ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE

Transkript

1 ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE Fakulta stavební Katedra betonových a zděných konstrukcí - K133 Návrh přestavby konstrukce sila v Olomouci Reconstruction of silo tower in Olomouc Diplomová práce Základní část: STATICKÁ BETONOVÉ KONSTRUKCE Studijní program: Stavební inženýrství Studijní obor: Konstrukce pozemních staveb Vedoucí práce: Ing. Hana Hanzlová, CSc. Praha 2018

2

3

4 Prohlášení Prohlašuji, že celou diplomovou práci jsem zpracoval samostatně, a že jsem veškerou použitou literaturu a jiné podklady uvedl v přehledu použité literatury, který je součástí diplomové práce. V Praze dne

5 Abstrakt Tématem diplomové práce je návrh přestavby konstrukce sila v Olomouci. Hlavní část práce je věnována návrhu sloupu podpírajícího nástavbu sila, ve kterém jsou porovnány různé metody stanovení excentricity druhého řádu. Rovněž je navržena výztuž stropní desky 3.NP, výztuž piloty a spojité základové patky. Práce se dále věnuje ocelové konstrukci a založení objektu. K diplomové práci jsou přiloženy výkresy tvaru, výkresy výztuže desky 3.NP, výkresy výztuže sloupu a spojité základové patky a piloty. Klíčová slova Stropní desky Výstřednost Sloup Pilota Základová patka Abstract The topic of this thesis is Reconstruction of silo tower in Olomouc. The main part of the thesis is focused on suggestion of the column supporting superstructure of the silo tower, in which are comparing various methods of the determination the second level of the eccentricity. There are also suggested reinforcement of the ceiling slab of the third floor, reinforcement of the pile and reinforcement of the spread footing. Next the thesis is engaged in steel construction and foundation of the object. There are also attachments of the drawings of the shape, drawings of the reinforcement of the slab in the third floor, drawings of the reinforcement of the column and spread footing and pile. Keywords Ceiling slab Eccentricity Column Pile Spread footing

6 Obsah 1 Úvod Základní charakteristika projektu Objekt Popis objektu Konstrukční řešení Skladby a zatížení D Model Předběžný návrh Návrh tloušťky stropní desky Návrh rozměrů průvlaku v desce Předběžný návrh ohybové výztuže průvlaku ve 2. NP Návrh výztuže průvlaku v 1.NP Dynamické namáhání konstrukce Sloupy podpírající nástavbu Stanovení vzpěrné délky prutu dle ČSN EN Stanovení vzpěrné délky prutu dle ČSN P ENV Vnitřní síly na sloupech E1 a C Kritérium štíhlosti Metoda založená na jmenovité křivosti Metoda založená na jmenovité tuhosti Iterační metoda - účinky 2. řádu zavedeny výstředností Iterační metoda - účinky 2. řádu zavedeny vod. silou Srovnání Návrh a posouzení výztuže sloupu Zjednodušený postup posouzení průřezu sloupu C Posouzení sloupu C2 výztuž uvažována prostorově Posouzení průřezu sloupu C2 s využitím softwaru Vyhodnocení Návrh úchytů pro manipulaci Manipulace s dílcem

7 8 Základová patka pro prefabrikovaný sloup Návrh výztuže Vodorovná výztuž kalichu Svislá výztuž kalichu Podélná výztuž sdružené patky pro založení dvou prefabrikovaných sloupů Výztuž na soustředěný tlak Protlačení základové patky Statický výpočet desky 3.NP Model desky Kombinace zatížení ŽB trám B ŽB trám B Ohybová výztuž v místě napojení schodiště Obálky a izolinie ohybových momentů Mezní stav únosnosti Vstupní údaje Návrh výztuže Mezní stav použitelnosti Charakteristiky průřezu od dlouhodobě působícího zatížení Charakteristiky ideálního průřezu od smršťování Závěr Přehled použité literatury Seznam obrázků Seznam tabulek

8 1 Úvod Diplomová práce se zabývá administrativní budovou postavenou na základech bývalého sila. Tato přestavba se nachází v blízkosti centra Olomouce a jedná se o unikátní a atypickou stavbu tohoto kraje. Přestavba zahrnuje nástavbu pěti pater na konstrukci původního sila z roku 1936, která sahá do výšky 17 metrů. Nové prostory budou sloužit jako kanceláře. Součástí posledního patra je venkovní terasa sloužící ke společenským akcím. Terasa je pouze na části půdorysu a tvoří jí ocelová konstrukce s hliníkovými prosklenými panely. Cílem hlavní části diplomové práce zaměřené na betonové konstrukce je předběžný návrh nosných prvků při změně využití sila na kancelářský objekt. Podrobněji se práce věnuje návrhu sloupu podpírající nástavbu sila, ve kterém jsou porovnány různé metody stanovení excentricity druhého řádu. Dále je navržena výztuž stropní desky 3.NP, výztuž piloty a spojité základové patky. Součástí hlavní části diplomové práce je výkresová dokumentace betonové konstrukce řešené budovy. Jedná se o výkresy tvaru provedeny v měřítku 1:50, výkresy výztuže vybraných prvků v měřítku 1:50. Cílem 2. části diplomové práce je dimenzování stropního nosníku, sloupu a ztužidla ocelové konstrukce. Dále budou navrženy detaily kotvení sloupu a přípoje nosníku na sloup. Součástí této části diplomové práce je výkresová dokumentace ocelové konstrukce řešené budovy. Jedná se o dispoziční výkresy provedeny v měřítku 1:50 a výkresy vnitřních detailů v měřítku 1:5. Cílem 3. části diplomové práce je dimenzování vrtaných pilot, které budou přenášet zatížení z nástavby pěti nadzemních podlaží. Součástí je také zjednodušená projektová dokumentace. 8

9 2 Základní charakteristika projektu 2.1 Objekt Diplomová práce se zabývá administrativní budovou postavenou na základech bývalého sila. Tato přestavba se nachází v blízkosti centra Olomouce a jedná se o unikátní a atypickou stavbu tohoto kraje. Celý komplex s oficiálním názvem Silo Tower je již dokončen. Při zpracování práce jsem vycházel ze stavebních schémat běžného podlaží (viz Obr. 2) a řezu (viz Obr. 4). Obr. 1 Fotografie Silo Tower 9

10 Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 2 Schéma půdorysu běžného podlaží [12] Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 3 Fotografie původního sila z roku 1936 [8] 10

11 Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 4 Schéma řezu [12] 2.2 Popis objektu Předmětem projektu je přestavba konstrukce sila v Olomouci. Jedná se o nástavbu pěti pater na konstrukci původního sila z roku V přízemí se nachází recepce, další patra nástavby slouží jako kancelářské prostory o celkové ploše přibližně okolo 1100 m². Kanceláře mají flexibilní uspořádání v podobě kuchyněk a sociálních zařízení. Konstrukční výška nadzemních podlaží je 3700 mm. Součástí posledního patra je venkovní terasa sloužící ke společenským akcím. Terasa je pouze na části půdorysu a tvoří jí ocelová konstrukce s hliníkovými prosklenými panely. Ocelová konstrukce je také přizpůsobena k hornímu dojezdu výtahu, který může být zpřístupněn k technologické údržbě. Celý komplex je zpřístupněn výtahem a v patrech s kancelářemi je umístěno tříramenné monolitické železobetonové schodiště. Nástavba je zpřístupněna i venkovním ocelovým schodištěm. Objekt bude napojen na inženýrské sítě, které jsou vedeny v přilehlé komunikaci. 11

