PATKY A KOTVENÍ SLOUPŮ
ko p
ie
Patka sloupu tvoří přechod mezi sloupem a základem a přenáší namáhání z ocelového sloupu na betonový základ. Styk oceli a betonu zajišťuje podlití cementovou maltou. Podlití se volí o tloušťce cca 0,1 (max. 0,2) šířky patního plechu (proveditelnost podlití resp. únosnost podlití), provádí se na vlhký beton ze strany, případně u velkých patek také z otvoru uvnitř patního plechu. Patky se kotví do základu kotevními šrouby, které se utahují po zatvrdnutí podlití silou cca 60% jejich pevnosti v tahu. Montáž sloupů se provádí na montážní podložky umisťované pod patní plech (případně jsou používány stavěcí desky (do rozměru 500mm) nebo stavěcí matice).
Kotvení – přenos tahových sil
de n
ts
ká
konstrukční (lehké, nenosné) kotvení, které nepřenáší tahové síly (kotevní šrouby průměru 16 – 30 mm) a) předem zabetonované šrouby s hákem – vyžaduje uvažování montážní tolerance ± 50 mm, tzn. velký otvor pro prostup šroubu patním plechem (d+100mm). Pokud se při betonáži základů použijí šablony s osazenými šrouby, lze snížit montážní toleranci na cca ± 20 mm. b) šrouby do závlače – umožňují počítat s malou montážní tolerancí (± 15 mm), jsou proto nejběžněji používány. Závlač je osazena při betonáži základu, kanál pro kotevní šroub je při betonáži vyplněn polystyrénem, často jej tvoří i ocelová trubka s probíhající (zavařenou) závlačí. c) kotvení na výztuž železobetonového skeletu – montážním svarem (po hrubém zaměření se osadí a přivaří patní plech, posléze sloup. d) kotvení bez šroubů (pouze u podružných sloupků – např. schodišť). e) kotvení zabetonováním – obdobné provedení jako u prefabrikovaných betonových sloupů, používá se výjimečně.
st u
a)
b)
c)
d)
e)
1 / 19
de n
ts
ká
ko p
ie
nosné kotvení, které přenáší do základu tahové síly (kotevní šrouby průměru 30 – 100 mm, vzhledem k velkým tahovým silám ve šroubech musí být zajištěn přenos tahu jak do základu, tak do sloupu (prostřednictvím stoličky nebo roznášecích příčníků – viz vetknuté patky) a) šrouby s kotevní hlavou – předem zabetonovány do základů. Montážní tolerance je opět ± 50 mm (při užití šablon ± 20 mm). b) šrouby s T hlavou uchycenou do roštu – umožňují toleranci ± 15 mm za cenu náročného provedení roštu a kanálů prováděných při betonáži. T hlava má šířku rovnou průměru šroubu a po vložení mezi přepážky roštu se pootočením o 90stupnů zafixuje do konečné polohy. c) lepené šrouby do vrtaných děr po betonáži a zaměření polohy sloupů – montážní tolerance ± 15 mm. Šroub se při osazování do otvoru zaplněného epoxidovým nebo polyesterovým lepidlem (pevnost v tahu min. 8 MPa) centruje. Toto kotvení není vhodné pro přenos trvalého tahu, protože může dojít ke zvýšeným deformacím konstrukce díky dotvarování lepidla. d) Ocelové kotvy – moderní kotvení umožňující také dodatečné kotvení do základů. Princip spočívá ve vyvození příčného napětí rozříznutým pláštěm kotvy při ohybu dříku. Je potřeba dodržet vzdálenost kotvy od okraje patky. Pro běžné konstrukce se jedná o poměrně drahé kotvení.
st u
a)
b)
c)
d)
2 / 19
KOTVEÍ v praxi zabetonované šrouby s kotevní hlavou
ko p
ie
zabetonované šrouby s hákem
závlače z kruhové oceli
de n
ts
ká
kotevní šrouby HILTI
kotevní rošty z tyčí průřezu U
st u
šrouby lepené ve vrtaných kanálech
3 / 19
Přenos vodorovných sil Posouvající síla je přenášena třením, kontroluje-li se utažení kotevních šroubů lze pro přenesení těchto sil počítat i s předpětím šroubů.
