PRORAČUN GLAVNIH NOSAČA

26.11.2014.

1

Određivanje statičke šeme glavnog nosača Konstrukcijska istatička šema zajednobrodnu halu

Konstrukcijska istatička šema zadvobrodnu halu26.11.2014.

2

Metode globalne analize – materijalna nelinearnost

26.11.2014.

3

Kruto-plastična analiza - zanemaruje elastično ponašanje konstrukcije pre pojave plastičnih zglobova i formiranja mehanizma loma; Elasto-plastična analiza - podrazumeva plastifikaciju koncentrisanu samo na mestima plastičnih zglobova, dok se na ostalom delu konstrukcija ponaša idealno elastično; Nelinearna plastična analiza - uzima u obzir delimičnu plastifikaciju elemenata u plastičnim zonama; pri formiranju plastičnog zgloba javljaju tri oblasti: potpuno plastifikovana na mestu samog plastičnog zgloba, elasto-plastična oblast u blizini plastičnog zgloba i elastična oblast na preostalom delu elementa ili konstrukcije.

Metode globalne analize - geometrijska nelinearnost Analiza prvog reda -može se zanemariti uticaj deformisane geometrije (uslovi ravnoteže na nedeformisanoj geometriji konstrukcije).

Analiza drugog reda -uzima u obzir uticaj deformisane geometrije (uslovi ravnoteže na deformisanoj geometriji konstrukcije).

26.11.2014.

4

Prema EN 1993-1-1 uticaj deformisane geometrijekonstrukcije može da se zanemari kada je ispunjen uslov:αcr koeficijent kojim se uvećava proračunsko opterećenje da bi se dostigla elastična globalna nestabilnost konstrukcije,FEd proračunsko opterećenje koje deluje na konstrukciju (suma vertikalnog opterećenja),Fcr elastična kritična sila za globalni model izvijanja, zasnovana na početnoj elastičnoj krutosti.

Uticaji deformisane geometrije konstrukcije

26.11.2014.

5

analizu elasticnu za 10≥=Ed

crcr F

Fα

analizu plasticnu za 15≥=Ed

crcr F

Fα

Značenje veličina u izrazu za određivanje αcr

26.11.2014.

6

Uticaji deformisane geometrije konstrukcije

26.11.2014.

7

Bočno pomerljiv okvirni nosač Bočno nepomerljiv okvirni nosač

Uticaji deformisane geometrije konstrukcije

26.11.2014.

8

Kada povećanje sila i momenata u presecima (ilidruge promene) izazvane deformacijama mogu da se zanemare, za proračun konstrukcija može da se koristi globalna analiza prvog reda. Okvirni nosači sa blagim nagibom krova i okvirninosači sa gredama i stubovima u ravni mogu da se provere za bočno pomerljiv model loma po teorijiprvog reda kada je kriterijum ograničenja veličine αcr zadovoljen za svaki sprat.

Uticaji deformisane geometrije konstrukcije

26.11.2014.

9

Kada aksijalni pritisak u gredama ili riglama nije značajan, αcrmože da se odredi korišćenjem približnog izraza:HEd proračunska vrednost horizontalnih reakcija na dnurazmatranog sprata usled horizontalnog opterećenja i fiktivnihekvivalentnih horizontalnih sila (imperfekcije nosača),VEd ukupno vertikalno opterećenje koje deluje na konstrukcijuna dnu razmatranog sprata,δH,Ed horizontalno pomeranje vrha u odnosu na dno sprata, odnosno relativno horizontalno opterećenje sprata, usledhorizontalnih opterećenja, uključujući i fiktivne ekvivalentnehorizontalne sile,h visina sprata.

=

EdHEd

Edcr

hVH ,δ

α

Uticaji deformisane geometrije konstrukcije

26.11.2014.

10

Može se smatrati da je nagib krova blag ako nijestrmiji od 26°, a aksijalni pritisak u gredama iliriglama je značajan kada je ispunjen sledeći uslov:NEd proračunska vrednost aksijalne sile pritiska u razmatranoj gredi,relativna vitkost u razmatranoj ravni, sračunataza gredu ili riglu smatrajući da je obostrano zglobnooslonjena.λ

Ed

y

NfA 3,0≥λ

Imperfekcije

26.11.2014.

