Upload
rastko5
View
276
Download
7
Embed Size (px)
DESCRIPTION
PRORACUN
Citation preview
- ROŽNJAČE
Rožnjača je izrađena od čelika Č.0361
Rožnjača je HEA nosač, sistema kontinualnog nosača.
Raspon : l=8 m
Razmak: λ=3,0 m (λ'=3,01 m)
Krovni pokrivač: "sandwich"-paneli aluminijski
Nagib krovne ravni: 5,5 o (cos α=0,995 sin α=0,087)
ANALIZA OPTEREĆENJA
1. Krovni pokrivač 20,35 /pg kN m=
2.Sopstvena težina rožnjače
20,2 /rg kN m=
3. Instalacije 20,05 /ig kN m=
4. Snijeg 21,20 /s kN m=
5. Vjetar
Objekat se nalazi u Bileći, visine je manje od 15 m.
Slijedi:
34911.225 1.225 1.16 /
8000 8000
Hkg mρ = − = − =
2 3 2, ,10 ,50,10
1( ) 10 0.393 /
2B
m T m t Tq V k k kN mρ −= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =
1
Spoljno djelovanje vjetra2
1 0.6 2,5 0,393 0,58 /w kN m= − ⋅ ⋅ = −
22 0,50 2,5 0.393 0,49 /w kN m= − ⋅ ⋅ = −
Unutrašnje djelovanje vjetra2
3 0,20 2,5 0,393 0,19 /w kN m= ± ⋅ ⋅ = ±
KROVNI POKRIVAČ
Mjerodavan je I slučaj opterećenja:
1. Krovni pokrivač 20,35 /pg kN m=
2. Snijeg 21,20 /s kN m=
21,55 /pg s kN m+ =
ROŽNJAČA
Opterećenje rožnjače
Za prvi slučaj opterećenja:
1.
0,40' ( ) cos ( 0,2 1,25) 3,0 0,995 5,52 /
cos 0,995
0,40' ( ) sin ( 0,20 1,20) 3,0 0,087 0,47 /
cos 0,995
p ix r
p iy r
gq g s kN m
gq g s kN m
λ αα
λ αα
+
+
= + + ⋅ = + + ⋅ ⋅ =
= + + ⋅ = + + ⋅ ⋅ =
Za drugi slučaj opterećenja:
3 'cos 5,52 0,19 3,01 0,087 5,56 /
0,47 /
ll lx x
ll ly y
q q w kN m
q q kN m
λ α= + = + ⋅ ⋅ =
= =
Odnos opterećenja:
5,56 18,01,07 1,125
5,52 16,0
lllldopx
l lx dop
q
q
σσ
= = = =p , te je mjerodavan I slučaj opterećenja
DIMENZIONIRANJE ROŽNJAČE
2
Rožnjača sistema kontinualnog nosača i raspona 8 m bit će sa pretpostavkom HEA180
Dimenzioniranje će se vršit za brod sa većim razmakom rožnjača(max je 3,0m, dok je kod prvog broda 2,8m),
Presječne sile:
-srednja polja:2
2
0,043 0,043 5,52 64 15,19
0,043 0,043 0,47 64 1,29
x
y
Mx q l kNm
My q l kNm
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
-srednji oslonci:2
2
0,085 0,085 5,52 64 30,02
0,085 0,085 0,47 64 2,55
x
y
Mx q l kNm
My q l kNm
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
Pretpostavka HEA180
Ix=2510cm4, Iy=925 cm4, W x=294cm3, W y=103cm3, Sx=162cm3, tw=0,60cm
Kontrola napona
2 2
30,02 100 2,55 10012,60 16,0
294 103l
x dop
Mx My kN kN
Wx Wy cm cmσ σ⋅ ⋅= + = + = =p
Kontrola ugiba
-dopušteni ugib: 4,0200
lf cm= =
4 4
4
0,0552 800max 1,35 4,0
317 2,1 10 2510 200x
x xx
q l lf k cm dopf cm
I
⋅ ⋅= = = = =⋅ ⋅ ⋅
p
4 4
4
0,0047 800max 0,31 4,0
317 2,1 10 925 200y
y xy
q l lf k cm dopf cm
I
⋅ ⋅= = = = =⋅ ⋅ ⋅
p
2 2 2 2max 1,35 0,31 1,38 4,0200x y x
lf f f cm dopf cm= + = + = = =p
Kontrola na odizanje uslijed negativnog djelovanja vjetra w=-0,58 kN/m2
13,000,58 1,74 /
cos 0,995lw w kN m
λα
= ⋅ = ⋅ =
1cos 1,74 3 0,2 0,995 1,143 /luk Rw w q kN mα= − ⋅ = − ⋅ ⋅ =
2 20,085 0,085 1,143 8 6,2ukM w l kNm= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
2 2
6202,11 16,00
293ldop
kN kN
cm cmσ σ= = ==
Usvojen profil rožnjača za oba broda: HEA180
Rezultati pomoću SAP-a
3
Dijagram momenata od opterećenja qy
Dijagram momenata od opterećenja qx
Provjera napona u krajnjim poljima rožnjače
-Momenti u polju:2
2
0,077 0,077 5,52 64 27,20
0,077 0,077 0,47 64 2,31
x
y
Mx q l kNm
My q l kNm
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
-Momenti nad osloncem:
2
2
, 0,106 0,106 5,52 64 37,44
, 0,106 0,106 0,47 64 3,18
x
y
Mx o q l kNm
My o q l kNm
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
-Naponi u polju
2 2
27,2 100 2,31 10011,49 18,0
294 103ll
x dop
Mx My kN kN
Wx Wy cm cmσ σ⋅ ⋅= + = + = =p
-Naponi nad osloncem
2 2
37,44 100 3,18 10015,82 18,0
294 103ll
x dop
Mx My kN kN
Wx Wy cm cmσ σ⋅ ⋅= + = + = =p
Usvojen profil rožnjača za oba broda: HEA180
KRANSKI NOSAČ
-BROD I i BROD II
4
Kranska staza je sistema proste grede, limeni nosač
Raspon: 8 m
Tip željezničke šine na stazi: 49 (visina 149 mm, težina 49,43 kg/m)
ANALIZA OPTEREČENJA
Koeficijent udara φ=1,4
Koeficijent izravnanja ψ=1,1
Materijal: Č.0361, I slučaj opterečenja
2Idop
2Idop
cm/kN0,9
cm/kN0,16
=τ
=σ
- vlastita težina ,3,5
kNg
m=
- pokretno opterećenje
Dizalica I Dizalica II
20
25
8,5
Nosivost t
l m
h m
===
12,5
16
8,5
Nosivost t
l m
h m
===
1max
1min
2max
2min
171
60
176
64
5000
P kN
P kN
P kN
P kN
L mm
====
=
1max
1min
2max
2min
105
34
106
36
4050
P kN
P kN
P kN
P kN
L mm
====
=
Maksimalni momenti:
-stalno
5
-pokretno
Maksimalna reakcija:
,max
,max
max
max
8 5176 1,0 171 240,125
83,5 8
14,08
28 1,1 352 1,2
453,2
14 1,1 240,125 1,2
303,55
p
g
g p
g p
R kN
R kN
M M M
kNm
T T T
kN
ψ ϕ
ψ ϕ
−= ⋅ + ⋅ =
⋅= =
= ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ =
== ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ =
=
,max
,max
max
max
8 4,05106 1,0 105 157,843
83,5 8
14,08
28 1,1 212 1,2
285,2
14 1,1 157,843 1,2
204,81
p
g
g p
g p
R kN
R kN
M M M
kNm
T T T
kN
ψ ϕ
ψ ϕ
−= ⋅ + ⋅ =
⋅= =
= ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ =
== ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ =
=
Zbog smanjivanja posla usvojit ćemo iste kranske nosače, koje ćemo dimenzionirati na vrijednosti većih momenata i trasnferzalnih sila (I kranski nosač).
ODREĐIVANJE PRESJEKA LIMENOG NOSAČA
visina nosača h
8 80,667 0,80
12 10 12 10
L Lh m m= − = − = −
h=80cm
6
Dimenzije rebra (vertikalnog lim a)
0 800h mm=
Domaći propisi
0 08 2 8 2 0,8 9,6t h mm= + = + ⋅ =
Njemačke preporuke
800235 6,66
120 120w
w
hS t⇒ = = =
Usvaja se rebro ll 800 x 10mm
Određivanje dimenzija flanše
2
max 453201 180 80 1 35,40 13,33 22,076 16 6
wf w w
dop
Mh
A h t cmσ
≥ − ⋅ ⋅ = − ⋅ ⋅ = − =
10 50fb mm= −
Usvojeno 300fb mm=
22,070,73
30f
ff
At cm
t= = =
Usvojena flanša ≠ 300 x 15mm
KONTROLA NAPONA2
23
234
3
max
2 80,0 1,0 2 30,0 1,5 170,0
212 2 2
1,0 80,0 80,0 1,52 30,0 1,5 192117,29
12 2 2
192117,294629,33
80,01,5
2
w w f f
fw w wx f f
x
xx
A h t b t cm
tt h hI b t
I cm
IW cm
y
= ⋅ + ⋅ ⋅ = ⋅ + ⋅ ⋅ =
⋅= + ⋅ ⋅ ⋅ +
⋅ = + ⋅ ⋅ ⋅ + =
= = = +
2
23
2 2
2 2
2 8
80,0 1,5 1,0 80,030,0 1,5 2633,75
2 8max 45320
9,78 / 16,0 /4629,33
max 303,55 2633,754,16 / 9,0 /
192117,29 1,0
w w w wx f f
x
dopx
xdop
x w
h t t hS b t
S cm
MkN cm kN cm
W
T SkN cm kN cm
I t
σ σ
τ τ
+ ⋅= ⋅ ⋅ +
+ ⋅= ⋅ ⋅ + =
= = = < =
⋅ ⋅= = = < =⋅ ⋅
KONTROLA UGIBA
7
4 2 5 2
7
5 453,2 10 800max 5,5 5,5 0,82
384 48 48 2,1 10 192117,29x x
q L M lf cm
E I E I
⋅ ⋅ ⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅
max
8001,07
750 7500,82 1.07
dop
dop
Lf cm
f cm f cm
= = =
= < =
KONTROLA STABILNOSTI NOSAČA
Kontrola stabilnosti vertikalnog lima na izbočavanje
Ukrućenja vertikalnog lima se postavljanju na 10l
,6l
,5l
,4l
.
Pretpostavljeno 8
2,04 4
la m= = =
20002,5
800
a
bα = = =
Potrebno je kontrolisati stabilnost vertikalnog lima u poljima I i II.
Kontrola stabilnosti vertikalnog lima na izbočavanje u I polju (do oslonca)
T=303,55kN
M=0 kNm 0=σ⇒
Kritični smičući napon : Ekr k σ⋅=τ τ
Koeficijent izbočavanja za 1>α
2 2
4,0 4,05,34 5,34 5,98
2,5kτ α
= + = + =
Ojlerov kritični napon: 2
w2
2
E bt
)1(12
E
⋅
µ−⋅⋅π=σ
25 mm/N101,2E ⋅=
3,0=µ -Poasonov koeficijent za čelik2 22 5 2 5
22 2
2,1 10 2,1 10 1,02,963 /
12 (1 0,3 ) 12 (1 0,3 ) 80w
E
tkN cm
b
π πσ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ = ⋅ = ⋅ − ⋅ −
22
5,98 32,963 17,72 / 13,853y
kr E kr
f kNk kN cm
cmττ σ τ= ⋅ = ⋅ = ⇒ = =
¸2
0,8 13,76 13,853y
kr kr v v
f kNkN
cmτ τ τ τ= ⋅ ⋅ = = =p
Relativna vitkost ploče:
8
2
24,00,884
3 17,72 3
24,0 / 0361
yp
kr
y v
f
f kN cm zaČ
λτ
σ
= = =⋅ ⋅
= = −
2 2
0,6 0,60,743 1,0
0,13 0,884 0,13p
p
κλ
= = = <− −
Granični napon:3
fC y
uu ⋅τ⋅=τ τ
Korekcioni faktor za stanje napona u ploči: 25,1C =τ
Relativna granična nosivost: 0,743u pτ κ= =
2 224,0 24,01,25 0,743 12,87 / 13,87 /
3 3 3y
u
fkn cm kN cmτ = ⋅ ⋅ = ≤ = =
Prosječan smičući napon vertikalnog lima u polju I:
21,5 303,555,69 /
80,0 1,0w
v TkN cm
b tτ ⋅ ⋅= = =
⋅ ⋅
v=1,5 – koeficijent sigurnosti za I slučaj opterećenja
Uslov koji treba da zadovolji ploča:3
fyu ≤τ≤τ
2 2 224,05,69 / 12,87 / 13,87 /
3 3y
u
fkN cm kN cm kN cmτ τ= < = < = =
⇒ Polje I je sigurno na izbočavanje vertikalnog lima.