c+
- součinitel tření mezi betonem a ocelí: µ = 0,2 - tlaková síla ve spáře mezi betonem a ocelí – pozor v mnoha případech rozhoduje stav, ve kterém vzniká tah v základové spáře (% utažení ) ⋅ As ⋅ f y - vliv utažení šroubů: c + = ... (% utažení )max = 0,7
γ M0
ko p
µ c
ie
µ ⋅ ( c+ + c ) ≥ Vmax
st u
de n
ts
ká
Nepřenese-li se posouvající síla třením, je potřeba navrhnout patní zarážku – viz obr. V závislosti na velikosti posouvající síly, navrhují se zarážky z ploché oceli, z úpalku I, U, L, případně HE-B. Minimální výška zarážky (bez uvažování podlití) se stanoví z podmínky největšího přípustného tlaku v betonu: V hmin = sd l ⋅ f cd Vsd - horizontální síla Vsd = Vmax − µ ⋅ ( c + + c ) l - délka zarážky (šířka pásnice profilu)
4 / 19
Posouzení svaru zarážky (konzola přivařená k patnímu plechu) a) přesný výpočet Posouzení v bodě 2 svarového obrazce
1
ie
2
ko p
Smykové napětí ve svaru na stojině nosníku. Vsd τ II = 2 ⋅ a ⋅ (h − 2 ⋅ t f ) Napětí ve svarech kolmo na směr svarové housenky moment setrvačnosti svarového obrazce Iw M ⋅z σ h τ ⊥.2 = σ ⊥.2 = w.2 = sd 2 M sd = Vsd ⋅ ( + h podlití ) 2 2 Iw ⋅ 2 Výsledné namáhání
σ ⊥.2 ≤
fu βw ⋅ γ M 2
fu
γM2
Posouzení v bodě 1 svarového obrazce
ká
σ ⊥2.2 + 3 ⋅ (τ ⊥2.2 + τ //2.2 ) ≤
se
stanoví
pro
de n
ts
Napětí ve svarech kolmo na směr svarové housenky se stanoví pro moment setrvačnosti svarového obrazce σ M ⋅z τ ⊥.1 = σ ⊥.1 = w.1 = sd 1 2 Iw ⋅ 2 Výsledné namáhání
σ ⊥2.1 + 3 ⋅τ ⊥2.1 ≤ σ ⊥.1 ≤
fu
γM2
fu βw ⋅γ M 2
st u
b) zjednodušený výpočet
Smykové namáhání přenáší svar na stojině Vsd fu τw = ≤ f vw,d = 2 ⋅ a ⋅ (h − 2 ⋅ t f ) 3 ⋅ βw ⋅ γ M 2 Ohybové namáhání přenáší svary na pásnicích M sd fu τf = ≤ f vw,d = (h − t f ) ⋅ 2 ⋅ a ⋅ l 3 ⋅ βw ⋅γ M 2
5 / 19
Kloubové patky •
ie
Kloubové patky jsou převážně namáhány centricky působící tlakovou silou sd. Předpokládá se, že tlaková síla přenášená do základů je rozdělena rovnoměrně na účinnou plochu Aeff patní desky. Tlakové napětí pod patkou by nemělo být větší než návrhová pevnost betonu fjd ve spáře.
f jd = β j ⋅ k j ⋅ f cd
ko p
- návrhová pevnost betonu v tlaku - součinitel vlivu podlití, lze brát jako β = 2/3 pokud je pevnost malty fmd ≥ 0,2 fcd - součinitel koncentrace kj ≥ 1,0 – vyjadřuje vliv vyšší únosnosti v soustředném tlaku, lze jej nalézt v normách, velmi konzervativně lze položit roven jedné
fcd β kj
započitatelné rozměry patky: a1 = min (Apatky; 5.a; a+hpatky; 5.b) b1 = min (Bpatky; 5.b; b+ hpatky; 5.a)
Dle namáhání se navrhují nevyztužené (patka je tvořena pouze patním plechem) nebo vyztužené patky (patka je tvořena patním plechem a příčnými nebo podélnými výztuhami) – vyztužená patka účinně zmenšuje tloušťku patního plechu a tím i hmotnost celé patky, je ovšem pracnější a proto má být systém výztuh co nejjednodušší; při návrhu je pak třeba posoudit také výztuhy a přípojné svary. Z technologických důvodů se omezuje tloušťka patního plechu – max. 60 mm.