11

Lokalne imperfekcije - koriste se za analizu pojedinačnih elemenata; Globalne imperfekcije - odnose se na konstrukciju kao celinu, na okvirne nosače i spregove ili sisteme za ukrućenje.

Ekvivalentne geometrijske imperfekcije

26.11.2014.

12

Globalne imperfekcije zakošenja Lokalne imperfekcijezakrivljenja

Imperfekcije

Globalna teorija drugog reda - P-Δ efekat Lokalna teorija drugog reda - P-δ efekat

26.11.2014.

13

Lokalne imperfekcije zakrivljenja

26.11.2014.

14

Vrednosti lokalnih imperfekcija zavise odprimenjene metode analize (elastične iliplastične) i merodavne krive izvijanja. Nacionalni prilog SRPS EN 1993-1-1/NA daje preporučene vrednosti lokalnih imperfekcijazakrivljenja.

Početne globalne imperfekcije zakošenja

26.11.2014.

15

gde su:φ0 = 1/200αh koeficijent redukcije za visinu stubova:h visina konstrukcije u metrima,αm koeficijent redukcije za broj stubova u redu:m broj stubova u redu uključujući samo stubove koji nosevertikalno opterećenje NEd ne manje od 50% prosečne vrednostiopterećenja stubova u vertikalnoj ravni koja se razmatra.

0,13/2 ;2 ≤≤= hh hαα

mh0 ααφφ =

+=

mm115,0α

Početne globalne imperfekcije zakošenja

26.11.2014.

16

Imperfekcije zakošenja, prema EN 1993-1-1, mogu da se zanemarekod okvirnih nosača koji su izloženi dejstvu horizontalnih silaznačajnog intenziteta: Za okvirne nosače koji su osetljivi na uticaje drugog reda, pored globalnih imperfekcija zakošenja razmatraju se i lokalne imperfekcijezakrivljenja za svaki pritisnuti element kod koga bar jedna veza nakraju prenosi momenat savijanja ako je ispunjeni uslov:NEd proračunska vrednost sile pritiska,relativna vitkost u ravni elementa, koja se određuje smatrajući da je element zglobno oslonjen na oba kraja.

EdEd VH 15,0≥

Ed

y

NfA 5,0>λ

λ

Ekvivalentne horizonalne sile

26.11.2014.

17

Radi jednostavnijeg modeliranja konstrukcije, uticaji globalnih i lokalnih imperfekcija mogu da se zamene sistemom ekvivalentnih horizontalnih sila. Umesto proračunskog modela sa deformisanompočetnom geometrijom usled imperfekcija, koristi se model sa idealnom geometrijom koji jeopterećen fiktivnim sistemom uravnoteženihhorizontalnih sila koje izazivaju deformaciju, ekvivalentnu početnim imperfekcijama.

Ekvivalentne horizonalne sile

26.11.2014.

18

Globalne imperfekcije zakošenja Lokalne imperfekcije zakrivljenja

Ekvivalentne horizontalne sile za globalnu analizu okvirnog nosača

26.11.2014.

19

Metode proračuna okvirnih nosača

26.11.2014.

20

Ukoliko je pri proračunu potrebno uzeti u obzir uticaj deformisane konstrukcije pri određivanju uticaja u konstrukciji i provere stabilnosti (teorija II reda), to se može ostvariti na jedan od sledećih načina:a) U potpunosti primenom globalne analize drugog reda uzimajući u obzir uticaje globalnih (P-Δ) i lokalnih (P- δ) imperfekcija, bilo direktno ili preko ekvivalentnih (fiktivnih) horizontalnih sila. Nije potrebna provera nosivosti pojedinačnih elemenata na izvijanje, već je neophodno da se sprovedu samo kontrole nosivosti najopterećenijih poprečnih preseka, na osnovu merodavnih urticaja dobijenih globalnom analizom drugog reda.