12 2.3 Konstrukční řešení Objekt je založen na hlubinných širokoprofilových vrtaných pilotách, které jsou ukončeny spojitou patkou s obdélníkovými kalichy. Hlavní nosný systém budovy je tvořen 14 prefabrikovanými sloupy, které podpírají nástavbu sila. Uprostřed těchto sloupů je provedeno ztužení ocelovými a železobetonovými prvky. Nad úrovní sila na sloupy je proveden monolitický železobetonový rošt. Nosný systém nástavby tvoří monolitické železobetonové desky s průvlaky, které jsou neseny sloupy a stěnami. Celkové půdorysné rozměry objektu jsou 18,2 x 13,26 m. Hlavní schodiště je řešeno jako železobetonové, monolitické a tříramenné. Obr. 5 Konstrukční schéma typického podlaží 12

13 Obr. 6 Konstrukční schéma umístění sloupů vůči původnímu silu 13

14 2.4 Skladby a zatížení *Tloušťka stropní desky viz kapitola 4.1 *Tloušťka stropní desky viz kapitola

15 * Tloušťka stropní desky viz kapitola 4.1 * Tloušťka stropní desky viz kapitola

16 Pro vložení do statického programu jako lineární zatížení nutno vynásobit konstrukční výškou budovy. 16

17 3 3D Model V rámci diplomové práce byl vytvořen 3D prostorový model v programu Scia Engineer. V dalších výpočtech budou použity výstupy z modelu. Tento model byl například využit pro výpočet dynamických účinků na konstrukci viz kapitola 5, vzpěrných délek sloupu viz kapitola 6 a pro výpočet některých prvků konstrukce. Obr. 7 3D prostorový model Na 3D model byly naneseny zatěžovací stavy dle Tab. 1. Tab. 1 Zatěžovací stavy 17

18 4 Předběžný návrh 4.1 Návrh tloušťky stropní desky Návrh tloušťky stropní desky je stejný pro všechna podlaží. a) Pomocí empirického vztahu h d ( 1 33 ). L max = ( 1 ) = 185 mm 33 Dle empirického vztahu vychází tloušťka stropní desky mm. b) Podmínka ohybové štíhlosti Beton C 30/37 Uvažuji stupeň vyztužení ρ = 0,5 %. - jedná se o přibližnou hodnotu, přesněji v návrhu výztuže λ = l d λ d λ d = χ 1. χ 2. χ 3. λ d,tab kde: χ 1 - součinitel tvaru průřezu - χ 1 = 1,0 λ d = ,2. 26 = 31,2 χ 2 - součinitel rozpětí - χ 2 = 1,0 χ 3 - součinitel napětí tahové výztuže - χ 3 = 1,2 λ d,tab - vymez. ohyb. štíhlost - λ d,tab = 26 d l d 6100 = 195,5 mm λ d 31,2 h d = d φ + c = 195, = 226 mm Volím velikost výztužného profilu φ = 12 mm. Dle podmínky ohybové štíhlosti vychází tloušťka stropní desky okolo 230 mm. Návrh tloušťky stropní desky h d = 220 mm. 18

19 4.2 Návrh rozměrů průvlaku v desce Průvlak stropních konstrukcí vyšších pater viz Obr. 5. Výška průvlaku h T = ( ). L = ( ) h T = 570 mm Šířka průvlaku = ( ) mm b T = ( ). h T = ( ). 580 = ( ) mm b T = 400 mm Návrh výšky průvlaku h T = 570 mm a šířku průvlaku b T = 400 mm. Obr. 8 Schéma rozměrů průvlaku ve 2.NP 4.3 Předběžný návrh ohybové výztuže průvlaku ve 2. NP Vlastní tíha průvlaku bude započítána programem Scia engineer. 19

20 a) b) c) Obr. 9 Ohybový moment na průvlaku ve 2.NP a) Podpora modelovaná jako vetknutí b) Podpora modelovaná jako kloub c) Podpora modelovaná se snížením tuhosti 20

21 Návrh ohybové výztuže M Ed = 252,84 knm (mezipodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b eff.d T 2.f cd = Spolupůsobící šířka desky 20 = = 525 mm 2 252, = 0,019 b eff = b eff,i + b T b b eff,1 = 0,2b 1 + 0,1l 0 b eff,1 = 0, , = 1024 mm b eff,2 = 0, , = 974 mm b eff = = 2398 mm ζ = 0,99 (Tabulky) A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed 252, = = 1118,88 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 20 2 ) 2 = 314,2 mm 2 NÁVRH 4x 20 mm (A s,prov = 1256, 6 mm 2 ) Splnění podmínek: Minimální plocha výztuže A s,prov A s,min A s,prov max (0,26. f ctm f yk. b. d ; 0,0013. b. d) A s,prov max (0,26. 2, ; 0, ) 500 A s,prov max (316,7 ; 273) 1256,6 mm 2 316,7 mm 2 Maximální plocha výztuže A s,prov A s,max A s,prov 0,04. b. h = 0, ,6 mm mm 2 21

22 Maximální rozteče výztuže s min(2h ; 250) = min (2.570 ; 250) 80 mm 250 mm Posouzení Návrh splňuje podmínky. x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 1256, = = 14,25 mm 0, z = d 0,4. x = ,25 = 519,3 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 1256,6. 434, ,3 M Rd > M Ed 283,72 knm > 252,84 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 14, = 0,028 Hodnota ξ je přijatelná, není proto nutné zvyšovat průřez. Návrh ohybové výztuže M Ed = 305,27 knm (nadpodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b eff.d T 2.f cd = 16 = = 529 mm 2 305, = 0,139 ζ = 0,927 (Tabulky) A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed 305, = = 1442,7 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 20 2 ) 2 = 314,2 mm 2 NÁVRH 5x 20 mm (A s,prov = 1571 mm 2 ) 22

23 Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd = = 106,78 mm 0, z = d 0,4. x = ,78 = 482,29 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = , ,29 M Rd > M Ed 329,42 knm > 305,27 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 106, = 0,21 Hodnota ξ je přijatelná, není proto nutné zvyšovat průřez. 23

24 4.4 Návrh výztuže průvlaku v 1.NP Průvlak je jedním z prvků roštu, který vynáší horní patra konstrukce viz Obr. 6. Obr. 10 Statické schéma průvlaku v 1.NP Vnitřní síly na průvlaku v 1.NP vychází z 3D modelu celé konstrukce. Zatížení kladené na průvlak viz Tab. 1. Výška průvlaku Obr. 11 Rozměry průvlaku Šířka průvlaku je navýšena z estetického hlediska. h T = ( ). L = ( ) = ( ) mm h T = 1020 mm Šířka průvlaku b T = ( ). h T = ( ) = ( ) mm b T = 800 mm Návrh výšky průvlaku h T = 1020 mm a šířku průvlaku b T = 800 mm. 24

25 Vnitřní síly na průvlaku v 1.NP vychází z 3D modelu celé konstrukce. Obr. 12 Vnitřní síly na průvlaku v 1.NP 25

26 Návrh ohybové výztuže M Ed = 1488,2 knm (mezipodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b T.d T 2.f cd = ζ = 0,949 (Tabulky) A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 22 = = 972 mm , = 0,099 M Ed 1488, = = 3710,8 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 22 2 ) 2 = 380,1 mm 2 NÁVRH 10x 22 mm (A s,prov = 3801, 0 mm 2 ) Splnění podmínek: Minimální plocha výztuže A s,prov A s,min A s,prov max (0,26. f ctm f yk. b. d ; 0,0013. b. d) A s,prov max (0,26. 2, ; 0, ) 500 A s,prov max (1172,6 ; 1010,88) 3801,0 mm ,6 mm 2 Maximální plocha výztuže A s,prov A s,max A s,prov 0,04. b. h = 0, ,0 mm mm 2 Maximální plocha výztuže s min(2h ; 250) = min ( ; 250) 73 mm 250 mm Návrh splňuje podmínky a lze vyztužit v souladu s požadavky normy. 26