Kontrola stabilnosti vertikalnog lima na izbočavanje u polju do sredine nosača (Polje II)
M=453,2kNm
T=0,0 kN 0=τ⇒
0,1WM −=ψ⇒±=σ
Kritični normalni napon: Ekr k σ⋅=σ σ
Koeficijent izbočavanja za 1>α i 0,1−=ψ
9,23k =σ
Ojlerov kritični napon:22 5
22
2,1 102,963 /
12 (1 0,3 )w
E
tkN cm
b
πσ ⋅ ⋅ = ⋅ = ⋅ − 223,9 2,963 70,82 /kr Ek kN cmσσ σ= ⋅ = ⋅ =
9
Granični napon: yuxux fC ⋅σ⋅=σ σ
Korekcioni faktor za stanje napona u ploči: 25,125,025,1C ≤ψ⋅−=τ
⇒>=−⋅−=τ 25,15,1)0,1(25,025,1C usvojeno 25,1C =τ
Relativna granična nosivost: cp2
ux )f1( κ⋅κ⋅−=σ
2k2f α⋅−= σ -korekcioni faktor za kratke ploče, pomoću kojeg se uzima u obzir interakcija izbočavanja i izvijanja. 1f0 ≤≤
2 223,9 2,50 149,37 2 0k fσ α⋅ = ⋅ = > ⇒ =
Relativna vitkost ploče:
2 2
2 2
24,00,582
70,82
0,6 0,61,31 1,0
0,13 0,582 0,13
1,0
1,25 1 24,0 30,0 / 24,0 /
yp
kr
p
p
ux p
ux y
f
kN cm f kN cm
λσ
κλ
σ κ
σ
= = =
= = =− −
= =
= ⋅ ⋅ = > =
f
Radni napon u vertikalnom limu:
2h
IM
Hh
WM w
x
w
x1x ⋅⋅ν=⋅⋅ν=σ
2 21
45320 801,5 14,15 / 24,0 /
192117,29 2x uxkN cm kN cmσ σ= ⋅ ⋅ = < =
⇒ Polje II je sigurno na izbočavanje vertikalnog lima
Proračun ukrućenja vertikalnog lima
Poprečno ukrućenje vertikalnog lima iznad oslonaca
Pretpostavljeno ukrućenje 2 ll 70 x 10 + 2 ll 120 x 10
T=303,55kN
¸
2
3 3
24,011,10
3 380,0 1,0 110,262 2
3 3max 0,80 110,26 16,54
16 162 15 2 15 1,0 1,0 31,0
2 (7,0 1,0 12,0 1,0) 31,0 1,0 69,0
' '2
12 12
ykr
W
s w s
ls s s w
s s s sx
f
H A kN
M b H kNm
l t t cm
A A l t cm
b t t bI
τ − − = ⋅ = ⋅ ⋅ =
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
= ⋅ + = ⋅ ⋅ + =
= + ⋅ = ⋅ ⋅ + ⋅ + ⋅ =
⋅ ⋅= ⋅ +3 3 3 3
47,0 1,0 1,0 12,0 1,0 31,02 2771,75
12 12 12 12w st l
cm ⋅ ⋅ ⋅ ⋅+ = ⋅ + + =
10
2771,756,34
' 69x
xs
Ii cm
A= = =
Efektivna dužina izvijanja:
0,75 0,75 80,0 60,00
60,009,46
6,34
ix
ixx
x
l b cm
l
iλ
= ⋅ = ⋅ =
= =
9,460,102 0,2 1,0
92,9x
xv
λλ κλ
= = = < ⇒ =
Uslov koji treba zadovoljiti ukrućenje:
2 2
2
22
2 2
1 1 0,102 1,01,005
2 1,0 2
303,554,39 /
' 69
max max 16,54 109,25 /
2771,7531,0
2213,64 / 16,0 /
N M dop
x
Ns
Mxz
s
N M dop
k
k
TkN cm
A
M MkN cm
IWl
k kN cm kN cm
σ σ σ
λ κκ
σ
σ
σ σ σ
⋅ + ≤
⋅ ⋅= + = + =
= = =
⋅= = = =
⋅ + = < =
Usvojeno ukrućenje 2 ll 70 x 10 + 2 ll 120 x 10
Poprečno ukrućenje vertikalnog lima u srednjim poljima
Pretpostavljeno ukrućenje 2 ll 50 x 10
2
2 15 2 15 1,0 1,0 31,0
' 2 5,0 1,0 31 1,0 41,0
s w s
s s s w
l t t cm
A A l t cm
= ⋅ + = ⋅ ⋅ ⋅ =
= + ⋅ = ⋅ ⋅ + ⋅ =
Granična sila pritiska u ukrućenju:
11
2
2
23 3
23 3
2 123 1
24 2,5 2,52 0 80,0 1,0 1 140,16
23 1 2,5
212 12 2 2
31 1,0 1,0 5,0 5,0 1,02 1,0 5,0
12 12 2 2
ys kr w
s
s w s s s wz s s
z
fF A
F kN
l t t b b tI b t
I
α ατα
= ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ −
+ = ⋅ − ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ − = +
⋅ ⋅ = + ⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ = + ⋅ + ⋅ ⋅ +
2113,42
113,421,66
' 41,0z
zs
cm
Ii cm
A
=
= = =
Efektivna dužina izvijanja:
0,75 0,75 80,0 60,0
60,036,14
1,66
iz
izz
z
l b cm
l
iλ
= ⋅ = ⋅ =
= = =
36,140,389 0,2
92,9z
v
λλλ
= = = > ⇒ mjerodavna kriva izvijanja "C"
0,900Cα =
Uslov koji treba zadovoljiti ukrućenje
2 2
'
140,161,0 3,42 / 0,900 16,0 14,4 /
41,0
sdop
s
dop
F
A
kN cm kN cm
σ η κ σ
σ κ σ
= ⋅ ≤ ⋅
= ⋅ = < ⋅ = ⋅ =
Usvojeno ukrućenje 2 ll 50 x 10
NAPON USLIJED LOKALNOG PRITISKA TOČKA NA GORNJOJ IVICI REB RA KRANSKE STAZE
btTmax
wy ⋅
⋅φ=σ
3w
šwt
II15,13,0
1b
+⋅= - sudjelujuća širina rebra kranske staze
12
34
4
2
30 1,58,44
121819
1 1,15 8,44 181940,76
0,3 2
1,4 303,5510,42 /
1,0 40,76
w
š
y
I cm
I cm
b cm
kN cmσ
⋅= =
=
⋅ += =
⋅= =⋅
KONTROLA STABILNOSTI NA BOČNO IZVIJANJE NOSAČA
Gornji pojas limenog nosača koji je pritisnut ukrućen je bočno spregom, pa se dokaz sigurnosti protiv bočnog izvijanja ne vrši ako je zadovoljen uslov:
3
23,540
800100
8 8
30,012 8,6612 12
100 23,511,55 40 39,58
8,66 24,0
y y
f f
y fy
f f
y
c
i f
Lc cm
t bI b
i cmA b t
c
i
< ⋅
= = =
⋅
= = = = =⋅
= = < ⋅ =
Nosač je siguran na bočno izvijanje.
13
- FASADNA RIGLA
ANALIZA OPTEREĆENJA
fasadna obloga+fasadna rigla (stalno opterećenje):
0 20,60f fr
kNg g
m+ =
-opterećenje usljed vjetra:
20,99o
kNw
m=
-pritisak spolja i podpritisak iznutra:
1,12,09,0CCC 51 =+=+=
-sisanje spolja i nadpritisak iznutra:
7,02,05,0CCC 54 −=−−=+=
Opterećenje po m1 fasadne rigle:
,1
,1
0,60 3,00 1,80
1,09 3,00 3,27
x
y
kNq q q
mkN
q w wm
λ
λ
= = ⋅ = ⋅ =
= = ⋅ = ⋅ =
PRESJEČNE SILE
Fasadna rigla je statičkog sistema proste grede
1,80 / '
3, 27 / '
g kN m
w kN m
==
2 2
2 2
3,27 46,54
8 8
1,80 43,60
8 8
x
y
w lM kNm
g lM kNm
⋅ ⋅= = =
⋅ ⋅= = =
DIMENZIONIRANJEpretpostavlja se HOP 140 x 100 x 6,3
4
3
756,5
108,1
x
x
I cm
W cm
=
=
4
3
445,8
89,16
y
y
I cm
W cm
=
=
- kontrola napona
14
2 2654 36010,08 / 16,0 /
108,1 89,16yx
dopx y
MMkN cm kN cm
W Wσ σ= + = + = < =
- kontrola ugiba4 4
6
4 4
6
2 2 2 2
5 5 3,27 4000,67
384 384 2,1 765,5 10
5 5 1,80 4000,64
384 384 2,1 445,8 10
0,67 0,64 0,92 1,33
4001,33
300 300
xx
yy
x y dop
dop
w lf cm
E I
g lf cm
E I
f f f cm f cm
lf cm
⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅ ⋅
⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅ ⋅
= + = + = < =
= = =
Usvojena rigla profila u podužnom zidu : HOP 140 x 100 x 6,3
FASADNA RIGLA U KALKANSKOM ZIDU
Opterećenje po m1 fasadne rigle:
,1
,1
0,60 3,00 1,80
1,09 3,00 3,27
x
y
kNq q q
mkN
q w wm
λ
λ
= = ⋅ = ⋅ =
= = ⋅ = ⋅ =
PRESJEČNE SILE
Fasadna rigla je statičkog sistema proste grede raspona l=6m
1,80 / '
3, 27 / '
g kN m
w kN m
==
2 2
2 2
3,27 614,72
8 8
1,80 68,1
8 8
x
y
w lM kNm
g lM kNm
⋅ ⋅= = =
⋅ ⋅= = =
DIMENZIONIRANJE
- pretpostavlja se HOP 200 x 120 x 7,1
4
3
2282
228,2
x
x
I cm
W cm
=
=
4
3
1024
170,7
y
y
I cm
W cm
=
=
- kontrola napona
15
2 21472 8105,39 / 16,0 /
2282 170,7yx
dopx y
MMkN cm kN cm
W Wσ σ= + = + = < =
- kontrola ugiba4 4
6
4 4
6
2 2 2 2
5 5 3,27 6001,15
384 384 2,1 2282 10
5 5 1,80 6001,41
384 384 2,1 1024 10
1,41 1,15 1,82 2,00
6002,00
300 300
xx
yy
x y dop
dop
w lf cm
E I
g lf cm
E I
f f f cm f cm
lf cm
⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅ ⋅
⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅ ⋅
= + = + = < =
= = =
Usvojena rigla profila u kalkanskom zidu : HOP 200 x 120 x 7,1
- FASADNI STUB
ANALIZA OPTEREĆENJA
- Stalno opterećenje ( )fs fo fr ksg g g g+ + + 20,75
kNg
m=
- Vjetar
20 0,99kNwm
=
1
4
5
0,9
0,5
0,2
c
c
c
== −= ±
max 2
min 2
0,99 (0,9 0,2) 1,09
0,99 ( 0,5 0,2) 0,693
kNW
mkN
Wm
= ⋅ + =
= ⋅ − − = −
FASADNI STUB U PODUŽNOM ZIDU
- pripadajuće vertikalno opterećenje od težine sprega do kalkana G=1,50kN
16
Opterećenje po m1 fasadnog stuba:
,,
0,75 4 3,00z
kNq g g
mλ= = ⋅ = ⋅ =
,max max ,
1,09 4 4,36kN
q w wm
λ= = ⋅ = ⋅ =
,min min ,
0,693 4 2,77kN
q w wm
λ= = ⋅ = − ⋅ = −
PRESJEČNE SILE
17
,max max
,max max
,max max
,min min
,min min
,min min
33, 05
( ) 15,95
( ) 40,80
( ) 4, 29
( ) 10,1
( ) 25,92
( ) 2, 73
B
A
B
C
A
B
C
M kNm
R w kN
R w kN
R w kN
R w kN
R w kN
R w kN
=
=
=
=
=
=
=
- maksimalna apsolutna vrijednost normalne sile u stubu uslijed vertikalnog opterećenja g i G:
( ) ( )max
3,0 5 9 1,5 43,5N g a b G kN= ⋅ + + = ⋅ + + = kN
DIMENZIONIRANJE- pretpostavljeno HOP220x220x10
18
2
3
82,71
549
8,54x
x
A cm
W cm
i cm
==
=
2 2max
43,5 33,05 1006,54 / 16,0 /
82,71 549B
dopx
MNkN cm kN cm
A Wσ σ⋅= + = + = < =
- jednoosno savijanje u ravni, spriječeno bočno torziono izvijanje
νσ=σ≤σ+σ⋅
=β
vdopMNk
0,1
( )[ ]y
N
22x
xM
N
f
2,01k
WMAN
σ⋅γ=σ
σ⋅λ−λ+−λα+=
=σ
=σ
-vitkost u ravni upravnoj na x-x osu:
900105,38
8,54xx
a
iλ = = =
-uporedna vitkost:
105,381,134
92,9x
xν
λλλ
= = =
1,134xλ = ( kriva izvijanja A 206,0=α→ )
0,521,5 0,036
24,0σ = ⋅ =
( ) 2 21 0,206 1,134 0,2 1,134 1,134 0,369 2,44nxk = + ⋅ − + − ⋅ =
2 2
24,0
1,5
2,44 0,52 6,02 7,28 / 16,0 /
yN M dop
fk
kN cm kN cm
σ σ σν
⋅ + ≤ = =
⋅ + = <
Usvojeno HOP220X220X10
FASADNI STUB U KALKANSKOM ZIDU
19
Opterećenje po m1 fasadnog stuba:
,,
0,75 6 4,5z
kNq g g
mλ= = ⋅ = ⋅ =
,max max ,
1,09 6 6,54kN
q w wm
λ= = ⋅ = ⋅ =
,min min ,
0,693 6 4,158kN
q w wm
λ= = ⋅ = − ⋅ = −
PRESJEČNE SILE
20
,max max
,max max
,max max
,min min
,min min
,min min
51, 25
( ) 23, 74
( ) 63, 29
( ) 11, 08
( ) 15, 09
( ) 40, 24
( ) 7, 04
B
A
B
C
A
B
C
M kNm
R w kN
R w kN
R w kN
R w kN
R w kN
R w kN
=
=
=
=
=
=
=
- maksimalna apsolutna vrijednost normalne sile u stubu uslijed vertikalnog opterećenja g i G:
( ) ( )max4,5 6,04 9 1,5 69,18N g a b G kN= ⋅ + + = ⋅ + + = kN
DIMENZIONIRANJE- pretpostavljeno HOP220x220x10
21
2
3
82,71
549
8,54x
x
A cm
W cm
i cm
==
=
2 2max
69,18 51,25 10010,17 / 16,0 /
82,71 549B
dopx
MNkN cm kN cm
A Wσ σ⋅= + = + = < =
- jednoosno savijanje u ravni, spriječeno bočno torziono izvijanje
νσ=σ≤σ+σ⋅
=β
vdopMNk
0,1
( )[ ]y
N
22x
xM
N
f
2,01k
WMAN
σ⋅γ=σ
σ⋅λ−λ+−λα+=
=σ
=σ
-vitkost u ravni upravnoj na x-x osu:
900105,38
8,54xx
a
iλ = = =
-uporedna vitkost:
105,381,134
92,9x
xν
λλλ
= = =
1,134xλ = ( kriva izvijanja A 206,0=α→ )
0,831,5 0,051
24,0σ = ⋅ =
( ) 2 21 0,206 1,134 0,2 1,134 1,134 0,051 2,42nxk = + ⋅ − + − ⋅ =
2 2
24,0
1,5
2,42 0,83 9,33 11,34 / 16,0 /
yN M dop
fk
kN cm kN cm
σ σ σν
⋅ + ≤ = =
⋅ + = <
Usvojeno HOP220X220X10
22
– HORIZONTALNI SPREG PROTIV VJETRA DO KALKANA za I brod
Ovaj spreg se postavlja horizontalno do kalkana i njegova uloga je da primi pripadajuće opterećenje od fasadnih stubova.
