočet desek/skořepin Typ řešiče Počet tlouštěk desky do žebra Počet řezů na průměrném prutu Maximální přípustný posun [mm] Maximální přípustné stočení [mrad] Minimální vzdálenost mezi body [m] Průměrná velikost plošného/zakřiveného prvku [m] Průměrný počet dílků na prutu Minimální délka prutového prvku [m] Maximální délka prutového prvku [m] Generovat uzly v dotycích prutových prvků Generovat uzly pod osamělými zatíženími na prutových prvcích Generovat excentrické prvky na prutech s proměnnou výškou Použít předdefinovanou síť Vyhladit hranici předdefinované sítě Maximální nerovinný úhel čtyřúhelníku [mrad] Poměr předdefinované sítě Počet kritických hodnot Součinitel pro výztuž Předpínací výztuž nezávislá na MKP uzlech
√ × 5 žádné Mindlin Eliminace 20 10 1000 100 0,001 1,000 1 0,100 100 √ √ × √ × 30 1,5 4 1 √
Stránka | 52
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
4.3.
Podepření soustavy hlavních nosných prvků
Vetknuté sloupy V praxi není běžné, že by patky byly skutečně vetknuté. U vetknutých patek se běžně předpokládá, že jsou mírně pružné při analýze ohybových momentů a sil v mezním stavu únosnosti. Při nedostatku podrobnějších informací, se často předpokládá, že tuhost je rovna 4åb÷ /W÷ , kde b÷ je moment setrvačnosti průřezu sloupu v rovině rámu a W÷ je výška sloupu. Oboje pro výpočet ohybových momentů a sil v mezním stavu únosnosti. Když se počítají průhyby v mezním stavu použitelnosti, tak se patky běžně považují za skutečně tuhé. 4.4.
Zatěžovací stavy ZS1 ZS2 ZS3 ZS4 ZS5 ZS6 ZS7 ZS8 ZS9 ZS10 ZS11 SZ12 SZ13 SZ14
Vlastní tíha konstrukce ( generováno programem ) Tíha střešního pláště Sníh plný Sníh poloviční levý Sníh poloviční pravý Vítr podélný Vítr příčný z leva Vítr příčný z prava Jeřáby – postavení Amax z leva Jeřáby – postavení Amax z prava Jeřáby – postavení Amax – štít – z leva Jeřáby – postavení Amax – štít – z prava Síly na VVN – pásový prut Síly na VVN – svislice
Pro zobrazení zatěžovacích stavů na prostorovém modelu se omezím pouze na vnitřní rám.
Stránka | 53
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
ZS2 - Tíha střešního pláště ( kN/m )
ZS3 - Sníh plný ( kN/m )
ZS4 - Sníh poloviční z leva ( kN/m )
Stránka | 54
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
ZS6 - Vítr podélný ( kN/m )
ZS7 - Vítr příčný z leva ( kN/m )
4.5.
Parciální součinitele spolehlivosti Î!
ê
= 1,35 ( g5áká S`5íž4Xí )
Î!]Ó = 1,00 ( g5áká S`5íž4Xí )
Î" = 1,50 ( X`ℎTplká S`5íž4Xí )
Î" = 1,35 ( X`ℎTplká S`5íž4Xí − účlX6i º4řáVů ) #[ = 0,50 ( gXíℎ ) #[ = 0,60 ( í5R )
Stránka | 55
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.6.
Kombinace zatěžovacích stavů Kombinace zatěžovacích stavů jsou v programu Scia Engineer generovány automaticky. Jsou vygenerovány lineární kombinace pro mezní stav únosnosti a pro mezní stav použitelnosti. Ve výpočtu jsou uvažovány nejvíce nepříznivé účinky z jednotlivých kombinací. Pravidlo pro vytváření kombinací na únosnost - MSI. ¹ Î!Ä ∙ Ä + Î"d ∙ ¦d + ¹ Î"] ∙ #[] ∙ ¦] ]&d
Ä%d
Pravidlo pro vytváření kombinací na použitelnost – MSII. ¹ Ä + ¦d + ¹ #[] ∙ ¦] ]&d
Ä%d
4.6.1. Výpis nebezpečných kombinací CO7
ZS1 ZS2 ZS3
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný
1,35 1,35 1,50
CO45
ZS1 ZS2 ZS3 ZS8
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Vítr příčný z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 1,50
CO53
ZS1 ZS2 ZS7
Vlastní tíha kce Střešní plášť Vítr příčný z leva
1,00 1,00 1,50
CO79
ZS1 ZS2 ZS3 ZS9
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Jeřáby Amax z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 1,35
CO82
ZS1 ZS2 ZS5 ZS9
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh poloviční pravý Jeřáby Amax z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 1,35
CO84
ZS1 ZS2 ZS5 ZS11
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh poloviční pravý Jeřáby Amax – stit - z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 1,35 Stránka | 56
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí CO87
ZS1 ZS2 ZS5 ZS11
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Jeřáby Amax – stit - z prava
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 1,35
CO99
ZS1 ZS2 ZS6 ZS10
Vlastní tíha kce Střešní plášť Vítr podélný Jeřáby Amax z leva
1,35 1,35 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO117
ZS1 ZS2 ZS3 ZS7 ZS9
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Vítr příčný z leva Jeřáby Amax - z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO118
ZS1 ZS2 ZS3 ZS6 ZS10
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Vítr podélný Jeřáby Amax - z prava
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO132
ZS1 ZS2 ZS3 ZS6 ZS12
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Vítr podélný Jeřáby Amax – stit- z prava
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO140
ZS1 ZS2 ZS3 ZS7 ZS12
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh plný Vítr příčný z leva Jeřáby Amax – stit- z prava
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO143
ZS1 ZS2 ZS5 ZS7 ZS11
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh poloviční pravý Vítr příčný z leva Jeřáby Amax – stit- z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO144
ZS1 ZS2 ZS4 ZS8 ZS11
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh poloviční levý Vítr příčný z prava Jeřáby Amax – stit- z leva
1,35 1,35 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO144
ZS1 ZS2
Vlastní tíha kce Střešní plášť
1,35 1,35 Stránka | 57
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ZS4 Sníh poloviční levý ZS8 Vítr příčný z prava ZS11 Jeřáby Amax – stit- z leva
0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO214
ZS1 ZS2 ZS8 ZS12
Vlastní tíha kce Střešní plášť Vítr příčný z prava Jeřáby Amax – stit- z prava
1,00 1,00 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO232
ZS1 ZS2 ZS5 ZS6 ZS10
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh poloviční pravý Vítr podélný Jeřáby Amax - z prava
1,00 1,00 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
CO249
ZS1 ZS2 ZS4 ZS8 ZS11
Vlastní tíha kce Střešní plášť Sníh poloviční levý Vítr příčný z prava Jeřáby Amax - stít -z leva
1,00 1,00 0,75 (1,5 x 0,5 ) 0,90 (1,5 x 0,6 ) 1,35
Stránka | 58
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.7.
Průběh vnitřních sil od zatěžovacích stavů Průběhy zobrazím pouze na hlavním vnitřním nosným rámu.
4.7.1. Sníh plný Normálové síly
Vz
My
Stránka | 59
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
4.7.2. Vítr podélný Normálové síly
Vz
My
Stránka | 60
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.7.3. Vítr příčný z prava Normálové síly
Vz
My
Stránka | 61
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.7.4.