27 Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 3801, = = 129,2 mm 0, z = d 0,4. x = ,2 = 920,32 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 3801,0. 434, ,32 M Rd > M Ed 1520,9 knm > 1488,2 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 129,2 972 = 0,133 Hodnota ξ není větší než 0,35, není proto nutné zvyšovat průřez. Maximální únosnost tlačené diagonály cotg θ V Rd,max = α cw. ν. f cd. b w. z. 1 + cotg 2 θ = 0, ,32. 1,5 = 3588,4 kn 1 + 1,52 ν = 0,6. (1 f ck 30 ) = 0,6. ( ) = 0,528 Maximální únosnost pro smykovou výztuž V Rd,max > V Ed 3588,4 kn > 1029,6 kn vyhovuje V Rd,s = A sw. f ywd s. z. cotgθ = 452, ,32. 1,5 V s Ed = 1029,6 kn A sw = n. ( π. sw 2 4 s = A sw. f ywd V Ed. z. cotgθ = 122 ) = 4. (π. ) = 452,4 mm , ,32. 1,5 = 263,9 mm 1029,6 NÁVRH čtyřstřižný třmínek 12 mm po 200 mm 27

28 Posouzení kroucení Průvlak je součástí roštu, proto je nutné posouzení kroucení. Obr. 13 Schéma průřezu kroucení A = mm 2 u = 3640 mm (vnější obvod) Účinná tloušťka stěny t ef = A u = Omezení 2. a t ef t w = 224,2 mm 2. ( ) 224, ,2 800 vyhovuje Účinné jádro b k = b t ef = ,2 = 575,8 mm h k = h t ef = ,2 = 795,8 mm A k = b k. h k = 575,8.795,8 = mm 2 u k = 2. (b k + h k ) = 2. (575, ,8) = 2743,2 mm 2 Tlačená diagonála T Rd,max = 2. ν. α c. f cd. A k. t ef. sinθ. cosθ = 2.0,528.0, ,2. sin45. cos45 = 813 kn α c redukční součinitel tlačené betonové vzpěry (uvažuji α c = 0,75) T Rd,max > T Ed = 245,6 kn 813 kn > 245,6 kn Rozměry průřezu a uvažovaná třída betonu vyhovují. Maximální únosnost T Ed V Ed + 1,0 T Rd,max V Rd,max 245, ,6 = 0,59 1,0..vyhovuje ,4 28

29 Požadovaná průřezová plocha A sw = n. ( π. sw ) = 2. (π. ) = 177,6 mm2 4 NÁVRH dvojstřižný třmínek 12 mm po 400 mm A sw,t = T Ed.s wt 2.A k.cotgθ.f ywd = 245, ,5.435 = 164,3 mm2 A sw > A sw,t 177,6 mm 2 > 164,3 mm 2 vyhovuje Závěr: Předběžně navržené rozměry prvků roštu vyhovují. 29

30 5 Dynamické namáhání konstrukce Účinky větru na konstrukci závisí především na velikosti, tvaru a dynamických vlastnostech konstrukce. Dle normy ČSN EN se počítá odezva konstrukce z maximálního dynamického tlaku q p, ze součinitelů sil a tlaků a ze součinitele konstrukce c s c d, přičemž součinitel c s zohledňuje účinek redukce zatížení větrem v důsledku nesoučasného výskytu maximálních tlaků a c d, který uvažuje zvýšené zatížení od kmitání. V této normě je také uveden graf hodnot součinitele c s c d pro různé typy konstrukcí a to v závislosti na výšce a šířce objektu. Hodnoty jsou spočteny dle předpokladu logaritmického dekrementu konstrukčního útlumu δ s = 0,1 a základní rychlosti větru v b = 28 m/s a pro II. A III. kategorii terénu. Právě z toho grafu lze pro vysokopodlažní betonovou stavbu použít součinitel c s c d roven 1,0. Na rozdíl od normy ČSN EN se již v neplatné normě ČSN silové účinky a vynucená přemístění rozdělují na statické (nevyvolává významné zrychlení konstrukce) a dynamické (vyvolává významná zrychlení konstrukce) zatížení. Statické zatížení bylo započítáno vždy, kdežto dynamické bylo započítáno pouze v některých případech, které norma definovala. Odezvu na dynamickou složku bylo eventuálně možné řešit kvazistatickým výpočtem. V našem objektu rekonstrukce sila by musela být dynamická složka započítána, pokud by vlastní frekvence byla menší než 4 Hz. V programu Scia Engineer, kde byl proveden výpočetní model konstrukce, byly spočítány první čtyři vlastní frekvence konstrukce. Tab. 2 Vlastní frekvence konstrukce První vlastní frekvence konstrukce je 5,49 Hz a je tedy vyšší než definované kritérium. Z tohoto důvodu se dynamická složka do výpočtu neuvažuje. 30

31 6 Sloupy podpírající nástavbu Charakteristika průřezu Sloup 800 x 800 [mm] I y = I z = 3, m 4 E = MPa l = 19,41 m l o viz účinná délka tlačeného prvku Obr. 14 Fotografie konstrukce se ztužením, statické schéma, detail uložení Obr. 15 Zavedení souřadnicového systému, vybrané sloupy pro detailní výpočet 31

32 6.1 Stanovení vzpěrné délky prutu dle ČSN EN Účinná délka tlačeného sloupu E1 za předpokladu, že konstrukce je ztužena dostatečně V ose Y φ y = 0,25 mrad m y = 156,26 knm (odečteno z modelu) K 1y = 0 (vetknutí) K 2y = ( φ y M ). (EI l ) = 0, , = 0, ,26 19,41 V ose Z φ z = 0,3 mrad m z = 190,39 knm (odečteno z modelu) K 1z = 0 (vetknutí) K 2z = ( φ z M ). (EI l ) = 0, , = 0, ,39 19,41 Vzpěrná délka v ose Y k 1. k 2 l 0y = l. max { ; (1 + k 1 ). (1 + k 2 )} = k 1 + k k k ,0900 = l. max { ,0900 ; ( ,0900 ). ( ,0900 )} = = l. max{1 ; 1,0825} = 19,41. 1,0825 = 21,01 m Vzpěrná délka v ose Z k 1. k 2 l 0z = l. max { ; (1 + k 1 ). (1 + k 2 )} = k 1 + k k k ,0886 = l. max { ,0886 ; ( ,0886 ). ( ,0886 )} = = l. max{1 ; 1,0814} = 19,41. 1,0814 = 20,99 m Vzpěrná délka z programu Scia Engineer uvádí podobnou hodnotu jako je hodnota vypočtená ručním výpočtem. 32

33 Účinná délka tlačeného sloupu E1 za předpokladu, že konstrukce není ztužena dostatečně V ose Y φ y = 0,2 mrad m y = 96,78 knm (odečteno z modelu) K 1y = 0 (vetknutí) K 2y = ( φ y M ). (EI l ) = 0, , = 0, ,4 19,41 V ose Z φ z = 0,3 mrad m z = 156,00 knm (odečteno z modelu) K 1z = 0 (vetknutí) K 2z = ( φ z M ). (EI l ) = 0, , = 0, ,00 19,41 Vzpěrná délka v ose Y k 1. k 2 l 0y = l. max { ; (1 + k 1 ). (1 + k 2 )} = k 1 + k k k ,1163 = l. max { ,1163 ; ( ,1163 ). ( ,1163 )} = = l. max{1 ; 1,1040} = 19,41. 1,1040 = 21,43 m Vzpěrná délka v ose Z k 1. k 2 l 0z = l. max { ; (1 + k 1 ). (1 + k 2 )} = k 1 + k k k ,1082 = l. max { ,1082 ; ( ,1082 ). ( ,1082 )} = = l. max{1 ; 1,0976} = 19,41. 1,0976 = 21,31 m Vzpěrná délka z programu Scia Engineer uvádí podobnou hodnotu jako je hodnota vypočtená ručním výpočtem. 33

34 Vzpěrná délka na objektu se ztužením je mírně menší než na objektu bez ztužení. Lze tedy usuzovat, že navržené ztužující prvky konstrukcí jako celek příliš neovlivňují a jsou zde spíše z architektonických důvodů. Vnitřní síly pro výpočty excentricit budou odečteny na modelu bez ztužení. 34

