VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY

Transkript

1 VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ BRNO UNIVERSITY OF TECHNOLOGY FAKULTA STAVEBNÍ ÚSTAV KOVOVÝCH A DŘEVENÝCH KONSTRUKCÍ FACULTY OF CIVIL ENGINEERING INSTITUTE OF METAL AND TIMBER STRUCTURES SPORTOVNÍ HALA EXHIBITION PAVILION STATICKÝ VÝPOČET DESIGN CALCULATION BAKALÁŘSKÁ PRÁCE BACHELOR'S THESIS AUTOR PRÁCE AUTHOR VEDOUCÍ PRÁCE SUPERVISOR INGRID SENGEROVÁ Ing. KAREL SÝKORA Ingrid Sengerová 1

2 BRNO 2014 Obsah 1. GEOMETRIE KONSTRUKCE MATERIÁL STŘEŠNÍ KRYTINA ZATÍŽENÍ Stálé zatížení Vlastní tíha viz. Scia Engineer Ostatní stálé zatížení Nahodilé zatížení Zatížení sněhem dle (ČSN EN ) Zatížení větrem dle (ČSN EN ) MATERIÁL VAZNICE Výpočtový model Zatížení na vaznici ZS1 Vlastní tíha ZS2 Stálé zatížení Zatížení větrem Kombinace zatížení na vaznici Vnitřní síly Posouzení vaznice Šikmý ohyb s klopením Posouzení vaznice na vzpěr Mezní stav použitelnosti vaznice Táhlo VAZNÍK Výpočtový model Zatížení Kombinace zatížení Horní pás (prut B228) Posouzení horního pásu na vzpěr Posouzení horního pásu (program scia Engineer) Dolní pás (prut B186) Ingrid Sengerová 2

3 Posouzení dolního pásu Posouzení dolního pásu (program scia Engineer) Diagonála Tlačená diagonála (B192) Tažená diagonála (B191) Vnitřní síly: Svislice (prut B203) Posouzení svislice (scia) Posouzení mezní stav použitelnosti Spoje vazníku Posouzení svaru (diagonála k dolnímu pásu) Montážní spoje STŘEŠNÍ PŘÍČNÉ A STĚNOVÉ ZTUŽIDLO STŘEŠNÍ PODÉLNÉ ZTUŽIDLO Výpočtový model Dolní pás ztužidla (prut B838) Posouzení dolního pásu na vzpěr (ruční výpočet) Posudek ohybového momentu My a Mz Posouzení diagonály podélného ztužidla (prvek B1532) Posouzení diagonály podélného ztužidla (scia Engineer) PAŽDÍK (B 703) Posouzení paždíku programem scia Engineer SLOUP (B 1594) Posouzení sloupu na vzpěr Posouzení sloupu. (scia Engineer) ČEPOVÝ SPOJ PATKA A KOTVENÍ SLOUPU Patka Kotevní šrouby Patní deska Průřez patky Kotevní příčník Ingrid Sengerová 3

4 1. GEOMETRIE KONSTRUKCE Rozpětí vaznice l= 6,00m Zatěžovací šířka b= 2,51m Rozpětí vazníku l= 48,00m Zatěžovací šířka b= 6,00m Sklon střechy α = 6 2. MATERIÁL ocel S355 mez kluzu: f y = 355 MPa pevnost v tahu: f u = 510 MPa modul pružnosti v tahu a tlaku: E = MPa modul pružnosti ve smyku: G = MPa objemová hmotnost: Ɣ m0 = Ɣ m1 = 1,00 Ɣ m2 = 1,25 ε = = = 0,814 Ingrid Sengerová 4

5 3. STŘEŠNÍ KRYTINA střešní panely ELCOM typ TCP/C tloušťka 80 mm skladebná šířka 1000 mm hmotnost 12,42 kg/m 2 maximální zatížení při rozpětí 3,5m: 2,27 kn/m 2 skladba: pozinkovaný ocelový plech izolační výplň z polyuretanové pěny pozinkovaný ocelový plech součinitel tepelné vodivosti 0,022 W/m.K Ingrid Sengerová 5

6 4. ZATÍŽENÍ 4.1. Stálé zatížení Vlastní tíha viz. Scia Engineer tíha oceli Ɣ s = 78,50 kn/m Ostatní stálé zatížení střešní plášť g n = 0,1242 kn/m Nahodilé zatížení Zatížení sněhem dle (ČSN EN ) lokalita: Brno: II. sněhová oblast : charakteristická hodnota: S k = 1,0 kn m -2 topografie normální součinitel expozice: C e = 1,0 součinitel tepla: C t = 1,0 úhel střechy 6 sedlová střecha tvarový součinitel: μ 1 = 0,8 sníh plný: S = S k μ 1 C e C t = 1 0,8 1 1= 0,8 kn m Zatížení větrem dle (ČSN EN ) lokalita: Brno: II. větrová oblast: kategorie terénu III oblast pravidelně pokrytá vegetací, budovami nebo překážkami výchozí základní rychlost větru: v b,0 = 25 m s -1 součinitel ročního období: C season = 1 součinitel směru větru: C dir = 1 základní rychlost větru: V b = C dir C season V b,0 = = 25 m s -1 kategorie drsnosti terénu II: výška nad terénem: z 0 = 0,30 m z min = 5,00 m z 0,II = 0,05 m z = 12,14 m součinitel terénu: ( ) součinitel drsnosti: ( ) ( součinitel ortografie: C 0 (z) = 1 ( ) ) Ingrid Sengerová 6