Opterećenje su reakcije dobivene proračunom fasadnog stuba
visina sprega: h=2,8m
raspon štapova a=2,8m
ANALIZA OPTEREĆENJA
max 63,29
min 40,24B
B
R kN I slučaj opterečenja
R kN II slučaj opterečenja
= ⇒ − −= − ⇒ − −
Prikaz djelovanja opterećenja od fasadnih stubova na spreg kad je vjetar pritiskujući:
Dijagram normalnih sila kada je vjetar pritiskujući:
23
Prikaz djelovanja opterećenja od fasadnih stubova na spreg kad je vjetar sišući:
Dijagram normalnih sila kada je vjetar sišući:
DIMENZIONIRANJE
Pojasni štapovi
-pojas do kalkana
min 169,01
max 265,82
U kN
U kN
== −
pretpostavlja se HOP 200 x 120 x 5230,67
7,40
4,98x
y
A cm
i cm
i cm
===
- dužine izvijanja:
Dužina izvijanja donjeg pojasa jednaka je udaljenosti između pridržanih tačaka, tj. stubova.
5,60
2,80ix
iy
l m
l m
==
- vitkosti:
56075,67 200
7,40
28056,22
4,98
ixx gran
x
iyy
y
l
i
l
i
λ λ
λ
= = = < =
= = =
24
-mjerodavna uporedna vitkost:
x-x osa
75,670,814 0,798
92,9x
x A
λλ κλν
= = = ⇒ =
y-y osa
56,220,605 0,891
92,9y
y A
λλ κ
λν= = = ⇒ =
-dopušteni napon izvijanja:2
, 0,798 16 12,76 /xi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
2, 0,891 16 14,26 /yi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
-kontrola napona:
2 2,
265,828,66 / 12,76 /
30,67x
x i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2,
265,848,66 / 14,26 /
30,67y
y i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
Usvaja se za štapove pojasa: HOP 200 x 120 x 5
- Pojas dalje od kalkana
min 169,01
max 265,82
O kN
O kN
= −=
pretpostavlja se HOP 200 x 120 x 5230,67
7,40
4,98x
y
A cm
i cm
i cm
===
- dužine izvijanja:
Dužina izvijanja gornjeg pojasa u ravni sprega jednaka je udaljenosti između pridržanih tačaka, tj. kosnika postavljenih na fasadne stubove.
5,60
2,80ix
iy
l m
l m
==
- vitkosti:
56075,67 200
7,40
28056,22
4,98
ixx gran
x
iyy
y
l
i
l
i
λ λ
λ
= = = < =
= = =
25
-mjerodavna uporedna vitkost:
x-x osa
75,670,814 0,798
92,9x
x A
λλ κλν
= = = ⇒ =
y-y osa
56,220,605 0,891
92,9y
y A
λλ κ
λν= = = ⇒ =
-dopušteni napon izvijanja:2
, 0,798 16 12,76 /xi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
2, 0,891 16 14,26 /yi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
-kontrola napona:
2 2,
169,015,51 / 12,76 /
30,67x
x i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2,
169,015,51 / 14,26 /
30,67y
y i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2265,728,66 / 16,00 /
30,67 dopkN cm kN cmσ σ= = < =
Usvaja se HOP 200 x 120 x 5
Štapovi ispune
min 154,51D kN= −
max 154,51D kN= −
pretpostavlja se HOP 110 x 110 x 4216,54
4,30
4,38x
y
A cm
i cm
i cm
===
- dužine izvijanja: 3,95il m=
- vitkosti:
39590,18 200
4,38i
gran
l
iλ λ= = = < =
-mjerodavna uporedna vitkost:
90,180,97 0,736
92,9 A
λλ κλν
= = = ⇒ =
-dopušteni napon izvijanja:2
, 0,736 16 11,78 /xi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
26
-kontrola napona:
2 2,
154,519,34 / 11,78 /
16,54 i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2154,519,34 / 16,00 /
16,54 dopkN cm kN cmσ σ= = < =
Usvaja se HOP 110 x 110 x 4
Vertikale-konstruktivno:
Vertikale se izvode od HOP 80 x 80 x 4
Kosnici(vješaljke)-konstruktivno:
Kosnici se izvode od HOP 80 x 80 x 4
– HORIZONTALNI SPREG PROTIV VJETRA DO KALKANA za II brod
Ovaj spreg se postavlja horizontalno do kalkana i njegova uloga je da primi pripadajuće opterećenje od fasadnih stubova.
Opterećenje su reakcije dobivene proračunom fasadnog stuba
visina sprega: h=2,8m
raspon štapova a=3,0m
ANALIZA OPTEREĆENJA
max 63,29
min 40,24B
B
R kN I slučaj opterečenja
R kN II slučaj opterečenja
= ⇒ − −= − ⇒ − −
Prikaz djelovanja opterećenja od fasadnih stubova na spreg kad je vjetar pritiskujući:
27
Dijagram normalnih sila kada je vjetar pritiskujući:
Prikaz djelovanja opterećenja od fasadnih stubova na spreg kad je vjetar sišući:
Dijagram normalnih sila kada je vjetar sišući:
DIMENZIONIRANJEPojasni štapovi
-pojas do kalkana
28
max 86,23
min 135,62
U kN
U kN
== −
pretpostavlja se HOP 200 x 120 x 5230,67
7,40
4,98x
y
A cm
i cm
i cm
===
- dužine izvijanja:
Dužina izvijanja donjeg pojasa jednaka je udaljenosti između pridržanih tačaka, tj. stubova.
5,60
2,80ix
iy
l m
l m
==
- vitkosti:
60081,08 200
7,40
30060,24
4,98
ixx gran
x
iyy
y
l
i
l
i
λ λ
λ
= = = < =
= = =
-mjerodavna uporedna vitkost:
x-x osa
81,080,872 0,798
92,9x
x A
λλ κλν
= = = ⇒ =
y-y osa
60,240,645 0,891
92,9y
y A
λλ κ
λν= = = ⇒ =
-dopušteni napon izvijanja:2
, 0,798 16 12,76 /xi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
2, 0,891 16 14,26 /yi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
-kontrola napona:
2 2,
135,624,42 / 12,76 /
30,67x
x i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2,
135,624,42 / 14,26 /
30,67y
y i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 286,232,81 / 16,00 /
30,67 dopkN cm kN cmσ σ= = < =
Usvaja se HOP 200 x 120 x 5
- Pojas dalje od kalkana
max 135,62
min 86,23
O kN
O kN
== −
29
pretpostavlja se HOP 200 x 120 x 5230,67
7,40
4,98x
y
A cm
i cm
i cm
===
- dužine izvijanja:
Dužina izvijanja gornjeg pojasa u ravni sprega jednaka je udaljenosti između pridržanih tačaka, tj. kosnika postavljenih na fasadne stubove.
6,00
3,00ix
iy
l m
l m
==
- vitkosti:
60081,08 200
7,40
30060,24
4,98
ixx gran
x
iyy
y
l
i
l
i
λ λ
λ
= = = < =
= = =
-mjerodavna uporedna vitkost:
x-x osa
81,080,872 0,798
92,9x
x A
λλ κλν
= = = ⇒ =
y-y osa
60,240,648 0,891
92,9y
y A
λλ κ
λν= = = ⇒ =
-dopušteni napon izvijanja:2
, 0,798 16 12,76 /xi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
2, 0,891 16 14,26 /yi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
-kontrola napona:
2 2,
135,624,42 / 12,76 /
30,67x
x i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2,
135,624,42 / 14,26 /
30,67y
y i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 2135,624,42 / 16,00 /
30,67 dopkN cm kN cmσ σ= = < =
Usvaja se HOP 200 x 120 x 5
Štapovi ispune
min 92,76D kN= −
max 92,76D kN=
pretpostavlja se HOP 110 x 110 x 4
30
216,54
4,30
4,38x
y
A cm
i cm
i cm
===
- dužine izvijanja:
4,10il m=
- vitkosti:
41093,60 200
4,38i
gran
l
iλ λ= = = < =
-mjerodavna uporedna vitkost:
93,601,007 0,668
92,9 A
λλ κλν
= = = ⇒ =
-dopušteni napon izvijanja:2
, 0,668 16 10,68 /xi dop dop kN cmσ κ σ= ⋅ = ⋅ =
-kontrola napona:
2 2,
92,765,60 / 10,68 /
16,54 i dopkN cm kN cmσ σ= = < =
2 292,765,60 / 16,00 /
16,54 dopkN cm kN cmσ σ= = < =
Usvaja se HOP 110 x 110 x 4
Vertikale-konstruktivno:
Vertikale se izvode od HOP 80 x 80 x 4
Kosnici(vješaljke)-konstruktivno:
Kosnici se izvode od HOP 80 x 80 x 4
31
– SPREG ZA PRIJEM BOČNIH UDARA
Spreg za prijem bočnih udara je rešetka raspona 8,0m (između glavnih stubova), visine 1,0m. Uloga je prijem bočnih udara od krana sa fasadnog stuba. Spreg za obje dizalice će se dimenzionorati na opterećenje od druge (veće) dizalice.