Jeřáby –Amax z prava Normálové síly
Vz
My
Stránka | 62
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.8. Stanovení vzpěrných délek 4.8.1. Deformace rámové konstrukce Vybočení z roviny Y-Y ( jeřáb z leva )
Vybočení z roviny Y-Y ( jeřáb z prava )
4.8.2. Vzpěrná délka rámového sloupu Vybočení z roviny Y-Y
6Ð ≅ 1,5
Vybočení z roviny Z-Z
6ï ≅ 1,0
Stránka | 63
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.8.3. Vzpěrná délka rámové příčle v modulu B-D Vybočení z roviny Y-Y
6Ð ≅ 1,0
Vybočení z roviny Z-Z
6ï ≅ 0,75
4.8.4. Vzpěrná délka vnitřní příčle v modulu A-B Vybočení z roviny Y-Y
6Ð ≅ 1,0
Vybočení z roviny Z-Z
4.8.5. Vzpěrná délka vnitřního sloupu v modulu A-B Vybočení z roviny Y-Y
6Ð ≅ 2,0
4.8.6. Vzpěrná délka štítového sloupu 6Ð ≅ 1,0 6í ≅ 1,0
6í ≅ 1,0
Vybočení z roviny Z-Z
6í ≅ 1,0
Stránka | 64
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 4.9.
Posouzení limitních štíhlostí prutů
Popis
Průřez
Limitní štíhlost
Y-Y
Z-Z
Posudek
Vnitřní sloup 1 v modulu B-D
HEB550
200
64,7
139,4
Vyhoví
Vnitřní sloup 2 v modulu B-D
HEB450
200
78,3
136,4
Vyhoví
Vnitřní sloup v modulu A-B
HEB220
200
199,4
167,9
Vyhoví
Vnitřní příčel v modulu B-D
IPE600
200
411
198,7
Vyhoví
Vnitřní příčel v modulu A-B
IPE500
200
58,9
167,7
Vyhoví
Krajní příčel v modulu A-B
IPE270
200
36
132,2
Vyhoví
Štítový sloup v modulu B-D
IPE270
200
93,5
132,2
Vyhoví
Brzdné ztužidlo
TR 114.3/5
200
180,9
180,9
Vyhoví
Zavětrování ve střešní rovině
TR 101.6/4
200
174
174
Vyhoví
Konzola JD
HEB500
200
9,43
13,7
Vyhoví
JD
HEB600
200
23,8
14,12
Vyhoví
Stránka | 65
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 5. POSOUZENÍ PRŮŘEZŮ NA MS I. 5.1.
Konzola jeřábové dráhy Maximální síla působící na konzolu od JD
Tíha jeřábové dráhy = 2,12 6/f ¦d = 2,12 .6 = 12,72 6 Maximální reakce od postaveni břemen Amax 2,4 . 222,1 ¦ = 517,43 + ª « = 606,27 6 6 Celková síla t( = ¦d + ¦ = 12,72 + 606,27
t( = 619,0 6 .1,35 = 835,65 6
Mezní hodnoty deformací je požadováno, aby konzola splňovala maximální průhyb ÕS ≤ W/600. Proto stanovím předběžný průřez splněním požadavku na maximální deformaci. Výpočet maximálního průhybu – odvození rovnice ohybové čáry Odvození ohybové čáry provedu pomocí Clebschovy metody. Obecná diferenciální rovnice Ö×Ø∗∗ = −Ê
Ö×Ø∗ = − £ Ê Ù° + Ú Ö×Ø = − £ Û£ Ê Ù°Ü Ù° + Ú° + Ú> Ohybový moment v libovolném místě À(ê) = − . (k − 2) Stránka | 66
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Po dosazení do diferenciální rovnice dostáváme postupně vztahy: åbæ ∗∗ = . (k − 2)
åbæ ∗ = . )k . 2 −
2 * + 3d 2
2 2c åbæ = . )k . − * + 312 + 32 2 6 Okrajové podmínky æ([) = 0 => 3 = 0 ∗ æ([) = 0 => 3d = 0
průhyb na začátku nosníku = 0. pootočení na začátku nosníku = 0.
Rovnice ohybové čáry æ(ê) =
. 2 . (3k − 2) 6åb
æ(
=
ê)
. k c 3åb
HEB500 S235 å = 210 2 10ç »_` bi = 1,072 2 10Ôc fé åb = 225 120 6f æ(
ê)
~(
ê)
619 . 1c = 3åb
= −1,0 ff
1,0 ff < 1,6 ff => _Růř4S åt500 iℎTí X` _RůℎiV. Jako předběžný návrh konzoly volím válcovaný průřez HEB500 S235. Vnitřní síly ( návrhové na MS I. ) <ÖÙ = 0 6 ìî,ÖÙ = 0 6 ìí,ÖÙ = −838,1 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = −836,9 6f Êí,ÖÙ = 0 6f Stránka | 67
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Průřezové charakteristiky nosníku: Symbol
Hodnota
s bÐ
2,390 . 10Ô f
bð ~ÑÒ,Ð
5,404 − 06 mé
bï
1,072e − 03 mé 1,262 − 04mé
4,824 − 03 mc
~ÑÒ,ï
1,2914 − 03 mc
~ñÒ,ï
8,424 − 04 mc
~ñÒ,Ð
HEB 500 S235
lÐ lï
4,294 − 03 mc 212 ff
72,7 ff 187,6 6ó/f
5ò 5ô
14,5ff 28,0 ff
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na smyk ( Vz ) Uï,õö = −838,1 6 sù,ï = 0,009018 f – gfi6Tá _kTQℎ` Æi 235000 U÷,øö = sù,ï . √3 = 0,009018 . √3 = 1223,5 6 ÎÏ[ 1,0 838,1 Uï,õö = = 0,68 ≤ 1,0 U÷,øö 1223,5 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,68 ) Posudek ohybového momentu( My ) ÀÐ,õö = 836,9 6f Při stanovení únosnosti průřezu v ohybu se má uvažovat účinek smykové síly.
Stránka | 68
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Uï,õö ≤ 0,5 . U÷,øö 838,1 > 0,5 .1223,5 = 611,75 6 Smyková síla je větší než polovina smykové únosnosti. Účinky smyku na únosnost v ohybu nemůžeme zanedbat. 2Uõö 2 . 838,1 + = ) − 1* = ª − 1« = 0,14 UÑÒ,øö 1223,5
Redukovaná mez kluzu
(1 − + ). Æi = (1 − 0,14 ). 235 = 202 À_` À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð .
Æi 202000 = 0,00482 . = 973,6 6f ÎÏ[ 1,0
ÀÐ,õö 836,9 = = 0,86 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö 973,6 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,86 ) Posudek na kombinaci ohybu, osové a smykové síly ÀÐ,õö = 836,9 6f X=0 (s − 2V . 5ô) (23900 − 2 . 300 . 28) `= = = 0,297 ≤ 0,5 s 23900 =2 = 1,0 (1 − X) À,ù,Ð,øö = ÀÑÒ,Ð,øö . = 1143,4 6f ≥ ÀÑÒ,Ð,øö => 973,6 6f (1 − 0,5.0,297) À,ù,Ð,øö = ÀÑÒ,Ð,øö ,
ÀÐ,õö 836,9 ) * = ª « = 0,74 À,ù,Ð,øö 973,6 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,74 ) HEB500 S235 vyhoví na únosnost 0,86 < 1,00 Štíhlost prutu pro příslušné vybočení ÅÐ =
W÷þ,Ð 2 . 1000 = = 9,43 lÐ 212 Stránka | 69
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Åï =
W÷þ,ï 1000 = = 13,7 lï 72,7
235 235 Åd = 93,9 = 93,9 = 93,9 Æi 235 Poměrné štíhlosti Å̅Ð = Å̅ï =
ÅÐ 9,43 = = 0,1 Åd 93,9 Åï 13,7 = = 0,147 Åd 93,9
Součinitel imperfekce Křivka vzpěrné pevnosti Součinitel imperfekce
a 0,21
b 0,34
Vzpěrná únosnost Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na klopení
. å. bï . . bð = 118108,9 6f W ~Ð Æi 0,00482 .235000 Å̅ = = = 0,1 118108,9 À÷þ = 0,51 + Å̅ − 0,2 + Å̅ 2 À÷þ = ,÷þ .