7 charakteristická střední rychlost: v m = C r (z) C 0 (z) v b = 0, = 19,90 kn m -2 měrná hmotnost vzduchu: ƍ = 1,25 kg m -3 zakladní dynamický tlak větru: q b = 0,5 ƍ v m 2 = 0,5 1,25 /1000 = 0,248 kn m -2 součinitel turbulence: k l = 1 intenzita turbulence: l v (z) = ( ) ( ( ) ) = 0,270 součinitel expozice: C e (z) = l v (z) = 2,890 maximální dynamický tlak: q p (z) = q b (z) C e (z) = 0,248 2,890 = 0,717 kn m -2 střešní plocha vystavená působení větru > 10 m 2 ==> C pe,10 tlak větru na povrchy: w e = q p C pe10 h = 12,14 m e = min (b; 2h) = min (48; 2 12,14) = 24,28 m e/10 = 2,43 m, e/4 = 6,07 m, b = 48,00 m Vítr boční na střechu (pravý a levý) Součinitel vnějšího tlaku C pe na sedlové střechy sklon 6 Úhel sklonu α Mskmfů Zdroj: ČSN EN , str. 40, tab. 7.8a ČSN EN , str. 40, tab. 7.4a Vítr boční na střechu C pe10 F C pe10 G C pe10 H C pe10 I C pe10 J 5-1,70-1,20-0,60-0,60 0,20 6-1,62-1,16-0,57-0,58 0, ,90-0,80-0,30-0,40-0,10 w e (kn/m 2 ) -1,16-0,83-0,41-0,42 0,12 Zdroj: ČSN EN , str Vítr čelní na střechu Úhel sklonu α Vítr čelní na střechu C pe10 F C pe10 G C pe10 H C pe10 I 5-1,60-1,30-0,70-0,60 6-1,57-1,30-0,69-0, ,30-1,30-0,60-0,50 w e (kn/m 2 ) -1,13-0,93-0,49-0,36 Zdroj: ČSN EN , str.39 Ingrid Sengerová 7

8 Vítr čelní na stěnu h/b = 12,14/36,00 = 0,337 e = min (b; 2h) = min (36; 2 12,14) = 24,28 m e = 24,28 m d = 36,00 m e = 24,28 < d = 36m Zdroj: ČSN EN , str.34 h/d Vítr čelní na stěnu C pe10 A C pe10 B C pe10 C C pe10 D C pe10 E 1-1,20-1,40-0,50 0,80 0,50 0,337-1,20-0,87-0,50 0,71-0,21 0,25-1,20-0,80-0,50 0,70-0,30 w e (kn/m 2 ) -0,86-0,62-0,36 0,51-0, Vítr boční na stěnu h/b = 12,14/48,00 = 0,253 e = min (b; 2h) = min (48; 2 12,14) = 24,28 m e = 24,28 m d = 48,00 m e = 24,28 < d = 48m Zdroj: ČSN EN , str.34 h/d Vítr boční na stěnu C pe10 A C pe10 B C pe10 C C pe10 D C pe10 E 1-1,20-1,40-0,50 0,80 0,50 0,253-1,20-0,80-0,50 0,70-0,30 0,25-1,20-0,80-0,50 0,70-0,30 w e (kn/m 2 ) -0,86-0,57-0,36 0,50-0,22 Ingrid Sengerová 8

9 5. MATERIÁL ocel S355 mez kluzu: f y = 355 MPa pevnost v tahu: f u = 510 MPa modul pružnosti v tahu a tlaku: E = MPa modul pružnosti ve smyku: G = MPa objemová hmotnost: Ɣ m0 = Ɣ m1 = 1,00 Ɣ m2 = 1,25 ε = = = 0, VAZNICE 6.1. Výpočtový model rozpětí vaznice: L = 6,00 m zatěžovací šířka: b = 3,62 m sklon: α = Zatížení na vaznici ZS1 Vlastní tíha navržený profil IPE 180 g d = 0,188 kn/m souč. pro nepříznivé zatížení γ f = 1,35 souč. pro příznivé zatížení γ f = 1, ZS2 Stálé zatížení Tíha střešního pláště g k = 0,1242 kn/m 2 g k = 3,62 * g k = 0,450 kn/m 2 souč. pro nepříznivé zatížení γ f = 1,35 souč. pro příznivé zatížení γ f = 1,00 Ingrid Sengerová 9

10 Zatížení větrem ZS3 Vítr z leva Úhel sklonu α Vítr boční z leva C pe10 F C pe10 G C pe10 H C pe10 I C pe10 J 6-1,62-1,16-0,57-0,58 0,17 W k (kn/m 2 ) -1,16-0,83-0,41-0,42 0,12 ZŠ (m) 3,62 3,62 3,62 3,62 3,62 W k (kn/m) -4,20-3,00-1,48-1,52 0,43 Posuzovaná vaznice obl. I W k = -1,52 kn/m souč. spolehlivosti γ f = 1,5 souč. kombinace ψ = 0,6 celkový součinitel γ f * ψ = 0, ZS4 Vítr z prava Úhel sklonu α Vítr boční z prava C pe10 F C pe10 G C pe10 H C pe10 I C pe10 J 6-1,62-1,16-0,57-0,58 0,17 W k (kn/m 2 ) -1,16-0,83-0,41-0,42 0,12 ZŠ (m) 3,62 3,62 3,62 3,62 3,62 W k (kn/m) -4,20-3,00-1,48-1,52 0,43 Zatížení u posuzované vaznice W k = -1,48kN/m souč. spolehlivosti γ f = 1,5 souč. kombinace ψ = 0,6 celkový součinitel γ f * ψ = 0, ZS5 Vítr čelní Úhel sklonu α Vítr čelní C pe10 F C pe10 G C pe10 H C pe10 I 6-1,57-1,30-1,50-1,40 W k (kn/m 2 ) -1,13-0,93-0,49-0,36 ZŠ (m) 3,62 3,62 3,62 3,62 W k (kn/m) -4,09-3,37-1,77-1,30 souč. spolehlivosti γ f = 1,5 souč. kombinace ψ = 0,6 celkový součinitel γ f * ψ = 0,9 Ingrid Sengerová 10

11 ZS6 - Zatížení sněhem s = 0,8 kn/m 2 s = 0,8 * 3,62 = 2,9 kn/m N 6.3. Kombinace zatížení na vaznici V y V z Klíč kombinace M y 6.4. Vnitřní síly M y,ed = 21,15 knm M z,ed = -0,33 knm N ed = -19,17 knm Ingrid Sengerová 11

12 6.5. Posouzení vaznice Navržený profil IPE180 E = 210GPa G = 81GPa Zatřídění průřezu: ε = (235/f y ) 1/2 = 0,81 pásnice: tlačená část 9ε = 9 0,81 = 7,32 c/t f 9ε 4,24 7,32---> I. Třída průřezu stojina: tlačená a ohýbaná část d/t w 72ε 27,55 58,32---> I. Třída průřezu Ingrid Sengerová 12