de n
ts
•
a1 ⋅ b1 a ⋅b
ká
kj =
Apatky, Bpatky – šířka, resp. délka patky a, b – šířka, resp. délka patního plechu
a) nevyztužená patka
•
b) vyztužená patka
st u
Efektivní plocha patky je přibližně dána průřezem sloupu a opsaným obrysem účinné konzoly patního plechu, která plyne z únosnosti konzoly jednotkové šířky: 1 m = ⋅ f jd ⋅ c 2 - statický moment na konzole 2 fy 1 m = ⋅ t p2 ⋅ - pružná únosnost průřezu plechu (jednotková šířka) 6 γ M0
==> c = t p ⋅
fy 3 ⋅ f jd ⋅ γ M 0
6 / 19
Postup návrhu patního plechu je obvykle iterační: • volí se půdorysný rozměr a . b (přibližně a .b = sd / fcd) • stanoví se návrhová pevnost betonu pod patkou fjd • zvolí se tloušťka patního plechu tp, odtud plyne účinná délka konzoly c • posoudí se velikost efektivní plochy patky (Aeff ≥ sd / fjd) • navržené půdorysné rozměry se korigují a postup se opakuje
Příklady kloubových patek
ká
ko p
kloubové patky bez výztuh
ie
•
de n
ts
kloubové patky s výztuhami
st u
kloubové patky oddělené od sloupu
7 / 19
ko p
ie
kloubové patky oddělené od sloupu
st u
de n
ts
ká
kloubové patky oddělené od sloupu
8 / 19
Vetknuté patky Pro vetknuté patky se nejčastěji využívá výpočtu založeného na předpokladu rovnoměrně rozloženého napětí pod patním plechem. Patka je namáhána obecně momentem Msd (v jedné rovině), normálovou silou sd (tlaková síla do základu) a posouvající silou Vsd.
•
Ohybové momenty vyvozují v základové spáře tahové síly, které se přenesou do základů nosnými kotevními šrouby. Vetknutí se zpravidla uvažuje jen v rovině příčné vazby (ve druhém směru se vesměs považuje uložení za kloubové). Patky jsou proto v půdorysu výrazně obdélníkové, co nejužší ve směru kolmém na rovinu momentu a zpravidla tvoří se sloupem jeden montážní celek. Běžně se pro sloupy plnostěnné i příhradové používají patky s celistvým patním plechem, pro příhradové sloupy lze použít také patky s děleným patním plechem.
•
Vetknutá patka se skládá z patního plechu, výztuh a konstrukce pro uchycení kotevních šroubů. Hmotnost patky ovlivňuje hlavně tloušťka patního plechu, výztuhami lze její hmotnost zmenšit, ovšem za cenu zvýšené výrobní pracnosti.
ko p
ie
•
vetknutá patka – příhradový sloup
Stanovení namáhání v patní spáře je kontaktní problém ocelové patky a základu. Zjednodušený model vychází z plastického rozdělení napětí v základové spáře. V patce působí moment a normálová síla (což se převádí na namáhání excentricky působící silou). Při návrhu můžeme také použít více realistické (ale mnohem složitější) pružné rozdělení napětí v základové spáře – viz obr.
st u
•
de n
ts
ká
vetknutá patka – plnostěnný sloup
9 / 19
pružný návrh
de n
ts
ká
Postup návrhu patky (při uvažování plastického rozdělení napětí) je iterační: • volí se půdorysný rozměr patky a . b • stanoví se návrhová pevnost betonu pod patkou fjd • zvolí se tloušťka patního plechu tp, odtud plyne účinná délka konzoly c • zjistí se velikost efektivní plochy patky • stanoví se délka tlačené oblasti pod patním plechem (x), určí se z momentové podmínky rovnováhy k působišti šroubů. Dostaneme kvadratickou rovnici pro délku tlačené oblasti (pouze jeden kořen rovnice má fyzikální smysl). • síla do kotevních šroubů pak vyplývá z podmínky rovnováhy ve styčníku • patka se posoudí na určené zatížení základové spáry a kotevních šroubů: • posouzení průřezu patky – patní plech + výztuhy • posouzení připojení podélných výztuh k patnímu plechu • posouzení kotevních šroubů • posouzení kotevního příčníku • posouzení přenosu vodorovných sil
st u
•
ko p
ie
plastický návrh
10 / 19