35 6.2 Stanovení vzpěrné délky prutu dle ČSN P ENV Jedná se o alternativní výpočet vzpěrné délky dle již neplatné normy ČSN P ENV Správné stanovení vzpěrné délky l 0, které vystihne jeho působení v konstrukci se provede zjištěním hodnoty β, kterým se přenásobí délka prutu. Hodnota β se vyčte z grafu viz Obr. 17, který je závislý na tuhostech podepření. Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 16 Schéma momentů setrvačnosti u příslušných styčníků [2] Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 17 Graf k určení hodnoty β, dle normy ČSN P ENV [2] 35

36 Účinná délka tlačeného sloupu E1 bez ztužení Vzpěrná délka v ose Y I col1 + I col2 3, l k A = col1 l col2 19,41 I b1 + 0,5. I = b2 l b1 l 0,5. b2 1, ,48 6, ,1 = 0,404 k b = 0 (vetknutý konec) Z grafu lze odečíst přibližně hodnota β = 1,08 Minimální doporučená hodnota β = 1,12 Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 18 Určení hodnoty β (vzpěrná délka v ose y) [2] l 0 = β. l = 1,12. 19,41 = 21,74 m 36

37 Vzpěrná délka v ose Z I col1 + I col2 3, l k A = col1 l col2 19,41 I b1 + 0,5. I = b2 l b1 l 0,5. b2 1, ,48 6, ,36 = 0,441 k b = 0 (vetknutý konec) Z grafu lze odečíst přibližně hodnota β = 1,09 Minimální doporučená hodnota β = 1,12 Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 19 Určení hodnoty β (vzpěrná délka v ose z) [2] l 0 = β. l = 1,12. 19,41 = 21,74 m Srovnání výsledků vzpěrných délek 37

38 6.3 Vnitřní síly na sloupech E1 a C2 Výstupy z 3D modelu viz kapitola 3 Tab. 3 Vnitřní síly na sloupu E1 a C2 pro různé kombinace zatížení 38

39 6.4 Kritérium štíhlosti λ = l o i λ 20. A. B. C lim = n Praktický postup v ose y pro sloup E1 Hodnoty momentů a normálové síly pro krajní sloup (3D model bez ztužení) M y = ( 96,78 ; 52,52) knm M z = (156,00 ; 121,66) knm N = ( 1161,66 ; 1572,95) kn Vnitřní síly bez vlivu imperfekcí M top = 96,78 knm M bot = 52,52 knm e top = M top N e bot = M bop N = 96,78 = 83,3 mm 1161,66 = 52,52 = 33,4 mm 1572,95 e 0,top = e top + e i = 83,3 + 50,7 = 134,0 mm e 0,bot = e bot + e i = 33,4 + 50,7 = 84,1 mm e i = l o 20, = == 50,7 mm Vnitřní síly s vlivem výstřednosti M 02 = M top + e i. N Ed = 96,78 + 0, ,66 = 155,67 knm M 01 = M bot + e i. N Ed = 52,52 + 0, ,95 = 132,27 knm r m = M 01 M 02 = 132,27 155,67 = 0,850 n = N Ed 1161,66 = A c. f cd 0,8. 0, = 0,091 C = 1,7 r m = 1,7 ( 0,850) = 2,55 39

40 Štíhlost sloupu λ = 3,46. l o h = 3,46. 20, = 87,75 l o účinná délka tlačeného prvku dle Scia Engineer viz str. 35 Omezení štíhlosti s vypočtenou hodnotou C 15,4. C λ lim = = n λ < λ lim 15,4. 2,55 0,091 = 130,17 87,75 < 130,17 sloup je masivní Omezení štíhlosti s doporučenou hodnotou C = 0,7 15,4. C λ lim = = n λ > λ lim 15,4. 0,7 0,091 = 35,73 87,75 > 35,73 sloup je štíhlý Při uvažování doporučené hodnoty C je sloup štíhlý a je třeba stanovit excentricitu e 2. Tab. 4 Vstupní hodnoty pro výpočet 40

41 6.5 Metoda založená na jmenovité křivosti Tab. 5 Stanovení excentricity druhého řádu dle metody založené na jmenovité křivosti Vzorce použité v Tab. 5 K r = (n u n) (n u n bal ) Křivost ω = A s,est.f yd A c.f cd r m = M 01 M 02 n = N Ed A c.f cd K φ = 1 + β. φ ef Mechanický stupeň vyztužení Poměr ohybových momentů 1. řádu Poměrná normálová síla Křivost (účinek dotvartování) φ ef = φ(,t 0 ). M 0Eqp M 0Ed Účinný součinitel dotvarování e 2 = 0,1 K r.k φ.f yd 0,45.d.E s. l 0 2 Deformace vyvolaná účinky druhého řádu 41

42 Tab. 6 Vnitřní síly na sloupu E1 a C2 pro různé kombinace zatížení + zvětšené rozhodující síly vlivem štíhlosti (metoda založená na jmenovité křivosti) 42

43 6.6 Metoda založená na jmenovité tuhosti Tab. 7 Stanovení excentricity druhého řádu dle metody založené na jmenovité tuhosti Vzorce použité v Tab. 7 EI = K c. E cd. I c + K s. E s. I s Jmenovitý tuhost K c = 0,3 1+0,5. φ ef Opravný součinitel (účinek trhlin a dotvarování) E cd = E cm γ ce Návrhová hodnota modulu pružnosti betonu N B = π2. E. I l 0 2 Vzpěrné břemeno M Ed = M 0Ed. [1 + β ( N B N Ed ) 1 ] Moment s vlivem druhého řádu 43

44 Tab. 8 Vnitřní síly na sloupu E1 a C2 pro různé kombinace zatížení + zvětšené rozhodující síly vlivem štíhlosti (metoda založená na jmenovité tuhosti) 44

45 6.7 Iterační metoda - účinky 2. řádu zavedeny výstředností Deformace konstrukce po zatížení jsou iteračně vkládány do 3D modelu, vytvořeného v programu Scia Engineer. Spočtené momenty s vlivem deformace tlačených prutů jsou následně zvětšeny o imperfekce dle ČSN EN Zvětšené vnitřní síly jsou spočteny pouze pro kombinace svislého zatížení s příčným větrem v návrhových hodnotách a svislého zatížení s podélným větrem v návrhových hodnotách. Tyto dvě kombinace byly v předchozích výpočtech založených na jmenovité křivosti či jmenovité tuhosti rozhodující. Tab. 9 Vnitřní síly na sloupu E1 a C2 pro různé kombinace zatížení + zvětšené rozhodující síly vlivem štíhlosti (iterační metoda účinky 2. řádu zavedeny výstředností) 45

46 6.8 Iterační metoda - účinky 2. řádu zavedeny vod. silou Účelem této metody je, aby účinky vyvolané normálovou tlakovou silou a natočením sloupu byly nahrazeny silami, které působí kolmo na prut. Následně probíhá iterační proces, až do doby kdy jsou přídavné natočení stále menší a menší a mohou být tedy zanedbány. Natočení vyvolá přídavné momenty, které jsou zvětšeny o další imperfekce dle ČSN EN , které ve výpočtu nebyly uvažovány. Tab. 10 Vnitřní síly na sloupu E1 a C2 pro různé kombinace zatížení + zvětšené rozhodující síly vlivem štíhlosti (iterační metoda účinky 2. řádu zavedeny vodorovnou silou) 46