Metode proračuna okvirnih nosača

26.11.2014.

21 b) Delom globalnom analizom, a delom proverom nosivosti pojedinačnih elemenata na izvijanje, kada se uzimaju u obzir samo globalne imperfekcije (P-Δ), dok se lokalne imperfekcije zakrivljenja pojedinačnih elemenata ne uzimaju u obzir pri globalnoj analizi, već kroz kontrolu nosivosti pojedinačnog elementa na izvijanje. U tom slučaju nosivost pojedinačnih elemenata treba da se proveri prema odgovarajućem kriterijumu za kontrolu nosivosti pojedinačnih elementata . Dužina izvijanja jednaka sistemnoj dužini stuba.c) Pojedinačnom proverom stabilnosti ekvivalentnih elemenata -metoda ekvivalentnog stuba, koristeći odgovarajuće dužineizvijanja u skladu sa globalnim oblikom izvijanja konstrukcije. Kontrola nosivosti poprečnih preseka greda i veza greda-stub treba da se sprovede na osnovu uticaja II reda koji mogu da se odrede uprošćenim postupkom tako što se uticaji I reda usledbočnih (horizontalnih) sila u gredama i na mestima veza greda-stub uvećavaju usled uticaja globalnih imperfekcija.

Metode proračuna okvirnih nosača

26.11.2014.

22

Model i imperfekcije

Globalne i lokalne imperfekcije Samo globalne imperfekcije Bez imperfekcija*Metoda analize Globalna analiza II reda Globalna analiza II reda Globalna analiza I reda

Kontrole nosivosti

Kontrola nosivosti preseka Kontrola nosivosti stubova na izvijanje Dužina izvijanja: hLcr = Kontrola nosivosti stubova na izvijanje Dužina izvijanja: hLcr β= ; β>1* Imperfekcije se ne uzimaju u obzir samo pri proračunu stabilnosti stubova. Kada se određuju uticaji u gredama i vezama greda-stub globalne imperfekcije treba da se uzmu u obzir (na primer preko ekvivalentnih horizontalnih sila). a) b) c)

Pojednostavljen postupak kojim se uzimaju u obzir uticaji II reda -Metoda uvećanih momenata usled bočnih sila

26.11.2014.

23

Primenljiva kod jednospratnih okvirnih nosačakod kojih je αcr ≥ 3 Koristi se elastična analiza prvog reda, s tim što se horizontalni uticaji HEd i fiktivno ekvivalentnoopterećenje usled imperfekcija Hf = φ Ved uvećavafaktorom:

crα/11 1−

Proračun glavnih krovnih nosača Rožnjače se postavljaju u čvorovima rešetkastog krovnog nosača, u protivnom, reaktivno opterećenje rožnjača izaziva lokalno savijanje pojasnih elemenata. Veličina opterećenja u čvorovima gornjeg pojasa krovnog nosača može se odrediti pooću izraza: sopstvena težina g i opterećenjesnegom s: opterećenje vetrom w:lgRg ⋅⋅= λ lsRs ⋅⋅= λ

lwlwRw ⋅⋅=⋅⋅=α

λλ cos'26.11.2014.

24

Proračun glavnih krovnih nosača

Ako je krovni nosač izlomljen, na mestima prelomatreba zavariti vertikalna ukrućenja, da bi se skretnesile iz pojasa prenele u rebro i sprečilo poprečnosavijanje pojaseva. Najpovoljnje je da se vertikalana ukrućenja nalaze u pravcu simetrale ugla.

26.11.2014.

25

Proračun glavnih krovnih nosača U opšem slučaju, kontrola graničnih stanja upotrebljivostipodrazumeva kontrolu ugiba krovnog nosača i horizontalnihpomeranja stubova. Veličina deformacija srazmerna je krutosti nosača na savijanje,EI. Ugib krovnog nosača ne treba da bude veći od L/300 gde je Lraspon vezača. U cilju smanjenja ukupne deformacije, radionički se izvodinadvišenje krovnog nosača za celu veličinu usled stalnog i deousled opterećenja snegom (1/4 ili 1/2 veličine deformacije). Maksimalno horizontalno pomeranje stubova jednobrodne,prizemne hale bez kranskih nosača treba da bude manje odH/150, gde je H visina stuba. 26.11.2014.