= 0,5[1 + 0,21(0,1 − 0,2) + 0,1 ] = 0,50
Součinitel klopení =
1
+ − Å̅ 2
À,øö = . ~Ð .
=
1
0,50 + 0,50 − 0,1
= 0,99
Æi 202000 = 0,99 . 4,82 . 10Ôc . = 964 6f ÎÏd 1,0 Stránka | 70
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí ÀÐ,õ 836,9 = = 0,87 < 1,00 À,øö 964 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,87 ) HEB500 S235 vyhoví na stabilitu. 5.2.
Vnitřní sloup 1 v modulu B-D Jedná se o sloup pod konzolou. Posudek bude proveden pro kombinaci CO118. Vykreslení průběhu sil od dané kombinace
Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −878,16 6 ìî,ÖÙ = 7,39 6 ìí,ÖÙ = 66,15 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = 535,03 6f Êí,ÖÙ = 15,15 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010.
Stránka | 71
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Průřezové charakteristiky: Symbol
Hodnota
s bÐ
2,541 . 10Ô f
bð ~ÑÒ,Ð
6,0034 − 06 mé
~ñÒ,Ð
4,971 − 03 mc
bï
1,367e − 03 mé 1,308 − 04mé 5,64 − 03 mc
~ÑÒ,ï
1,344 − 03 mc
~ñÒ,ï
8,7184 − 04 mc
lï
71,7 ff 199,4 6ó/f
lÐ
HEB 550 S235
232 ff
5ò 5ô
15ff 29,0 ff
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 5971,35 6 ÎÀ0 õö = 0,15 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,15 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 2446,26 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö Stránka | 72
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 1358,26 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,05 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 1316 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,41 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 314,9 6f ÎÏ[ Àï,õö = 0,05 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 1,0 À,ù,Ð,øö = 1316,0 6f À,ù,ï,øö = 314,9 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,21 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 64.67 0.69 a 0.21 0.85 10.00 1.50 15.00 12592.30
zz neposuvné 139.38 1.48 b 0.34 0.35 10.00 m 1.00 10.00 m 2710.98 kN
Stránka | 73
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 2078,85 6 ÎÏ[
,øö = 0,42 < 1,0 ,øö
Posudek na klopení podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.2.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.54) Mb.Rd Wy redukce imperfekce redukovaná štíhlost metoda pro křivku klopení Mcr jedn. posudek
996.66 kNm 5600000.00 mm^3 0.76 0.21 0.86 Art. 6.3.2.2. 1764.06 kNm 0.54
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk My,Ed
1.362 1.053 0.705 0.858 5971.35 kN 1316.00 kNm 314.90 kNm 535.03 kNm
Posudek:
0,17 + 0,73 + 0,05 = 0,95 < 1,00 0,42 + 0,38 + 0,04 = 0,84 < 1,00
Sloup vyhoví na stabilitu
Stránka | 74
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
5.3.
Vnitřní sloup 2 v modulu B-D Jedná se o sloup nad konzolou. Posudek bude proveden pro kombinaci CO87. Vykreslení průběhu sil od dané kombinace
Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −149,63 6 ìî,ÖÙ = 0,80 6 ìí,ÖÙ = −138,83 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = −455,23 6f Êí,ÖÙ = 0,79 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010. Průřezové charakteristiky: Symbol Hodnota s bÐ bï
2,18 . 10Ô f
7,989e − 04 mé 1,172 − 04mé
bð ~ÑÒ,Ð
4,4054 − 06 mé
~ñÒ,Ð
3,551 − 03 mc
~ÑÒ,ï
3,984 − 03 mc 1,204 − 03 mc
~ñÒ,ï
7,8144 − 04 mc
lï
73,3 ff
lÐ
HEB 450 S235
191 ff
171,1 6ó/f
5ò 5ô
14ff 26,0 ff Stránka | 75
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 51236 ÎÀ0 õö = 0,03 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,03 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 2201,7 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 1081 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,13 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 935,3 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,50 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 282 6f ÎÏ[ Stránka | 76
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Àï,õö = 0,00 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 1,0 À,ù,Ð,øö = 935,3 6f À,ù,ï,øö = 282 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,25 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 78,36 0.83 a 0.21 0.78 10.00 1.50 15.00 7359,17
zz neposuvné 136,38 1.45 b 0.34 0.36 10.00 m 1.00 10.00 m 2429,11 kN
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 1846,34 6 ÎÏ[
,øö = 0,08 < 1,0 ,øö
Posudek na klopení podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.2.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.54) Mb.Rd Wy redukce imperfekce redukovaná štíhlost metoda pro křivku klopení Mcr
829,84 kNm 3980000mm^3 0.89 0.21 0.61 Art. 6.3.2.2. 2536,72 kNm Stránka | 77
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí jedn. posudek
0.55
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk My,Ed
1.051 1.097 0.548 0.997 5123 kN 935,3 kNm 282 kNm -455,23 kNm
Posudek:
0,04 + 0,58 + 0,00 = 0,62 < 1,00 0,08 + 0,30 + 0,00 = 0,38 < 1,00
Sloup vyhoví na stabilitu 5.4.
Vnitřní sloup v modulu A Posudek bude proveden pro kombinaci CO140. Vykreslení průběhu sil od dané kombinace
Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −28,72 6 ìî,ÖÙ = 0,2 6 ìí,ÖÙ = −7,5 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = 0 6f Êí,ÖÙ = 0,0 6f
Stránka | 78
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010. Průřezové charakteristiky: HEB 220 S235 Symbol Hodnota s bÐ
9,104 . 10Ôc f
bð ~ÑÒ,Ð
7,654 − 07 mé
bï
8,091e − 05 mé 2,843 − 05mé
8,284 − 04 mc
~ÑÒ,ï
~ñÒ,Ð
3,944 − 04 mc
7,355 − 04 mc
~ñÒ,ï
2,5854 − 04 mc
lï
55,9 ff 71,4 6ó/f
lÐ
94,3 ff
5ò 5ô
9,5ff 16,0 ff
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 2139,46 ÎÀ0 õö = 0,01 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,01 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 992,9 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö
Stránka | 79
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 378,81 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,02 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 1,0 À,ù,Ð,øö = 194,58 6f À,ù,ï,øö = 92,59 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,00 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 199,42 2,12 b 0.34 0.19 9,40 2.00 18.80 474,47
zz neposuvné 167,94 1,79 c 0.49 0.24 9,40 m 1.00 9.40 m 669,0 kN
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 402,5 6 ÎÏ[
,øö = 0,07 < 1,0 ,øö
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy
1.015 Stránka | 80
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk
0.762 0.561 1.015 2139,44 kN 194,58 kNm 92,6 kNm
Posudek:
0,07 + 0,28 + 0,01 = 0,36 < 1,00 0,06 + 0,15 + 0,01 = 0,22 < 1,00
Sloup vyhoví na stabilitu
5.5.