47 6.9 Srovnání Tab. 11 Původní vnitřní síly nezvětšené o vliv štíhlosti Tab. 12 Srovnání zvětšené vnitřní síly na sloupu E1 a C2 vlivem štíhlosti Účinky druhého řádu byly provedeny dle metody založené na jmenovité křivosti, dále metodou založenou na ohybových tuhostech a nakonec iterací v programu Scia Engineer pomocí změn výstředností a vodorovnými silami. Výpočty dle těchto metod vyšly rozdílně. Jako nejvyšší a tím i nejvíce bezpečné vyšly hodnoty dle metody jmenovité křivosti, podle kterých jsem se rozhodl dále postupovat. Tyto hodnoty byly přibližně o 25 % vyšší než hodnoty z ostatních metod. Výsledky z ostatních metod vyšly přibližně stejně. 47

48 7 Návrh a posouzení výztuže sloupu 7.1 Zjednodušený postup posouzení průřezu sloupu C2 Veškerá výztuž je uvažována v jedné řadě. Rozměry průřezu d = h col c sw s 2 = = = 745 mm 10 (účinná délka) z s1 = z s2 = 1 2 (h col 2c 2 sw s ) = = 1 ( ) = 2 = 345 mm (ramena vnitřních sil) Obr. 20 Rozměry průřezu sloupu d 1 = d 2 = h col 2 z s1 = = 55 mm Tab. 13 Průřezové parametry a rozměry posuzovaného průřezu 48

49 Body interakčního diagramu Bod 0 N Rd,0 = (b. h. η. f cd + A s. σ s ) = = ( , , = 14559,24 kn M Rd,0 = (A s2. z 2 A s1. z 1 ). σ s = = 0 knm Bod 1 N Rd,1 = (b. λ. d. η. f cd + F s2 ) = = (0, , ) = 10492,59 kn M Rd,1 = b. λ. d. η. f cd. 0,5. (h λ. d) + F s2. z 2 = 0, ( 800 0,4. 745) , = 1302,69 knm 2 Bod 2 ξ bal,1 = = f yd = 0,617 x bal,1 = ξ bal,1. d = 0, = 459,47 mm ε cd x bal,1 = ε s2 x bal,1 d 2 ε s2 = ε cd. (1 d 2 x bal,1 ) = 0,0035. ( ,47 ) = 0,00308 ε yd = f yd E s = = 0,00218 ε s2 > ε yd lze uvažovat σ s2 = f yd N Rd,2 = (b. λ. x bal,1. η. f cd + A s2. f yd A s1. f yd ) = = (0, , ) = 5881,23 kn M Rd,2 = b. λ. x bal,1. η. f cd. ( h 0,4. x 2 bal,1) + A s2. f yd. z s2 + A s1. f yd. z s1 = = 0, , ( ,47) , , = 1931,63 knm 49

50 Bod 3 Kvadratická rovnice pro σ s2 : 2. A s2 σ s2. (A s1. f yd + A s2. ε cd. E s ) + ε cd. E s. (A s1. f yd λ. b. f cd. d 2 ) = 0 σ s2 2 σ s ,05 σ s2. (2199, ,05. 0, ) + +0, (2199, , ) = 0 2 σ s ,05 σ s , = 0 Kořeny kvadratické rovnice: 1 = 1059,08 MPa σ s2 σ s2 2 = 75,92 MPa Jelikož použitá betonářská ocel má charakteristickou mez kluzu 500 MPa, první kořen nemá fyzikální smysl. Pro další výpočty se použije druhý kořen σ 2 s2 = 75,92 MPa. x = A s1. f yd A s2. σ s2 2199, ,05. 75,92 = = 61,69 mm 0,8. b. f cd 0, z = d 0,4. x = 745 0,4. 61,69 = 720,32 mm r s2 = 0,4. x d 2 = 0,4. 61,69 55 = 30,32 mm Rameno síly vychází záporné, jelikož v tomto případě je působiště síly v tlačené výztuži pod těžištěm tlačeného betonu. N Rd,3 = 0 M Rd,3 = A s1. f yd. z + A s2. f yd. r s2 = = 2199, , , ( 30,32) = 660,04 knm Bod 4 N Rd,4 = A s1. f yd = 2199, = 956,59 kn M Rd,4 = A s1. f yd. z s1 = 2199, = 330,02 knm Bod 5 N Rd,5 = (A s1 + A s2 ). f yd = (2199, ,05). 435 = 1913,17 kn M Rd,5 = 0 50

51 Omezení tlakové únosnosti Minimální výstřednost e 0 = max ( h 30 ; 20) = max ( ; 20) = max(26, 6 ; 20) = 26, 6 mm Minimální ohybový moment M 0 = N Rd,0. e 0 = 14559,24. 26, 6 = 388,25 knm Obr. 21 Svislý řez interakčním diagramem (osa y) zjednodušený výpočet 51

52 Obr. 22 Svislý řez interakčním diagramem (osa z) - zjednodušený výpočet Posouzení ( M a Edy ) + ( M a Edz ) 1 M Rdy M Rdz N Ed = 2150,04 = 0,148 interpolací a = 1,04 N Rd ,24 ( 538, ,0 ) 1,04 + ( 565, ,0 ) 1,04 1 0,954 1 Průřez na interpolaci normálové síly a ohybových momentů ve dvou rovinách vyhovuje. 52

53 7.2 Posouzení sloupu C2 výztuž uvažována prostorově 53

54 Obr. 23 Svislý řez interakčním diagramem (osa y) 54

55 55

56 Obr. 24 Svislý řez interakčním diagramem (osa z) 56

57 Posouzení ( M a Edy ) + ( M a Edz ) 1 M Rdy M Rdz N Ed = 2150,04 = 0,147 interpolací a = 1,04 N Rd ,24 ( 538, ,0 ) 1,04 + ( 565, ,0 ) 1,04 1 0,62 1 Průřez na interpolaci normálové síly a ohybových momentů ve dvou rovinách vyhovuje. 57

58 7.3 Posouzení průřezu sloupu C2 s využitím softwaru Vnitřní síly v extrémním řezu N = 1930,81 kn M y = 489,18 knm M z = 608,63 knm Obr. 25 Průřez s rozmístěním výztuže Jedná se o předběžné rozmístění výztuže. Ta bude upravena s ohledem na vybočení podélné tlačené výztuže příčnou výztuží. Posouzení 58

59 Obr. 26 Svislý řez interakčním diagramem dle Scia Engineer Obr. 27 Vodorovný řez interakčním diagramem dle Scia Engineer 59

60 Obr. 28 Prostorový interakčním diagramem dle Scia Engineer 7.4 Vyhodnocení Výsledky ručním výpočtem a dle softwaru se liší. Plocha výztuže vypočtená softwarem je nižší. Mezivýpočty a výpočty dle softwaru nejsou kontrolovatelné. Navržená výztuž sloupu dle jednotlivých postupů vyhovuje, ale rozhodl jsem se pro bezpečnější variantu ručním výpočtem. 60

61 7.5 Návrh úchytů pro manipulaci Návrh úchytů pro manipulace se sloupem je spočten dle ČSN (zbytková norma) - Navrhování betonových konstrukcí pozemních staveb. Manipulační síla 1) V okamžiku uvolňování dílce z formy nebo podložky N EdA = 1,3 γ G n. cosα (F 1,35 k + F adh,k ) = 1,3. (324, ,50) = 362,20 kn 2. cos 30 2) Při dalších manipulací N EdB = 1,8 γ man. γ G n. cosα F ,35 k = 1, ,96 = 455,91 kn 2. cos 30 γ G součinitel zatížení vlastní tíhou dílce γ man součinitel podmínek působení dílce ( opakované používání γ man = 1,3) F adh,k charakteristická hodnota přilnavosti dílce k podložce (v adh,k = 2,0kN. m 2 ) n počet uvažovaných úchytů α úhel sevřený směrem manipulační síly a směrem F k Návrhová hodnota tahové síly v úchytném oku N Ed N Ed1 = 0,6. cos (0,5β + 30 ) = 0,6. 455,91 = 315,86 kn cos (30 ) Uvažuji β úhel sevřený větvemi úchytného oka β = 0 61