1max
2max
171
176
P kN
P kN
==
,1
,2
17117,10
10176
17,6010
b
b
H kN
H kN
= =
= =
5,0L m=
max 17,6 1,92 17,1 0,60 44,10bM kNm= ⋅ + ⋅ =
Presječne sile uslijed dejstva vjetra na podužni zid
Pri istovremenom opterećenju bočnim udarima na podužni zid djeluje zamjenjujuće dejstvo vjetra
2 3 2, ,10 ,50,10
1( ) 10 0.393 /
2B
m T m t Tq V k k kN mρ −= ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =
Taj vjetar primaju međustubovi i predaju ga spregu za prijem bočnih udara.
32
3 3 3 31 2
1 2
1 2
1 2
(0,8 0,3) 0,393 4,0 1,73 /
1,73 8,8 5,212,69
8 8 8,8 5,2
1 1
2 2
1,73 8,8 1,73 5,2 1 112,69 15,99
2 2 8,8 5,2
B
B B
w c q b kN m
l lwM kNm
l l
w l w lR M
l l
kN
= ⋅ ⋅ = + ⋅ ⋅ =+ += − ⋅ = − ⋅ = −+ +
⋅ ⋅= + − ⋅ + =
⋅ ⋅ = + + ⋅ + =
Momenti u spregu uslijed oslonačkih reakcija
8max 15,99 63,96
2 2B w B
lR M R kNm= ⋅ = ⋅ =
Ukupne presječne sile
max max max 44,10 63,96 108,06b wM M M kNm= + = + =
DIMENZIONIRANJE SPREGA
Spoljni pojas sprega ll 200 x 10 20 2cm
Rebro sprega ll 600 x 6 36 2cm
Unutrašnji pojas sprega – pojasna lamela nosača
= 170 x 25 42,5 2cm
Unutrašnji pojas sprega – dio rebra nosača ll 120 x 10 12 2cm
A = 110,5 2cm
33
3 3 32 2 2
32 4
' 3
'' 3
36 30,5 42,5 70,5 12 70,544,72
110,5
20 1 0,6 60 2 3020 44,72 36 17,73 40 22,27
12 12 1212 1
12 22,27 249888,6112
249888,615589
44,72
249888,616704,82
22,27 15
s
y
y
y
x
I
cm
W cm
W cm
⋅ + ⋅ + ⋅= =
⋅ ⋅ ⋅= + ⋅ + + ⋅ + + ⋅ +
⋅+ + ⋅ =
= =
= =+
Naponi u spregu uslijed bočnih udara i dejstva vjetra:
' 20
'' 2
108061,93 /
5589,1
108060,61 /
6704,82u
kN cm
kN cm
σ
σ
= =
= =
– PODUŽNI KROVNI SPREG
Podužni krovni spreg je rešetka sistema proste grede, raspona 8m. Pojasevi rešetke su rožnjače, dijagonale su hladnooblikovanu šuplji profili kvadratnog presjeka. Ovaj spreg prima opterećenje od fasadnog stuba u podužnom zidu.
Reakcije fasadnog stuba koje treba da primi podužni krovni spreg su:,
max max
,min min
( ) 4, 29
( ) 2,73
C
C
R w kN
R w kN
=
= −
Visina rešetke na brodu I je h=2,819m
Visine rešetke na brodu II je h=3,011m
Podužni krovni spreg za I brod hale
Prikaz opterećenja kada vjetar djeluje pritiskujuće:
34
Prikaz opterećenja kada vjetar djeluje sišuće:
Dijagram normalnih sila kada vjetar djeluje pritiskujuće:
Dijagram normalnih sila kada vjetar djeluje sišuće:
Pretpostavljaju se sljedeći profili:
-dijagonale 50x50x3
35
25,408 , 1,90x yA cm i i cm= = =
Provjera napona u dijagonalama sprega:
min 2,56cN kN= −
max 2,59tN kN=
345181,57 200
1,90i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
181,571,95
92,9
λλλ
= = =
" " 0,245kriva A κ→ =
2 22,560,47 / 0,245 16,00 3,92 /
5,408 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Uticaji u rožnjačama
Pošto rožnjače predstavljaju pojaseve podužnih spregova potrebno je razmotriti uticaj sprega za odgovarajuće kombinacije opterećenja u gornjem pojasu rožnjača. Maksimalne sile koje dobivamo u pojasevima podužnih spregova su:
min 1,89cN kN= −
max 2,97tN kN=
Njihov uticaj na napone u rožnjači se može zanemariti.
Dijagonale: 50x50x3
Podužni krovni spreg za II brod hale
Prikaz opterećenja kada vjetar djeluje pritiskujuće:
Prikaz opterećenja kada vjetar djeluje sišuće:
36
Dijagram normalnih sila kada vjetar djeluje pritiskujuće:
Dijagram normalnih sila kada vjetar djeluje sišuće:
Pretpostavljaju se sljedeći profili:
-dijagonale 50x50x3
25,408 , 1,90x yA cm i i cm= = =
Provjera napona u dijagonalama sprega:
min 2,51cN kN= −
max 2,53tN kN=
361190,00 200
1,90i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
1902,045
92,9
λλλ
= = =
" " 0,223kriva A κ→ =
2 22,510,46 / 0,223 16,00 3,56 /
5,408 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
37
Uticaji u rožnjačama
Pošto rožnjače predstavljaju pojaseve podužnih spregova potrebno je razmotriti uticaj sprega za odgovarajuće kombinacije opterećenja u gornjem pojasu rožnjača. Maksimalne sile koje dobivamo u pojasevima podužnih spregova su:
min 1,77cN kN= −
max 2,78tN kN=
Njihov uticaj na napone u rožnjači se može zanemariti.
Dijagonale: 50x50x3
38
POPREČNI KROVNI SPREG
Poprečni krovni spreg je sistema dvije proste grede raspona jednakih širini krovne hale. Jedan pojas je vezač glavnog nosača u kalkanu a drugi pojas je dodatni pojas između rigli prvog i drugog glavnog vezača. Verikale sprega su rožnjače. Ovaj spreg prima gornje reakcije fasadnog stuba u kalkanskom zidu. Zanemarujemo različite dužine stubova – sve usvajamo kao srednji (za drugi brod hale), najopterećeniji – što je na strani sigurnosti i numerički prihvatljivo za tehničke primjene. Treba uočiti polovinu reakcije stuba u uglovima kalkana. Ovo je neophodno kako bi reakcija poprečnog krovnog sprega (koju kasnije prenosimo dalje) sadržavala i taj dio uticaja od vjetra (ova sila nema uticaja na sile u štapovima sprega već samo na njegove reakcije).
Poprečni krovni spreg za prvi brod hale
,max max
,min min
( ) 11, 08
( ) 7, 04
C
C
R w kN
R w kN
=
=
Konstrukcija je rešetkasta, raspona l=10x2,8m=28,00m ; visina rešetke je h=4m
Prikaz djelovanja fasadnih stubova na spreg kad je vjetar pritiskujući:
Dijagram normalnih sila kada je vjetar pritiskujući:
39
Prikaz djelovanja fasadnih stubova na spreg kad je vjetar sišući:
Dijagram normalnih sila kada je vjetar sišući:
Iz rezultata se vidi da ne postoje uticaji na vertikale sprega (rožnjače).
Pretpostavljaju se sljedeći profili:
-donji pojas je krovni vezač
-dijagonale 70x70x4
210,148 , 2,61x yA cm i i cm= = =
-gornji pojas 80x40x4
28,55 , 1,53x yA cm i i cm= = =
Provjera napona u gornjem pojasu sprega
min 29,57cN kN= −
max 46,54tN kN=
a) provjera za max 46,54tN kN=
40
2 246,545,44 / 16,00 /
8,55 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = ≤ =
b) provjera za min 29,57cN kN= −
-ovaj pojas je pridržan u oba pravca rožnjačama, pa je dužina izvijanja 2,8m
280183,00 200
1,53i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
183,001,96
92,9
λλλ
= = =
" " 0,2449kriva A κ→ =
2 229,573,45 / 0,223 16,00 3,91 /
8,55 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Provjera napona u dijagonalama sprega
min 27,85cN kN= −
max 27,85tN kN=
488186,97 200
2,61i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
186,972,01
92,9
λλλ
= = =
" " 0,223kriva A κ→ =
2 227,852,74 / 0,223 16,00 3,91 /
10,148 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Usvojeno: -dijagonale 70x70x4
210,148 , 2,61x yA cm i i cm= = =
-gornji pojas 80x40x4
28,55 , 1,53x yA cm i i cm= = =
Poprečni krovni spreg za drugi brod hale,
max max
,min min
( ) 11, 08
( ) 7, 04
C
C
R w kN
R w kN
=
=
Konstrukcija je rešetkasta, raspona l=6x3,0m=18,00m ; visina rešetke je h=4m
Prikaz djelovanja fasadnih stubova na spreg kad je vjetar pritiskujući:
41
Dijagram normalnih sila kada je vjetar pritiskujući:
Prikaz djelovanja fasadnih stubova na spreg kad je vjetar sišući:
Dijagram normalnih sila kada je vjetar sišući:
42
Iz rezultata se vidi da ne postoje uticaji na vertikale sprega (rožnjače).
Pretpostavljaju se sljedeći profili:
-donji pojas je krovni vezač
-dijagonale 70x70x4
210,148 , 2,61x yA cm i i cm= = =
-gornji pojas 80x40x4
28,55 , 1,53x yA cm i i cm= = =
Provjera napona u gornjem pojasu sprega
min 10,56cN kN= −
max 16,62tN kN=
provjera za max 16,62tN kN=
2 216,621,94 / 16,00 /
8,55 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = ≤ =
provjera za min 10,56cN kN= −
-ovaj pojas je pridržan u oba pravca rožnjačama, pa je dužina izvijanja 3,0m
300196,07 200
1,53i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
196,072,11
92,9
λλλ
= = = " " 0,204kriva A κ→ =
2 210,561,23 / 0,204 16,00 3,26 /
8,55 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Provjera napona u dijagonalama sprega
min 13,85cN kN= −
max 13,85tN kN=
43
500191,57 200
2,61i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
191,572,06
92,9
λλλ
= = =
" " 0,204kriva A κ→ =
2 213,851,36 / 0,204 16,00 3,26 /
10,148 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Usvojeno: -dijagonale 70x70x4
210,148 , 2,61x yA cm i i cm= = =
-gornji pojas 80x40x4
28,55 , 1,53x yA cm i i cm= = =
44
VERTI KALNI SPREG U PODUŽNOM ZIDU
Vertikalni spreg u podužnom zidu je u statičkom smislu konzolni rešetkasti stub visine h=14,00m, koji prima i prenosi na temelje reakcije od poprečnog krovnog sprega i sprega za vjetar do kalkana na koti +9,00m. Jedan pojas sprega je stub kalkanskog nosača a drugi pojas i dijagonale su hladnooblikovani profili.
Geometrija i opterećenje svih spregova u oba broda je ista (zbog toga što smo stubove u oba kalkanska zida dimenzionirali na isto – veće opterećenje).
Prikaz djelovanja fasadnih stubova na spreg i dijagram normalnih sila kada je vjetar pritiskujući (kN):
Prikaz djelovanja fasadnih stubova na spreg i dijagram normalnih sila kada je vjetar sišući (kN):
45
Pretpostavljaju se sljedeći profili:
-dijagonale 140x140x5
226,67 , 5,50x yA cm i i cm= = =
-horizontalne 100x100x5
218,356 , 3,78x yA cm i i cm= = =
-vertikale 150x150x5
228,356 , 5,84x yA cm i i cm= = =
Provjera napona u dijagonalama:
min 232,41cN kN= −
max 232,41tN kN=
50090,90 200
5,50i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
90,900,97
92,9
λλλ
= = =
" " 0,7339kriva A κ→ =
2 2232,418,71 / 0,7339 16,00 11,74 /
26,67 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Provjera napona u vertikalama:
min 313,15cN kN= −
46
max 452,96tN kN=
30051,36 200
5,84i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
51,360,55
92,9
λλλ
= = =
" " 0,9243kriva A κ→ =
na pritisak:
2 2313,1511,04 / 0,9243 16,00 14,78 /
28,356 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
na zatezanje:
2 2452,9615,97 / 16,00 /
28,356 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < =
Usvojeno:
-dijagonale 140x140x5
226,67 , 5,50x yA cm i i cm= = =
-vertikale 150x150x5
228,356 , 5,84x yA cm i i cm= = =
47
– SPREG ZA KOČENJE
Spregovi za prijem sila kočenja će se dimenzionirat na opterećenje od sila kočenja teže dizalice.