Vnitřní příčel v modulu B-D Posudek bude proveden pro kombinaci CO84. Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −172,68 6 ìî,ÖÙ = 0,39 6 ìí,ÖÙ = 101,56 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = −451,26 6f Êí,ÖÙ = −1,08 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010. Průřezové charakteristiky: Symbol Hodnota s bÐ
2,558 . 10Ô f
bð ~ÑÒ,Ð
3,7584 − 06 mé
~ñÒ,Ð
5,138 − 03 mc
lÐ
198,7 ff
bï
~ÑÒ,ï ~ñÒ,ï lï
2,185e − 03 mé
IPE 600 S235, 180; v=250;15;15
5,256 − 05mé 6,634 − 03 mc 7,744 − 04 mc 4,694 − 04 mc 112 ff
5ò
Stránka | 81
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 3 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 60116 ÎÀ0 õö = 0,03 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,03 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 1575,46 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 1523 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,07 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 1207,57 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,37 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 110,3 6f ÎÏ[
Stránka | 82
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Àï,õö = 0,01 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly Sigma N Sigma Myy Sigma Mzz Tau y Tau z Tau t
6,75 87,82 1,85 0,00 0,00 0,89
Mpa Mpa Mpa Mpa Mpa Mpa
Posudek : 0,41<1,00
Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 41,11 0.44 b 0.34 0.91 12.01 1.00 14.42 31374
zz neposuvné 198,70 2.12 c 0.49 0.18 12.01 m 0.75 9.01 m 1341 kN
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 1069 6 ÎÏ[
,øö = 0,15 < 1,0 ,øö
Posudek na klopení podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.2.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.54) Mb.Rd Wy redukce imperfekce redukovaná štíhlost
727,88 kNm 5138606 mm^3 0.60 0.76 0.77 Stránka | 83
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí metoda pro křivku klopení Mcr jedn. posudek
Art. 6.3.2.2. 2062,86 kNm 0.59
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk My,Ed
1.084 1.020 0.979 0.921 6011,87 kN 1207 kNm 110 kNm -451,26 kNm
Posudek:
0,03 + 0,68 + 0,01 = 0,72 < 1,00 0,16 + 0,61 + 0,01 = 0,72 < 1,00
Příčel vyhoví na stabilitu
5.6.
Vnitřní příčel v modulu A-B Posudek bude proveden pro kombinaci CO7. Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −63,78 6 ìî,ÖÙ = 0,02 6 ìí,ÖÙ = −0,02 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = 163,75 6f Êí,ÖÙ = 0 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010.
Stránka | 84
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Průřezové charakteristiky: Symbol Hodnota s bÐ
1,160 . 10Ô f
bð ~ÑÒ,Ð
8,9294 − 07 mé
~ñÒ,Ð
1,928 − 03 mc
bï
~ÑÒ,ï
4,82e − 04 mé
2,142 − 05mé
2,1944 − 03 mc 3,3594 − 04 mc
~ñÒ,ï
2,1424 − 04 mc
lï
43,1 ff
lÐ
IPE 500 S235
204,0 ff
5ò
10,2
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 27266 ÎÀ0 õö = 0,02 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,02 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 926,19 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 )
Stránka | 85
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 818,84 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 515,60 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,32 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 78,94 6f ÎÏ[ Àï,õö = 0,00 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 1,0 À,ù,Ð,øö = 515,6 6f À,ù,ï,øö = 78,94 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,10 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 58,94 0.63 a 0.21 0.88 12.01 1.00 12.01 6970
zz neposuvné 167,76 1.79 b 0.34 0.26 12.01 m 0.60 7.21 m 854.26 kN Stránka | 86
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 696,22 6 ÎÏ[
,øö = 0,09 < 1,0 ,øö
Posudek na klopení podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.2.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.54) Mb.Rd Wy redukce imperfekce redukovaná štíhlost metoda pro křivku klopení Mcr jedn. posudek
294,92 kNm 1928000 mm^3 0.65 0.34 0.92 Art. 6.3.2.2. 540,07 kNm 0.56
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk My,Ed
1.063 1.030 1.004 0.972 2726 kN 453,08 kNm 50,34 kNm 163,77 kNm
Posudek:
0,03 + 0,68 + 0,00 = 0,62 < 1,00 0,09 + 0,56 + 0,00 = 0,65 < 1,00
Příčel vyhoví na stabilitu
Stránka | 87
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 5.7.
Krajní příčel v modulu A-B Posudek bude proveden pro kombinaci CO53. Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = 7,42 6 ìî,ÖÙ = −16,40 6 ìí,ÖÙ = 1,76 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = 1,80 6f Êí,ÖÙ = −20,43 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010. Průřezové charakteristiky: Symbol Hodnota s bÐ
4,59 . 10Ôc f
bð ~ÑÒ,Ð
1,5944 − 07 mé
~ñÒ,Ð
4,289 − 04 mc
bï
5,79e − 05 mé
IPE 270 S235
4,199 − 06mé 4,844 − 04 mc
~ÑÒ,ï
9,6954 − 05 mc
~ñÒ,ï
6,224 − 05 mc
lÐ lï
112,0 ff 30,2 ff
5ò
6,6
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 10786 ÎÀ0 õö = 0,01 ≤ 1,0 ÷,øö Stránka | 88
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,01 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 399,25 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,04 ≤ 1,0 U÷,øö Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,04 ) Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 299,75 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,01 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 113,74 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,02 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 22,78 6f ÎÏ[ Àï,õö = 0,90 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 1,0 À,ù,Ð,øö = 113,74 6f À,ù,ï,øö = 22,78 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,90 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö
Stránka | 89
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 35,94 0.38 a 0.21 0.96 12.01 0,33 4,0 7500
zz neposuvné 132,25 1.41 b 0.34 0.38 12.01 m 0,33 4,00 m 543,9 kN
Posudek na klopení podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.2.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.54) Mb.Rd Wy redukce imperfekce redukovaná štíhlost metoda pro křivku klopení Mcr jedn. posudek
113,74 kNm 484000 mm^3 1,00 0.21 0.69 Art. 6.3.2.2. 239,03 kNm 0.02
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk
1.002 0.709 0.522 1.000 1078,65 kN 113,74 kNm 22,78 kNm
Posudek:
0,00 + 0,05 + 0,64 = 0,68 < 1,00 0,00 + 0,02 + 0,90 = 0,92 < 1,00
Příčel vyhoví na stabilitu
Stránka | 90
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
5.8.