62 Podmínka spolehlivosti N Ed1 < κ. A s. f yd κ = 0,05d s + 0,3 1 (od profilu 14 mm lze uvažovat κ = 1) f yd návrhová mez kluzu oceli Výběr oceli Značení dle ČSN nelegovaná ocel obvyklých jakostí pro konstrukce Značení dle EN nebo EN ISO - S235JRG1 f yk = 250MPa f yd = f yk 1,15 = 250 = 217,39 MPa 1,15 A s = N Ed1 315, = = 1452,96 mm 2 f yd 217,39 nereálný profil ocelového úchytu, návrh Halfen Deha KKT 45,0 62

63 7.6 Manipulace s dílcem Vyjímání dílce z formy (výrobní stádium) Skladování a montáž (montážní stádium) Rozhodující zatížení F 1 = 1,8 γ man. γ G cosα F k = 1,8 1. 1, ,96 = 911,81 kn cos 30 Vyjímání dílce z formy (výrobní stádium) Obr. 29 Schéma manipulace s dílcem (vyjímání dílce z formy) Obr. 30 Ohybové momenty (vyjímání dílce z formy) 63

64 Posouzení ohybové výztuže (vyjímání dílce z formy) Kontrola ohybové momentu při manipulaci vyjímání dílce z formy. d T = h T c φ 2 TŘ x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 20 = = 745 mm , = = 77,73 mm 0, z = d 0,4. x = ,73 = 713,91 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 2287, , ,91 = 709,89 knm M Rd > M Ed 709,89 knm > 196,20 knm vyhovuje 64

65 Skladování a montáž (montážní stádium) Obr. 31 Schéma manipulace s dílcem (montáž) Obr. 32 Ohybové momenty (montáž) Posouzení ohybové výztuže (vyjímání dílce z formy) Kontrola ohybové momentu při manipulaci montáže dílce na stavbě. x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 2287, = = 77,73 mm 0, z = d 0,4. x = ,73 = 713,91 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 2287, , ,91 = 709,89 knm M Rd > M Ed 709,89 knm > 352,3 knm vyhovuje 65

66 8 Základová patka pro prefabrikovaný sloup Pro založení prefabrikovaných sloupů jsou využity patky s kalichem. Stěny této patky se navrhnou tak, aby bylo zajištěno dostatečné spolupůsobení se sloupem. Pro přijatelné spolupůsobení musí být splněny následující podmínky: hloubky prohlubně l 1,5(c x, c y ), přičemž za minimální hloubku se považuje 500 mm, (c x, c y ) půdorysné rozměry sloupu dostatečné zdrsnění v podobě zazubení vnitřního líce stěn kalichu, hloubka tohoto zazubení by neměla být menší než 15 mm, šířka spáry mezi prefabrikovaným sloupem a vnitřním lícem kalichu je v rozmezí [mm] pevnost zálivkového betonu je min. C20/25. Patku posuzujeme jako monolitickou a je využito modelu náhradní příhradoviny (viz Obr. 33) Nebyl získán souhlas autora se zveřejněním obrázku. Plná verze práce je k dispozici v knihovně katedry betonových a zděných konstrukcí stavební fakulty ČVUT v Praze. Obr. 33 Bloková patka s prohlubní model náhradní příhradoviny [7], geometrie patky 66

67 8.1 Návrh výztuže Vodorovná výztuž kalichu Vztah pro malou excentricitu vnějších sil pro profilované stěny prohlubně: T H = (0, ,641 e c ). N Ed 0,4 N Ed (0, ,641 0,0917 ). 2150,04 = 751,39 kn 0, ,04 = 860,02 kn 0,8 T H = 860,02 kn T H vodorovná síla pro návrh vodorovné výztuže e excentricita vnějšího zatížení c šířka sloupu v posuzovaném směru N Ed osová síla sloupu e = M Ed N Ed = 197, ,04 = 0,0917 Jedná se o maximální hodnotu T H z obou směrů x a y. Návrh výztuže A s,req = T H 860, = f yd 435 = 1977,05 mm 2 NÁVRH 13x Ø 14 po 100 mm A s,prov = 2000,7 mm 2 67

68 8.1.2 Svislá výztuž kalichu Vztah u prohlubní zapuštěných do základových bloků: T V = T c. z a + z = 995, = 767,11 kn T V svislá síla pro návrh svislé výztuže a vzdálenost závislá na umístění výztuže (viz Obr. 33) z vzdálenost závislá na umístění výztuže (viz Obr. 33) T C tahová síla ve výztuži sloupu a = = 205 mm z = = 690 mm T C = A s. f yd = 2287, = 995,02 kn Jedná se o maximální hodnotu T V z obou směrů x a y. Návrh výztuže A s,req = T H 767, = f yd 435 = 1763,48 mm 2 NÁVRH 8x Ø 18 po 100 mm A s,prov = 2036,0 mm 2 68

69 8.1.3 Podélná výztuž sdružené patky pro založení dvou prefabrikovaných sloupů Materiály: Beton C30/37 Výztuž B500B Geometrie patky b = l = 5,36 m h 1 = 0,6 m h = 1,8 m Obr. 34 Geometrie spojité patky 69

70 Obr. 35 Statické schéma a výsledný moment na spojité patce Návrh podélné výztuže M Ed = 1312,89 knm (nadpodporový moment) d = h c 1,5 = ,5. 28 = 523 mm μ = M Ed b.d 2.f cd = 1312, = 0,24 ζ = 0,861 (Tabulky) 70

71 A s,req = M Ed 1312, = ζ. d. f yd 0, ,78 = 6705,85 mm2 A s,1 = π ( 2 2 ) = π ( ) = 615,8 mm 2 NÁVRH 11x 28 mm (A s,prov = 6773, 8 mm 2 ) Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 6773, = = 184,16 mm 0, z = d 0,4. x = ,16 = 449,34 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 6773,8. 434, ,34 M Rd > M Ed 1323,35 knm > 1312,89 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 184, = 0,35 71

72 8.1.4 Výztuž na soustředěný tlak Vztah pro působení soustředěné síly na povrch betonového prvku N Cd A c. γ b. R bd 2150, , , [kn]. prvek není vystaven soustředěnému tlaku N Cd soustředěná tlaková síla A c velikost styčné plochy γ b součinitel podmínek působení R bd výpočtová pevnost betonu v tlaku Obr. 36 Roznášecí oblasti 72

73 Vztah pro maximální tahové napětí betonu v roznášecí oblasti N Cd σ b,max =. (0,60 0,44β 0,16β 4 ) 0,4. γ b d1. b b. R btd d2 2150, (0,60 0,44.0,57 0,16. 0,574 ) 0,4. 1,0. 2,0 0,36 0,8 [MPa] v roznášecí oblasti není třeba dimenzovat výztuž β = b c1 b d1 = = 0,57 Z hlediska bezpečnosti je navržena příčná výztuž v roznášecí oblasti. NÁVRH 5x KARI síť 8mm 15x15 1,6x1,6m Obr. 37 Rozmístění výztuže v roznášecí oblasti 73

74 8.1.5 Protlačení základové patky Při mezním stavu protlačení základové patky je nutno posoudit stavy, kdy vzdoruje zatížení dolní deska pod prohlubní v montážním stavu a celá patka ve stavu konečném. Ověření max. smykové odolnosti při protlačení v montážním stavu Omezení smykové únosnosti těsně kolem sloupu υ Ed,0 = β. V Ed u 0. d υ Rd,max = 0,4. υ. f cd β součinitel polohy sloupu u 0 délka kontrolovaného obvodu d průměrná účinná výška d = = 435 mm V Ed svislá síla v montážním stavu, V Ed = 438,7 kn u 0 = 2. (c 1 + c 2 ) = 2. (0,8 + 0,8) = 3,2 m β = 1 + k. (M Ed + h. V Ed ) V Ed,max. u 0 W 0 = 1 (pozn. M Ed, V Ed v montážním stavu = 0) υ = 0,6. (1 f ck 30 ) = 0,6. ( ) = 0,528 υ Ed,0 = 438,7 3,2. 0,435 υ Rd,max = 0, υ Ed,0 = 315,16 kpa υ Rd,max = 4224 kpa vyhovuje 74