PŘÍKLAD (zatížení neodpovídá výše řešenému příkladu) Vetknutá patka sloupu haly Posoudí se na dvě kombinace zatížení: • kombinace s největším momentem a současně působící velkou tlakovou silou • kombinace s největším poměrem Msd / sd, případně s tahovou normálovou silou
ie
•
(Pro zjednodušení je možno vzít jako návrhové hodnoty max. moment, max. a min. normálovou sílu a max. posouvající sílu)
M Sd , 2
Sd ,1 = 98,9 k
ZS2 = 196,0 k / m
ko p
M Sd ,1
ZS1 = 188,1 k / m
Sd ,1 = −7,4 k
VSd ,1 = −41,05 k
VSd ,1 = −44,3 k
Profil sloupu: (z předchozího návrhu) - HE320A, ocel S235 = 235 MPa = 12440 mm2 = 4113 mm2 = 1628000 mm3 = 1479000 mm3
= 229300000 mm4 = 135,8 mm = 69850000 mm4 = 74,9 mm = 1080000 mm4 = 1512000000000 mm6
de n
ts
Geometrie patky: (návrh)
Iy iy Iz iz IT Iz
ká
fy A Av,z Wpl,y Wel,y
st u
50 mm < 0,2 . min (460,900) = 92 mm 50 mm > 0,1 . min (460,900) = 46 mm
11 / 19
Započitatelné rozměry patky: a1 = min (Apatky; 5.a; a+hpatky; 5.b) = 1620 mm b1 = min (Bpatky; 5.b; b+ hpatky; 5.a) = 1180 mm
ie
součinitel koncentrace napětí: a ⋅b k j = 1 1 = 2,16 a ⋅b návrhová pevnost betonu: β j ⋅ k j ⋅ f ck f jd = = 15,4 MPa
ko p
γc
ká
funkční přesah desky: fy c = tp ⋅ = 67,44 mm 3 ⋅ f jd ⋅ γ M 0
de n
ts
e
rc
st u
rt
(ilustrativní obr.)
12 / 19
x
efektivní šířka patního plechu beff = 2 ⋅ b f ,U 180 + 2 ⋅ c = 294,88 mm •
b eff ⋅ f jd ⋅ x 2 − beff ⋅ f jd ⋅ (2 ⋅ rt + a ) ⋅ x + 2 ⋅ sd ⋅ (e + rt ) = 0 •
ZS1
ZS2
kNm
188,1
196
sd
kN
98,9
-7,4
ie
Msd
ko p
Výpočet sil do šroubů se provádí pro všechny rozhodující kombinace. Moment se do posudku vetknuté patky zavádí excentricitou působící normálové síly. M e = sd sd • x – délka tlačené oblasti pod patním plechem, určí se z momentové podmínky rovnováhy k působišti šroubů: a x sd (e + rt ) = c rt + − 2 2 c = beff ⋅ x ⋅ f jd
e
m
1,9
-26,5
x1
mm
1536
1544
x2 = x
mm
63,8
55,9
c
kN
290,0
253,9
T
kN
191,1
261,3
ká
Síla do kotevních šroubů pak vyplývá z podmínky rovnováhy ve styčníku T = c − sd
ts
Posouzení průřezu patky:
st u
de n
Průřez patky je tvořen patním plechem a dvěma výztuhami U. Průřez působí jako konzola namáhaná silou ve šroubech T nebo silou mezi betonem a ocelí c. Posoudí se na kombinaci ohybu a smyku - Návrhové síly - max (M pravý ; M levý ); max (V pravý ; Vlevý ) . Rozhoduje ZS1.
Průřez je tvořen: Patní plech: 30 x 460 mm Výztuha U 180: A = 2800 mm2 Iy = 71,95.106 mm4 Avz = 1510 mm2
13 / 19
Průřezové charakteristiky průřezu patky: profil
zi mm
Iy,i mm4
A.zi m3
28,04.106
879000
plech 30x460 U 180 U 180 19400
43,92.106
ko p
SOUČET
A.(zi-zT)2 mm4
ie
A mm2
vzdálenost těžiště ∑ Ai ⋅ z i = 45,3 mm zT = A moment setrvačnosti svařeného průřezu 2 I y = ∑ I y ,i + A ⋅ ( z i − z T ) = 71,96 ⋅ 10 6 mm 4 pružný průřezový modul – k horním vláknům – (rozhoduje) Iy W y,h = = 436,9 ⋅ 10 3 mm 3 hU 180 + t p − z T pružný průřezový modul – k dolním vláknům Iy W y,d = = 1588 ⋅ 10 3 mm 3 zT
)
Vnitřní síly:
de n
tlačená (pravá) strana patky: x M P = c ⋅ 295 − = 76,3 km 2 VP = 290,0 k
ts
ká
(
tažená (levá) strana patky: M L = T ⋅ (295 − 100) = 51,0 km VL = 261,3 k
st u
maximální napětí (horní vlákna) M σ h, max = P = 174,6 MPa ≤ W y ,h
τ max =
VP = 96,0 MPa Avz
τ max = 2 ⋅
VP = 192 MPa Avz
fy
γ M0 fy
≤
3 ⋅γ M0 ≥
= 235 MPa
VYHOVUJE
= 135,6 MPa
VYHOVUJE
fy 3 ⋅γ M0
= 135,6 MPa
(velký smyk – nutno posoudit kombinaci M + V) 14 / 19
ie
Protože průřez není symetrický okolo osy y, není pro posouzení na kombinaci M+V možno použít klasický interakční vztah. Výpočet s využitím plastických únosností by byl velmi pracný a proto bude průřez posouzen pružně. Rozhoduje bod 2 – viz obr.