26

Kruta veza krovnog rešetkastog nosača sa stubovima

Kod okvirnih nosača kod kojih se zahteva velika krutost u poprečnom pravcu, rešetkasti krovni nosač se kruto vezuje sa stubovima. Na mestu veze,uz reakcije oslonaca, javlja se oslonački momenatsavijanja Ms. Kada se momenat Ms podeli sa visinom rešetkastog nosača h, dobija se spreg sila P. 26.11.2014.

27

Proračun glavnih stubova

Glavni stubovi su opterećeni na kombinovanonaprezanje normalnom silom i momentomsavijanja usled opterećenja koja deluju nakonstrukciju krova, usled dejstva vetra napodužne zidove i opterećenja od mostnihdizalica.26.11.2014.

28

Proračun rešetkastih stubova Pri proračunu sila u elemnetima rešetkastog stuba iz merodavnih vrednostipresečnih sila N, V, M mogu se dobiti ekstremne vrednosti aksijalnih sila; u unutrašnjem pojasu rešetkastog stuba (pritisnut usled dejstva momenta savijanja): u spoljašnjem pojasu rešetkastog stuba (zategnut usled dejstva momenta savijanja):gde su: h - teorijska širina rešetkastog stuba;M1, M2 - momenti savijanja idealizovanog stuba u tačkama 1 i 2;N- normalna sila idealizovanog stuba;z1,z2 - udaljenje ose pojasnih štapova od težišta stuba.

hM

hzNNv

121 +⋅=

hM

hzNNv

212 −⋅=

26.11.2014.

29

Proračun rešetkastih stubova Aksijalna sila u oslonačkoj dijagonali rešetkastog stuba se može odrediti putem izraza:

αcos21 maxVD ⋅=

26.11.2014.

30

Proračun rešetkastih stubova

Važan detalj kod rešetkastih stubova je presek na mestu veze gornjeg i donjeg dela stuba. Vrednosti presečnih sila u elementima stuba za slučaj pod a): Presečne sile u elementima stuba slučaj pod b):

asPsPH 22111 ⋅+⋅=

32211 Ph

sPsPA +⋅+⋅=

2122112 PPa

sPsPH ++⋅+⋅=

3PA =

212 PPH +=

hsPsPB 2211 ⋅+⋅= 26.11.2014.

31

Proračun rešetkastih stubova - presečne sile na prelasku gornjeg nadonji deo stuba

26.11.2014.

32

Proračun glavnih stubova Ukoliko je kod središnjih stubova hala izvršeno slabljenje presekaotvorom za prolaz iznad revizione staze, potrebno je izvršitikontrolu nosivosti oslabljenog preseka. Konstruktivno rešenje ojačanja preseka predviđa da se ivice otvoraojačaju dodatnim pojasnim limovima. U takvom slučaju u "granama" stuba usled smičuće sile V javlja se lokalni momenat savijanja Mv, a dejstvo momenta savijanja M zamenjuje se spregom sila sa krakom

a. Poprečni presek "grane" stuba mora se proveriti na kombinovano naprezanje usled sila Nv i Mv:

aMNNv += 2 422 hVhVMv

⋅=⋅= 26.11.2014.

33

Proračun glavnog stuba sa otvorom iznad revizione staze

26.11.2014.