Sila kočenja:
( )1max 2max
1 1(171 176) 49,57
7 7KH P P kN= ⋅ + = ⋅ + =
DIMENZIONIRANJE
dijagonale
min 80,73cN kN= −
max 80,73tN kN=
Odabran profil: 120x120x5222,67 , 4,68x yA cm i i cm= = =
651,4139,18 200
4,68i
gran
l
iλ λ= = = < =
__
1
90,901,498
92,9
λλλ
= = =
" " 0,3724kriva A κ→ =
2 280,733,55 / 0,3724 16,00 5,95 /
22,67 dop
NkN cm kN cm
Aσ σ= = = < = ⋅ =
Usvojeno: dijagonale sprega
120x120x5
48
GLAVNI NOSIVI SISTEM
1. ANALIZA OPTEREĆENJA
Raspon glavnog vezača: L1 = 28,0 m ; L2=18,0 m
Razmak glavnih vezača: l = 8,0 m
Nagib krovne ravni : i = 5% (cos α=0,995 sin α=0,087)
a)
-Stalno opterećenje:
• krovni pokrivač sa instalacijama ,0,35 8 0,05 8 3,2k
kNg
m= ⋅ + ⋅ =
• težina rožnjača (IPE270) ,0,2 8 1,6r
kNg
m= ⋅ =
• glavni vezač sa kr. spregovima ,0,25 8 2,0v
kNg
m= ⋅ =
ukupno: ,6,8
kNg
m=
-Jendakopodjeljeno opterećenje (sopstvena težina nosača dizalice i težine spregova protiv bočnih udara, R.s., el. instalacije i sl.) pretpostavljeno:
,3,0d
kNn
m=
-Stalno opterećenje od dizalice
1,1 3 8 26,4d dN n l kNψ= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ =
-Težina fasade sa podkonstrukcijom
težina rigli (BI+BII)
,,
40,253 0,337
3
kNg
m= =
-Težina fasadne obloge:
,0,2 4 0,8
kNg
m= ⋅ =
ukupno: ,1,137
kNg
m=
-Težina stubova
,1,7s
kNg
m=
49
b) Snijeg
,1,2 8 9,6
kNs
m= ⋅ =
a) Pokretno opterećenje od mostne dizalice
Dizalica I
20
25
8,5
Nosivost t
l m
h m
===
1max
1min
2max
2min
171
60
176
64
5000
P kN
P kN
P kN
P kN
L mm
====
=
max 2,max 1 1,max 2
max max
1,max
2,min 1 1,min 2
,
176 1 171 0,5 261,5
1,1 261,5 287,65
10,5 171 0,064 5,472
2( ) ( ) (64 5,472) 1 (60 5,472) 0,5 102,20
1,1 102
d
odg
d odg odg
R P y P y kN
R R
EP P
AR P P y P P y kN
R R
ϕ
ϕ
= ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ == ⋅ = ⋅ =
∆ = = ⋅ ⋅ =
= + ∆ ⋅ + + ∆ ⋅ = + ⋅ + + ⋅ =
= ⋅ = ⋅ , 20 112,42kN=
Dizalica II
12,5
16
8,5
Nosivost t
l m
h m
===
1max
1min
2max
2min
105
34
106
36
4050
P kN
P kN
P kN
P kN
L mm
====
=
max 2,max 1 1,max 2
max max
1,max
2,min 1 1,min 2
,
106 1 105 0,5 158,5
1,1 158,5 174,35
10,5 105 0,064 3,36
2( ) ( ) (36 3,36) 1 (34 3,36) 0,5 58,04
1,1 58,04
d
odg
d odg odg
R P y P y kN
R R kN
EP P
AR P P y P P y kN
R R
ϕ
ϕ
= ⋅ + ⋅ = ⋅ + ⋅ == ⋅ = ⋅ =
∆ = = ⋅ ⋅ =
= + ∆ ⋅ + + ∆ ⋅ = + ⋅ + + ⋅ =
= ⋅ = ⋅ 63,84kN=
b) Bočni udari
50
Brod I ,max
1 1 1287,65 26,15
10 11I
u dB R kN= ⋅ ⋅ = ⋅ =Φ
Brod II ,max
1 1 1174,35 15,85
10 11II
u dB R kN= ⋅ ⋅ = ⋅ =Φ
a) Vjetar
Objekat se nalazi u Bileći, visine je manje od 15 m, a širina je veća od 2h.
Slijedi:
0 2
0
0,393 2 0,786
8,00 6,29
kNW
mkN
W Wm
= ⋅ =
= ⋅ =
1
2
3
4
5 5
(0,9 0,2) 1,1 6,29 6,91
(0,5 0,2) 0,7 6,29 3,77
0,6 0,6 6,29 3,78
0,5 0,5 6,29 3,15
0,2 6,29 1,26
kNW w
mkN
W wm
kNW w
mkN
W wmkN
W C Wm
= + ⋅ = ⋅ =
= + ⋅ = ⋅ =
= ⋅ = ⋅ =
= ⋅ = ⋅ =
= ⋅ = ± ⋅ = ±
- Kombinacije za SAP 2000
COMB1 – stalno+pokretno+snijeg+spoljašnji vjetar+unutrašnji vjetar(sisanje
COMB2 – stalno+pokretno+snijeg+bočni udar+unutrašnji vjetar
COMB3 – stalno+pokretno+snijeg+spoljašnji vjetar+unutrašnji vjetar(sisanje)+bočni udar
COMB4 – stalno+pokretno+snijeg+spoljašnji vjetar+unutrašnji vjetar(pritisak)
COMB5 – stalno+pokretno+snijeg+spoljašnji vjetar+unutrašnji vjetar(pritisak)+bočni udar
Staticki model
51
Reakcije
Glavni vezač:
max
max
max
min
max
505,79
484,88
203,97
45,67
42,95
U kN
O kN
D kN
V kN
V kN
== −= −
= −=
Glavni vezačVanjski pojas
Dimenzioniranje na silu max 484,88O kN= −
Pretpostavljen HOP 160 x 160 x 5,6234,18A cm= , 6,29i cmη =
max
30147,85 250
6,29λ λ= = < =
47,850,51
92,9λ = =
Za krivu izvijanja A koeficijent 206,0=α pa je
2,
2 2,
0,9243
0,9243 24,014,78 /
1,50
484,8814,18 / 14,78 /
34,18
i dop
i dop
kN cm
N cm kN cm
ν
κκ σσ
ν
σ σ
=⋅ ⋅= = =
= = < =
Usvojen je vanjski pojas presjeka HOP 160 x 160 x 5,6
Unutrašnji pojas
52
Dimenzioniranje na silu max 505,79U kN=
2max 505,7931,61
16dop
UpotA cm
σ= = =
Usvojen je unutrašnji pojas presjeka HOP 160 x 160 x 5,62
2
34,18
505,7914,79 16,0 /
34,18 dop
A cm
UkN kN cm
Aσ σ
=
= = = < =
Dijagonale
Dimenzioniranje na silu max 203,97U kN= −
Pretpostavljen HOP 120 x 120 x 5
l=413cm222,67A cm= , 4,68i cmη =
max
0,8 41370,59 250
4,68λ λ⋅= = < =
70,590,76
92,9λ = =
Za krivu izvijanja A koeficijent 206,0=α pa je
2,
2 2,
0,795
0,795 24,012,72 /
1,50
203,978,99 / 12,72 /
22,67
i dop
i dop
kN cm
N cm kN cm
ν
κκ σσ
ν
σ σ
=⋅ ⋅= = =
= = < =
Usvojena je dijagonala presjeka HOP 120x 120x 5
Vertikale
min
max
45,67
42,95
V kN
V kN
= −=
Pretpostavljen HOP 60 x 60 x 3
l=330cm26,608A cm= , 2,31i cmη =
max
0,8 330114,28 250
2,31λ λ⋅= = < =
114,281,23
92,9λ = =
Za krivu izvijanja A koeficijent 206,0=α pa je
53
2,
2 2,
0,570
0,570 24,09,12 /
1,50
45,676,91 / 9,12 /
6,608
i dop
i dop
kN cm
N cm kN cm
ν
κκ σσ
ν
σ σ
=⋅ ⋅= = =
= = < =
2max 42,953,12
16dop
VpotA cm
σ= = =
Usvojene vertikale presjeka HOP 60x 60x 3
54
Glavni stub (vanjski)
Gornji dio stuba (A-C)
Pretpostavka: HEB300+2≠300/12
T
149 15 30 1,2 30,55 30 1,2 46,15x 22,61cm
149 2 30 1,2
e 7,61cm
⋅ + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅= =+ ⋅ ⋅
=3 3
4x
32 2
y
32 4
30 1,2 1,2 30I 19270 21974cm
12 121,2 30
I 8560 149 7,61 1,2 30 7,9412
30 1,21,2 30 23,54 42111cm
12
⋅ ⋅= + + =
⋅= + ⋅ + + ⋅ ⋅ +
⋅+ + ⋅ ⋅ =
y 3yD
d
y 3yL
l
2
x
y
I 42111W 1205,24cm
x 34,94
I 42111W 1862,5cm
x 22,61
A 221cm
i 9,97cm
i 13,80cm
= = =
= = =
===
2 2
251,38 76,69 251,38 0,0761 76,69 95,82
9582 251,389,08 / 16,0 /
1205, 24 221
e
dop
M M M e kNm
M NkN cm kN cm
W Aσ σ
= + = ⋅ + = ⋅ + =
= + = + = < =
Kontrola gornjeg dijela stuba na bočno torziono izvijanje
Za provjeru stabilnosti je mjerodavan slučaj kada je pritisnut unutrašnji pojas gornjeg dijela stuba, to su
mjerodavne presječne sile:M 95,82kNm
N 251,38kN
== −
55
yCny 2
y
N
dop
y
iy
( 0, 2) 1k 1
1
1,1370,0631
18
i 13,80cm
l 700cm
α ⋅ λ −= + ≤κ− λ ⋅σ
σσ = = =σ
=
=
iyy
y
y
l 70050,72
i 13,80
50,720,546
92,9
1Kriva "C" 0,7854 1,273
λ = = =
λ = =
⇒ κ = ⇒ =κ
ny 2
ymy 2 2
y
0,489 (0,546 0,2) 1k 1 1,172 1,273
1 0,546 0,0631
1,0k 0,981
1 0,546 0,06311
⋅ −= + = ≤ =− ⋅ κ
β= = =
− ⋅− λ ⋅σ
v
D
D P v M
xP
x
0,4
M 5D
vD P
cr,d
2 2cr,d vd wd
1
k
2 S 2 9341,10
W 1680
1k
1
σθ = ≥σ
σ = α ⋅σ ⋅⋅ ⋅α = = =
=
+ λ σλ = α ⋅
σ
σ = φ σ + σ
3 4vd D y 2
x
2 2 4
wd 2 2 2y
2 2cr,d 2
3,14 kNG E I I 1,77 8,1 10 2,1 10 186 8560 91,5
l W 595 1680 cm
E 3,14 2,1 10 kN1,77 142,46
50,72 cm
kN1,0 91,50 142,46 169,31
cm
πσ = η⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =⋅ ⋅
π ⋅ ⋅ ⋅σ = η⋅ = ⋅ =λ
σ = ⋅ + =
56
D
0,4
M 5
D
241,10 0,394
169,31
1k 0,996
1 0,394
1,10 24 0,996 26,29
240,91 1,0 1,0
26,29
λ = ⋅ =
= = +
σ = ⋅ ⋅ =
θ = = < ⇒ θ =
ny N my M dop
dop2 2
k k
kN kN1,273 1,137 1,00 1,0 7,95 9,39 18
cm cm
⋅σ + ⋅θ⋅σ ≤ σ
⋅ + ⋅ ⋅ = ≤ σ =
Dokaz protiv bočnog izvijanja dodatnog lima
dop
i
v
1,14
b 30i 8,66cm
12 12l 700
80,83 200i 8,66
80,830,87
92,9
σ ≤ ⋅ κ⋅σ
= = =
λ = = = <
λλ = = =λ
2 2C
2 2 22
IIdop2
D
1 ( 0,2) 1 0,489 (0,87 0,2) 0,87 2,084
2 20,663
2,084 2,084 4 0,874
N M 251,38 9582 kN9,08 1,14 0,663 18,0 13,62 1,14
A W 221 1205,24 cm
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =+ − ⋅β + β − ⋅λ
σ = + = + = < ⋅ ⋅ = = ⋅ κ ⋅σ
Kontrola stabilnosti gornjeg dijela stuba na izvijanje
2 2 2 41 u u v v
21 2
1
N M dop
I 0,75 (A e A e ) 0,75 (149 60 2) 804600cm
I 421110,052β 2,0 β 2,5
I 804600
kσ
= ⋅ ⋅ + ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =
= = ⇒ = =
⋅ + ≤σ σ
2 29582 251,389,08 / 16,0 /
1205, 24 221 dop
