ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE FAKULTA STAVEBNÍ KATEDRA OCELOVÝCH A DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ

ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE FAKULTA STAVEBNÍ KATEDRA OCELOVÝCH A DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ Bakalářská práce Sportovní hala s bazénem Štěpán Kandl

ČESKÉ VYSOKÉ UČENÍ TECHNICKÉ V PRAZE FAKULTA STAVEBNÍ KATEDRA OCELOVÝCH A DŘEVĚNÝCH KONSTRUKCÍ BAKALÁŘSKÁ PRÁCE Sportovní hala s bazénem JMÉNO STUDENTA: STUDIJNÍ PROGRAM: STUDIJNÍ OBOR: Štěpán Kandl Stavitelství Realizace pozemních a inženýrských staveb VEDOUCÍ PRÁCE: Ing. Robert Jára ROK: 2018

Prohlášení Prohlašuji, že bakalářskou práci na téma Sportovní hala s bazénem, jsem vypracoval samostatně. Veškeré použité informační zdroje jsem uvedl v seznamu použitých zdrojů. V Praze dne 11.5. 2018. podpis studenta

Poděkování Především bych chtěl poděkovat vedoucímu bakalářské práce Ing. Robertu Járovi za odborné vedení a pomoc při jejím zpracování. A dále bych chtěl poděkovat své rodině a kamarádům za projevenou podporu a trpělivost po celou dobu studia na vysoké škole.

Sportovní hala s bazénem

Abstrakt Bakalářská práce je zaměřena na návrh a posouzení tří variant nosné pultové rámové konstrukce sportovní haly nad plaveckým bazénem v kombinaci ocel-dřevo. Konstrukční systém haly se skládá z rámů. Pro návrh nosných prvků je použit převážně ruční výpočet. Výpočetní software (SCIA Engineer 17.1 a IDEA StatiCa 8) byl použit zejména k účelům návrhu, ověření a posouzení navržených prvků a dále k návrhu a posouzení spojů a uložení prvků. Výsledkem práce je návrh rozměrů prvků jejich posouzení, zpracování výkresové dokumentace a výsledné porovnání tří variant nosné konstrukce nad plaveckým bazénem s ohledem na složitost konstrukce, náročnost výroby a následnou realizaci. Klíčová slova Dřevo, ocel, nosná konstrukce, rám, plavecký bazén, příhradová konstrukce

Abstract The bachelor thesis is focused on the design and assessment of the three variants of the frame rack frame construction of the sports hall above the swimming pool in combination of steel and wood. The construction system of the hall consists of frames. For the design of load-bearing elements, manual calculation is used. The computational software (SCIA Engineer 17.1 and IDEA StatiCa 8) was used primarily for the design, verification and assessment of the proposed elements, as well as for the design and assessment of joints and the storage of elements. The result of the thesis is the design of the dimensions of the elements of their assessment, the drawing documentation drawing and the resulting comparison of the three variants of the supporting structure over the swimming pool with regard to the complexity of the construction, the production demands and the subsequent realization. Keywords Wood, steel, load-bearing structure, frame, swimming pool, lattic

OBSAH 1.1 Úvod... 12 1.2 Cíl práce... 12 2.1 Dispozice... 13 2.2 Návrh zatížení... 14 Stálé zatížení... 14 Užitné zatížení... 14 Zatížení od obvodového pláště... 14 Zatížení sněhem... 17 Zatížení větrem... 17 2.2.5.1 Vítr příčný 0... 19 2.2.5.2 Vítr příčný 180... 20 2.2.5.3 Vítr podélný 0 = 90... 22 2.3 Zatěžovací stavy... 24 ZS1: Vlastní tíha... 24 ZS2: Obvodový plášť... 24 ZS3: Užitné zatížení... 25 ZS4: Sníh... 25 ZS5: Vítr příčný... 26 ZS6: Vítr podélný... 26 2.4 Kombinace zatížení... 27 2.5 Návrh výpočetního modelu Varianta 1... 27 Statické schéma... 27 Popis konstrukční Varianty 1... 27 Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce... 28 Návrh dolní pás B33... 30 2.5.4.1 Vnitřní síly... 30 2.5.4.2 Průřezové charakteristiky... 30 Návrh diagonála B21... 30 2.5.5.1 Vnitřní síly... 30 2.5.5.2 Průřezové charakteristiky... 30 Návrh horní pás B3... 31 2.5.6.1 Vnitřní síly... 31 2.5.6.2 Průřezové charakteristiky... 31 2.5.6.3 Křivky vzpěrné pevnosti... 31 Návrh diagonála B15... 32 2.5.7.1 Vnitřní síly... 32 2.5.7.2 Průřezové charakteristiky... 32 2.5.7.3 Křivky vzpěrné pevnosti... 33 2.5.7.4 Posouzení prvku... 33 Návrh sloupu B1... 34 2.5.8.1 Vnitřní síly... 34 2.5.8.2 Průřezové charakteristiky... 34 2.5.8.3 Smyk... 35 2.5.8.4 Vzpěrná únosnost... 35 2.5.8.5 Ohyb a osová síla... 36 2.5.8.6 Ztráta stability s vlivem klopení... 36 Návrh sloupu B2... 37 2.5.9.1 Vnitřní síly... 37 2.5.9.2 Průřezové charakteristiky... 37 2.5.9.3 Smyk... 38 2.5.9.4 Vzpěrná únosnost... 38 2.5.9.5 Ohyb a osová síla... 38 2.5.9.6 Ztráta stability s vlivem klopení... 39 Montážní styky... 40

2.5.10.1 Horní pás B3... 40 2.5.10.2 Dolní pás B33... 41 2.5.10.3 Diagonála B18... 41 Ztužení objektu... 42 2.5.11.1 Střešní ztužení... 42 2.5.11.2 Podélné ztužení... 42 Postup montáže objektu... 42 2.6 Návrh výpočetního modelu Varianta 2... 43 Statické schéma... 43 Popis konstrukční Varianty 2... 43 Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce... 44 Návrh horní pás B201... 46 2.6.4.1 Vnitřní síly... 46 2.6.4.2 Průřezové charakteristiky... 46 Zatížení a vlivy prostředí... 47 2.6.4.3 Výpočet průřezových charakteristik a vzpěrné délky (kolmo k ose z)... 48 2.6.4.4 Posouzení prvku... 48 Návrh diagonála B191... 49 2.6.5.1 Vnitřní síly... 49 2.6.5.2 Průřezové charakteristiky... 49 2.6.5.3 Zatížení a vlivy prostředí... 50 2.6.5.4 Výpočet průřezových charakteristik a vzpěrné délky (kolmo k ose z)... 50 2.6.5.5 Posouzení prvku... 50 Návrh dolní pás B203... 51 2.6.6.1 Vnitřní síly... 51 2.6.6.2 Průřezové charakteristiky... 51 2.6.6.3 Posouzení prvku... 52 Návrh diagonála B181... 53 2.6.7.1 Vnitřní síly... 53 2.6.7.2 Průřezové charakteristiky... 53 2.6.7.3 Posouzení prvku... 54 Návrh sloupu B158... 54 2.6.8.1 Vnitřní síly... 54 2.6.8.2 Průřezové charakteristiky... 55 2.6.8.3 Smyk... 55 2.6.8.4 Vzpěrná únosnost... 55 2.6.8.5 Ohyb a osová síla... 56 2.6.8.6 Ztráta stability s vlivem klopení... 56 Návrh sloupu B159... 57 2.6.9.1 Vnitřní síly... 57 2.6.9.2 Průřezové charakteristiky... 58 2.6.9.3 Smyk... 58 2.6.9.4 Vzpěrná únosnost... 59 2.6.9.5 Ohyb a osová síla... 59 2.6.9.6 Ztráta stability s vlivem klopení... 59 Návrh styčníkových spojů... 60 2.6.10.1 Styčník dolní pás... 60 2.6.10.1.1 Dolní pás... 60 2.6.10.1.2 Diagonála B186... 62 2.6.10.1.3 Diagonála 196... 64 2.6.10.2 Styčník horní pás... 66 2.6.10.2.1 Horní pás... 66 2.6.10.2.2 Diagonála B186... 68 2.6.10.2.3 Diagonála B170... 70 Posouzení na mezní stav použitelnosti... 71 Návrh montážních styků... 72