34

Proračun glavnih stubova – dužine izvijanja Kod glavnih stubova okvirnih nosača potrebno je pravilno odrediti dužinuizvijanja stuba u ravni okvira. Kod okvira na dva zgloba dužina izvijanja stuba u ravni okvira kreće se uopsegu od 2,0H do 3,0H, a kod uklještenih okvira između 1,0H i 2,0H (H jevisina stuba okvirnog nosača). Dužina izvijanja stuba izvan ravni okvira zavisi od položaja bočnih oslonaca ijednaka je sistemnoj visini stuba ili visini između temelja i sprega za bočneudare. Kod stubova sa stepenasto promenljivim momentom inercije neophodno jeodrediti granične uslove oslanjanja na krajevima stuba. U zavisnosti ododnosa krutosti, odnosa dužina i odnosa aksijalnih sila gornjeg i donjeg delastuba, potrebno je odrediti koeficijente dužina izvijanja za svaki deo stuba,respektivno, prema pravilima datim u standardu. 26.11.2014.

35

Proračun glavnih stubova – dužine izvijanja

26.11.2014.

36

Proračun glavnih stubova – dužine izvijanja

26.11.2014.

37

Metoda ekvivalntnog stuba – određivanje dužina izvijanja Provera stabilnosti stubova se vršiprema kriterijumima datim u EN1993-1-1, na osnovu momenata isila u presecima određenim premateoriji prvog reda, ne uzimajući u obzir imperfekcije. Dužine izvijanja su određene zaglobalni oblik izvijanja okvirnognosača, uzimajući u obzir krutostelemenata i veza, prisustvo plastičnihzglobova i raspodelu sila pritisakausled proračunskih opterećenja.

26.11.2014.

38

0,1 ; >= ββ hLcr

22cr

cr LEIN π=

Dužine izvijanja stuba okvirnog nosača

η

η

l

1

2

Koeficijent raspodele

Koeficijent raspodele

η1

η2

Koeficijent raspodele

Koeficijent raspodele

Bočno nepomerljiv oblik Bočno pomerljiv oblik

26.11.2014.

39

Dužine izvijanja stubova jednospratnog, jednobrodnog okvirnog nosača

Koeficijenti raspodele ηi, za teorijske modeleizvijanjadobijaju se pomoću izraza:Kc koeficijent krutosti stuba I/L,Kij koeficijent efektivne krutosti grede.

26.11.2014.

40

)/( 12111 KKKK cc ++=η )/( 22212 KKKK cc ++=η

Koeficijenti raspodele za kontinualne stubove

26.11.2014.

41

Koeficijent raspodele

Koeficijent raspodele

Stub koji se razmatra

η

η

1

2

K 1

i čvoru u uklješten jestub 0=iη i čvoru u oslonjen zglobno jestub 1=iη

Koeficijenti efektivne krutosti Kada grede nisu opterećene aksijalnim silama, koeficijentiefektivne krutosti mogu da se odrede prema tabeli, poduslovom da grede ostaju u elastičnoj oblasti pri proračunskimmomentima.

26.11.2014.

42

Koeficijenti efektivne krutosti za greduUslovi rotacionog ograničenja na daljemkraju grede Koeficijent efektivne krutosti grede K (poduslovom da greda ostaje elastična)Uklještenje 1,0 I/LZglob 0,75 I/LRotacija kao na bližem kraju (dupla krivina) 1,5 I/LRotacija jednaka, a suprotnog znaka onoj nabližem kraju (jednostruka krivina) 0,5 I/LOpšti slučaj. Rotacija na bližem i nadaljem kraju θa θb ( ) Lab /I/ 5,01 ⋅⋅+ θθ

Koeficijent dužine izvijanja ℓ/L za stub u bočno pomerljivom obliku

26.11.2014.

43

( )( )

5,02121 2121 6,08,01 12,02,01/l

⋅⋅−+⋅−⋅⋅−+⋅−=ηηηηηηηηL

Koeficijent dužine izvijanja ℓ/L za stub u bočno nepomerljivom obliku

26.11.2014.

44

( )( )

⋅⋅−+⋅−⋅⋅−+⋅+= 2121 2121 247,0364,02 265,0145,01/lηηηηηηηηL

Elementi sa stepenasto promenljivim presekom i normalnom silom – koeficijenti dužina izvijanja donjeg i gornjeg segmenta prema СНиП II-23-81

26.11.2014.