13 Šikmý ohyb s klopením průřezový modul: W y = W ply (průřez třídy 1 nebo 2) vzpěrné délky: L cr,z = 2,00 m kratší vzpěrná délka v důsledku navrženého procházející v 1/3 a 2/3 rozpětí vaznice součinitel imperfekce α LT : h/b = 2 ---> křivka klopení a α LT =0,21 součinitele závisející na zatížení a podmínkách uložení konců: c 1 = 0,97 c 2 = 0,36 c 3 = 0,48 součinitele vzpěrné délky: k y = 1,00 k z = 0,33 k w = 1,00 z a = 120 mm z s = 0 mm z g = z a z s = 120 mm z j = 0 mm wt = ( k w L) ( E l w /G l t ) 1/2 = = 1, ) [(210 7, )/(81 4, )] 1/2 = 0,996 g = ( z g )/(k z L ) (E l z /G l t ) 1/2 = =( 0,120)/(0, ) [(210 1, )/(81 4, )] 1/2 =4,22 j = ( z j )/(k z L ) (E l z /G l t ) 1/2 = 0,00 bezrozměrný kritický moment: cr = ( c 1 /k z ) [( 1+k wt 2 + (c 2 g c 3 j ) 2 ) 1/2 (c 2 g c 3 j )] = cr = (1,13/0,33) [(1+ 0, (0,45 4,22 0,53 0,0) 2 ) 1/2 - (0,45 4,22-0,0)]= 1,6 pružný kritický moment : M cr = cr I z G I t ) 1/2 / L2 = =1, , , ) =72 knm W pl,y f y /M cr ) 1/2 = (1, )/72 = 0,9 křivka klopení : h/b = 180/91=1,98 < 2 => křivka a LT = 0,5 [ 1+ α LT ( 0,2) + 2 ] = 0,5[ 1+0,21(0,9-0,2) +0,9 2 ] = 0,98 LT = 1/ LT +( LT 2-2) 1/2 = 1/0,98 + (0,98 2 0,9 2 ) 1/2 = 0,73 Ingrid Sengerová 13

14 Posouzení: M y,b,rd = LT W pl.y f y / m1 = 0,73 166, /1 = 43,12 knm M z, rd = W pl.z f y / m0 = 34, /1 = 12,283 knm M y,ed = 21,15 knm M z,ed = -0,33 knm = 0,517 1 VYHOVÍ Posouzení vaznice na vzpěr Vzpěrné délky: L cr,y = 6,00 m L cr,z = 2,00 m Vybočení kolmo k ose y: Štíhlostí: = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i y = 6,0/0,074 = 80,83 i y = (I y /A) 1/2 = 0,074m = ( A f y /N cr ) = ( L cr,y / (i y )= (6,0/(0,074 76,06) =1,0626 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a --> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( 0,2) + 2] = =0,5 [ 1+ 0,21( 1,06 0,2) + 1,06 2 ] = 1,15 y = 1/[ y + ( y 2-2) 1/2 ] = 1/1,15 + (1,15 2 1,06 2 ) 1/2 = 0,63 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,63 2, /1,00 = 534,523 kn N ed / N b,rd 1 ---> 19,17/534,523 = 0,04 1 vyhoví Ingrid Sengerová 14

15 Vybočení kolmo k ose z: Štíhlostí: = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i y = 2,00/0,0315 = 79,8 i z = (I z /A) 1/2 = 0,0205 m = ( A f y /N cr ) = ( L cr,y /( i y )= (2,0/(0, ,06) = 1,28 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: b ---> souč. imperfekce α = 0,34 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( 0,2) + 2] = =0,5 [ 1+ 0,34( 1,28 0,2) + 1,28 2 ] = 1,5 y = 1/ y + ( y 2-2) 1/2 = 1/1,5 + (1,5 2 1,28 2 ) 1/2 = 0,44 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,44 2, /1,00 = 373,32 kn N ed / N b,rd 1 ---> 19,17/373,32= 0,05 1 vyhoví 6.6. Mezní stav použitelnosti vaznice Vaznice navržena plnostěnná z profilu IPE 180 Doporučená mezní hodnota průhybu: pro δ max = L/200 = 30,00mm 26,1 30 [mm] Vyhoví Ingrid Sengerová 15

16 6.7. Táhlo Navržené v třetinách rozpěti vaznice, pro získaní menších vzpěrných délek. Vnitřní síly : Ned = 19,25 kn Navržený profil : RD 75 E = 210 GPa G = 81 GPa N ed /N t,rd 1 N t,rd = A f y / Ɣ M0 = 1, = 78,28kN 19,25/78,28 1 0,3 1 vyhoví Ingrid Sengerová 16

17 7. VAZNÍK 7.1. Výpočtový model příhradový nosník, prostě podepřený rozpětí vazníku: L= 36,00 m zatěžovací šířka (vzdálenost vazníků) b = 6 m vzdálenost styčníku s vaznicemi b = 3,6 m sklon α = 6, Zatížení Ingrid Sengerová 17

18 7.3. Kombinace zatížení Klíč kombinace 7.4. Horní pás (prut B228) Vnitřní síly: M y,ed = 0,04 knm V y,ed = -0,41 kn N ed = -185,80 kn M z,ed = 0,40 knm V z,ed = 0,01 kn Ingrid Sengerová 18

19 Navržený profil RRK 150/100/4 E = 210 GPa G = 81 GPa Průřezové charakteristiky: Zatřídění průřezu: ε = (235/f y ) 1/2 = 0,81 c/t = 16,05--> II. Třída průřezu Ingrid Sengerová 19