2.6.12.1 Montážní styk 1 dolní pás B203... 72 2.6.12.2 Montážní styk 1 horní pás B201... 74 2.6.12.3 Montážní styk 1 diagonála B182... 76 2.6.12.4 Montážní styk 2 dolní pás B203... 77 2.6.12.5 Montážní styk 2 horní pás B201... 77 2.6.12.6 Montážní styk 2 diagonála B198... 77 Uložení příhradového nosníku na sloup... 79 2.6.13.1.1 Uložení na sloup B158... 79 2.6.13.2 Uložení na sloup B159... 82 Ztužení objektu... 83 2.6.14.1 Střešní ztužení... 83 2.6.14.2 Podélné ztužení... 83 Postup montáže objektu... 83 2.7 Návrh výpočetního modelu Varianta 3... 84 Statické schéma... 84 Popis konstrukční Varianty 3... 84 Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce... 84 Návrh vazník B3... 86 2.7.4.1 Vnitřní síly... 86 Posouzení na mezní stav použitelnosti... 87 Návrh sloup B4... 88 2.7.6.1 Vnitřní síly... 88 Návrh sloup B5... 89 2.7.7.1 Vnitřní síly... 89 Návrh rámových rohů... 91 2.7.8.1 Rámový roh B4 / B3... 91 2.7.8.1.1 Návrh kolíkového spoje... 92 2.7.8.1.2 Mechanické vlastnosti spojovacích prostředků v ose stojky... 93 2.7.8.1.3 Únosnost spojovacích prostředků v ose příčle... 94 2.7.8.1.4 Ověření podmínek porušení... 95 2.7.8.2 Rámový roh B5 / B3... 96 2.7.8.2.1 Návrh kolíkového spoje... 97 2.7.8.2.2 Mechanické vlastnosti spojovacích prostředků v ose stojky... 98 2.7.8.2.3 Únosnost spojovacích prostředků v ose příčle... 99 2.7.8.2.4 Ověření podmínek porušení... 100 Montážní styky... 101 2.7.9.1 Montážní styk 1... 101 2.7.9.2 Montážní styk 2... 103 Kotvení sloupu... 104 2.7.10.1 Kotvení sloupu B4 - V... 105 2.7.10.2 Kotvení sloupu B4 N... 107 2.7.10.3 Kotvení sloupu B5 - V... 107 2.7.10.4 Kotvení sloupu B5 N... 109 Ztužení objektu... 109 2.7.11.1 Střešní ztužení... 109 2.7.11.2 Podélné ztužení... 109 Postup montáže objektu... 110 2.8 Vyhodnocení... 110 Seznam použité literatury... 111 Normy... 111 Literatura... 111 Internetové stránky... 111 Použité programy... 111 Seznam tabulek... 111 Seznam obrázků... 112

1 ÚVOD 1.1 Úvod Ve své bakalářské práci se věnuji návrhu a posouzení tří variant nosné rámové konstrukce v kombinaci ocel-dřevo. Při návrhu haly jsem vycházel z již existujícího objektu Krytého bazénu Mladá Boleslav, které mi byly poskytnuty se souhlasem Atelier 11 Hradec Králové s.r.o.. Při návrhu jsem vycházel z půdorysných rozměrů, výškového osazení, rozpětí haly a osové vzdálenosti sloupů, již zmiňovaného objektu. 1.2 Cíl práce Cílem předložené práce je vypracování tří variant rámové konstrukce v různou kombinaci materiálů, většího rozpětí, prostředí s vysokou vlhkostí, vyšší teplotou a s přihlédnutím na konečnou realizaci a montáž rámových konstrukcí. V praktické části je cílem navrhnout a posoudit navržené rámové konstrukce v objektu sportovní haly a plaveckým bazénem. 12

2 PRAKTICKÁ ČÁST 2.1 Dispozice Obr. 1 - Půdorys schéma Obr. 2 - Podélný řez schéma 13

2.2 Návrh zatížení Při výpočtu zatížení haly je při každé variantě uvažováno s identickým rozmístěním nosných prvků konstrukce, výškovým uspořádáním prvků i stejným zatížením od sněhu a větru. Výpočet byl proveden v souladu s normou ČSN EN 1991-1. Lokalita, do které je hala zasazena leží v České republice v Mladé Boleslavi ve II. sněhové oblasti a ve II. větrné oblasti. Vstupní údaje výpočtu zatížení Rozpětí příčné vazby 23,345 m Výška okapu = H1 5,15 m Výška okapu = H2 9,2 m Rozteč sloupů 5,7 m Počet příčných vazeb 6 [-] g d = g k γ c q d = q k γ c Sněhová oblast II 1,0 kn/m 2 Větrná oblast II 25 m/s Stálé zatížení Skladba střechy Tloušťka [m] m=[kg/m 2 ] m=[kg/m 3 ] g k=[kn/m 2 ] γ c g d=[kn/m 2 ] Vaznice 0,1x0,2 - smrk 0,1-600,00 0,600 1,35 0,810 Střešní panel KS1000 XD 0,208 20,90-0,209 1,35 0,282 Ʃg k = 0,809 Ʃg d = 1,092 kn/m 2 Užitné zatížení Druh q k=[kn/m 2 ] γ c q d=[kn/m 2 ] Proměnné 0,75 1,5 1,125 Celkem 1,125 kn/m 2 Zatížení od obvodového pláště Druh q k=[kn/m 2 ] γ c q d=[kn/m 2 ] KS1150 NF/TL 1,02 1,50 1,53 Celkem 1,53 kn/m 2 14

Střešní panel KS1000 XD Zdroje informací: www.kingspan.cz Charakteristické zatížení sněhem = 0,8 kn/m 2 Maximální charakteristické zatížení sáním větru = -1,61 kn/m 2 Rozpon = 5,6 m Prostý nosník Dle tabulek výrobce Obr. 3 - Tabulka únosnosti KS1000 XD Střešní panel KS1000 XD vyhovuje. 15

Stěnový panel KS1150 NF/TL Zdroje informací: www.kingspan.cz Maximální charakteristické zatížení tlakem větru = 0,47 kn/m 2 Maximální charakteristické zatížení sáním větru = -0,82 kn/m 2 Rozpon = 5,6 m Prostý nosník Dle tabulek výrobce Obr. 4 - Tabulka únosnosti KS11150 NF/TL Stěnový panel KS1150 NF/TL vyhovuje. 16