Šťítový sloup v modulu B-D Posudek bude proveden pro kombinaci CO45. Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −21,36 6 ìî,ÖÙ = 0,06 6 ìí,ÖÙ = 19,34 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = −31,84 6f Êí,ÖÙ = −0,08 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010. Průřezové charakteristiky: Symbol Hodnota s bÐ
4,59 . 10Ôc f
bð ~ÑÒ,Ð
1,5944 − 07 mé
~ñÒ,Ð
4,289 − 04 mc
bï
5,79e − 05 mé
IPE 270 S235
4,199 − 06mé 4,844 − 04 mc
~ÑÒ,ï
9,6954 − 05 mc
~ñÒ,ï
6,224 − 05 mc
lÐ lï
112,0 ff 30,2 ff
5ò
6,6
Materiál S235 Æi = 235 À©` ÎÏ[ = 1,0 ÎÏd = 1,0 ÎÏ = 1,0 Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 10786 ÎÀ0 Stránka | 91
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí õö = 0,02 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,01 ) Posudek na smyk ( Vy ) Æi U÷,øö = sù,Ð . √3 = 399,25 6 ÎÏ[ UÐ,õö = 0,00 ≤ 1,0 U÷,øö Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,00 ) Posudek na smyk ( Vz ) Æi U÷,øö = sù,ï . √3 = 299,75 6 ÎÏ[ Uï,õö = 0,06 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 113,74 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,28 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 22,78 6f ÎÏ[ Àï,õö = 0,00 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 1,0 À,ù,Ð,øö = 113,74 6f À,ù,ï,øö = 22,78 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,08 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö
Stránka | 92
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 93,49 1.00 a 0.21 0.67 10.50 1,00 10,5 1088,48
zz neposuvné 132,25 1.41 b 0.34 0.38 10.50 m 0,38 4,00 m 543,9 kN
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 408 6 ÎÏ[
,øö = 0,05 < 1,0 ,øö
Posudek na klopení podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.2.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.54) Mb.Rd Wy redukce imperfekce redukovaná štíhlost metoda pro křivku klopení Mcr jedn. posudek
86,10 kNm 484000 mm^3 0,76 0.21 0.86 Art. 6.3.2.2. 152,29 kNm 0.37
Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk
1.050 1.194 0.551 1.045 1078,65 kN 113,74 kNm 22,78 kNm
Stránka | 93
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posudek:
0,03 + 0,84 + 0,01 = 0,88 < 1,00 0,05 + 0,44 + 0,01 = 0,50 < 1,00
Sloup vyhoví na stabilitu 5.9.
Brzdné ztužidlo CHS 114.3 /5 Posudek na rovinný vzpěrný tlak õö = −64,70 6 ( 5`ℎ l 5k`6 ) Vzpěrné délka ½üý = . W = 1,0 2 7,0 = 7,0 f Štíhlost prutu pro příslušné vybočení Å=
W÷þ 7000 = = 180,87 l 38,7
235 235 Åd = 93,9 = 93,9 = 93,9 Æi 235 Poměrná štíhlost Å̅ =
Å 180,87 = = 1,926 Åd 93,9
Součinitel vzpěrnosti
= 0,51 + Å̅ − 0,2 + Å̅2
= 0,5[1 + 0,13(1,926 − 0,2) + 1,926 ] = 2,47 =
1
+ − Å̅2
Vzpěrná únosnost Æi ,øö = . s. ÎÏ[
=
1
2,47 + 2,47 − 1,926
,øö = 0,25 . 0,001717 .
= 0,25
235000 = 100,8 6 1,0
õö 64,70 = = 0,65 ≤ 1,00 ,øö 100,8
Stránka | 94
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,65 ) 5.10. Zavětrování ve střešní rovině B-D CHS 101.6 /4 Posudek na rovinný vzpěrný tlak õö = −22,0 6 Vzpěrné délka ½üý = . W = 1,0 2 6,0 = 6,0 f Štíhlost prutu pro příslušné vybočení Å=
-. ]
=
ç[[[ cé,e
= 174 (X`Rž4XT ℎk`Xě X` š5íℎkTg5 )
235 235 Åd = 93,9 = 93,9 = 93,9 Æi 235 Poměrná štíhlost Å̅ =
Å 174 = = 1,85 Åd 93,9
Součinitel vzpěrnosti
= 0,51 + Å̅ − 0,2 + Å̅2
= 0,5[1 + 0,13(1,85 − 0,2) + 1,85 ] = 2,32 =
1
+ − Å̅2
Vzpěrná únosnost Æi ,øö = . s. ÎÏ[
=
1
2,32 + 2,32 − 1,85
,øö = 0,27 . 0,001226 .
= 0,27
235000 = 77,8 6 1,0
22 õö = = 0,30 ≤ 1,00 ,øö 77,8 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,30 )
Stránka | 95
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 5.11. Táhla v modulu A-B V tomto modulu jsou navrženy ve střešní a stěnové rovině táhla. Působící zatížení je přenášeno pouze taženým prutem a tlačený prut vybočí. Výpočet provedu pro nejvíce namáhané táhlo. Průřez: R25 S235 Tahová síla õö = 2 2 (−43,80) = 87,6 6 Tahová únosnost neoslabeného průřezu Æi ,øö = s. ÎÏ[ ,øö = 0,0004908 .
235000 = 115,4 6 1,0
87,6 õö = = 0,76 ≤ 1,00 ,øö 115,4
Tahová únosnost oslabeného průřezu Oslabený průřez je v místě závitu. 235000 ,øö = 0,00045238 . = 106,3 6 1,0 87,6 õö = = 0,82 ≤ 1,00 ,øö 106,3 Táhlo R25 vyhoví. 5.12. Vodorovný výztužný nosník jeřábové dráhy Nosník byl modelován prostorově v programu Scia Engineer 2010 jako příhradová konstrukce. Horní pásový prut tvoří nosník jeřábové dráhy. Výplňové pruty jsou tvořeny z diagonál a svislic.
Stránka | 96
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Pohled YZ
5.12.1.
Diagonála
Diagonálu navrhnu z válcovaného profilu L 80/80/8 Posudek na rovinný vzpěrný tlak õö = 141,5 6 ( 5`ℎ l 5k`6 ) Vzpěrná délka ½üý = . 1 + 1 = 1,0 2 √2 = 1,4 f
Štíhlost prutu pro příslušné vybočení
Å=
W÷þ 1400 = = 90,3 l 15,5
235 235 Åd = 93,9 = 93,9 = 93,9 Æi 235 Poměrná štíhlost Å̅ =
Å 90,3 = = 0,962 Åd 93,9
Součinitel vzpěrnosti
= 0,51 + Å̅ − 0,2 + Å̅2
= 0,5[1 + 0,34(0,962 − 0,2) + 0,962 ] = 1,092 =
1
+ − Å̅2
=
1
1,092 + 1,092 − 0,962
= 0,62 Stránka | 97
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Vzpěrná únosnost Æi ,øö = . s. ÎÏ[ ,øö = 0,62 . 0,001230 .
235000 = 179,6 6 1,0
õö 141,5 = = 0,79 ≤ 1,00 ,øö 179,6 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,79 )
5.12.2. Svislice Svislici navrhnu z válcovaného profilu L 80/80/8 Posudek na rovinný vzpěrný tlak õö = 65,50 6 ( 5`ℎ l 5k`6 ) Vzpěrná délka ½üý = . W = 1,0 2 1,0 = 1,0 f Štíhlost prutu pro příslušné vybočení Å=
W÷þ 1000 = = 64,5 l 15,5
235 235 Åd = 93,9 = 93,9 = 93,9 Æi 235 Poměrná štíhlost Å̅ =
Å 64,5 = = 0,687 Åd 93,9
Součinitel vzpěrnosti
= 0,51 + Å̅ − 0,2 + Å̅2
= 0,5[1 + 0,34(0,687 − 0,2) + 0,687 ] = 1,638 =
1
+ − Å̅2
=
1
1,638 + 1,638 − 0,687
= 0,32
Stránka | 98
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Vzpěrná únosnost Æi ,øö = . s. ÎÏ[ ,øö = 0,32 . 0,001230 .