20 Posouzení horního pásu na vzpěr Vzpěrné délky: L cr,y = 3,62 m L cr,z = 3,62 m Vybočení kolmo k ose y: Štíhlostí: 1 = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i y = 3,62/0,0558 = 64,87 i y = (I y /A) 1/2 = 0,056 m y = ( A f y /N cr ) = ( L cr,y /( i y )= 1 (3,62/(0,055 76,06) = 0,852 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( y 0,2) + 2] y = = 0,5 [ 1+ 0,21( 0,852 0,2) + 0,852 2 ] = 0,931 y = 1/ y + ( 2 y - 2) 1/2 y = 1/0,93 + (0,93 2 0,852 2 ) 1/2 = 0,932 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,932 1, /1,00= 526,98kN N ed / N b,rd 1 ---> 185,8/526,98 = 0,35 1 vyhoví Vybočení kolmo k ose z: Štíhlostí: 1 = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i z = 3,62/0,0407 = 88,943 i z = (I z /A) 1/2 = 0,0409 m y = ( A f y /N cr ) = (L cr,y /( i y )= 1 (3,62/(0, ,06) = 1,164 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( y 0,2) + 2] y = 0,5 [ 1+ 0,21( 1,164 0,2) + 1,164 2 ] = 1,279 y = 1/ y + ( 2 y - 2) 1/2 y = 1/(1,28 + (1,28 2 1,164 2 ) 1/2 )= 0,641 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,641 1, /1,00 = 381,22 kn N ed / N b,rd 1 ---> 185,8/381,22 = 0,48 1 vyhoví Ingrid Sengerová 20

21 Posouzení horního pásu (program scia Engineer) Ingrid Sengerová 21

22 Ingrid Sengerová 22

23 7.5. Dolní pás (prut B186) Schéma: Vnitřní síly: M y,ed = -1,13 knm V y,ed = -0,00 kn N ed = 559,27 kn M z,ed = -0,07 knm V z,ed = 1,24 kn T ed = 0,00 knm Navržený profil RHS 150/100/12,5 E = 210 GPa G = 81 GPa Průřezové charakteristiky: Ingrid Sengerová 23

24 Posouzení dolního pásu Vzpěrné délky: L cr,y = 3,62 m L cr,z = 3,62 m Vybočení kolmo k ose y: Štíhlostí: 1 = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i y = 3,62/0,0522 = 69,35 i y = (I y /A) 1/2 = 0,0522 m y = ( A f y /N cr ) = ( L cr,y /( i y )= 1 (3,62/(0,052 76,06) = 0,915 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( y 0,2) + 2] y = = 0,5 [ 1+ 0,21( 0,915 0,2) + 0,915 2 ] = 0,782 y = 1/ y + ( 2 y - 2) 1/2 y = 1/(0,78 + (0,78 2 0,68 2 ) 1/2 )= 0,994 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,994 5, /1,00=1926,5kN N ed / N b,rd 1 ---> 559,27/1926,5 = 0,29 1 vyhoví Vybočení kolmo k ose z: Štíhlostí: 1 = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i z = 3,62/0,0374 = 96,79 i z = (I z /A) 1/2 = 0,0374 m y = ( A f y /N cr ) = (L cr,y /( i y )= 1 (3,62/(0, ,06) = 1,272 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( y 0,2) + 2] y = 0,5 [ 1+ 0,21( 1,272 0,2) + 1,272 2 ] = 1,422 y = 1/ y + ( 2 y - 2) 1/2 y = 1/(1,42 + (1,42 2 1,272 2 ) 1/2 )= 0,486 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 =0,486 5, /1,00=942,01 kn N ed / N b,rd 1 ---> 559,27/942 = 0,59 1 vyhoví Ingrid Sengerová 24

25 Posouzení dolního pásu (program scia Engineer) Ingrid Sengerová 25

26 7.6. Diagonála Schéma: Průřezové charakteristiky: RO88,9/ Tlačená diagonála (B192) Vnitřní síly: M y,ed = 0,00 knm V y,ed = -0,81 kn N ed = -217,49kN M z,ed = 0,95 knm V z,ed = 0,00 kn Ingrid Sengerová 26

27 Posouzení diagonály tlak (scia) Ingrid Sengerová 27

28 Tažená diagonála (B191) Vnitřní síly: M y,ed = 0,00 knm V y,ed = -0,81 kn N ed = 361,49kN M z,ed = 0,85 knm V z,ed = 0,00 kn Posouzení diagonály: tah N ed = 361,49 kn N ed /N t,rd 1 N t,rd = A f y / Ɣ M0 = 4, = 1537,15 kn 361,49/1537,15 1 0,24 1 vyhoví 7.7. Svislice (prut B203) schéma: Vnitřní síly: Ingrid Sengerová 28

29 M y,ed = 0,00 knm V y,ed = -0,00 kn N ed = -40,01kN M z,ed = 0,00 knm V z,ed = - 0,00 kn T ed = -0,00kNm Navržený profil RO 70x2,3 E = 210 GPa G = 81 GPa Průřezové charakteristiky: Ingrid Sengerová 29

30 Posouzení svislice (scia) Ingrid Sengerová 30

31 Posouzení mezní stav použitelnosti L = mm doporučená mezní hodnota průhybu: pro δ = L/250 = 144,00mm vypočtená hodnota průhybu (scia): δ =23,7 mm posouzení: 23,7 144 vyhoví 7.8. Spoje vazníku Uvažuji, že v mezipásových prutech působí pouze osové síly. Osové síly ve svislicích jsou natolik malé, že svary s ohledem na ovaření koncového průřezu mohu v posudku vynechat, bude-li únosnost spoje dostatečně veliká Posouzení svaru (diagonála k dolnímu pásu) Působící síla: N ed = 361,49 kn (tah prut B191) Korelační součinitel β w = 0,9 pro ocel S355 Profil RO 88/20 D = 88mm s = 20 mm návrh svaru: účinné výšky svaru: a w = 5mm a = 89 mm b = 15 mm (a; b tyto hodnoty odměřené z programu AUTOCAD) l w = π [3/2 (a+b) (a b) 1/2 ] = = π [3/2 ( ) (89 15) 1/2 =375,3 mm A w = a w I w = 5 375,3 = 1876,5 mm 2 σ = N ed /A w = 361, /1876, =192,64 MPa II = σ cosθ = 192,64 cos 40 = 155,85 MPa = σ = σ sin 41 = 133,23 MPa (σ 2 + 3( + II)) 1/2 f u / β w Ɣ M2 (133, (133, ,85 2 )) 1/2 490/(0,9 1,25) 379,3 435,55 vyhoví Svary na ostatních detailech připojení pásů vazníku vyhoví díky menší působící normálové síle Ingrid Sengerová 31