Zatížení sněhem Při zatížení sněhem se uvažuje sněhová oblast II S = u i * C e * Ct * S k u i 0,8 Úhel sklonu střechy 0 < α < 30 C e 1,0 Krajina - normální C t 1,0 Malá tepelná propustnost S k 1,0 Sněhová oblast II S= 0,8 kn/m 2 Zatížení větrem Základní rychlost větru Základní dynamický tlak větru Maximální dynamický tlak větru V b = c dir * c season * V b,0 q b = 0,5 * ρ* V 2 b (z) q p = C e(z) * q b V b,o 25,0 m/s ρ 1,25 kg/m 3 C e(z) 1,5 [-] c dir 1,0 [-] v b 25,0 m/s q b 0,391 kn/m2 c season 1,0 [-] q b 390,6 kg/m 2 q p 0,586 kn/m 2 V b 25,0 m/s q b 0,391 kn/m 2 Obr. 5 - Určení součinitele expozic 17

Tabulka pomocných součinitelů Referenční výška z e 9,2 m Kategorie terénu III k r 1,0 [-] Intenzita turbulence I v 0,3 [-] Střední rychlost větru v m 85,6 m/s Součinitel ortografie c o(z) 1,0 [-] Součinitel drsnosti terénu c r(z) 3,4 [-] Odchylka turbulence σ v 25,0 [-] Výška z 0 0,3 m Tlak větru na vnější povrch w ek = q p C pe,10 [Pa] Návětrné plochy jsou větší než 10 m2 používáme C pe,10 Tab. 1 Návětrné plochy objektu Plochy Oblast m 2 A 33,86 B 135,42 C 45,49 D 331,20 E 331,20 F 0,180 8,46 F PODÉLNÝ 8,46 G 0,180 49,31 G PODÉLNÝ 26,03 H 171,82 I 625,65 Tab. 2 - Doporučené hodnoty součinitelů vnějšího tlaku pro svislé stěny pozemních staveb s pravoúhlým půdorysem Tab. 3 Součinitele vnějšího tlaku pro pultové střechy 18

2.2.5.1 Vítr příčný 0 h/b = 9,2/36 = 0,25 Viz. Tab. 2 α = 10 (interpolace mezi 5 a 15 ) Viz. Tab. 3 Obr. 6 - Závislost dynamického tlaku na výšce Oblast c pe, 10 c pe, 1 W ek A -1,2-0,70 B -1,4-0,82 C -0,5-0,29 D 0,8 0,47 E -0,5-0,29 F -2,25-1,32 G -1,3-0,76 H -0,45-0,26 Rozměry haly Výpočet vzdálenosti e b= 36,0 m e= 3,7 m d= 23,3 m e/5= 0,9 m h= 9,2 m e/4= 3,7 m 2*h= 18,4 m e/10 1,5 m e= 18,4 m 19

Obr. 7 Příčný vítr, rozložení oblastí 2.2.5.2 Vítr příčný 180 h/b = 9,2/36 = 0,25 Viz. Tab. 2 α = 10 (interpolace mezi 5 a 15 ) Viz. Tab. 3 Obr. 8 - Závislost dynamického tlaku na výšce Rozměry haly Výpočet vzdálenosti e b= 36,0 m e= 3,7 m d= 23,3 m e/5= 0,9 m h= 9,2 m e/4= 3,7 m e= 18,4 m e/10 1,5 m 20

Oblast c pe, 10 c pe, 1 W ek A -1,2-0,70 B -1,4-0,82 C -0,5-0,29 D 0,8 0,47 E -0,5-0,29 F -2,65-1,55 G -1,3-0,76 H -0,45-0,26 Obr. 9 Příčný vítr, rozložení oblastí 21

2.2.5.3 Vítr podélný 0 = 90 h/b = 9,2/23,3 = 0,4 Viz. Tab. 2 α = 10 (interpolace mezi 5 a 15 ) Viz. Tab. 3 Obr. 10 - Závislost dynamického tlaku na výšce Oblast c pe, 10 c pe, 1 W ek A -1,2-0,70 B -1,4-0,82 C -0,5-0,29 D 0,8 0,47 F up -2,75-1,61 F low -2,4-1,41 G -1,85-1,08 H -0,7-0,41 I -0,6-0,35 Rozměry haly Výpočet vzdálenosti e b= 23,3 m e= 3,7 m d= 23,3 m e/5= 0,9 m h= 9,2 m e/4= 3,7 m 2*h= 18,4 m e/10 1,5 m e= 18,4 m Obr. 11 Podélný vítr, rozložení oblastí 22

Tab. 4 Hodnoty zatížení v kn/m Druh Zatížení g k=kn/m 2 Zat. šířka f k=kn/m Stálé Vlastní tíha 0,81 5,70 4,61 Obvodový plášť 1,00 5,70 5,70 Proměnné Sníh 0,80 5,70 4,56 Užitné 0,75 5,70 4,28 Vítr - 0 D 0,47 5,70 2,67 G -0,76 5,70-4,34 H -0,26 5,70-1,50 I -0,35 5,70-2,00 E -0,29 5,70-1,67 Vítr - 180 D 0,47 5,70 2,67 G -0,76 5,70-4,34 H -0,26 5,70-1,50 I -0,6 5,70-3,42 E -0,29 5,70-1,67 Vítr - Podélný G -1,08 5,70-6,18 H -0,41 5,70-2,34 Tab. 5 - Výsledné síly působící na vaznice od vnějšího zatížení přepočteny na kn Zatížení g k=kn/m 2 Rozpětí kn/m Reakce F k Vlastní tíha 0,81 5,70 4,61 13,14 Užitné 0,75 5,70 4,28 12,18 Sníh 0,80 5,70 4,56 13,00 Vítr podélný H -0,41 5,70-2,34-6,66 Vítr příčný H -0,26 5,70-1,50-4,28 23

2.3 Zatěžovací stavy Osová vzdálenost příčných vazeb = 5,7 m Osová vzdálenost vaznic = 2,3 m ZS1: Vlastní tíha Hodnoty zatížení staženy na osu vaznice - Viz. tabulka 5 Obr. 12 - V1 - Vlastní tíha ZS2: Obvodový plášť Hodnoty zatížení po celé délce sloupů- Viz. tabulka 4 Obr. 13 Obvodový plášť 24

ZS3: Užitné zatížení Hodnoty zatížení staženy na osu vaznice - Viz. tabulka 5 Obr. 14 Užitné zatížení ZS4: Sníh Hodnoty zatížení staženy na osu vaznice - Viz. tabulka 5 Obr. 15 - Sníh 25

ZS5: Vítr příčný Hodnoty zatížení po celé délce sloupů - Viz. tabulka 4 Hodnoty zatížení staženy na osu vaznice - Viz. tabulka 5 Obr. 16 - Vítr příčný ZS6: Vítr podélný Hodnoty zatížení po celé délce sloupů - Viz. tabulka 4 Hodnoty zatížení staženy na osu vaznice - Viz. tabulka 5 Obr. 17 Vítr podélný 26