M NkN cm kN cm
W Aσ σ= + = + = < =
ixx
x
l 2,5 700λ 175,52
i 9,97
⋅= = =
57
xx
v
λ 175,52λ 1,88
λ 92,9= = =
xλ 1,88= ( kriva izvijanja C α 0,489⇒ = )
1,137σ 1,33 0,0630
24,0= ⋅ =
( ) 2 2nxk 1 0,489 1,88 0,2 1,88 1,88 0,0630=5,13 = + ⋅ − + − ⋅
N M dop
dop2 2
k
kN kN4,19 1,137 7,95 12,71 18
cm cm
σ σ σ
σ
⋅ + ≤
⋅ + = ≤ =
Donji (rešetkasti) dio stuba
Vanjski pojas rešetkastog stuba
HEB3002 4 4
x y x yA 149cm , I 25170cm , I 8560cm , i 13,0cm, i 7,58cm= = = = =
min N 221,81kN= −
max N 793,05kN=
Dužine izvijanja:
ix
iy
l 300cm
l 100cm
==
x
y
x
Vitkosti :
300λ 23,07
13100
λ 13,197,58
23,07λ 0,24
92,90
= =
= =
= =
Kriva izvijanja „C“:
( ) ( )
( ) ( )
2 2
2 2 2 2
2i,dop
2 2i,dop
1 0,2 1 0,489 0,24 0,2 0,24 1,077
2 20,979
4 1,077 1,077 4 0,24
0,979 24,017,66kN / cm
1,33
221,811,488kN / cm 17,05kN / cm
149
ν
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =β + β − λ + − ⋅
κ ⋅σ ⋅σ = = =ν
σ = = < σ =
58
2 2dop
793,055,32kN / cm 16,00kN / cm
149σ = = < σ =
Unutrašnji pojas rešetkastog stuba
HEB3002 4 4
x y x yA 149cm , I 25170cm , I 8560cm , i 13,0cm, i 7,58cm= = = = =
min N 1214,39kN= −
Dužine izvijanja:
ix
iy
502,381 0,88
1214,39lβ l= 800 0,85 800 680,00cm1,88
l 100cm
+ ⋅= ⋅ ⋅ = ⋅ =
=
x
y
x
Vitkosti :
680,00λ 52,30
13100
λ 13,197,58
52,30λ 0,56
92,90
= =
= =
= =
Kriva izvijanja „C“:
( ) ( )
( ) ( )
2 2
2 2 2 2
1 0,2 1 0,489 0,56 0,2 0,56 1,489
2 20,809
4 1,489 1,489 4 0,56
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =β + β − λ + − ⋅
2i,dop
2 2i,dop
0,809 24,014,59kN / cm
1,33
1214,398,15kN / cm 14,59kN / cm
149
νκ ⋅σ ⋅σ = = =ν
σ = = < σ =
Provjera stabilnosti rešetkastog stuba kao cjeline
iylβ l 2,0 800 1600cm= ⋅ = ⋅ =
Provjera nosivosti
Određivanje vitkosti
2
4y
Površna oba pojasa stuba:
A 2 149 298cm
Momenat inercije stuba kao cjeline :
I 804600cm
= ⋅ =
=
59
y
iy
y
y
804600i 51,96cm
298l 1600cm
160030,79
51,96
32,330,35
92,9
= =
=
λ = =
λ = =
3 3
1 2 2d x
1
2 2 2 2yi y 1
yi
A d 298 169,7118,81
2 A a h 2 11,748 120 120
18,810,20
92,9
30,79 18,81 36,08
36,080,388
92,9
λ = π⋅ ⋅ = π⋅ ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ ⋅
λ = =
λ = λ + λ = + =
λ = =
Provjera nosivosti stuba kao cjeline
iylβ l 2,0 800 1600cm= ⋅ = ⋅ =
Određivanje mjerodavnih statičkih uticaja
max D
odg E
odg B
odg B
COMB6
V 793,70kN
V 1214,30kN
N 249,41kN
M 76,69kNm
== −
= −
=
Provjera nosivosti
Određivanje vitkosti
2
4y
Površna oba pojasa stuba:
A 2 149 298cm
Momenat inercije stuba kao cjeline :
I 804600cm
= ⋅ =
=
y
iy
y
y
804600i 51,96cm
298l 1600cm
160030,79
51,96
30,790,33
92,9
= =
=
λ = =
λ = =
60
3 3
1 2 2d x
1
2 2 2 2yi y 1
yi
A d 298 169,7118,81
2 A a h 2 11,748 120 120
18,810,20
92,9
30,79 18,81 36,08
36,080,388
92,9
λ = π⋅ ⋅ = π⋅ ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ ⋅
λ = =
λ = λ + λ = + =
λ = =
Provjera nosivosti stuba kao cjeline
COMB6:
C
C
N 2
M 2
II1 dop2 2
N 793,70 1214,30 420,6kN
M 793,70 0,4 1214,30 0,4 803,20kNm
420,6 kN1,41
298 cm80320 kN
40 3,99804600 cm
kN kN1,41 3,99 5,40 18
cm cm
= − = −= ⋅ + ⋅ =
σ = =
σ = ⋅ =
σ = + = < σ =
yi
ny 2yi N
N
ny 2
( 0, 2)k 1
1
1,411,33 0,078
240,489 (0,388 0,2)
k 1 1,0931 0,388 0,078
α ⋅ λ −= +− λ ⋅σ
σ = ⋅ =
⋅ −= + =− ⋅
Momenat u glavi rešetkastog stuba iznosi:
C
y
M 249,41 0,40 (249,38 502,3) 0,40 76,69 124,22kNm
124,220,154
803,20
0,66 0,44 0,154 0,72
= ⋅ − + ⋅ + =
ψ = =
β = + ⋅ =
yi
ymy my2 2
N
1 1
ny N my M i,dop
i,dop2 2
0,72k 0,72 k 1,0
1 0,388 0,0781
0,2 1
k k
kN kN1,09 1,41 1,0 3,99 5,52 18,0
cm cm
β= = = ⇒ =
− ⋅− λ ⋅σ
λ = ⇒ κ =⋅σ + ⋅σ < σ
⋅ + ⋅ = < σ =
Dijagonale rešetkastog stuba
61
min N 200,83kN= −
Pretpostavljen presjek: 2L 75 x 75 x 82
1
21
4x y1
x y1
3x y1
4 41 1 1
A 11,50cm
A 2A 23,00cm
I I 58,9cm
i i 2,26cm
W W 11,0cm
I 24,4cm ; W 8,11cm ;i 1,46cm
=
= =
= =
= =
= =
= = =2 2
4y y1 1
yy
1
3y
30 30I 2I 2A e 2 58,9 2 11,50 2,13 6867cm
2 2
I 6867i 17,28cm
2A 23,0
6867W 400,88cm
302,13
2
= + + = ⋅ + ⋅ ⋅ + =
= = =
= = +
Provjera nosivosti na izvijanje upravno na materijalnu osu (x-x)
iy ix
ixx
x
x
l l l 128cm
l 12856,63
i 2,26
56,630,60
92,9
= = =
λ = = =
λ = =
kriva izvijanja C 0,489→ α =
( ) ( )
( ) ( )
2 2
2 2 2 2
2i,dop
2 2i,dop
1 0,2 1 0,489 0,60 0,2 0,60 1,55
2 20,79
4 1,55 1,55 4 0,60
0,79 24,014,25kN / cm
1,33
200,838,73N / cm 12,00kN / cm
23,0
ν
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =β + β − λ + − ⋅
κ ⋅σ ⋅σ = = =ν
σ = = < σ =
- Provjera nosivosti upravno na nematerijalnu osu (y-y)
62
2
E,Q 2yi
4 2
2
2 2yi y 1
y
E AN N
1,58;E 2,1 10 kN / cm
N 200,83kN
A 23,00cm
m
2128
7,40 ;m 217,28
π ⋅ ⋅κ ⋅ < =λ
κ = = ⋅= −=
λ = λ + ⋅λ
λ = = =
11
1
a 128; a 42,66
i 3
42,6629,21
1,46
λ = = =
λ = =
2 2yi
2 4
E,Q 2
E,Q
27,40 29,21 30,13
2N 1,58 200,83 317,31
2,1 10 23,00N 5245,75kN
30,13
N 317,31 N 5245,75kN
λ = + ⋅ =
γ ⋅ = ⋅ =π ⋅ ⋅ ⋅= =
γ ⋅ = < =
- Provjera nosivosti samostalnog elementa na izvijanje upravno na osu 1-1 u polju približno na sredini dužine višedjelnog štapa
y1 1 0
y
oy
E,Q
1
11
1
MN lN A ; w 0,256; r 2
r W 500
N w 200,83 0,256M 54,72
N 1,58 200,831 1
N 5245,75
200,38 54,72N 11,50 100,19 1,57 101,76kN
2 400,28
a42,66
i
42,660,45
92,9
= + ⋅ = = =
⋅ ⋅= = =κ ⋅ ⋅− −
= + ⋅ = + =
λ = =
λ = =
( ) ( )
( ) ( )
2 2
2 2 2 2
2i,dop
2 2i,dop
1 0,2 1 0,489 0,45 0,2 0,45 1,32
2 20,98
4 1,32 1,32 4 0,45
0,98 24,017,68kN / cm
1,33
101,768,84N / cm 17,68kN / cm
11,50
ν
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =β + β − λ + − ⋅
κ ⋅σ ⋅σ = = =ν
σ = = < σ =
63
- Provjera nosivosti samostalnog elementa u krajnjem polju
1 11 dop
1 1
1
max1
omax
E,Q
N Mmax
A W
N 200,83N 100,41kN
r 2Q a
Mr 2
N W 3,14 200,83 0,256Q 1,31kN
N 200,83l 128,001 1N 5245,75
σ = + ≤ σ
= = =
= ⋅
⋅π ⋅= ⋅ = ⋅ =− −
1
2 2max 1 dop
1,31 42,66M 13,97kNm
2 2100,41 13,97
10,45kN / cm 18kN / cm11,50 8,11
= ⋅ =
σ = + = < σ =
Provjera spojnih limova
max
x
Q a 1,31 42,67T 1,62kN
h 34,3
⋅ ⋅= = =
maxQ a 1,31 56,67M 37,11kN
r 2
⋅ ⋅= = =
Na jedan spojni lim djeluju maksimalni uticaji:
s
s
TT 0,81kN
2M
M 18,55kNm2
= =
= =
pretpostavka : spojni lim = 330 x 6x 602
3s
2 2Smax s dop
S
0,6 6,0W 3,6cm
6M 18,55
5,15kN / cm 18kN / cmW 3,6
⋅= =
σ = = = < σ =
2 2s dop
0,810,23kN / cm 10,5kN / cm
0,6 6τ = = < τ =
⋅
- Provjera napona u šavovima
veza pomoću uagaonih šavova : a=4 mm
2 2u,dop u,dop2
18,55n 1,28kN / cm 13,5kN / cm
0,4 6σ ≈ = = < σ =
⋅
Vertikale rešetkastog stuba
min N 16,69kN= −
64
Za vertikale rešetkastog stuba usvajaju se 2L 65 x 65 x 7. S obzirom na relativno male napone pritiska u ugaonicima kao i relativno male dužine izvijanja, nosivost ovih štapova je obezbjeđena i bez spojnih limova između postojećih krakova ugaonika.
21
2 2max dop
A 2A 17,4cm
16,690,95kN / cm 18,0kN / cm
17,40
= =
σ = = < σ =
Gornja vertikala
Pretpostavljeno 2U240
Za dimenzioniranje gornje vertikale su mjerodavne presječne sile:
N=-124,51kN
max dop2 2
N 124,51 kN kN2,56 18,0
A 2 24,3 m mσ = = = < σ =
⋅
Usvojeno:
Gornji dio stubaHEB300+2≠300x12
Dijagonale 2L75x75x8
Pojasevi rešetkastog dijela stuba HEB300
Vertikale2L65x65x7
Kranja vertikala 2U240
65
Glavni stub (srednji)
Glavni stubovi se nalaze na rasteru od 8m. Visina stubova je 14,00m. Sastoje se iz dva dijela. Donji dio stuba do kote +8,00m je rešetkasti sa pojasevima od HEB profila i ispunom od 2L profila dok gornji dio stuba iznad kote +8,00m čine HEB i zavareni limovi koji sa obje strane čine T-presjek. Veza rešetkastih vezača i stuba je zglobna.