235000 = 92,50 6 1,0
õö 65,5 = = 0,71 ≤ 1,00 ,øö 92,5 Vyhovuje ( jednotkový posudek : 0,71 ) 5.12.3.
Spodní pásový prut CHS 114.3 /5
Vnitřní síly ( návrhové ) <ÖÙ = −95,50 6 ìî,ÖÙ = 1,23 6 ìí,ÖÙ = 3,26 6 Âõö = 0 6 Êî,ÖÙ = 3,92 6f Êí,ÖÙ = 0,60 6f Posudek bude proveden programem Scia Engineer 2010. Zatřídění průřezu Průřez je třídy 1 Posudek na tlak Æi ÷,øö = s . = 4046 ÎÀ0 õö = 0,24 ≤ 1,0 ÷,øö Vyhovuje na tlak ( jednotkový posudek : 0,24 ) Posudek na smyk ( Vy ) U÷,øö = 143 6 UÐ,õö = 0,01 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek na smyk ( Vz ) U÷,øö = 1436
Stránka | 99
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Uï,õö = 0,02 ≤ 1,0 U÷,øö Posudek ohybového momentu( My ) Æi À÷,Ð,øö = ~ÑÒ,Ð . = 13,8 6f ÎÏ[ ÀÐ,õö = 0,28 ≤ 1,00 À÷,Ð,øö Posudek ohybového momentu( Mz ) Æi À÷,ï,øö = ~ÑÒ,ï . = 13,8 6f ÎÏ[ Àï,õö = 0,04 ≤ 1,00 À÷,ï,øö Posudek na kombinaci ohybu, osové síly a smykové síly =2 = 2,0 À,ù,Ð,øö = 13,8 6f À,ù,ï,øö = 13,8 6f ,
,
ÀÐ,õö Àï,õö ) * +) * = 0,08 ≤ 1,00 À,ù,Ð,øö À,ù,ï,øö Posudek stability Parametry vzpěru typ Štíhlost Redukovaná štíhlost Vzpěr. křivka Imperfekce Redukční součinitel Délka Součinitel vzpěru Vzpěrná délka Kritické Eulerovo zatížení
yy posuvné 77,61 0,83 a 0.21 0.78 6.00 0,50 3,0 591,85
zz neposuvné 25,87 0,28 b 0.21 0.98 6.00 m 0,17 1,00 m 5326,6 kN
Posudek na vzpěr podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.1.1. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.46) ,øö = . s.
Æi = 315,38 6 ÎÏ[ Stránka | 100
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
,øö = 0,30 < 1,0 ,øö Posudek na tlak s ohybem podle článku EN 1993-1-1 : 6.3.3. a vzorce EN 1993-1-1 : (6.61) (6.62) Interakční metoda 1 kyy kyz kzy kzz NRk My,Rk Mz,Rk
1.090 0.596 0.713 0.987 404,2 kN 13,8 kNm 13,8 kNm
Posudek:
0,30 + 0,31 + 0,05 = 0,66 < 1,00 0,24 + 0,20 + 0,08 = 0,52 < 1,00
Průřez vyhoví na stabilitu 5.12.4.
Deformace vodorovného výztužného nosníku Deformace od vodorovných příčných sil jeřábů - ZS13 Maximální průhyb = 6,50mm
Deformace od vodorovných příčných sil jeřábů - ZS14 Maximální průhyb = 6,10mm
Stránka | 101
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 6. POSOUZENÍ PRŮŘEZŮ NA MS II. Maximální průhyby jsou spočteny v programu Scia Engineer 2010 z kombinací na použitelnost. Popis
Průřez
Limitní průhyb
Limitní průhyb kce.
Max. Průhyb
Posudek
Vnitřní sloup 1 v modulu B-D
HEB550
L/1000
10,0 mm
5,9mm
Vyhoví
Vnitřní sloup 2 v modulu B-D
HEB450
L/1000
10,0 mm
4,0 mm
Vyhoví
Vnitřní sloup v modulu A-B
HEB220
L/250
37,6mm
13,7mm
Vyhoví
Vnitřní příčel v modulu B-D
IPE600
L/250
96,0mm
39,7mm
Vyhoví
Vnitřní příčel v modulu A-B
IPE500
L/250
48,0mm
16,5mm
Vyhoví
Krajní příčel v modulu A-B
IPE270
L/250
48,0mm
17,8mm
Vyhoví
Štítový sloup v modulu B-D
IPE270
L/250
41,0mm
39,6mm
Vyhoví
Brzdné ztužidlo
TR 114.3/5
L/250
28,0mm
3,1mm
Vyhoví
Konzola JD
HEB500
L/600
1,6mm
1,0mm
Vyhoví
JD
HEB600
L/600
10,0mm
6,6mm
Vyhoví
VVN
---
L/600
10,0mm
6,5mm
Vyhoví
Konstrukce vyhoví na použitelnost.
Stránka | 102
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 7. PŘÍPOJE 7.1.
Přípoj příčle na sloup pomocí čelní desky Přípoj vnitřní příčle v modulu A-B z průřezu IPE500 pomocí čelní desky a šroubů M20 třídy 4.6 Příčel je připojena pomocí malé čelní desky na stěnu sloupu HEB450, konstrukce je z oceli S235.
Smyková síla Uõö = 51,81 6 O celkové únosnosti přípoje obvykle rozhoduje návrhová únosnost stěny nosníku ve smyku. UÑÒ,øö =
s( . ÆÐ
√3 . ÎÏ
=
10 . 200 . 235 √3 . 1,00
= 271,3 6
51,81 Uõö = = 0,20 < 1,00 UÑÒ,øö 271,3 Vyhovuje. Návrhová únosnost jednoho šroubu ve střihu (,øö =
( . s/ . Ƥ 0,6 . 245 . 400 = = 47,0 6 ÎÏ 1,25
Šrouby - 2 x M20, třídy 4.6 2 . (,øö = 2 .47,0 = 94,0 6 < Uõö = 51,8 6 Vyhovuje. ( 0,55 < 1,0 )
Stránka | 103
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Návrhová únosnost dvou šroubů v otlačení 4d 3 3p 6 100 [ 3 6 1 1 1,51 11 1 _d 1 3 . 22 1 − X442lg5aº4 X442lg5aº4 = min 3p[ 4 = flX = flX 7 8 = 1,11 400 1,11 2 Æ 5 2 5 ¤ 1 1 1 1 1 360 1 Ƥ 1 0 4 1 0 1 4 5Ñ 10 5 = min 95 : = min ; < = 5ff = 5kTašť6` T5k`čT`XéℎT f`54Rláka 26 ô÷ ,øö =
2,5 . . p . 5. Ƥ 2,5 . 1,11 .20 .15. 360 = = 239,7 6 > (,øö 1,25 ÎÏ
Vyhovuje. Únosnost koutového svaru Svar tl. 3mm ( účinná výška svaru ) û,øö =
` . k . Ƥ
√3 . û . ÎÏ
=
2 .3 . 200 . 360 √3 .0,8 . 1,25
= 249,4 6 > 51,81 6
Vyhovuje. Navržený přípoj vyhovuje.
Stránka | 104
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 7.2.
Rámový přípoj v modulu A-B ( sloup – příčel ) Přípoj vnitřní příčle v modulu A-B z průřezu IPE500 pomocí čelní desky a šroubů M20 třídy 4.6 na sloup HEB 220. Konstrukce je z oceli S235.