2.4 Kombinace zatížení KZS1: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 KZS2: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 + ZS3 * 1,5 KZS3: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 + ZS4 * 1,5 KZS4: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 + ZS4 * 1,5 + ZS5 * 0,9 KZS5: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 + ZS4 * 1,5 + ZS6 * 0,9 KZS6: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 + ZS4 * 0,75 + ZS6 * 1,5 KZS7: ZS1 * 1,35 + ZS2 * 1,35 + ZS4 * 0,75 + ZS5 * 1,5 KZS8: ZS1 * 1,0 + ZS2 * 1,0 + ZS3 * 1,0 + ZS4 * 1,0 2.5 Návrh výpočetního modelu Varianta 1 Statické schéma Obr. 18 - Statické schéma Popis konstrukční Varianty 1 Nosná konstrukce pultového rámu je tvořena ocelovým příhradovým nosníkem, který je navrhnut pomocí obdélníkových trubek CFRHS a ocelovými sloupy HE300A. Rozpětí rámu je 23m, výška sloupu B1 je 4,8m výška sloupu B2 je 8,85m a výška příhradové konstrukce činí 2m. 27

Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce Výpočet byl proveden pomocí programu SCIA Engineer 17.1. Nejnepříznivější kombinace zatížení byla vyhodnocena kombinace KZS3. Obr. 19 - Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce 28

Obr. 20 Normálová síla N na prvcích od kombinace KZS3 [kn] Obr. 21 posouvající síla Vz na prvcích od kombinace KZS3 [kn] Obr. 22 Ohybový moment My na prvcích od kombinace KZS3 [knm] 29

Návrh dolní pás B33 Nejvíce namáhaná část průřezu ve vzdálenosti 11,677m od sloupu B1. 2.5.4.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnota normálové síly - N Ed = 520,48 kn 2.5.4.2 Průřezové charakteristiky Návrh: CFRHS 150x150x8,0 A = 4320 mm 2 f yk = f yd = 355 Mpa γ m,0 = 1,0 Posouzení prvku N t,rd = A * f yd = 1533,6 kn N t,rd > N Ed 1533,6 OK 520,49 kn Dolní pás B33 byl navržen s velkou rezervou z důvodu dostatečné únosnosti spoje svaru v místě napojení na sloupy. Dolní pás vyhoví na účinky tahových sil. Návrh diagonála B21 2.5.5.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnota normálové síly - N Ed = 152,2 kn 2.5.5.2 Průřezové charakteristiky Návrh: CFRHS 90x90x5,0 A = 1640 mm 2 f yk = f yd = 355 Mpa γ m,0 = 1,0 Posouzení prvku N t,rd = A * f yd = 582,2 kn N t,rd > N Ed 582,2 OK 152,2 kn Diagonála byla navržena s rezervou z důvodu sjednocení průřezu za účelem lepší proveditelnosti svaru v místě styčníku. Diagonála vyhoví na účinky tahových sil. 30

Návrh horní pás B3 2.5.6.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnota normálové síly - N Ed = -540,48 kn 2.5.6.2 Průřezové charakteristiky Návrh: CFRHS 150x150x8,0 A = 4320 mm 2 i z = 57,1 mm i y = 57,1 mm f y= 355 Mpa γ m,0= 1,0 [-] γ m,1= 1,0 [-] k c= 0,6 [-] L= 2,3 m L cr,y= 2,07 m L cr,z= 4,14 m α= 0,49 [-] 2.5.6.3 Křivky vzpěrné pevnosti Tab. 6 - Přiřazení křivek vzpěrné pevnosti k průřezům Tab. 7 - Součinitele imperfekce pro křivky vzpěrné pevnosti Navrženy čtvercové trubky tvarované za studena. Křivka vzpěrné pevnosti - c α = 0,49 Výpočet k ose y ε = = 0,814 λ = 93,9 ε = 76,399 λ = = 0,475 θ = 0,5 1 + α λ 0,2 + λ = 0,680 χ = = 0,738 31

Výpočet k ose z ε = = 0,814 λ = 93,9 ε = 76,399 λ = = 0,949 θ = 0,5 1 + α λ 0,2 + λ = 1,134 χ = Posouzení prvku = 0,619 N, = = 948,581 kn N b,rd > N Ed 948,58 OK 540,48 kn Horní pás B3 byl navržen s velkou rezervou z důvodu dostatečné únosnosti spoje svaru v místě napojení na sloupy. Horní pás vyhoví na účinky tlaku. Návrh diagonála B15 2.5.7.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnota normálové síly - N Ed = -212,5 kn 2.5.7.2 Průřezové charakteristiky Návrh: CFRHS 90x90x5,0 A= 1640 mm 2 i= 42,9 mm λ = 58,182 [-] λ 1= 76,399 [-] λ = 0,76 [-] κ= 0,7 [-] fy= 355 Mpa γ m,0= 1,0 [-] γ m,1= 1,0 [-] k c= 0,6 [-] L= 3,328 m L cr= 2,496 m 32

2.5.7.3 Křivky vzpěrné pevnosti Obr. 23 Křivka vzpěrné pevnosti Navrženy trubky čtvercové tvarované za studena CFRHS Křivka vzpěrné pevnosti c Viz. Tab. 10 α = 0,49 Viz. Tab. 11 Výpočet k ose y ε = = 0,814 λ = 93,9 ε = 76,399 λ = = 0,76 χ = 0,7 Viz. Tab. 12 2.5.7.4 Posouzení prvku N, = = 407,54 kn N b,rd > N Ed 407,54 OK 212,5 kn Diagonála byla navržena s rezervou z důvodu sjednocení průřezu za účelem lepší proveditelnosti svaru v místě styčníku. Diagonála vyhoví na účinky tlaku. 33

Návrh sloupu B1 2.5.8.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil N Ed= -241,51 kn M Ed= -6,49 knm V Ed= 1,35 kn 2.5.8.2 Průřezové charakteristiky Návrh: HE300A A = 11250 mm 2 A v,z= 3728,0 mm 2 W pl,y= 1383000 mm 3 W el,y= 1260000 mm 3 iz= 74,9 mm I z= 74900000 mm 4 iy= 127,4 mm I y= 182600000 mm 4 I t= 851700 mm 4 I w= 1,2E+12 mm 6 fy= 355 Mpa fyd= 308,70 Mpa γm,0= 1,0 [-] γm,1= 1,0 [-] kc= 0,6 [-] H= 4,8 m E 210000 Mpa L= 4,8 m L cr,y= 9,6 m L cr,z= 4,8 m α= 0,21 [-] G= 80769 Mpa 34

Tab. 8 - Zatřídění průřezu 2 2.5.8.3 Smyk V, = = 764,09 kn Posouzení na smyk V pl,rd > V ed 764,09 OK 1,35 V pl,rd > 2*V ed 764,09 OK 2,7 V ed/v c,rd < 1,0 0,00 OK 1,0 Vyhovuje. Není potřeba uvažovat účinek smyku na plastickou únosnost v ohybu. 2.5.8.4 Vzpěrná únosnost Vzpěrná délka L cr,y= 9,6 m L cr,z= 4,8 m Štíhlost ε = = 0,814 λ =, = 0,001 λ = = 0,987 χ = 0,59 (křivka b) Viz. Obr. 13 λ =, = 0,001 λ = = 0,770 χ = 0,62 (křivka c) Viz. Obr. 13 N, = = 2356,31 kn N b,rd > N Ed 2356,313 OK 241,51 kn Vyhovuje. Sloup B1 byl předimenzován s přihlédnutím na výsledné namáhání v napojení příhradové konstrukce a sloupu B1. 35