Pretpostavljeno:
gornji dio glavnog stuba HEB300+2≠250/10+2≠200/10
pojasevi rešetkog dijela glavnog stuba HEB300
vertikala F-C 2U320
dijagonale 2L75x75x8
vertikale 2L65x65x7
Gornji dio stuba (A-B)
Pretpostavka: HEB300+2≠250/10+2≠200/10
3 34
x
3 32 2 4
y
25 1,0 1,0 20I 19270 19938cm
12 12
1,0 25 20 1,0I 8560 2 1,0 25 13,05 1,0 20 26,05 46827cm
12 12
⋅ ⋅= + + =
⋅ ⋅= + ⋅ + + ⋅ ⋅ + ⋅ ⋅ =
y 3yD yL
2
xx
yy
I 46827W W 1763,73cm
x 26,55
A 149 2 (25 1 20 1) 239cm
I 19938i 9,13cm
A 239
I 46827i 20,0cm
A 239
= = = =
= + ⋅ ⋅ + ⋅ =
= = =
= = =
COMB6
2 25105 343,464,33 / 16,0 /
1763,73 239 dop
M NkN cm kN cm
W Aσ σ= + = + = < =
66
Kontrola gornjeg dijela stuba na bočno torziono izvijanje
Za provjeru stabilnosti je mjerodavan slučaj kada je pritisnut lijevi pojas gornjeg dijela stuba, odnosno dodatni lim, ša su mjerodavne presječne sile:
M 51,05kNm
N 343,46kN
== −
yCny 2
y
N
dop
y
iy
( 0, 2) 1k 1
1
1,430,0794
18
i 20,0cm
l 595cm
α ⋅ λ −= + ≤κ− λ ⋅σ
σσ = = =σ
=
=
iyy
y
y
l 60030,00
i 20,0
30,000,32
92,9
1Kriva "C" 0,938 1,07
λ = = =
λ = =
⇒ κ = ⇒ =κ
ny 2
ymy 2 2
y
0,489 (0,30 0,2) 1k 1 1,05 1,07
1 0,30 0,0794
1,0k 1,007
1 0,30 0,07941
⋅ −= + = ≤ =− ⋅ κ
β= = =
− ⋅− λ ⋅σ
v
D
D P v M
xP
x
0,4
M 5D
vD P
cr,d
2 2cr,d vd wd
1
k
2 S 2 10401,24
W 1680
1k
1
σθ = ≥σ
σ = α ⋅σ ⋅⋅ ⋅α = = =
=
+ λ σλ = α ⋅
σ
σ = φ σ + σ
67
3 4vd D y 2
x
2 2 4
wd 2 2 2y
2 2cr,d 2
D
0,4
M 5
3,14 kNG E I I 1,77 8,1 10 2,1 10 186 8560 91,5
l W 595 1680 cm
E 3,14 2,1 10 kN1,77 407,2
30,00 cm
kN1,0 91,50 407,20 417,35
cm
241,24 0,26
417,35
1k
1 0,26
πσ = η⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ =⋅ ⋅
π ⋅ ⋅ ⋅σ = η⋅ = ⋅ =λ
σ = ⋅ + =
λ = ⋅ =
= +
D
1,0
1,24 24 1,0 29,76
240,807 1,0 1,0
29,76
=
σ = ⋅ ⋅ =
θ = = < ⇒ θ =
ny N my M dop
dop2 2
k k
kN kN1,07 1,43 1,007 1,0 2,89 4,44 18
cm cm
⋅σ + ⋅θ⋅σ ≤ σ
⋅ + ⋅ ⋅ = ≤ σ =
Dokaz protiv bočnog izvijanja dodatnog lima
dop
i
v
1,14
b 20i 5,77cm
12 12l 600
103,98 200i 5,77
103,981,11
92,9
σ ≤ ⋅ κ ⋅σ
= = =
λ = = = <
λλ = = =λ
2 2C
2 2 22
IIdop2
D
1 ( 0,2) 1 0,489 (1,11 0,2) 1,11 2,68
2 20,478
2,68 2,68 4 1,114
N M 5105 343,46 kN4,33 1,14 0,478 18,0 9,81 1,14
A W 1763,73 239 cm
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =+ − ⋅β + β − ⋅λ
σ = + = + = < ⋅ ⋅ = = ⋅ κ ⋅σ
Kontrola stabilnosti gornjeg dijela stuba na izvijanje
2 2 2 41 u u v v
21 2
1
N M dop
I 0,75 (A e A e ) 0,75 (149 60 2) 804600cm
I 468270,058β 2,0 β 2,5
I 804600
kσ
= ⋅ ⋅ + ⋅ = ⋅ ⋅ ⋅ =
= = ⇒ = =
⋅ + ≤σ σ
IImin dop2 2
5105 343,46 kN kN2,89 1,43 4,32 18
1763,73 239 cm cmσ = + = + = < σ =
ixx
x
l 2,5 600λ 164,29
i 9,13
⋅= = =
68
xx
v
λ 164,29λ 1,768
λ 92,9= = =
xλ 1,768= ( kriva izvijanja C α 0,489⇒ = )
1, 43σ 1,33 0,079
24,0= ⋅ =
( ) 2 2nxk 1 0,489 1,768 0,2 1,768 1,768 0,079=4,64 = + ⋅ − + − ⋅
N M dop
dop2 2
k
kN kN4,64 1,43 2,89 9,52 18
cm cm
σ σ σ
σ
⋅ + ≤
⋅ + = ≤ =
Donji (rešetkasti) dio stuba
Pojas rešetkastog stuba
HEB3402 4 4
x y x yA 149cm , I 25170cm , I 8560cm , i 13,0cm, i 7,58cm= = = = =
min N 526,18kN= −
Dužine izvijanja:
ix
iy
l 800cm
l 160cm
==
x
y
x
Vitkosti :
800λ 61,53
13,0
160λ 21,10
7,58
61,53λ 0,66
92,90
= =
= =
= =
Kriva izvijanja „C“:
( ) ( )
( ) ( )
2 2
2 2 2 2
2i,dop
2 2i,dop
1 0,2 1 0,489 0,66 0,2 0,66 1,66
2 21,00
4 1,66 1,66 4 0,66
1,00 24,018,04kN / cm
1,33
526,183,53kN / cm 13,14kN / cm
149
ν
β = + α ⋅ λ − + λ = + ⋅ − + =
κ = = =β + β − λ + − ⋅
κ ⋅σ ⋅σ = = =ν
σ = = < σ =
Provjera stabilnosti rešetkastog stuba kao cjeline
iylβ l 2,0 800 1600cm= ⋅ = ⋅ =
Određivanje mjerodavnih statičkih uticaja
69
max E
odg D
odg B
COMB6
V 526,18kN
V 263,42kN
M 51,05kNm
==
=
Provjera nosivosti
Određivanje vitkosti
2
4y
Površna oba pojasa stuba:
A 2 149 298cm
Momenat inercije stuba kao cjeline :
I 804600cm
= ⋅ =
=
y
iy
y
y
804600i 51,96cm
298l 1600cm
160030,79
51,96
30,790,33
92,9
= =
=
λ = =
λ = =
3 3
1 2 2d x
1
2 2 2 2yi y 1
yi
A d 298 169,7110,03
2 A a h 2 17,40 160 160
10,030,10
92,9
30,79 10,03 32,38
32,380,348
92,9
λ = π⋅ ⋅ = π⋅ ⋅ =⋅ ⋅ ⋅ ⋅
λ = =
λ = λ + λ = + =
λ = =
Provjera nosivosti stuba kao cjeline
C
C
N 2
M 2
II1 dop2 2
N 526,18 263,42 789,60kN
M 526,18 0,8 263,42 0,8 210,20kNm
789,60 kN2,64
298 cm21020 kN
80 2,08804600 cm
kN kN2,64 2,08 4,72 18
cm cm
= − − = −= ⋅ − ⋅ =
σ = =
σ = ⋅ =
σ = + = < σ =
yi
ny 2yi N
N
ny 2
( 0, 2)k 1
1
2,641,33 0,146
240,489 (0,348 0,2)
k 1 1,071 0,348 0,146
α ⋅ λ −= +− λ ⋅σ
σ = ⋅ =
⋅ −= + =− ⋅
70
Momenat u glavi rešetkastog stuba iznosi:
C
y
M 263,42 0,80 404,39 0,80 51,05 61,72kNm
61,720,29
210,20
0,66 0,29 0,47 0,79
= ⋅ − ⋅ + =
ψ = =
β = + ⋅ =
ymy my2 2
yi N
1 1
ny N my M i,dop
i,dop2 2
0,79k 0,80 k 1,0
1 0,348 0,1461
0,2 1
k k
kN kN1,07 2,64 1,0 2,08 4,90 18,0
cm cm
β= = = ⇒ =
− ⋅− λ ⋅σ
λ < ⇒ κ =⋅σ + ⋅σ < σ
⋅ + ⋅ = < σ =
Dijagonale rešetkastog stuba
min N 28,72kN= −
Pretpostavljen presjek: 2L 75 x 75 x 8
Kako je normalna sila pritiska u dijagonali manja od one koju smo imali u vanjskom glavnom stubu, a dužina izvijanja ista usvaja se ista dijagonala i za srednji stub.
Vertikale rešetkastog stuba
Za vertikale rešetkastog stuba usvajaju se 2L 65 x 65 x 7. S obzirom na relativno male napone pritiska u ugaonicima kao i relativno male dužine izvijanja, nosivost ovih štapova je obezbjeđena i bez spojnih limova između postojećih krakova ugaonika.
21
2 2max dop
A 2A 17,40cm
43,902,52kN / cm 18,0kN / cm
17,40
= =
σ = = < σ =
Gornja vertikala
Pretpostavljeno 2U320
Za gornje vertikale je mjerodavan momenat:
M=162,91kNm
2
max dop2 2
M 162,91 10 kN kN11,99 18,0
W 2 679 m m
⋅σ = = = < σ =⋅
Usvojeno za srednji stub:
Gornji dio stubaHEB300+2≠250x10+2≠200x10
Dijagonale 2L75x75x8
71
Pojasevi rešetkastog dijela stuba HEB300
Vertikale 2L65x65x7
Gornja vertikala 2U320
72
Detalj montažnog nastavka gornjeg pojasa glavnog vezača
U gornjem pojasu se, za mjerodavne slučajeve opterećenja javlja pritiskujuća sila od kojih maksimalna iznosi:
minNc= -484,82kN (ST+SN)
Gornji pojas je urađen od HOP 160x160x5,6 (A=38,22cm2). Sila Nc se prenosi preko naliježućih
površina čeonih ploča ≠180x15x250mm. Usvaja se sučeoni šav zavaren po obimu gornjeg pojasa 1
V2
I kvalitete nosivosti.
š dop min cF k A 1,0 16 38,2 611,2kN N 459,85kN= ⋅σ ⋅ = ⋅ ⋅ = > = −
73
Nastavak rožnjače
Udaljenost nastavka od oslonca:
1x 0,2 l 0,2 8 1,60m= ⋅ = ⋅ =
Nastavak se dimenzionira prema momentu:2 2
x 1nast
q l 5,52 8M 11,04 kNm
32 32
⋅ ⋅= = =
Nastavak se izvodi pomoću čeone ploče i visokovrijednih vijaka M12 k.č.10.9 sa fp=0
Veličina sile na mjestu montažnog nastavka:
nast
s
fs t 2
MZ D
h
t 0,95h h a 17,1 4 12,62cm
2 211,04
Z D 87,48kN0,1262
= − =
= − − = − − =
= − = =
Debljina čeone ploče:
t 1,5 d 1,5 1,2 1,8cm 18mm= ⋅ = ⋅ = =
Na jedan zategnut vijak otpada sila zatezanja (bez pripremne površine):
1 doz
Z 87,48Z 29,16kN Z 30,0kN
3 3= = = < =
Za vezu rožnjače i čeone ploče usvajaju se ugaoni šavovi aw=4mm<max aw=0,7x6=4,2mm.2
š wA 2 a (h 2c) 2 0,4 12,2 9,76 cm= ⋅ ⋅ − = ⋅ ⋅ =
uš u,dop šF A 12 9,76 117,12 kN Z 87,48 kN= σ ⋅ = ⋅ = > =
74
Veza fasadnog stuba i fasadne rigleMaksimalni uticaji na spoju su:
max x
max y
4T 1,80 3,6kN (Stalno)
24
T 3,27 6,54kN (Vjetar)2
= ⋅ =
= ⋅ =
Za stalno opterećenje mjerodavno je stanje u fazi montaže rigle kada vlastitu težinu prenosi samo preko kontakta sa L profilom.
Usvaja se profil L90x90x11 i šav a=4mm, pa je:
II w,dop2 2
3,60 kN kNV 0,45 12,00
2 0,4 (9 2 0,4) cm cm= = < σ =
⋅ ⋅ − ⋅
Po završetku montaže vrši zavarivanje po cijelom obimu kraja fasadne rigle ugaonim šavovima.
II w,dop2 2
6,54 kN kNV 0,88 12,00
2 0,4 (10 2 0,4) cm cm= = < σ =
⋅ ⋅ − ⋅
Provjera napona u ugaoniku:
xM R e 3,6 5,9 21,24 kNcm= ⋅ = ⋅ =
2310 1,1
W 2,02 cm6
⋅= =
2 2dop
M 21,2410,51 kN/cm 16 kN/cm
W 2,02σ = = = < σ =
75
Stopa fasadnog stubaFasadnii stub se zglobno oslanja na betonski temelj . Veza sa betonskim temeljem je nalijeganjem preko ležišne ploče i ubetoniranih anker vijaka.