32 Montážní spoje Montážní spoj dolního pásu vazník bude rozdělen na 3 částí z důvodu přepravy na stavbu Dolní pás N ed = 458,32 Diagonála N ed = 107,55 Horní pás N ed = -177,43 Návrh sváru na styčníkové desce a) u spodního pásu N ed = 458,32 (navrhují 2 styčníkové desky-->226,16) l w = 500 (RHS 150/100/12,5) A w = a w l w = = 1500 mm 2 σ = N ed /A w = 226, / = 150,77 MPa = σ = σ sin 45 = 106,1 MPa (σ 2 + 3( + II)) 1/2 f u / β w Ɣ M2 (106, (106, )) 1/2 490/(0,9 1,25) 212,2 435,56 vyhoví Posouzení šroubu na tah návrh 4 šroubů N ed = 458,32 kn M f ub = 800 MPa f yb = 640 MPa d =20 mm d 0 = 22 A s = 245 mm 2 Posouzení šroubu v tahu F t,rd = (k 1 A s f ub )/Ɣ M2 =( 0, )/1,25 = = 141,120kN N ed / F t,rd = 458,32/(4 141,120) = 0,81 1 Ingrid Sengerová 32

33 Únosnost v páčení m x = 45 (2) 1/2 3 0,8 = 41,6 mm e x = 45 mm b p = 330mm l eff,cp = min (2πm x ; πm x + w ; πm x + 2e) =min (2 π 41,6 ; π 41,6; π 41, ) = min ( 261,4 ; 130,7 ; 220,7) ---> 130,7 mm l eff,nc = min ( 4 m x + 1,25 e ; e +2 m x + 0,625e ; 0,5 b p ; 0,5w +2m x + 0,625e) = min (4 41,6 + 1,25 45 ; ,6 +0, ; 0,5 330 ; 2 41,6 + 0,625 45) = min( 226,6 ; 156,3 ; 165 ; 111,3) --->111,3 mm l eff = 130,7 M pl,rd = (l eff t f 2 f y )/( 4 Ɣ M0 ) = (0,1307 0, )/( 4 1) = = 2,61 kn F T1 = 4 M pl,rd /m = 4 2,61/0,0416 = 250,96 kn F T2 = (2 M pl,rd + nσf t,rd )/(m+n) = (2 2,61 +0, ,120)/ (0, ,045)= 133,61 kn n = min(e min ; 1,25 m) n = 45 mm ;1,25 41,6 = > 45 N ed /(4 F T2 ) = 458,32/(4 133,61) = 0,86 1 vyhoví Spoj vyhovuje. Obdobně bude proveden přípoj i na horním pásu, kde max. tahová síla nedosahuje takové tahové síly jako v dolním pásu Přípoj vaznice na horní pás vazníku N ed = 19,17 kn navrhují jeden šroub M Návrhová únosnost šroubu ve střihu F v.rd = (α v A s f ub )/ Ɣ M2 = (0, ) = 117,6 kn Návrhová únosnost šroubu v otlačení d= 20 mm t = 12 mm f u = 490MPa Ɣ M2 =1,25 F b,rd = (1,5 α b d t f u )/ Ɣ M2 = ( 1,5 0,61 0,022 0, ) = = 118,36 kn α b = min( α d ; f ub /f u ; 1,0) = min ( 0,61 ; 1,63 ; 1,0) ---> 0,61 krajní šrouby: α d = e/3d 0 = 40 /( 3 22) = 0,61 19,17 kn 118,36 kn vyhoví posouzení koutového svaru L w = 120 mm a w = 3 mm II = σ = N/A w = 19, / = 53,25 MPa (σ 2 + 3( + II)) 1/2 f u / β w Ɣ M2 ( ( ,25 2 )) 1/2 490/(0,9 1,25) 310,52 435,55 vyhovuje Ingrid Sengerová 33

34 8. STŘEŠNÍ PŘÍČNÉ A STĚNOVÉ ZTUŽIDLO 8.1. Posudek ztužidla na tlak (prut B572) Prvek se posuzuje na tah Vnitřní síly: N ed = -77,92 kn Navržený profil RD 75 E = 210 GPa G = 81 GPa Průřezové charakteristiky: N ed /N t,rd 1 N t,rd = A f y / Ɣ M0 = 3, = 156,7 kn 77,92/156,7 1 0,67 1 vyhoví Ingrid Sengerová 34

35 9. STŘEŠNÍ PODÉLNÉ ZTUŽIDLO 9.1. Výpočtový model Příhradový nosník umístěný v rovině střechy, pásové pruty tvoří horní pás vazníku, vaznice tvoří diagonály, ty jsou tvořeny uzavřenými průřezy RO 82,5x2, dolní pas tvoří jäkl RHS 200/100/10,0 Schéma: 9.2. Dolní pás ztužidla (prut B838) Vnitřní síly : Ingrid Sengerová 35

36 Průřezové charakteristiky: Posouzení dolního pásu na vzpěr (ruční výpočet) Vzpěrné délky: L cr,y = 3,62 m L cr,z = 6,00 m Vybočení kolmo k ose y: Štíhlostí: = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i y = 3,62/0,0373 = 97,05 i y = (I y /A) 1/2 = 0,0379 m = ( A f y /N cr ) = ( L cr,y / i y )= (3,62/0, ,06) = 1,256 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( 0,2) + 2] = = 0,5 [ 1+ 0,21( 1,256 0,2) + 1,256 2 ] = 1,340 y = 1/ y + ( y 2-2) 1/2 = 1/1,34 + (1,34 2 1,256 2 ) 1/2 = 0,553 Ingrid Sengerová 36