2.5.8.5 Ohyb a osová síla M, =, = 490,97 knm M, [1 (, ) ] = 485,81 knm M el,rd > M Ed 485,81 OK 6,49 knm 2.5.8.6 Ztráta stability s vlivem klopení M c,rd= 2,6E+09 knm C 1= 1,85 [-] - zjednodušeně pro trojúhelníkový průběh momentů k= 1 [-] - na obou koncích úseku je umožněno natočení průřezu kolem osy y k w= 0,7 [-] - díky přivaření je bráněno deplanaci L= 4800 m G= 80769 Mpa λ LT,0= 0,4 [-] - největší hodnota β = 0,75 [-] - nejmenší hodnota α LT= 0,21 [-] - Viz. Tab. 9 θ LT= 0,609 [-] Tab. 9 - Doporučené hodnoty součinitelů imperfekce pro křivky klopení Poměrná štíhlost θ = 0,5 1 + α λ 0,2 + λ = 0,609 χ = = 0,948 λ =, = 0,416 f = 1 0,5 (1 k ) [1 2,0 (λ 0,8) ] = 1,0 χ, = = 1,0 Součinitel vlivu II. řádu χ, < 1,00 0,948 OK 1,00 Podmínka spolehlivosti N + k χ N < 1,0 χ M, γ 0,1136 < 1,0 M Vyhovuje. Sloup byl navržen s velkou rezervou z důvodu dostatečné únosnosti spoje svaru v místě napojení na příhradovou konstrukci. 36

Návrh sloupu B2 2.5.9.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil N Ed= -273,15 kn M Ed= 11,97 knm V Ed= -1,35 kn 2.5.9.2 Průřezové charakteristiky Návrh: HE300A A = 11250 mm 2 A v,z= 3728,0 mm 2 W pl,y= 1383000 mm 3 W el,y= 1260000 mm 3 iz= 74,9 mm I z= 74900000 mm 4 iy= 127,4 mm I y= 182600000 mm 4 I t= 851700 mm 4 I w= 1,2E+12 mm 6 fy= 355 Mpa fyd= 308,70 Mpa γm,0= 1,0 [-] γm,1= 1,0 [-] kc= 0,6 [-] H= 8,85 m E 210000 Mpa L= 8,85 m L cr,y= 17,7 m L cr,z= 8,85 m α= 0,21 [-] G= 80769 Mpa 37

2.5.9.3 Smyk V, = = 764,09 kn Posouzení na smyk V pl,rd > V ed 764,09 OK 1,35 V pl,rd > 2*V ed 764,09 OK 2,7 V ed/v c,rd < 1,0 0,00 OK 1,0 Vyhovuje. Není potřeba uvažovat účinek smyku na plastickou únosnost v ohybu. 2.5.9.4 Vzpěrná únosnost Vzpěrná délka L cr,y= 17,7 m L cr,z= 8,85 m Štíhlost ε = = 0,814 λ =, = 0,002 λ = = 1,819 χ = 0,21 (křivka b) Viz. Obr. 13 λ =, = 0,002 λ = = 1,547 χ = 0,28 (křivka c) Viz. Obr. 13 N, = = 2356,31 kn N b,rd > N Ed 1118,25 OK 273,15 kn Vyhovuje. 2.5.9.5 Ohyb a osová síla M, =, = 490,97 knm M, [1 (, ) ] = 461,67kNm M el,rd > M Ed 461,67 OK 6,49 knm 38

2.5.9.6 Ztráta stability s vlivem klopení M c,rd= 8,9E+09 knm C 1= 1,85 [-] - zjednodušeně pro trojúhelníkový průběh momentů k= 1 [-] - na obou koncích úseku je umožněno natočení průřezu kolem osy y k w= 0,7 [-] - díky přivaření je bráněno deplanaci L= 8850 m G= 80769 Mpa λ LT,0= 0,4 [-] - největší hodnota β = 0,75 [-] - nejmenší hodnota α LT= 0,21 [-] - Viz. Tab. 9 θ LT= 0,806 [-] Poměrná štíhlost θ = 0,5 1 + α λ 0,2 + λ = 0,806 χ = = 0,843 λ =, = 0,710 f = 1 0,5 (1 k ) [1 2,0 (λ 0,8) ] = 1,0 χ, = = 1,0 Součinitel vlivu II. řádu χ, < 1,00 0,84 OK 1,00 Podmínka spolehlivosti N + k χ N < 1,0 χ M, γ 0,211 < 1,0 M Vyhovuje. Sloup byl navržen s velkou rezervou z důvodu dostatečné únosnosti spoje svaru v místě napojení na příhradovou konstrukci. 39

Montážní styky 2.5.10.1 Horní pás B3 Návrh: Šrouby 4x M24 10.9, Plech P10 Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil ve vzdálenosti 10,4m od sloupu B1. N Ed= -540,48 kn Únosnost šroubu M24, F t,rd = 219,1 kn Viz. Tab. 10 Tab. 10 Návrhová únosnost šroubů v tahu t e= 43,2 mm b= 45,0 mm d= 30,0 mm a= 40,0 mm Počet šroubů= 4 [-] Součinitel zvětšující působící sílu vlivem páčení γ = 1 + 0,005 = 1,44 y d= 1,44 P10 10 mm y d * N Ed = 779,2 kn 4 * F t,rd= 799,6 kn Podmínka spolehlivosti y d * N t,d < 4 * F t,rd 779,19 OK 799,60 40

2.5.10.2 Dolní pás B33 Návrh: Šrouby 4x M24 10.9, Plech P10 Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil ve vzdálenosti 10,4m od sloupu B1. N Ed= -520,49 kn Únosnost šroubu M24, F t,rd = 219,1 kn Viz. Tab. 10 t e= 33 mm b= 45,0 mm d= 30,0 mm a= 40,0 mm Počet šroubů= 4 [-] Součinitel zvětšující působící sílu vlivem páčení γ = 1 + 0,005 = 1,43 y d= 1,43 P10 10 mm y d * N Ed = 746,76 kn 4 * F t,rd= 876,4 kn Podmínka spolehlivosti y d * N t,d < 4 * F t,rd 746,76 OK 876,4 2.5.10.3 Diagonála B18 Návrh: Šrouby 2x M16 5.6, Plech P10 Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil v diagonále B18 N Ed= 26,62 kn Únosnost šroubu M16, F t,rd = 48,7 kn Viz. Tab. 10 t e= 33 mm b= 45,0 mm d= 30,0 mm a= 40,0 mm Počet šroubů= 4 [-] Součinitel zvětšující působící sílu vlivem páčení γ = 1 + 0,005 = 1,43 y d= 1,43 P10 10 mm y d * N Ed = 746,76 kn 4 * F t,rd= 876,4 kn 41