45

Koeficijenti dužine izvijanja donjeg segmenta β1 u funkciji veličina n i α1

Koeficijenti dužine izvijanja gornjeg segmenta β2gde su:l1 dužina donjeg segmenta,l2 dužina gornjeg segmenta,I1 momenat inercije donjeg segmenta u ravni izvijanja,I2 momenat inercije gornjeg segmenta u ravni izvijanja,F1 i F2 proračunske vrednosti koncentrisanih sila koje deluju na gornjem i donjem segmentu elementa.

Elementi sa stepenasto promenljivim presekom i normalnom silom – koeficijenti dužina izvijanja donjeg i gornjeg segmenta prema СНиП II-23-81

26.11.2014.

46

21121 bII

ll=α 21 12

lIlIn = 2 21

FFFb +=

3/ 112 ≤= αββ

Proračun krute veze u uglovima okvirnih nosača

26.11.2014.

47

Presečne sile Nk, Vk, Mkdobijene iz statičkog proračunaodnose se na idealnu čvornutačku preseka k idealizovanihelemenata okvira, pa ih je potrebno preračunati na ravanveze:kVV =eVMM k ⋅+=

kNN =

Vuta sa izlomljenim donjim pojasom

26.11.2014.

48

RhMDG +≈ 2 ( )IAGA =⋅⋅= 2sin2 α

Vuta sa kružnim donjim pojasom

26.11.2014.

49

=R

GdxAα 4π⋅= GA

GdxdA =

Proračun stope stubova Raspodela napona pritiska ispod ležišnih ploča zavisi od krutosti oslonačke konstrukcije (ležišna ploča sakonzolnim limovima i ukrućenjima).

26.11.2014.

50

Proračun stope stubova

26.11.2014.

51 U zavisnosti od vrste uticaja na mestu oslonca stuba razlikuju sesledeći slučajevi: centrično opterećenje: ekscentrično opterešenje u oblasti malog ekscentriciteta pričemu rezultanta leži unutar jezgra preseka ležišne ploče:gde su A i W površina, odnosno otporni momenat ležišne ploče; ekscentrično opterećenje u oblasti velikog ekscentriciteta kada rezultanta leži izvan jezgra preseka ležišne ploče.

AN

b =σ

WM

AN

b ±=σ

Centrično i ekscentrično opterećenje ležišne ploče – teorijekse osnove

hzNMD ⋅+=

26.11.2014.

52

dzh +=

NDh

dNMZ −=⋅−=

Proračun stope rešetkastih stubova

26.11.2014.

53

Kod rešetkastih stubovaobično se ne pravizajednička ležišna ploča većse ispod svakog pojasnogelementa postavlja ležišnaploča na malteru. Ako se ispod ležišne pločeuspostavi konstantan naponpritiska time je jasnoutvrđen pložaj sile pritiska

D. Sile D i Z određuju se izuslova ravnoteže.

Proračun stope stubova

26.11.2014.

54

Pri dimenzionisanju oslonačke konstrukcijestuba, maksimalna normalna sila i maksimalnimomenat savijanja ne dobijaju se pri istojkombinaciji opterećenja. Dimenzionisanje se vrši prema odgovarajućim,merodavnim uticajima u vezi. Najveći naponpritiska u betonu dobija se za vrednosti sila Nmaxi Modg, a najveća sila zatezanja (ankerovanja) za vrednosti sila Nmin i Mmax.

Proračunska nosivost stope stubova i ležišnih ploča prema EN 1993-1-8

26.11.2014.

55

Proračunski moment nosivost stope stuba Mj,Rd

26.11.2014.

56

Proračun stope stubova – ležišne pločeZa ležišne ploče se uglavnom koriste limovi ili širokipljosnati čelik pa je stoga racionalno debljinu i širinubirati u odgovarajućem modulu: debljina 20, 25, 30, 35, 40, 45 mm; širina 300, 320, 340, 350, 360, 380, 400, 450, 500, 550 mm itd. sa modulom 50 mm.Zavisno od oblika ležišne ploče pri proračunu se polazi od različitih teorijskih modela: u obliku konzolnih traka, u obliku nosača, u obliku ploče.