75 Výpočet maximální smykové odolnosti pro 0,5.d < a < 2.d Vzorce použité v tab. X υ Rd,c (a) = 2. d a. C Rd,c. k. (100. ρ 1. f ck ) 1/3 návrh. únosnost desky bez smyk. výztuže k = d = = 1,68 ρ 1 = A s,prov l. d = = 0,0059 stupeň vyztužení 2,8. 0,435 υ l,min = 0,035. k 3/2. f ck = 0,035. 1,68 3/2. 30 = 0,417 MPa υ l,min (a) = 2. d a. υ l,min u a (a) = 2. ( c 1 + c 2 ) + 2. π. a délka kontrolovaného obvodu A(a) = (c a). (c a) + (π 4). a 2 plocha patky υ Ed,red (a) = σ gd. [b. l A(a)] υ Ed (a) = β(a). υ Ed,red(a) d. u a (a) Ověření odolnosti základové patky v protlačení Tab. 14 Ověření únosnosti základové patky Navržená patka vyhovuje protlačení rozdíl (υ Rd,c (a) υ Ed (a)) je kladný. Není potřeba přidání smykové výztuže do základové patky. Z hlediska protlačení není nutno kontrolovat celou patku ve stavu konečném z důvodu rozměrů patky. 75

76 9 Statický výpočet desky 3.NP V rámci diplomové práce byl vytvořen model desky a 3D prostorový model objektu v programu Scia Engineer viz kapitola Model desky V programu byl namodelován patrový výsek 3NP. Extrémní hodnoty nadpodporových momentů byly redukovány průměrovacím polem Kombinace zatížení Kombinace zatížení je vyjádřena vztahem γ G,j G k.j + γ p P + γ Q,1 Q k,1 + j 1 γ Q,i ψ 0,i Q k,i i>1 Tab. 15 Kombinace zatížení 76

77 9.1.2 ŽB trám B03 Obr. 38 Schéma desky ŽB trám B03 Obr. 39 Schéma rozměrů ŽB trámu B03 77

78 Obr. 40 Vnitřní síly na ŽB trámu B03 Návrh ohybové výztuže M Ed = 117,4 knm (mezipodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b eff.d T 2.f cd = Spolupůsobící šířka desky 20 = = 525 mm 2 117, = 0,0089 b eff = b eff,i + b T b b eff,1 = 0,2b 1 + 0,1l 0 b eff,1 = 0, , = 1024 mm b eff,2 = 0, , = 974 mm b eff = = 2398 mm ζ = 0,995 (Tabulky) 78

79 A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed 117, = = 516,92 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 16 2 ) 2 = 201,1 mm 2 NÁVRH 3x 16 mm (A s,prov = 603, 3 mm 2 ) Splnění podmínek: Minimální plocha výztuže A s,prov A s,min A s,prov max (0,26. f ctm f yk. b. d ; 0,0013. b. d) A s,prov max (0,26. 2, ; 0, ) 500 A s,prov max (316,7 ; 273) 603,3 mm 2 316,7 mm 2 Maximální plocha výztuže A s,prov A s,max A s,prov 0,04. b. h = 0, ,3 mm mm 2 Maximální rozteče výztuže s min(2h ; 250) = min (2.570 ; 250) 165 mm 250 mm Posouzení Návrh splňuje podmínky. x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 603, = = 6,84 mm 0, z = d 0,4. x = ,84 = 522,27 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 603,3. 434, ,27 M Rd > M Ed 136,99 knm > 117,4 knm 79

80 Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 6, = 0,013 Hodnota ξ není větší než doporučených 0,35. Návrh ohybové výztuže M Ed = 285,5 knm (nadpodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b eff.d T 2.f cd = 16 = = 529 mm 2 285, = 0,130 ζ = 0,93 (Tabulky) A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed 285, = = 1344,9 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 20 2 ) 2 = 314,2 mm 2 NÁVRH 5x 20 mm (A s,prov = 1571 mm 2 ) Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd = = 106,78 mm 0, z = d 0,4. x = ,78 = 482,29 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = , ,29 M Rd > M Ed 329,42 knm > 285,5 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 106, = 0,21 Hodnota ξ není větší než doporučených 0,35. 80

81 Maximální únosnost tlačené diagonály cotg θ V Rd,max = α cw. ν. f cd. b w. z. 1 + cotg 2 θ = 0, ,29. 1,5 = 940,24 kn 1 + 1,52 ν = 0,6. (1 f ck 30 ) = 0,6. ( ) = 0,528 Maximální únosnost pro smykovou výztuž V Ed v místě d od podpory V Rd,max > V Ed 940,24 kn > 205,8 kn vyhovuje V Rd,s = A sw. f ywd s. z. cotgθ = 157, ,29. 1,5 V s Ed = 205,8 kn A sw = n. ( π. sw 2 4 s = A sw. f ywd V Ed. z. cotgθ = 102 ) = 2. (π. ) = 157,08 mm , ,29. 1,5 = 240,1 mm 205,8 NÁVRH dvoustřižný třmínek 10 mm po 200 mm V Rd,300 = A sw. f ywd s. z. cotgθ = 157, ,29. 1,5 = 164,77 kn 300 NÁVRH dvoustřižný třmínek 10 mm po 300 mm Obr. 41 Schéma vyztužení ŽB trámu B03 81

82 9.1.3 ŽB trám B04 Obr. 42 Schéma desky ŽB trám B04 Obr. 43 Schéma rozměrů ŽB trámu B04 82

83 Obr. 44 Vnitřní síly na ŽB trámu B04 Návrh ohybové výztuže M Ed = 37,3 knm (mezipodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b.d T 2.f cd = 12 = = 531 mm 2 37, = 0,0167 ζ = 0,992 (Tabulky) 83

84 A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed 37, = = 162,87 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 12 2 ) 2 = 113,1 mm 2 NÁVRH 3x 12 mm (A s,prov = 339, 3 mm 2 ) Splnění podmínek: Minimální plocha výztuže A s,prov A s,min A s,prov max (0,26. f ctm f yk. b. d ; 0,0013. b. d) A s,prov max (0,26. 2, ; 0, ) 500 A s,prov max (320,3 ; 276,1) 339,3 mm 2 320,3 mm 2 Maximální plocha výztuže A s,prov A s,max A s,prov 0,04. b. h = 0, ,3 mm mm 2 Maximální rozteče výztuže s min(2h ; 250) = min (2.570 ; 250) 165 mm 250 mm Návrh splňuje podmínky. Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 339, = = 23,06 mm 0, z = d 0,4. x = ,06 = 521,78 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 339,3. 434, ,78 M Rd > M Ed 76,97 knm > 37,3 knm 84

85 Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 23, = 0,044 Hodnota ξ není větší než doporučených 0,35. Návrh ohybové výztuže M Ed = 62,0 knm (nadpodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b eff.d T 2.f cd = 12 = = 531 mm 2 62, = 0,028 ζ = 0,986 (Tabulky) A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed = = 272,36 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 12 2 ) 2 = 113,1 mm 2 NÁVRH 3x 12 mm (A s,prov = 339, 3 mm 2 ) Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 339, = = 23,06 mm 0, z = d 0,4. x = ,06 = 521,78 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 339,3. 434, ,78 M Rd > M Ed 76,97 knm > 62,0 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 23, = 0,044 Hodnota ξ není větší než doporučených 0,35. 85