- presječne sile na mjestu spoja sa ležišnom pločom: Q 15,95 kN=
N 33,05 kN= −
Ako se čeoni presjek HOP 220x220x10 ne obrađuje, uzima se da ugaoni šavovi prenose ¾ N.
Odabrana debljina šavova: wa 4 mm=Obim stuba O=88cm
Površina ugaonog šava: 2
šA a O 0,4 88 35,2 cm= ⋅ = ⋅ =∑Računska površina šavova u pravcu transverzalne sile: 2
šrA 2 (22 2 0,4) 21,20 cm= ⋅ − ⋅ = Naponi u šavu usljed normalne sile:
2 I 2u u,dop
š
3 3N 33,05
4 4σ =n= = =0,70 kN/cm <σ =12 kN/cmA 35,2
⋅ ⋅
∑Naponi u šavu usljed normalne i transverzalne sile:
2n 0,70 kN/cm=2
IIšr
Q 15,95V 0,75 kN/cm
A 21,20= = =
2 2 2 2u u,dop0,70 0,75 1,02 kN/cm 12,0 kN/cmσ = + = < σ =
Pretpostavlja se ležišna ploča: a=320 mm ; b=250 mm ; t=15 mm
Površina ležišne ploče: 2
1pA 32 25 800 cm= ⋅ =Provjera napona pritiska ležišne ploče na beton:
2 2
b b,dop1p
N 33,050,041 kN/cm 0,4 kN/cm
A 800σ = = = < σ = (za MB 20)
Kontrola napona u ležišnoj ploči
Ležišnu ploču posmatramo kao ploču koja je uklještena sa sve četiri strane dimenzija 220x15x220, opterećenu sa 2
b 0,041 kN/cmσ =2 2
b xy y
l 0,041 22m S 5,16 1,02 kNcm/cm'
100 100
σ ⋅ ⋅= ⋅ = ⋅ =
y y 2 2max p dop2 2
p p
m m 1,022,72 kN/cm 16 kN/cm
W t / 6 1,5 / 6σ = = = = < σ =
Za anker vijke usvajaju se 2M16...k.č.4.6
- nosivost na smicanje: 2
d
1,6N 11,2 22,52kN
4
⋅ π= =
- nosivost na pritisak po omotaču rupe: bN 1,6 1,5 27 64,8 kN= ⋅ ⋅ =
Dva anker vijka nose : F 2 22,52 45,04 kN Q 15,95 kNτ = ⋅ = > =∑
76
Detalj veze pojasnih štapova i vertikale u sljemenu glavnog vezača
v
1
b 80,5 0,4 Nema uticaja lokalnog savijanja
b 16= = > ⇒
Veza pojasnih štapova se ostvaruje sučeonim šavovima 1/2V I kvalitete (zavareni po obimu profila)
sš
k 1,0
F 1,0 16 40,32 645,12kN 459,85kN
== ⋅ ⋅ = >
Veza vertikale sa pojasnim štapovima se ostvaruje ugaonim šavovima.
Usvojeno: aw=3mm<0,7x5=3,5mm
Ugaoni šavovi se zavaruju po cijelom obimu HOP 60x60x3, pa je:
w
2w w w
w,dop2 2
l 4 60 240mm
A a l 3 240 720mm
43,02 kN kN5,97 12,0
7,2 cm cm
= ⋅ =
= ⋅ = ⋅ =
σ = = < σ =
77
Komentar dobivenih rezultata
Razlike rezultata dobivenih metodom konačnih elemenata (SAP2000) i onih dobivenih postepenim proračunom kreću se u granicama od 10 do 24%.
Razlike se javljaju zbog automatskog unošenja sopstvene težine elemenata konstrukcije, kao i nanošenja opterećenja za maksimalne uticaje na glavnom nosivom sistemu.
Na kalkanske zidove je opterećenje od vjetra uneseno kao odgovarajuće opterećenje za maksimalni vjetar sa lijeve odnosno desne strane. Stoga u fasadnim elementima, kao i horizontalnim spregovima do kalkana dolazi do neiskorištenja presjeka elemenata.
U nekim elementima dolazi do prekoračenja napona. Tako se u rožnjačama javljaju dodatni naponi usljed aksijalne sile koji nisu uzeti u proračun postepenim proračunom.
Normalne sile dobivene na 2d modelu postepenim proračunom
78
Za slučaj djelovanja sopststvene težine+snijeg
Normalne sile dobivene na 3d modelu u SAP-u
79
Za slučaj djelovanja sopststvene težine+snijeg
80
Detalj spoja srednjeg stuba sa krovnim vezaćem
Dodatni profil
81
H 253,22 cos5,30 313,34 cos35,53
H 2,86kN
= ⋅ − ⋅=
V 254,22 sin 5,30 313,34 sin 35,53
V 205,57kN
= ⋅ + ⋅=
A
A
M H 0,381 V 0,10 2,86 0,381 205,57 0,10
M 19,46kNm
= ⋅ − ⋅ = ⋅ − ⋅= −
AM 253,22 0,374 313,34 0,374= ⋅ − ⋅
odabrano: HEB2003
xW 570cm=
2
1946 kN3,41
570 cmσ = =
usvojeno HEB200
Kontrola napona u šavovima na mjestu spoja dodatnih profila i spojnog lima
w,max
w
lw
l 2w w
w dop2 2
a 0,7 0,7 8,5 5,95mm
a 4mm
l 300 2 4 292mm
A l 2 a 23,36cm
205,57 kN kN8,80 12
23,36 cm cm
= ⋅δ = ⋅ ==
= − ⋅ =
= ⋅ ⋅ =
σ = = < σ =
usvojeno: 2 4x300
Spoj srednjeg stuba sa krovnim vezaćem
Donji pojas
HOP 160x160x5,6
max
min
a 0,7 0,7 5,6 3,9mm
a 3mm
= ⋅δ = ⋅ ==
-pretpostavka wa 3mm=
wl 210mm=
lw w w
2 2w w w
w 2w
l l 2 a 230 2 3 224mm
A l 4 a 224 4 3 2688mm 26,88cm
U 313,34 kNV 11,65
A 26,88 cm
= − ⋅ = − ⋅ =
= ⋅ ⋅ = ⋅ ⋅ = =
σ = = = =
w dop 2
kN12
cmσ < σ =
usvojeno: 4 3x230
82
Gornji pojas
160x160x5,6
wl 460mm=
w,maxa 0,7 0,7 5,6 3,92mm= ⋅δ = ⋅ =
-pretpostavka: wa 3mm=l 2 2
w w w
w 2
A l 4 a (460 2 3) 4 3 5448mm 54,48cm
253,22 kN4,67
54,48 cm
= ⋅ ⋅ = − ⋅ ⋅ ⋅ = =
σ = =
usvojeno: 4 3x460
Kontrola napona u šavu u tački A
7x77
7x134
w1
w 2
l 75mm
l 132mm
==
w,maxa 0,7 14,5 10,15mm= ⋅ =
wa 7mm=
2w w1 w2 wA (2 l 4 l ) a (2 7,5 4 13,2) 0,7 47,46cm= ⋅ + ⋅ ⋅ = ⋅ + ⋅ ⋅ =
IIw
w
2 23
w
2
H 2,86V 0,06
A 47,46
Mn
W
4 0,7 7,5 8,2 0,7 13,2W 2 181,8cm
10 61946 kN
n 10,70181,8 cm
= = =
=
⋅ ⋅ ⋅ ⋅= + ⋅ =
= =
2 2 2 2n II dop2 2
kN kNV n 0,06 10,70 10,70 12,00
cm cmσ = + = + = < σ =
usvojeno: 4 7x77+2 7x134
83
Detalj veze glavnog stuba sa glavnim vezačemMjerodavni uticaji u spoju glavnog stuba sa glavnim vezačem su:
min B
max B
N 252,96kN
T 11,72kN
= −=
Pretpostavlja se centrir-ploča 70x25x246≠ sa poluprečnikom R=200mm.
Provjera debljine centrir-ploče:
minmin
dop
1,50 N 1,5 254t 1,70cm t 2,5cm
l 14 16
⋅ ⋅= = = < =⋅σ ⋅
Provjera računskog napona linijskog pritiska valjkaste povši:
mindop2 2
N E 252,96 21000 kN kN0,42 0,42 43,55 81,50
R l 20 24,6 cm cm
⋅ ⋅σ = ⋅ = ⋅ = < σ =⋅ ⋅
Šav za vezu centrir-ploče sa pločom glave stuba, pretpostavljen ugaoni šav aw=6mm,
2
2
2 2 2 2u ui,dop2 2
252,96 kNn 7,12
2 (24,6 5) 0,6 cm
11,72 kNv 0,39
2 24,6 0,6 cm
kN kNn v 7,12 0,39 7,13 12,00
cm cm
⊥
⊥
= =⋅ + ⋅
= =⋅ ⋅
σ = + = + = < σ =
Iz ovoga se može zaključiti da je i graničnike dovoljno zavariti ugaonim šavovima od 6mm prema skici.
Proračun vijaka za prijem sile koja odiže krovni vezač, konstruktivno 2M12...10.9.:
z s z,dop2 F 2 A 2 3,03 13,70 83,00kN⋅ = ⋅ ⋅σ = ⋅ ⋅ =
Provjera napona u pločama usljed pritiska centrir-ploče (mjerodavna je donja ploča):
dop2 2 2
dop2 2
252,962 1M kN kN5 14 6 7,76 16,00
W 2,5 cm cm
252,961,5 2
kN kN5 144,33 9,00
2,5 cm cm
⋅ ⋅⋅σ = = ⋅ = < σ =
⋅ ⋅ ⋅ τ = = < τ =
84
Detalj stope glavnog stuba
U osi y-y pojasa rešetkastog stuba postaviće se po dva ankera M64...5.6. (As=28,5cm2)
Zbog nepostanja zatežućih sila u štapovima pojasa, usvajaju se ankeri konstruktivno
Računska dužina ankera
al 30 d 30 6,4 192cm= ⋅ = ⋅ =
usvaja se al 200cm=
Pločica ispod navrtke ankera
Za usvojeni anker M64...5.6. predvidja se rupa 68Φ u pločici ispod navrtke ankera.
Pretpostavlja se širina ove pločice plb 200mm=
Usvaja se pločica ispod navrtke ankera sastavljena od 2 ≠ 200x35
Ležišne ploče
Konstrukcijskim rješenjem stope rešetkastog stuba predvidjene su dvije odvojene ležišne ploče dimenzija: ≠ 580x40x550
Površine ležišnih ploča
Površina ležišne ploče treba da obezbjedi prenos vertikalne reakcije pritiska pojasnog štapa na beton temelja bez prekoračenja dozvoljenih napona pritiska u betonu.
2lpA 58,0 55,0 3190cm= ⋅ =
bs beMB30,dop2 2lp
max V 526,18 kN kN0,164 0,600
A 3190 cm cmσ = = = < σ =
Debljina ležišne ploče
U konzolnim djelovima ploča največi moment savijanja (po 1 cm širine) iznosi:212,6
M 0,164 13,0kNcm / cm2
= ⋅ =
otporni moment ležišne ploče (po 1 cm širine) iznosi
2 3 1lp
1W 1,0 4,0 2,67cm / cm
2= ⋅ ⋅ =
maksimalni napon u ležišnoj ploči:
IIdop2 2
13,0 kN kNmax 4,86 18,0 ( )
2,67 cm cmσ = = < = σ
Konzolni limovi
Provjeravaju se naponi u konzolnim limovima u presjecima A-A i B-B, pojasnog štapa rešetkastog stuba. Presjeci konzolnih limova se pretpostavljaju ≠ 300x14 za oba pojasa štapa rešetkastog stuba.
85
Šavovi
Konzolnim limovima, koji su vezani za nožice pojasnog štapa preuzima se (preko ugaonih šavova debljine 7mm) vrijednost normalne sile iz pojasnog štapa u iznosu
šF 4 30,0 0,7 13,5 1134kN= ⋅ ⋅ ⋅ =
šF > max V
Konzolni limovi u potpunosti preuzimaju normalnu silu iz pojasnog štapa
Slucaj dejstva maxV
Veza konzolnog lima sa ležišnom pločom treba da prihati maksimalno reaktivno opterećenje od pritiska betona
B 2
kNmax p 0,164 (14,0 0,5 28,0) 4,45
cm= ⋅ + ⋅ =
Kontrola napona uσ = max u,dop2 2
4,45 kN kNn 3,179 13,5 ( )
2 0,7 cm cm= = < = σ
⋅
86