Podmínka spolehlivosti y d * N t,d < 4 * F t,rd 746,76 OK 876,4 Ztužení objektu Ztužení objektu nebylo hlavním obsahem práce, tak bylo popsáno jen teoreticky. Ztužení objektu lze rozdělit na tři části: střešní a podélné ztužení. 2.5.11.1 Střešní ztužení Tuhost střešní roviny je zajištěna jednotně pomocí táhel o průměru DT 16. Podrobné rozmístění ztužidel ve složce výkresů. 2.5.11.2 Podélné ztužení Podélné ztužení je rozmístěno ve stěnách v podélném směru mezi sloupy. Tvořeno táhly o průměru DT 24. Podrobné rozmístění ztužidel ve složce výkresů. Postup montáže objektu Při armování ŽB desky se zřídí dle výkresu umístění kotevních tyčí pro nosné ocelové sloupy HE300A.Na stavbu se dovezou sloupy HE300A s již navařenou patní deskou. Následně se pomocí jeřábu usadí a přimontuje sloup na své místo dle výkresu. Montáž haly postupuje od prostředních vazeb řady 4 a 5. První se uloží sloupy A4, K4 a A5 a K5. Postupuje se zřízením podélného ztužení diagonálně a křížem pomocí táhel DT 24. Táhla jsou připojeny ke sloupům pomocí vidlice, která je následně připojena pomocí čepu ke styčníkovému plechu P10. Postupuje se předmontáží obou polovin ocelového příhradového vazníku pomocí montážních styků. Následně se usadí ocelový příhradový vazník na sloupy A4, K4 a A5 a K5. Detail uložení dle výkresu DET. V1-3 a DET. V1-4. Dále se zřídí svislé ztužení pomocí táhel DT 16 křížem diagonálně přes dvě vazby vaznic přes celé rozpětí sloupů dle V1 Půdorys + řez. Tím je zajištěna stabilita jádra ocelové haly. Postup montáže postupuje obdobně současně na obě strany od zřízeného jádra ocelové haly. Po montáži ocelových rámu byly namontovány vaznice v osových rozestupech 2,3m. Poslední krok při výstavbě je uložení Stěnových panelů panely KS 1150 NF/TL 170 tl. 100 mm a střešních panelů KS 1000 XD 25 tl. 100 mm. 42

2.6 Návrh výpočetního modelu Varianta 2 Statické schéma Obr. 24 - Statické schéma Popis konstrukční Varianty 2 Nosná konstrukce pultového rámu je tvořena dřevěným příhradovým nosníkem, který je navrhnut pomocí obdélníkových trámů pevnosti GL36h a ocelovými sloupy HE180B. Rozpětí rámu je 23m, výška sloupu B1 je 4,8m výška sloupu B2 je 8,85m a výška příhradové konstrukce činí 1,5m. 43

Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce Výpočet byl proveden pomocí programu SCIA Engineer 17.1. Nejnepříznivější kombinace zatížení byla vyhodnocena kombinace KZS3. Obr. 25 - Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce 44

Návrh horní pás B201 Nejvíce namáhána část průřezu ve vzdálenosti 11,677m od sloupu B158. 2.6.4.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnota normálové síly - N Ed = -701,42 kn 2.6.4.2 Průřezové charakteristiky Navržený vrstvený lepený hranol v dřevině smrk, třída pevnosti GL36h Návrh: 240 / 280 mm L= 2,3354 m N d= -701,42 kn V d= 0,08 kn M y = 6,97 knm f c,0,k = 31 Mpa f c,0,d = 19,48 Mpa E 0,05 = 11,9 Gpa γ M = 1,25 [-] - lepené lamelové dřevo k mod = 0,8 [-] - Viz. 2.6.4.3 k cr= 0,67 [-] - pro lepené lamelové dřevo f m,y,k = 36,0 Mpa f m,y,d = 23 Mpa k m= 0,70 [-] - pro obdélníkové průřezy I y= 322560000,00 mm 4 f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa Tab. 11 Vlastnosti lepeného lamelového dřeva 46

Zatížení a vlivy prostředí Zatížení sněhem bylo vyhodnoceno jako nejnepříznivější kombinací zatížení. Pro dřevěné konstrukce je typické, že vedle zatížení je jejich únosnost významně ovlivněna i klimatickými vlivy okolního prostředí, které na ně působí. [5] Třída provozu 2 je charakterizována vlhkostí materiálů odpovídající teplotě 20 C a relativní vlhkosti okolního vzduchu přesahující 85 % pouze po několik týdnů v roce. Ve třídě provozu 2 nepřesahuje průměrná vlhkost u většiny dřeva jehličnatých dřevin 20 %. [5] Tab. 12 - Třída trvání zatížení Tab. 13 Zařazení trvání zatížení Tab. 14 Hodnoty kmod Hodnota k mod = 0,80, Třída provozu - 2, Třída trvání zatížení Střednědobé 47

2.6.4.3 Výpočet průřezových charakteristik a vzpěrné délky (kolmo k ose z) A návrh= 67200,0 mm 2 I z= 439040000,00 mm 4 i z= 80,83 mm L cr,z= 1,63 M (počítáno jako konzola/kloub) λ z= 20,23 [-] δ c,crit,z= 286,83 Mpa λ rel,z= 0,33 [-] β c = 0,2 [-] - řezivo k z= 0,537 [-] k c,z= 1,297 [-] δ c,0,d= 10,44 Mpa I y= 322560000,00 mm 4 δ m,y,d= 3,03 Mpa Štíhlostní poměry λ =, = 20,23 δ,,, = 286,83 Mpa λ, =,,, = 0,33 Součinitel vzpěrnosti k = 0,5 1 + β (λ 0,3) + λ = 0,537 k, = = 1,297 2.6.4.4 Posouzení prvku Posouzení na vzpěr při vybočení ve směru kolmém k ose z δ c,0,d / (k c,z*f c,0,d) < 1,0 0,406 OK 1,0 Vyhovuje. Posouzení na tlak rovnoběžně s vlákny δ c,0,d < f c,0,d 10,438 OK 19,8 Vyhovuje. 48

Posouzení na vzpěr a ohyb δ,, k, f,, + δ,, f,, < 1,0 0,54 < 1,0 Posouzení na vzpěr a ohyb pomocí součinitele k m δ,, + k k, f δ,, < 1,0,, f,, 0,50 < 1,0 Vyhovuje. Prvek horního pásu byl předimenzován s přihlédnutím na sjednocení průřezů horního a dolního pásu příhradové konstrukce. Smyk se neposuzuje, jelikož je zanedbatelný. Návrh diagonála B191 2.6.5.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnota normálové síly - N Ed = -219,1 kn 2.6.5.2 Průřezové charakteristiky Navržený vrstvený lepený hranol v dřevině smrk, třída pevnosti GL36h Návrh: 160 / 160 mm L= 2,055 m N d= -219,1 kn V d= 0 kn M y = 0 knm f c,0,k = 31 Mpa f c,0,d = 19,48 Mpa E 0,05 = 11,9 Gpa γ M = 1,25 [-] - lepené lamelové dřevo k mod = 0,8 [-] - Viz. 2.6.4.3 k cr= 0,67 [-] - pro lepené lamelové dřevo f m,y,k = 36,0 Mpa f m,y,d = 23 Mpa k m= 0,70 [-] - pro obdélníkové průřezy I y= 54613333,33 mm 4 f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa 49