ko p
normálové napětí v bodě 2 (viz obr): M σ 2 = P ⋅ z 2 = 149,7 MPa Iy
výsledné napětí v bodě 2 – interakce ohybového a smykového napětí: fy = 235 MPa σ 2 2 + 3 ⋅ τ max 2 = 223,7 MPa ≤
VYHOVUJE
ká
γ M0
Připojení podélných výztuh k patnímu plechu: •
Svary hlavních výztuh působí jako krční svary. Svary jsou namáhány podélným smykem silou VP od ohybu průřezu patky (viz výše) a současně do patního plechu přenášejí reakce sloupu Msd, sd a Vsd působící na patku. ÁVRH awe = 5mm, celkem 4 svary Svary je potřeba posoudit v kritických řezech (1-1 – v líci sloupu a 2-2 – na konci patky.)
de n
ts
•
Awe I we Sf,y
Vp ⋅ S f ,y Vsd + Awe I y ⋅ 4 ⋅ a we
σ we =
sd M sd + ⋅ xi Awe I we
τ⊥ = σ⊥ =
σ we 2
σ ⊥2 + 3 ⋅ (τ ⊥2 + τ II2 ) ≤
st u
a
τ II =
- délka svaru (po celé délce výztuhy) a = 880 mm
Awe = 4 ⋅ a we ⋅ a = 4 ⋅ 5 ⋅ 880 = 17600 mm 2 4 - moment setrvačnosti svaru výztuh I we = ⋅ a we ⋅ a 3 = 1136 ⋅ 10 6 mm 4 12 - statický model patního plechu k ose y v místě svaru tp S f , y = b ⋅ t p ⋅ z d − = 418140 mm 3 2 - plocha svaru výztuh
15 / 19
fu βw ⋅γ M 2
Posouzení: (ZS1 rozhoduje) ZS1, řez 1-1: Vp ⋅ S f ,y V sd + = 86,6 MPa Awe I y ⋅ 4 ⋅ a we
sd M sd + ⋅ x i = 31,3 MPa Awe I we
τ⊥ =σ⊥ =
σ we 2
156,4 MPa ≤
ie
σ we =
= 22,1 MPa
ko p
τ II =
fu = 360 MPa βw ⋅γ M2
VYHOVUJE
ZS1, řez 2-2:
V sd + 0 = 2,3 MPa Awe M = sd + sd ⋅ xi = 80,1 MPa Awe I we
τ⊥ =σ⊥ =
σ we 2
113,4 MPa ≤
= 56,7 MPa
fu = 360 MPa βw ⋅γ M2
Pro určení sil do jednoho šroubu je nutné respektovat toleranci v osazení šroubu. Tato tolerance může být relativně veliká, v našem příkladu budeme uvažovat ±20mm (max. ±50mm). Největší síla se určí z momentové podmínky k působišti síly. Síla do kotevních šroubů T je již známa z předchozí části výpočtu.