37 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,553 2, /1,00= 424,63 kn N ed / N b,rd 1 ---> 29,42/424,63 = 0, vyhoví Vybočení kolmo k ose z: Štíhlostí: = 93,9 ε = 93,9 0,81 = 76,06 ʎ y = L cr,y /i y = 6,00/0,0373 = 160,858 i z = (I z /A) 1/2 = 0,0379 m = ( A f y /N cr ) = ( L cr,y / i y )= (6,00/0, ,06) = 2,081 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> součinitel imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( 0,2) + 2] = = 0,5 [ 1+ 0,21( 2,081 0,2) + 2,081 2 ] = 2,86 y = 1/ y + ( y 2-2) 1/2 = 1/ 2,86 + (2,86 2 2,081 2 ) 1/2 = 0,207 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,21 2, /1,00 = 158,17kN N ed / N b,rd 1 ---> 29,42/158,17= 0,18 1 vyhoví Posudek ohybového momentu My a Mz M y,b,rd = W pl.y f y / m1 = 7, /1 =26,66kNm M z, rd = W pl.z f y / m0 = 7, /1 = 26,66kNm M y,ed = -8,08 knm M z,ed = 2,77 knm M y,ed / M y,b,rd 1 M z,ed / M z, rd 1 8,08/26,66 = 0,3 1 vyhoví 2,77/26,66 = 0,11 1 vyhoví Ingrid Sengerová 37

38 9.3. Posouzení diagonály podélného ztužidla (prvek B1532) Vnitřní síly : M y,ed = 0,00 knm V y,ed = -0,00 kn N ed = -36,70 kn M z,ed = 0,00 knm V z,ed = 0,08 kn T ed = -0,06 knm Navržený profil RO 82,5x2 E = 210 GPa G = 81 GPa Ingrid Sengerová 38

39 Posouzení diagonály podélného ztužidla (scia Engineer) Ingrid Sengerová 39

40 10. PAŽDÍK (B 703) Vnitřní síly : M y,ed = -16,99 knm V y,ed = -2,35 kn N ed = 7,88 kn M z,ed = 3,53 knm V z,ed = -10,26 kn T ed = -0,00 knm Navržený profil CFRHS 100/100/6 E = 210 GPa G = 81 GPa Ingrid Sengerová 40

41 10.1. Posouzení paždíku programem scia Engineer Ingrid Sengerová 41

42 Ingrid Sengerová 42

43 11. SLOUP (B 1594) ZS1 ZS5, ZS7 viz vazník ZS6 vlastní tíha sloupu Profil RHS 260/140/12,5 Délka sloupu L = 10,2 m Součinitel spolehlivosti γ f = 1,35 schéma: Vnitřní síly : M y,ed = 59,39kNm V y,ed = 1,6 kn N ed = -261,63kN M z,ed = 1,92 knm V z,ed = - 13,94 kn T ed = -0,01kNm Ingrid Sengerová 43

44 Průřezové charakteristiky Lcr,y Lcr,z Posouzení sloupu na vzpěr Vzpěrné délky: L cr,y = 2*10,20 = 20,40 m L cr,z = 10,20 m Vybočení kolmo k ose y: Štíhlostí: ʎ y = L cr,y /i y = 20,40/0,0918 = 222,22 i y = (I y /A) 1/2 = 0,0918m N cr,y = (π 2 E I y )/L cr,y 2 = π )/20,4 2 =386,82kN =( A f y /N cr ) 1/2 =( L cr,y /(i y )= (20,4/(0,092 76,06) =2,912 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a --> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( 0,2) + 2] = =0,5 [ 1+ 0,21( 2,912 0,2) + 2,912 2 ] = 5,025 y = 1/[ y + ( y 2-2) 1/2 ] =1/5,025 + (5,02 2 2,912 2 ) 1/2 = 0,11 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,11 9, /1,00 = 359,65 kn N ed / N b,rd 1 ---> 261,63/359,65 = 0,727 1 vyhoví Ingrid Sengerová 44

45 Vybočení kolmo k ose z: Štíhlostí: ʎ z = L cr,z /i z = 10,20/0,0559 = 182,469 i z = (I z /A) 1/2 = 0,0559 m N cr,z = (π 2 E I z )/L cr,z 2 = π )/10,2 2 =572,94kN =( A f y /N cr ) 1/2 =( L cr,z /(i z ) 1/2 = (10,2/(0,05 76,06) =2,399 součinitel vzpěrnosti: křivka vzpěrné pevnosti: a ---> souč. imperfekce α = 0,21 (dle ČSN EN ) y = 0,5[1+ α( 0,2) + 2] = =0,5 [ 1+ 0,21( 2,399 0,2) + 2,399 2 ] = 3,608 y = 1/ y + ( y 2-2) 1/2 = 1/3,61 + (3,61 2 2,399 2 ) 1/2 = 0,158 Posouzení: návrhová vzpěrná únosnost tlačeného prutu N b,rd = y A f y /Ɣ M1 = 0,15 9, /1,00 = 520,55 kn N ed / N b,rd 1 ---> 261,63/520,55= 0,504 1 vyhoví Ingrid Sengerová 45

46 11.4. Posouzení sloupu. (scia Engineer) Ingrid Sengerová 46

47 Ingrid Sengerová 47

48 12. ČEPOVÝ SPOJ (PŘIPOJENÍ HORNÍHO PÁSU NA SLOUP POMOCÍ ČEPOVÉHO SPOJE) F v,ed = 221,18 kn ( síla působící na špičku sloupu prut B1594) Schéma: a (F ved Ɣ M0 )/(2 t f y ) + 2 d 0 /3 = = (221, ,0)/(2 0, ) + 2 0,042/3 = 36,22 mm volím 40 mm b (F ved Ɣ M0 )/(2 t f y ) + d 0 /3 = = (175, ,0)/(2 0, ) + 0,042/3 = 22,22 mm volím 25mm Návrhová únosnost čepu ve smyku (2 střihové roviny) F v,rd = 2 0,6 A f up / Ɣ M2 = 2 0,6 (π 0,04 2 /4) /1,25 =603,19 kn F v,rd = 603,19 kn F ved = 221,18 kn vyhoví Návrhový moment únosnosti čepu M rd = 0,8 W el f up / Ɣ M2 = 0,8 (π 0,04 3 /32) /1,25 = 2010,62 knm Působící moment M ed =( F ved /8) (t + 4c + 2t 1 ) = = (221, /8) (0, , ,01) = 1492,96 knm M ed /M rd ,96/2010,62 1 0,74 1 vyhoví Ingrid Sengerová 48