2.6.5.3 Zatížení a vlivy prostředí Hodnota k mod = 0,80, Třída provozu - 2, Třída trvání zatížení Střednědobé Viz. Tab.12,13,14 2.6.5.4 Výpočet průřezových charakteristik a vzpěrné délky (kolmo k ose z) A návrh= 25600,0 mm 2 I z= 54613333,33 mm 4 i z= 46,19 mm L cr,z= 2,06 M (počítáno jako konzola/kloub) λ z= 44,49 [-] δ c,crit,z= 59,27 Mpa λ rel,z= 0,72 [-] β c = 0,2 [-] - řezivo k z= 0,784 [-] k c,z= 0,880 [-] δ c,0,d= 8,56 Mpa I y= 54613333,33 mm 4 δ m,y,d= 0 Mpa Štíhlostní poměry λ =, = 44,49 δ,,, = 59,27 Mpa λ, =,,, = 0,72 Součinitel vzpěrnosti k = 0,5 1 + β (λ 0,3) + λ = 0,784 k, = = 0,880 2.6.5.5 Posouzení prvku Posouzení na vzpěr při vybočení ve směru kolmém k ose z δ c,0,d / (k c,z*f c,0,d) < 1,0 0,490 OK 1,0 Vyhovuje. Posouzení na tlak rovnoběžně s vlákny δ c,0,d < f c,0,d 8,559 OK 19,8 Vyhovuje. 50

Posouzení na vzpěr a ohyb δ,, k, f,, + δ,, f,, < 1,0 0,49 < 1,0 Posouzení na vzpěr a ohyb pomocí součinitele k m δ,, + k k, f δ,, < 1,0,, f,, 0,49 < 1,0 Vyhovuje. Prvek tlačené diagonály byl předimenzován s přihlédnutím na sjednocení průřezů diagonál příhradové konstrukce. Smyk se neposuzuje, jelikož je zanedbatelný. Návrh dolní pás B203 2.6.6.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) N d= 714,94 kn M y = 7,8 knm V d= -1,2 kn 2.6.6.2 Průřezové charakteristiky Navržený vrstvený lepený hranol v dřevině smrk, třída pevnosti GL36h Návrh: 160 / 160 mm L= 2,3354 m f t,0,k = 26,0 Mpa E 0,05 = 11,9 Gpa γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] k cr= 0,67 [-] f m,y,k = 36,0 Mpa f m,y,d = 23,0 Mpa k m= 0,70 [-] - obdélníkový průřez I y= 322560000,00 mm 4 f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa 51

Určení návrhové pevnosti v tlaku A návrh= 67200,0 mm 2 h= 280,0 mm b= 240,0 mm f t,0,d = 16,64 Mpa δ t,0,d = 10,64 Mpa δ m,y,d= 3,39 Mpa δ,, = á = 10,64 Mpa Wy = = 2304000 mm 3 δ,, = = 3,39 Mpa 2.6.6.3 Posouzení prvku Tah rovnoběžně s vlákny δ t,0,d < f t,0,d 10,64 OK 16,64 Vyhovuje. Posouzení na tah a ohyb δ,, f,, + δ,, f,, < 1,0 0,79 < 1,0 Posouzení na vzpěr a ohyb pomocí součinitele k m δ,, + k f δ,, < 1,0,, f,, 0,74 < 1,0 Vyhovuje. Prvek dolního pásu byl předimenzován s přihlédnutím na sjednocení průřezů horního a dolního pásu příhradové konstrukce. Smyk se neposuzuje, jelikož je zanedbatelný. 52

Návrh diagonála B181 2.6.7.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) N d= 192,46 kn M y = 0 knm V d= 0 kn 2.6.7.2 Průřezové charakteristiky Navržený vrstvený lepený hranol v dřevině smrk, třída pevnosti GL36h Návrh: 160 / 160 mm L= 2,3354 m f t,0,k = 26,0 Mpa E 0,05 = 11,9 Gpa γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] k cr= 0,67 [-] f m,y,k = 36,0 Mpa f m,y,d = 23,0 Mpa k m= 0,70 [-] - obdélníkový průřez I y= 54613333,33,00 mm 4 f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa Určení návrhové pevnosti v tlaku A návrh= 67200,0 mm 2 h= 280,0 mm b= 240,0 mm f t,0,d = 16,64 Mpa δ t,0,d = 7,52 Mpa δ,, = á = 7,52 Mpa Wy = = 682666,67 mm 3 53

2.6.7.3 Posouzení prvku Tah rovnoběžně s vlákny δ t,0,d < f t,0,d 7,52 OK 16,64 Vyhovuje. Posouzení na tah δ,, f,, < 1,0 0,45 < 1,0 Vyhovuje. Prvek tlačené diagonály byl předimenzován s přihlédnutím na sjednocení průřezů diagonál příhradové konstrukce. Smyk se neposuzuje, jelikož je zanedbatelný. Obr. 29 Výsledný průhyb konstrukce Největší průhyb konstrukce zjištěn od ZS1. Celkový průhyb činí 16,6 mm. w real 16,6 mm w inst w real w inst l/300 l/200 16,6 76,7 115 OK OK Návrh sloupu B158 2.6.8.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil N Ed= -241,69 kn M Ed= -1,61 knm V Ed= 0,34 kn 54

2.6.8.2 Průřezové charakteristiky Návrh: HE180B A= 6525 mm 2 A v,z= 2020,0 mm 2 W pl,y= 481400 mm 3 W el,y= 425700 mm 3 iz= 45,7 mm I z= 45700000 mm 4 iy= 76,6 mm I y= 38310000 mm 4 I t= 421600 mm 4 I w= 93750000000 mm 6 f y= 355 Mpa f yd= 308,70 Mpa γ m,0= 1,0 [-] γ m,1= 1,0 [-] k c= 0,6 [-] H= 4,8 m E 210000 Mpa L= 3,3 m L cr,y= 6,6 m L cr,z= 3,3 m α= 0,21 [-] G= 80769 Mpa 2.6.8.3 Smyk V, = = 414,02 kn Posouzení na smyk V pl,rd > V ed 414,02 OK 1,35 V pl,rd > 2*V ed 414,02 OK 2,7 V ed/v c,rd < 1,0 0,00 OK 1,0 Vyhovuje. Není potřeba uvažovat účinek smyku na plastickou únosnost v ohybu. 2.6.8.4 Vzpěrná únosnost Vzpěrná délka L cr,y= 6,6 m L cr,z= 3,3 m 55

Štíhlost ε = = 0,814 λ =, = 0,001 λ = = 1,128 χ = 0,37 (křivka b) Viz. Obr. 13 λ =, = 0,001 λ = = 0,516 χ = 0,72 (křivka c) Viz. Obr. 13 N, = = 1667,79 kn N b,rd > N Ed 1667,79 OK 241,69 kn Vyhovuje. 2.6.8.5 Ohyb a osová síla M, =, = 170,897 knm M, [1 (, ) ] = 167,31kNm M el,rd > M Ed 167,31 OK 1,6 knm Vyhovuje. 2.6.8.6 Ztráta stability s vlivem klopení M c,rd= 1,4E+09 knm C 1= 1,85 [-] - zjednodušeně pro trojúhelníkový průběh momentů k= 1 [-] - na obou koncích úseku je umožněno natočení průřezu kolem osy y k w= 0,7 [-] - díky přivaření je bráněno deplanaci L= 3300 m G= 80769 Mpa λ LT,0= 0,4 [-] - největší hodnota β = 0,75 [-] - nejmenší hodnota α LT= 0,21 [-] - Viz. Tab. 9 θ LT= 0,565 [-] Poměrná štíhlost θ = 0,5 1 + α λ 0,2 + λ = 0,565 χ = = 0,972 λ =, = 0,323 f = 1 0,5 (1 k ) [1 2,0 (λ 0,8) ] = 1,0 χ, = = 0,972 Součinitel vlivu II. řádu χ, < 1,00 0,972 OK 1,00 56