86 Maximální únosnost tlačené diagonály cotg θ V Rd,max = α cw. ν. f cd. b w. z. 1 + cotg 2 θ = 0, ,78. 1,5 = 822,28 kn 1 + 1,52 ν = 0,6. (1 f ck 30 ) = 0,6. ( ) = 0,528 Maximální únosnost pro smykovou výztuž V Rd,max > V Ed 822,28 kn > 105,2 kn vyhovuje V Rd,s = A sw. f ywd s. z. cotgθ = 100, ,78. 1,5 V s Ed = 1029,6 kn A sw = n. ( π. sw 2 4 s = A sw. f ywd V Ed. z. cotgθ = Stupeň vyztužení 102 ) = 2. (π. ) = 157,08 mm2 4 ρ sw = A sw b. s = 157, = 0,0011 ρ sw,min = 0,8 f ck f yk 157, ,78. 1,5 = 508,36 mm 105,2 = 0, = 0,00087 ρ sw > ρ sw,min.. vyhovuje NÁVRH dvoustřižný třmínek 10 mm po 350 mm Obr. 45 Schéma vyztužení ŽB trámu B04 86

87 9.1.4 Ohybová výztuž v místě napojení schodiště Návrh ohybové výztuže M Ed = 147,7 knm (nadpodporový moment) d T = h T c φ 2 TŘ μ = M Ed b.d T 2.f cd = 16 = = 529 mm 2 147, = 0,066 ζ = 0,964 (Tabulky) A s,req = A s,1 = π ( 2 ) 2 M Ed 147, = = 666,15 mm2 ζ. d. f yd 0, ,78 = π ( 16 2 ) 2 = 201,1 mm 2 NÁVRH 4x 16 mm (A s,prov = 804, 4 mm 2 ) Posouzení x = A s,prov. f yd 0,8. b. f cd 804, = = 54,67 mm 0, z = d 0,4. x = ,67 = 507,13 mm M Rd = A s,prov. f yd. z = 804,4. 434, ,13 M Rd > M Ed 177,3 knm > 147,7 knm Ověření z hlediska ohybového namáhání ξ = x d = 54, = 0,1 87

88 9.1.5 Obálky a izolinie ohybových momentů Obálky a izolinie ohybových momentů pro návrhové hodnoty A) B) Obr. 46 Obálka ohybových momentů pro návrhové hodnoty a) mxd+,b) mxd- 88

89 A) B) Obr. 47 Izolinie ohyb. momentů pro návrhové hodnoty a) mxd+,b) mxd- 89

90 A) B) Obr. 48 Obálka ohybových momentů pro návrhové hodnoty a) myd+,b) myd- 90

91 A) B) Obr. 49 Izolinie ohyb. momentů pro návrhové hodnoty a) myd+,b) myd- 91

92 Obálky a izolinie ohybových momentů pro charakteristické hodnoty A) B) Obr. 50 Obálky ohybových momentů pro charakteristické hodnoty a) mxd+, b) mxd- 92

93 A) B) Obr. 51 Izolinie ohyb. momentů pro charakteristické hodnoty a) mxd+,b) mxd- 93

94 A) B) Obr. 52 Obálky ohybových momentů pro charakteristické hodnoty a) myd+, b) myd- 94

95 A) B) Obr. 53 Izolinie ohyb. momentů pro charakteristické hodnoty a) myd+,b) myd- 95

96 Obálky a izolinie ohybových momentů pro kvazistálé hodnoty A) B) Obr. 54 Obálky ohybových momentů pro kvazistálé hodnoty a) mxd+, b) mxd- 96

97 A) B) Obr. 55 Izolinie ohyb. momentů pro kvazistálé hodnoty a) mxd+,b) mxd- 97

98 A) B) Obr. 56 Obálky ohybových momentů pro kvazistálé hodnoty a) myd+, b) myd- 98

99 A) B) Obr. 57 Izolinie ohyb. momentů pro kvazistálé hodnoty a) myd+,b) myd- 99

100 9.2 Mezní stav únosnosti Vstupní údaje BETON C30/37- XC1 -CL 0,20 Dmax 22 - S4 f ck = 30 MPa f cd = f ck γ = 30 = 20 MPa 1,5 f ctm = 2,9 MPa OCEL B500B f yk = 500 MPa f yd = f yk γ = 500 = 434,8 MPa 1,15 σ s = 400 MPa TLOUŠŤKA DESKY h d = 220 mm Návrh výztuže Z programu Scia Engineer byly převzaty hodnoty momentů do programu Excel. V tabulkách je výztuž rozdělená na horní a dolní, a navržena ve směru osy x a ve směru osy y. Postupovalo se podle vzorců viz str

101 POUŽITÉ VZORCE PŘI NÁVRHU VÝZTUŽE STROPNÍ DESKY d x = h d c 1,5. φ [mm] Účinná výška průřezu ve směru x d y = h d c 0,5. φ [mm] Účinná výška průřezu ve směru y μ = M Ed b.d.f cd [-] Poměrný ohybový moment ξ [-] tabulky Poměr velikosti tlač. zóny a účinné výšky průřezu ζ [-] tabulky Poměr ramene vnitřních sil a účinné výšky průřezu A s,req = M Ed ζ.d.f yd [mm 2 ] Potřebná plocha výztuže x = A s.f yd 0,8.b. f cd [mm] Skutečná výška tlačené oblasti ξ = x d [-] Poměr velikosti tlač. zóny a účinné výšky průřezu z = d 0,4. x [mm] Rameno vnitřních sil M Rd = A s. f yd. z [knm] Moment únosnosti 101

102 MEZNÍ STAV ÚNOSNOSTI - VÝZTUŽ VE SMĚRU OSY X a Y Tab. 16 Mezní stav únosnosti výztuž ve směru osy x a y 102

103 9.3 Mezní stav použitelnosti Deska 3.NP vyhověla všem kritériím mezního stavu únosnosti, ale musíme jí ověřit na mezní stav použitelnosti. V mezním stavu použitelnosti se prokazují vlastnosti konstrukce s přihlédnutím k provozu a k životnosti. Pro minimalizaci účinků smršťování byla navržena výztuž i od zatížení u tlačeného povrchu. Obr. 58 Průřez MEZIPODPOROVÝ PRŮŘEZ Vstupní údaje 103

104 104

105 9.3.1 Charakteristiky průřezu od krátkodobě působícího zatížení Mezipodporové momenty byly převzaty z programu Scia Engineer. 105

106 106

107 MEZNÍ STAV OMEZENÍ NAPĚTÍ Mezní stav - průhyb Pro výpočet průhybu stropní desky budou použity výstupy metody konečných prvků (MKP). Hodnota průhybu bude upravena s ohledem na vznik trhlin a dotvarováním betonu. 107

108 9.3.2 Charakteristiky průřezu od dlouhodobě působícího zatížení Trhliny teoreticky pro kvazistále působící zatížení nevznikají. Vzhledem k tomu, že předchozí výpočet prokázal, že při charakteristickém zatížení trhliny vznikají, bude v dalším výpočtu uvažováno oslabení průřezů trhlinami. To bude do výpočtu zavedeno pomocí součinitele ζ, při uvažování poměru (M cr,lt /M qp ) rovno

109 109

110 9.3.3 Charakteristiky ideálního průřezu od smršťování 110

111 111

112 Hodnota ω sh pro přibližný výpočet průhybu od smršťování převzata z Tab Navrhování ŽB konstrukcí. Průhyb pro dlouhodobý účinek smršťování I st = I I. I II ς. I I + (1 ς). I II 112

113 Na výsledný průhyb byla použita hodnota z programu Scia Engineer, která byla upravena s ohledem na dotvarování betonu poměrem modulu pružnosti betonu, modulu přetvárnosti betonu a s ohledem na vliv oslabení průřezu trhlinami. K tomuto průhybu se následně přičetl průhyb od dlouhodobého účinku smršťování. Celková deformace, která činí přibližně 17,5 mm vyhovuje mezní přípustné hodnotě průhybu podle ČSN EN V následující tabulce jsou shrnuty nejdůležitější veličiny z výpočtů mezního stavu použitelnosti. Tab. 17 Srovnání krátkodobého a dlouhodobého chování konstrukce 113