Smyková síla Uõö = 59,34 6 Potřebná plocha šroubů /ö . ÎÏ 59,34 . 10c . 1,25 s/ = = = 309,1 ff 0,6 . 400 0,6 . Ƥ Plocha na jeden šroub s/ 309,1 = = 30,91ff 10 10 `Rℎaºl šRTaV À20 => s/ = 245ff Návrh rozmístění šroubů v přípoji 4d = 2 . p[ = 2 .22 = 44ff => X`Rℎaºl 60ff _d = 3,5 . p[ = 3,5 .22 = 77ff => X`Rℎaºl 100ff 4 = 1,5 . p[ = 1,5 .22 = 33ff => X`Rℎaºl 50ff _ = 3 . p[ = 3 .22 = 66ff => X`Rℎaºl 100ff Stránka | 105
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Posouzení přípoje na smyk ( střih ) dle ČSN EN 1993-1-8- Tab. 3.4 (,øö = 10.
( . Ƥ . s/ 0,6 .400 .245 = 10 = 470,4 6 ÎÏ 1,25
(,õö 59,34 = = 0,13 < 1,0 iℎTí (,øö 470,4
Posouzení přípoje v otlačení ( čelní desky t=15mm ) ,øö =
6d . . Ƥ . p. 5 ÎÏ
4d 60 3 3p 6 3 6 [ 3.22 1 1 0,91 1 11 1 _d 1 100 11 1 − 1,27 = min 3p[ 4 = min 3.22 − 4 = min 7 8 = flX = 0,91 1,11 2 Æ 5 2 400 5 ¤ 1 1 1 1 1 360 1 1 1 Ƥ 1 0 4 1 0 1 4
4 50 32,8 . p − 1,76 3 2,8 . − 1,7 6 4,66 [ 22 1 1 1 1 _ 100 6d = min = min = min =4,66> = flX = 2,5 − 1,75 21,4. 2 1,4. p − 1,7 5 2,5 [ 22 1 1 1 1 0 4 0 4 2,5 2,5 ,øö = 10.
2,5. 0,91. 360. p. 5 2,5 . 0,91 . 360 .20 .15 = = 1965,6 6 ÎÏ 1,25
59,34 (,õö = = 0,030 < 1,0 iℎTí ,øö 1965,6
Stránka | 106
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posouzení přípoje v tahu Rd = 428ff R = 348ff Rc = 248ff Ré = 148ff Re = 48ff
e,õö = e,õö
À/ö . R ∑ R
À/ö . R 54 . 10ç . 428 = = = 29,636 ∑ R ∑ 2. ( 48 + 148 + 248 + 348 + 428 )
Únosnost řady šroubů v tahu ð,øö = 2.
6 . s/ . Ƥ 0,9 . 245 .400 = 2 . = 141,12 6 ÎÏ 1,25
úXTgXTg5 ř`pi šRTaVů º4 ě5ší X4 gík` _ůgTVíQí _á54 ř`pě ð,øö > e,õö fTf4X5Tá úXTgXTg5 _ří_Tº4 iℎTaº4 Posouzení přípoje na protlačení ( čelní deska t=15mm ) e,õö = 29,63 6 ( 5`ℎTá gík` Tp fTf4X5a ) p = 32,3 (stř. pr. kružnice opsané a vepsané do šestihranu hlavy šr. nebo mat. t ? = 15 mm (tloušťka čelní desky přípoéje ) tÑ,øö =
0,6 . . p . 5Ñ . Ƥ 0,6 . . 32,3 . 15 . 360 = = 263 6 ÎÏ 1,25
e,õö < tÑ,øö
29,63 < 263 iℎTí Posouzení přípoje na kombinaci střihu a tahu ð,õö (,õö + ≤ 1,0 (,øö 1,4 . ð,øö
59,34 29,63 + = 0,28 < 1,0 iℎTí 470,4 1,4 . 141,12 Stránka | 107
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 7.3.
Vnitřní přípoj příčle ve hřebeni v modulu B-D Přípoj vnitřní příčlí v modulu B-D z průřezu IPE600 pomocí čelní desky a šroubů M24 třídy 8.8. Konstrukce je z oceli S235.
Smyková síla Uõö = 27,8 6 Potřebná plocha šroubů s/ =
/ö . ÎÏ 27,8 . 10c . 1,25 = = 72,4 ff 0,6 . Ƥ 0,6 . 800
Plocha na jeden šroub s/ 72,4 = = 7,3ff 10 10 `Rℎaºl šRTaV À24 => s/ = 353ff Návrh rozmístění šroubů v přípoji 4d = 2 . p[ = 2 .26 = 52ff => X`Rℎaºl 100ff _d = 3,5 . p[ = 3,5 .26 = 91ff => X`Rℎaºl 110ff 4 = 1,5 . p[ = 1,5 .26 = 39ff => X`Rℎaºl 50ff _ = 3 . p[ = 3 .26 = 78ff => X`Rℎaºl 120ff
Stránka | 108
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posouzení přípoje na smyk ( střih ) dle ČSN EN 1993-1-8- Tab. 3.4 (,øö = 10.
( . Ƥ . s/ 0,6 .800 .353 = = 1355,5 6 ÎÏ 1,25
27,8 (,õö = = 0,021 < 1,0 iℎTí (,øö 1355,5
Posouzení přípoje v otlačení ( čelní desky t=20mm ) ,øö =
6d . . Ƥ . p. 5 ÎÏ
4d 100 3 3p 6 3 6 [ 3.26 1 1 1 1,28 1 11 1 _d 1 110 11 − 1,16 = min 3p[ 4 = min 3.26 − 4 = min 7 8 = flX = 1,16 2,22 2 Æ 5 2 800 5 ¤ 1 1 1 1 1 360 1 1 1 Ƥ 1 0 4 1 0 1 4
4 50 32,8 . p − 1,76 3 2,8 . − 1,7 6 3,68 [ 26 1 1 1 1 _ 120 6d = min = min = min =4,66> = flX = 2,5 − 1,75 2 1,4. p − 1,7 5 21,4. 2,5 [ 26 1 1 1 1 0 4 0 4 2,5 2,5 ,øö = 10.
2,5 . 1,16 . 360 .24 .20 = 4001,0 6 1,25
27,8 (,õö = = 0,007 < 1,0 iℎTí ,øö 4001
Stránka | 109
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí Posouzení přípoje v tahu Rd = 526ff R = 416ff Rc = 306ff Ré = 196ff Re = 86ff
e,õö = e,õö
À/ö . R ∑ R
À/ö . R 290,66 . 10c . 526 = = = 129,756 ∑ R ∑ 2. ( 86 + 196 + 306 + 416 + 526 )
Únosnost řady šroubů v tahu ð,øö = 2.