T1 =
st u
•
de n
Kotevní šrouby:
VYHOVUJE
ts
σ we
ká
τ II =
Tmax = 130,7 k 2
t , Sd ,max =
z mom. podmínky
t , Sd ,max = 140,0 k t , Sd , min = 121,3 k
ávrh – šroub s kotevní hlavou M 36 x 3, As = 865 mm2
16 / 19
přetržení šroubu: M48x3
M56x4
M64x4
M72x4
2
As [mm ] 865 1206 1604 2144 2851 3658 Pozn.: M36x3 – průměr šroubu 36 mm, stoupání závitu šroubu 3mm
0,8 ⋅ As ⋅ f y
γ M0
= 162,6 k
≥
t , Sd , max = 140,0 k
účinná hloubka šroubu s kotevní hlavou: Akot.hlava – plocha kotevní hlavy 0,8 ⋅ f y π ⋅d2 Akot .hlava = 0,8 ⋅ As + = 7125,7 mm 2 γ M 0 ⋅ f od 4
f od =
únosnost betonu v tahu a soudržnosti:
f td =
účinná hloubka šroubu:
f ok
γc f tk
γc
M100x4
4566
5842
7276
VYHOVUJE
= 21,3 Mpa = 0,75 Mpa
ká
únosnost v otlačení betonu :
M90x4
ko p
Ft , Rd =
M80x4
ie
Šrouby s kotevní hlavou Závit M36x3 M42x3
min. hloubka zabetonování 0,2 ⋅ t , Sd , max
π ⋅ d ⋅ f td
= 329 mm
≤
∆h = 1533,7 mm
de n
h≥
ts
4 ⋅ Akot .hlava f ∆h = − 1 od ⋅ d = 1533,7 mm 2 π ⋅d 4 ⋅ f td
Kotevní příčník:
•
•
Kotevní příčník se posuzuje na moment a posouvající sílu. Je zatížen kotevními šrouby, které jsou umístěny mimo patní plech. Navrhuje se dvojice průřezů U, při posouzení by měly být zohledněny výrobní tolerance v osazení šroubů – viz výše. Statické schéma – nosník s převislými konci, nutno posou-dit síly nad oběma podporami Třída průřezu - ohyb
st u
•
17 / 19
VYHOVUJE
Vnitřní síly: M ad = t , Sd , min ⋅ l1 = 18,2 km Vad = t , Sd ,min = 121,3 k M ad = t , Sd , max ⋅ l 2 = 15,4 km
ie
Vbd = t , Sd ,max = 140,0 k Wpl,y = 2 . 49000 = 98000 mm3 Avz = 2 . 646 = 1292 mm2 třída průřezu pro ohyb: stojina: pásnice:
235 d 64 = = 10,66 ≤ 72 ⋅ = 72 tw 6 fy
ko p
ávrh 2 x U 100
235 d 35,5 = = 4,2 ≤ 9 ⋅ =9 tw 8,5 fy
třída průřezu I Posouzení:
V pl , Rd =
Avz ⋅ f y 3 ⋅γ M0 Avz ⋅ f y 3 ⋅γ M0
= 175,3 k
≥
Vbd = 140,0 k
= 175,3 k
≤
2 ⋅ Vbd = 280,0 k
VYHOVUJE
ká
V pl , Rd =
ts
(velký smyk – nutno posoudit kombinaci M + V)
průřez „a“: 2
de n
2 ⋅ Vad ρ = − 1 = 0,147 V pl , Rd ρ ⋅ Avz2 W pl , y − ⋅ fy 4 ⋅ t w M y ,V , Rd = = 21,8 km ≥ M ad = 18,2 km
γ M0
VYHOVUJE
st u
průřez „b“:
2
2 ⋅ Vbd ρ = − 1 = 0,357 V pl , Rd ρ ⋅ Avz2 W pl , y − ⋅ fy 4 ⋅ t w M y ,V , Rd = = 20,1 km ≥ M bd = 15,4 km
γ M0
pozn.:
M pl , Rd =
W pl ⋅ f y
γ M0
VYHOVUJE = 23,0 km
18 / 19
Přenos vodorovné posouvající síly do betonové patky:
• •
c = 253,9 kN (tlaková síla ve spáře beton - ocel)
Ověří se, zda se posouvající síla přenese třením mezi patním plechem a betonem (součinitel tření µ = 0,2).
µ ⋅ c = 0,2 ⋅ 253,9 = 50,8 k ≥ Vsd = 44,3 k
VYHOVUJE
st u
de n
ts
ká
Pro přenos vodorovné síly není třeba zarážka.
19 / 19
sd
ie
•
Rozhoduje kombinace zatížení s co největší vodorovnou reakcí při co nejmenší svislé reakci a momentu v patce. N Rozhoduje ZS2: ZS1 ZS2 • Vsd = 44,3 kN (vodorovná reakce) • sd = -7,4 kN (svislá reakce – tah) kNm 188,1 196 Msd kN
98,9
ko p
•
-7,4
e
m
1,9
-26,5
x1
mm
1536
1544
x2 = x
mm
63,8
55,9
c
kN
290,0
253,9
T
kN
191,1
261,3