49 kombinace ohybu a smyku (M ed /M rd ) 2 + (F v,ed /F v,rd ) 2 = (1492,96/2010,62) 2 + (221,18/603,19) 2 0,68 1 vyhoví otlačení desky a čepu F b,rd = (1,5 d t f y )/ Ɣ M0 = (1,5 0,040 0, )/1,0 = 639 kn F ved /F B,rd 1 221,18/ > 0,346 1 přídavný moment vlivem excentrického momentu F V,ed = 208,19 kn e = 0,188m M ed = F v.ed e = 175,09 0,188 = 32,92 knm W el,y = 1/6bh 2 = 1/6 0,12 0,08 2 = 1, m 3 M rd = W wl,y f y / Ɣ M0 = 1, /1,0 = 45,44 knm F vrd = A f y / Ɣ M0 = 0,08 0, = 3408 kn (F v,ed /F v,rd ) +( M ed / M rd ) 1 (175,09/3408) +(32,92/45,44) 1 0,76 1 vyhoví Navrhuji čep průměru 40 mm jakosti PATKA A KOTVENÍ SLOUPU Patka Vnitřní síly : 1. Kombinace maximální moment + normálová síla: M ed = -94,43 knm N ed = -208,19 kn (tlak) 2. Kombinace maximální excentricita M ed = 54,82 knm N ed = -45,56 kn (tlak) Beton C12/15: f ck = 12,00 MPa Ɣ c = 1,5 f cd = f ck /Ɣ c = 25/1,5 = 8,00 MPa součinitel koncentrace napětí součinitel vlivu podliti: k j = (a 1 b 1 /(a/b)) 1/2 tl. podlití 0,2 b k j = ( /(900/480)) 1/2 30 mm 96 k j = 1,94 f ck malty 0,2 f ck betonu ---> β j = 2/3 Ingrid Sengerová 49

50 návrh. pevnost betonu v uložení f Rdu = f cd β j f Rdu = 8 1,94 f Rdu = 15,52 MPa návrh. pevnost betonu v koncentrovaném tlaku f jd = f Rdu β j f jd = 15,52 2/3 f jd = 10,35 MPa Rozměry patky : a = 600 mm b = 480 mm r t = 350 mm t p = 20 mm výška podlití: 60 mm a 1 = a + h = 1500 mm b 1 = b + h = 1080 mm r a = 100 mm h = 600 mm Statický výpočet 1. Kombinace maximální moment + normálová síla: M ed = -94,43 knm N ed = -208,19 kn (tlak) c= M ed /N ed = 94,43/208,19 = 0,03 c/a = 045/0,9 = 0,5 ---> 0,033 x = 0,45 a = 0,41 m r = a - r a - x/3 = 0,9 0,1 0,41/3 = 0,66 mm c 0 = c + a/2 r a = 0,45 + 0,9/2-0,1 = 0,8mm T B = (N ed c 0 )/r = ( 208,19 0,8)/0,61 = 273,03 kn σ b,max = (2 T b )/(x a) = ( 2 205,97) /(0,41 0,9) = 1,12 MPa f id = 10,35 MPa Z = T B - N ed = 273,03-208,19 ==64,85 kn Ingrid Sengerová 50

51 2. Kombinace maximální excentricita M ed = 54,82kNm N ed = -45,56(tlak) c= M ed /N ed = 54,82/45,56 = 1,2 c/a = 1,2/0,9 = 1,33 ---> 0,333 x = 0,333 a = 0,30 m r = a - r a - x/3 = 0,9 0,1 0,30/3 = 0,7 mm c 0 = c + a/2 r a = 1,2 + 0,9/2 0,1 = 1,55mm T B = (N ed c 0 )/r = ( 208,19 1,55)/0,7 = 461 kn σ b,max = (2 T b )/(x a) = ( 2 461) /(0,33 0,9) = 31,1 MPa f id = 10,35 MPa Z = T B - N ed = ,19 = 101,373 = 252,81 kn Kotevní šrouby Kotevní síla T = 252,81 KN počet tažených šroubu n=2 T/2 = 126,405 kn v osazení šroubu možná tolerance 50 mm: e 1 = = 260 mm e 2 = = 160 mm r = g + 2d = = 260 Ingrid Sengerová 51

52 A = (T/2 (r + e 2 + e 2 ))/( e 1 +r +e 2 ) = =( 126,405 ( ))/( ) = 107,82 kn B = (T/2 (r + e 1 + e 1 ))/( e 1 +r +e 2 ) = =( 126,405 ( ))/( ) = 145 kn síla působící na jeden šroub = max.( A;B) ---> 145 kn Návrh kotevního šroubu: závit M36x3 ocel s235 A s = 865 mm 2 h = 380 mm F = 172,8 kn rozměry kotvení hlavy: a = 115 mm b = 12 mm a 1 = 40 mm a 2 = 50 mm d 1 = mm posouzení šroubu v tahu : F t,ed / F t.rd 1 126,405 / 172,8 1 0,73 1 vyhoví Patní deska a = 900 mm b = 480 mm r a = 100 mm f = 10 mm n = 95 mm m = 200 mm g = 200 mm d = 30 mm c = 110 mm Ingrid Sengerová 52

53 oblast 1 volný přečnívající okraj patečního plechu : t p1,min = 1,73 c (σ c,max /f yd ) 1/2 = 1, (3,1/355) 1/2 = 17,78 mm oblast 2 deska podepřená po celém obvodě g/m = 200/200 = 1 g/m 1 1,2 1,4 1,6 1,8 α 3 0,536 0,615 0,67 0,718 0,748 Zdroj:Melcher,J.,Straka,B.,Kovové konstrukce-konstrukce průmyslových budov str.171 α 3 = 0,536 t p2,min = α 3 r a (σ c,max /f yd ) 1/2 = 0, (3,1/355) 1/2 = 5 mm oblast 3 deska podepřená po třech stranách obvodu: n/g = 95/200 = 0, > pro m menší 0,5 se naopak zatížení přenáší v podstatě ve směru kolmém k volnému okraji a pateční plech posuzujeme jako konzolu jednotkové šířky t p3,min = 1,73 n (σ c,max /f yd ) 1/2 = 1,73 95 (3,1/355) 1/2 =15,35 mm Minimální tloušťka patního plechu: t p = max (t p1,min ; t p2,min ; t p3,min ) = 17,28 mm Návrh tloušťky patního plechu t p = 20 mm Průřez patky Řez 1-1 : pro d 1 = 290 mm napěti v betonu v řezu 1-1: σ c,max = 3,1 MPa x = 333 mm σ c1 =( σ c,max (x- d 1 ))/x = (3,1 ( ))/333 = 0,45 MPa M 1 =((σ c,max + σ c1 )/2) d 1 (d 1 /2) b = = ((3,1+0,45)/2) 290 (290/2) 480 = 35,820 knm V 1 =((σ c,max + σ c1 )/2) d 1 b = ((3,1+0,45)/2) = 247,1 knm vnitřní síly v tlačené straně patky M 1 = T (d 1 r a ) = 252,81 ( ) = 62, 81 knm Ingrid Sengerová 53