26.11.2014.

57

Proračun ležišne ploče - model konzolnih traka

26.11.2014.

58

221 22 apapM ⋅=⋅⋅=

Proračun ležišne ploče - model u obliku nosača

26.11.2014.

59

2 20 apM ⋅=

−⋅−= 88 22 abpMp

baMM p ⋅=→= 354,0 0

Proračun ležišne ploče - model u obliku ploče

26.11.2014.

60

Proračun stope stubova - ukrućenja Dimenzije ležišne ploče i ukrućenja se određuju na osnovureakcije oslonaca N i M i dopuštenog napona u betonu σb,dop. Prednost treba dati neukrućenim ležišnim pločama, zbog manjihtroškova izrade. Ako se dimenzionisanjem neukrućene ploče dobijaju velikedebljine, potrebna su ukrućenja u vidu rebara ili konzolnihlimova.

26.11.2014.

61

Proračun stope stubova - ukrućenja Rebra za ukrućenje se postavljaju tako da u pojedinimelementima ležišne ploče uticaji budu što ravnomerniji.

26.11.2014.

62

Modeli za proračun veze oslonačkih ukrućenja i stuba Izborom rebara zaukrućenje utvrđuju se njihove uticajne površine. Za proračun veze rebra zaukrućenje postoje dvapostupka:1. rebro za ukrućenje tretirakao konzola,2. rebro za ukrućenje se tretira kosi podupirač.

26.11.2014.

63

Postavljanje oslonačkih ukrućenja

26.11.2014.

64

Proračun nosivosti konzolnih limova

26.11.2014.

65

Kada stopa prima veće vrednosti momenta ukljuštenja mora seizvršiti ukrućivanje ležišne ploče pomoću konzolnih limova. Ankerovanje se ostvaruje pomoću anker nosača, a izuzetno retkodirektnim ankerovanjem kada se sila zatezanja u ankeruprihvata trenjem.

Proračun nosivosti konzolnih limova

26.11.2014.

66

Primenjuju se ubetonirani anker nosača od dva U profila. Anker nosači se dimenzionišu na momenat savijanja grede saprepustima. Veličine momenata merodavnih zadimenzionisanje zavise od odnosa prepusta prema dužinianker nosača. 2 207,0 21max e

LZMMLeza ⋅==⋅≥

⋅−⋅⋅==⋅<

LeLZMMLeza 2214 207,0 12max

Proračun nosivosti konzolnih limova

26.11.2014.

67

Raspodela napona u poprečnom preseku ubetoniranog stuba

26.11.2014.

68

Kod stubova kod kojih se uklještenje ostvarujeubetoniranjem stuba u betonsku čašicu,vertikalna sila pritiska N se prenosi prekoležišne ploče i trenjem. U suprotnom su potrebni dodatni moždanici u obliku navarenih ugaonika, moždanika saglavama ili armaturnih petlji. Horizontalna sila V i momenat uklještenja M se prenose po dubini ubetoniranog dela stuba.

Raspodela napona u poprečnom preseku ubetoniranog stuba Ako stub I profila nije ubetoniran,na delu nožice se stvara visokakoncentracija napona u ravnirebra pošto se naležuća nožicausled savijanja deformiše. Ako je prostor između nožicadobro izbetoniran, naležućapovršina nožice je „dobrooslonjena“, čeoni pritisak se izjednačava pa je računskapretpostavka konstantnog naponapritiska ispunjena.

26.11.2014.

69

Raspodela napona pritiska

26.11.2014.

70

U vezi raspodele napona pritiska u pravcu dubine uklještenjamoguće su različite pretpostavke o trougaonom ili paraboličnomobliku napona:1. za troguao:2. za parabolu:gde je σ ivični napon.

baDbaD⋅

⋅=→⋅⋅⋅= 2 21 σσ

baDbaD⋅

⋅=→⋅⋅⋅= 5,1 32 σσ

Raspodela napona po dubini

26.11.2014.

71