6 . s/ . Ƥ 0,9 . 353 .800 = 2 . = 406,7 6 ÎÏ 1,25
úXTgXTg5 ř`pi šRTaVů º4 ě5ší X4 gík` _ůgTVíQí _á54 ř`pě ð,øö > e,õö fTf4X5Tá úXTgXTg5 _ří_Tº4 iℎTaº4 Posouzení přípoje na protlačení ( čelní deska t=20mm ) e,õö = 129,75 6 ( 5`ℎTá gík` Tp fTf4X5a ) p = 38,8 (stř. pr. kružnice opsané a vepsané do šestihranu hlavy šr. nebo mat. t ? = 20 mm (tloušťka čelní desky přípoje ) tÑ,øö =
0,6 . . p . 5Ñ . Ƥ 0,6 . . 38,8 . 20 . 360 = = 421,3 6 ÎÏ 1,25
e,õö < tÑ,øö
129,75 < 421,3 iℎTí Posouzení přípoje na kombinaci střihu a tahu ð,õö (,õö + ≤ 1,0 (,øö 1,4 . ð,øö
27,8 129,75 + = 0,25 < 1,0 iℎTí 1355,5 1,4 . 406,7 Stránka | 110
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 7.4.
Přípoj vnitřní příčle na sloup v modulu B-D Přípoj vnitřní příčle v modulu B-D z průřezu IPE600 pomocí čelní desky a šroubů M24 třídy 8.8 na sloup HEB450. Konstrukce je z oceli S235.
Přípoj posouzen programem Scia Engineer 2010 Uýgk4p46 5aℎTg5l 0º = 1,8533 . 10
À R`p
Uýgk4p46 5aℎTg5l 0º, lXl = 2,4227 . 10
À R`p
Návrhové síly max N,V,M Àõö = −429,1 6f Uõö = 106,0 6 õö = −147,2 6 Návrhová únosnosti Àþö = 582,8 6f Uþö = 1041,0 6f þö = 1843,0 6f Posudek únosnosti Àõö = 0,74 < 1,0 iℎTí Àøö Uõö = 0,10 < 1,0 iℎTí Uøö Àõö õö + = 0,82 < 1,0 Ëî@Ëí Àøö øö Stránka | 111
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 7.5.
Kotvení pod vnitřním sloupem v modulu B-D
Přípoj posouzen programem Scia Engineer 2010 Souč. koncentrace kj Součinitel spoje Betaj Součinitel tření Fck betonové patky [MPa]
2 0,6 0,25 25
Vnitřní síly N = -308.42 kN Vz = 93.26 kN My = -404.55 kNm Návrhová únosnost v tlaku fcd fj c Výsledná nosná plocha NRd,c Beton v tlaku Fc, zákl.,Rd Oblast pod tlačenou pásnicí h eq Tlačená pásnice a stojina Pásnice nosníku v tlaku Tř. průřezu Mc,Rd Hb-tfb
16,67 Mpa 20,0 Mpa 59,37mm 17365,78 mm2 3473,08 kN
1237,33 kN 61866,6 mm2 283,24 mm 2525,91 kN 1 1316,0 kNm 521,0 mm Stránka | 112
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Určení Mj,Rd zz zc zt e Ft,Rd Fc,Rd Mj,Rd
638,79 mm 260,50 mm 378,30 mm -1311,67 mm 571,68 kN 1237,33 kN 455,69 kN
Návrhová smyková únosnost Av VRd,1 VRd,2 VRd,3 VRd,4 VRd
966,6 mm2 369 kN 176,74 kN 541,62 kN 131,15 kN 131,15 kN
Kotevní délka Ft,kot.šr.,max As,reg As,prov Lb a lb,net lb,min Délka kot. Šroubu
285,84 kN 583,8 mm2 1120 mm2 2726 mm 1,00 900 mm 833 mm 900 mm
Rotační tuhosti Sj Sj,ini
414,5 MNm/rad 898,2 MNm/rad
Momentově rotační diagram
Stránka | 113
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí
Klasifikace tuhosti
Klasifikace tuhosti . dolní a horní hranice
Jednotkový posudek NSd/NRd,c MSd/MjRd M/MRd + N/Nrd VSd/VRd
0,09 0,89 0,98 0,71
Kotvení vyhoví.
Stránka | 114
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 7.6.
Kloubová patka vnitřního sloupu v modulu A-B
Přípoj posouzen programem Scia Engineer 2010 Uýgk4p46 5aℎTg5l 0º = 2,3147
À R`p
Uýgk4p46 5aℎTg5l 0º, lXl = 2,3147
À R`p
Návrhové síly max N,V,M Àõö = 0 6f Uõö = −20,94 6 õö = −36,47 6 Návrhová únosnosti Àþö = 4,27 6f Uþö = 23,28 6f þö = 643,1 6f Posudek únosnosti Àõö = 0,00 < 1,0 iℎTí Àøö Uõö = 0,90 < 1,0 iℎTí Uøö Àõö õö + = 0,15 < 1,0 Ëî@Ëí Àøö øö Stránka | 115
Diplomová práce Ústav kovových a dřevěných konstrukcí 8. Závěr výpočtu Navržená ocelová konstrukce průmyslové haly vyhoví dle statického výpočtu na mezní stav únosnosti a mezní stav použitelnosti. Celkové rozměry jsou 36 x 72m, rámy modulově po 6m. Dle požadavků budou v hale provozovány dva mostové jeřáby o nosnosti 32 a 40t. Výpočtem byla navržena jeřábová dráha pro spolehlivé přenesení svislého zatížení od těchto jeřábů přes konzolu do plnostěnných sloupů. Vodorovné příčné síly od mostových jeřábu jsou přenášeny přes vodorovný výztužný nosník. Hlavní nosná konstrukce má rozpětí 24m a je navržená jako rámová s tuhými styčníky s vetknutými sloupy do základových konstrukcí. Sloupy jsou navrženy z profilů HEB550 a HEB450, příčle jsou z profilu IPE600 a v polovině rozpětí jsou spojeny šroubovým přípojem. Přechod vazníku ( příčle ) na sloup je řešen šroubovým přípojem s náběhem. Konzola jeřábové dráhy je z profilu HEB500 přivařená k hlavnímu nosnému sloupu HEB550. Další částí konstrukce je další loď ( přístavek ) o rozpětí 12m. Sloupy přístavku jsou navrženy z profilu HEB220 a jsou kloubově podepřeny. Styčník sloupu a příčle je tuhý, spojený šroubovým přípojem. Příčel je z profilu IPE500 a je kloubově připojena na hlavní nosný rám. Účinky brzdných sil od jeřábové dráhy a sil od působení větru jsou přenášeny pomocí profilu TR 114.3/5 ve stěnové rovině. Ve střešní rovině jsou navrženy profily TR 101.6/4. Umístění těchto ztužidel jsou v krajních modulech. Přístavek je zavětrován pomocí táhel R25. Investor bude halu do budoucna rozšiřovat o další moduly ( rozšíření skladovacích ploch nebe výrobní části, kde se uvažuje taktéž provoz mostového jeřábu. Z toho důvodu jsou štítové rámové sloupy v modulu B-D navrženy stejně jako vnitřní. Zastřešení haly je řešeno skládaným střešním pláštěm, kde hlavní nosnou části je trapéz plech TR 150/280/1mm. Objekt se nachází v 1. sněhové a II. větrné oblasti. Výpočet byl proveden podle teorie I. řádu. Konec výpočtu.
Použité normy: ČSN EN 1991-3 ČSN EN 1990 ČSN EN 1991-1-4 ČSN EN 1991-1-3 ČSN EN 1993-1-1 ČSN EN 1993-1-8
Zatížení od jeřábů a strojního vybavení Zásady navrhování konstrukcí Zatížení konstrukcí – Zatížení větrem Zatížení konstrukcí – Zatížení sněhem Navrhování ocelových kcí- zásady pro pozemní stavby Navrhování styčníků
Vypracoval:
Bc.Radek Forman 01 / 2012
Stránka | 116