54 V 1 = T = 252,81 kn M 1 = max (M 1 ; M 1 ) = max (35,82 ; 62,81) = 62, 81kNm V 1 = max (V 1 ; V 1 ) = max (247,1 ; 252,81 ) = 252,81 kn Průřezové charakteristiky řezu patky 1-1 : A = mm 2 I y = mm 4 h = 160 mm W y,h = I y /(h- c y ) = mm 3 c y = 48,37 mm W y,d = I y / c y = mm 3 normálové napětí : σ 1,h = M 1 /w y,h = 62, / = 172,81 MPa σ 1,d = M 1 /w y,h = 62, / = 74,89 MPa posouzení : σ 1,h /f y 1 σ 1,d /f y 1 172,81/ ,89/ ,49 1 vyhoví 0,21 1 vyhoví Smykové napětí : A v = 2 d (h t) = 2 30 ( ) = mm 2 V pl, RD = A v f y /((3) 1/2 Ɣ M0 ) = /3) 1/2 = 1721,66 kn V ed / V pl, RD = 252,81 / 1721,66 = 0,15 1 0,15 0,5 není nutno posuzovat na kombinaci ohyb + smyk Řez 2-2 : pro d 1 = 210 mm napěti v betonu v řezu 1-1: σ c,max = 3,1 MPa x = 333 mm σ c2 =( σ c,max (x- d 1 ))/x = (3,1 ( ))/333 = 1,15 MPa M 2 =((σ c,max + σ c2 )/2) d 1 (d 1 /2) b = = ((3,1+1,15)/2) 210 (210/2) 480 = 22,5 knm V 2 =((σ c,max + σ c1 )/2) d 1 b = ((3,1+1,15)/2) = 214,2 knm vnitřní síly v tlačené straně patky M 1 = T (d 1 r a ) = 252,81 ( ) = 27,81 knm V 1 = T = 252,81 kn M 1 = max (M 1 ; M 1 ) = max (22,5 ; 62,81) = 27,81 knm Ingrid Sengerová 54

55 V 1 = max (V 1 ; V 1 ) = max( 214,2 ; 252,81 ) = 252,81 kn Průřezové charakteristiky řezu patky 1-1 : A = mm 2 I y = mm 4 h = 120 mm W y,h = I y /(h- c y ) = mm 3 c y = 31,94 mm W y,d = I y / c y = mm 3 normálové napětí : σ 1,h = M 1 /w y,h = 27, / = 133,48 MPa σ 1,d = M 1 /w y,h = 27, / = 48,42 MPa posouzení : σ 1,h /f y 1 σ 1,d /f y 1 133,48/ ,42/ ,38 1 vyhoví 0,14 1 vyhoví Smykové napětí : A v = 2 d (h-t) = 2 30 ( ) = mm 2 V pl, RD = A v f y /((3) 1/2 Ɣ M0 ) = /(3) 1/2 = 1230 kn V ed / V pl, RD = 252,81 / 1230 = 0,21 1 0,21 0,5 není nutno posuzovat na kombinaci ohyb + smyk Kotevní příčník T/2 = 126,405 kn v osazení šroubu možná tolerance 50 mm: e 1 = = 260 mm e 2 = = 160 mm r = g + 2d = = 260 mm A = (T/2 (r + e 2 + e 2 ))/( e 1 +r +e 2 ) = =( 126,405 ( ))/( ) = 107,82 kn B = (T/2 (r + e 1 + e 1 ))/( e 1 +r +e 2 ) = =( 126,405 ( ))/( ) = 145 kn vnitřní síly: Ingrid Sengerová 55

56 V = max (R a ; R b ) ---> 145 kn M = V e 1 = 145 0,26 = 37,7 knm návrh kotevního příčníku: 2xU 140 A= mm 2 posouzení na smyk: A vz = mm 2 W y = mm 3 V pl, RD = A v f y /((3) 1/2 Ɣ M0 ) = /(3) 1/2 = 360,73 kn V ed / V pl, RD = 145 / 360,73 = 0,40 1 0,35 0,5 není nutno posuzovat na kombinaci ohyb + smyk Posouzení na ohyb: σ = M 1 /w y = 37, / = 310,54 MPa σ /f y 1 310,54/ ,87 1 vyhoví Ingrid Sengerová 56

57 SEZNAM POUŽITÉ LITERATURY [1] ČSN EN 1990 Zásady navrhování konstrukcí, [2] ČSN EN Eurokód 1: Zatížení konstrukcí - Část 1-1: Obecná zatížení Objemové tíhy, vlastní tíha a užitná zatížení pozemních staveb, [3] ČSN EN Eurokód 1: Zatížení konstrukcí - Část 1-3: Obecná zatížení Zatížení sněhem, [2] ČSN EN Eurokód 1: Zatížení konstrukcí - Část 1-4: Obecná zatížení Zatížení větrem, [5] ČSN EN Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-1: Obecná pravidla a pravidla pro pozemní stavby, [6] ČSN EN Eurokód 3: Navrhování ocelových konstrukcí - Část 1-8: Navrhování styčníků, [7] Čítanka výkresů ocelových konstrukcí [online]. Dostupné na: <http://citankaok.wz.cz>. [8] Prvky ocelových konstrukcí. Příklady podle Eurokódů. ČVUT, Ingrid Sengerová 57