Podmínka spolehlivosti N + k χ N < 1,0 χ M, γ 0,1561 < 1,0 M Vyhovuje. Sloup byl navržen s velkou rezervou z důvodu splnění podmínky u součinitele klopení. Návrh sloupu B159 2.6.9.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) Hodnoty vnitřních sil N Ed= -272,97 kn M Ed= -2,97 knm V Ed= -0,34 kn 57

2.6.9.2 Průřezové charakteristiky Návrh: HE180B A= 6525 mm 2 A v,z= 2020,0 mm 2 W pl,y= 481400 mm 3 W el,y= 425700 mm 3 iz= 45,7 mm I z= 13630000 mm 4 iy= 76,6 mm I y= 38310000 mm 4 I t= 421600 mm 4 I w= 93750000000 mm 6 fy= 355 Mpa fyd= 308,70 Mpa γm,0= 1,0 [-] γm,1= 1,0 [-] kc= 0,6 [-] H= 8,85 m E 210000 Mpa L= 7,35 m L cr,y= 14,7 m L cr,z= 7,35 m α= 0,21 [-] G= 80769 Mpa fy= 355 Mpa fyd= 308,70 Mpa γm,0= 1,0 [-] γm,1= 1,0 [-] kc= 0,6 [-] H= 8,85 m E 210000 Mpa L= 7,35 m L cr,y= 14,7 m L cr,z= 7,35 m α= 0,21 [-] G= 80769 Mpa 2.6.9.3 Smyk V, = = 414,02 kn Posouzení na smyk V pl,rd > V ed 414,02 OK 0,34 V pl,rd > 2*V ed 414,02 OK 0,68 V ed/v c,rd < 1,0 0,00 OK 1,0 Vyhovuje. Není potřeba uvažovat účinek smyku na plastickou únosnost v ohybu. 58

2.6.9.4 Vzpěrná únosnost Vzpěrná délka L cr,y= 14,7 m L cr,z= 7,35 m Štíhlost ε = = 0,814 λ =, = 0,003 λ = = 2,512 χ = 0,20 (křivka b) Viz. Obr. 13 λ =, = 0,002 λ = = 2,106 χ = 0,28 (křivka c) Viz. Obr. 13 N, = = 648,585 kn N b,rd > N Ed 648,585 OK 272,97 kn Vyhovuje. 2.6.9.5 Ohyb a osová síla M, =, = 170,897 knm M, [1 (, ) ] = 140,63kNm M el,rd > M Ed 140,63 OK 3,0 knm Vyhovuje. 2.6.9.6 Ztráta stability s vlivem klopení M cr= 2,8E+08 knm C 1= 1,88 [-] - zjednodušeně pro trojúhelníkový průběh momentů k= 1 [-] - na obou koncích úseku je umožněno natočení průřezu kolem osy y k w= 0,7 [-] - díky přivaření je bráněno deplanaci L= 7350 m G= 80769 Mpa λ LT,0= 0,4 [-] - největší hodnota β = 0,75 [-] - nejmenší hodnota α= 0,21 [-] - Viz. Tab. 9 θ LT= 0,830 [-] Poměrná štíhlost θ = 0,5 1 + α λ 0,2 + λ = 0,830 χ = = 0,828 λ =, = 0,739 f = 1 0,5 (1 k ) [1 2,0 (λ 0,8) ] = 1,0 χ, = = 0,828 59

Součinitel vlivu II. řádu χ, < 1,00 0,828 OK 1,00 Podmínka spolehlivosti N + k χ N < 1,0 χ M, γ 0,1561 < 1,0 M Vyhovuje. Sloup byl navržen s velkou rezervou z důvodu splnění podmínky u součinitele klopení. Návrh styčníkových spojů Styčníkové spoje dřevěné příhradoviny byly navrženy jako spoj OCEL-DŘEVO s přesnými svorníky. Styčníkové spoje byly navrženy ve styčnících s největšími vnitřními silami. Ke zřízení styčníkových spojů byly použity svorníky. 2.6.10.1 Styčník dolní pás 2.6.10.1.1 Dolní pás Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 47772,9 Nmm t 1 = 120 mm Byly navrženy svorníky 4.8 M10x240 = 10 mm Pevnost 4.8 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 400 Mpa f u,d= 320 Mpa ρ k = 450,00 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] 60

Kontrola rozmístění svorníků Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 45,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,t (zatížený konec) -90 < α < 90 80,00 80,00 α 4,t (zatížený konec) 0 < α < 180 30,00 40,00 Charakteristická únosnost svorníků pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 39852,0 N (f) F v,rk = min 47818,3 N (g) 12955,9 N (h) F v,rk = 12955,9 N F v,rd = 16583,6 N Účinný počet svorníků n n = min n, }= 0,65 Byly navrženy 2 svorníky. Celková únosnost spoje. 2 řady po 2 svornících. F Rd = 66,33 kn Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 3600,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 17488,63 mm 2 L net,v = 110,00 mm L v,1 = 75,00 mm L v,2 = 35,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 143,99 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 140,40 kn F, = 89,86 kn Celková únosnost spoje 66,33 kn, rozhoduje celková únosnost spoje. Síla N d = 0,46 kn, výslednice vnitřních sil ve styčníku. 61

Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 0,46 OK 66,33 Vyhovuje. 2.6.10.1.2 Diagonála B186 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 47772,9 Nmm t 1 = 80 mm Byly navrženy svorníky 4.8 M10x240 = 10 mm Pevnost 4.8 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 400 Mpa f u,d= 320 Mpa ρ k = 450,00 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění svorníků Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 45,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 30,00 30,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 30,00 40,00 Charakteristická únosnost svorníků pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 26568,0 N (f) F v,rk = min 34534,3 N (g) 12955,9 N (h) F v,rk = 12955,9 N F v,rd = 16583,6 N 62

Účinný počet svorníků n n = min n, } = 0,65 Byly navrženy 2 svorníky. Celková únosnost spoje. 2 řady po 2 svornících - F Rd = 66,33 kn Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem. A net,t = 2400,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 13088,63 mm 2 L net,v = 110,00 mm L v,1 = 75,00 mm L v,2 = 35,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 103,99 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 93,60 kn F, = 59,90 kn Celková únosnost spoje 59,90 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = -19,98 kn, hodnota normálové síly v diagonále B186 Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 19,98 OK 59,90 Vyhovuje. 63

2.6.10.1.3 Diagonála 196 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 47772,9 Nmm t 1 = 80 mm Byly navrženy svorníky 4.8 M10x240 = 10 mm Pevnost 4.8 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 400 Mpa f u,d= 320 Mpa ρ k = 450,00 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění svorníků Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 45,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,t (zatížený konec) -90 < α < 90 80,00 80,00 α 4,t (zatížený konec) 0 < α < 180 30,00 40,00 Charakteristická únosnost svorníků pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 26568,0 N (f) F v,rk = min 34534,3 N (g) 12955,9 N (h) F v,rk = 12955,9 N F v,rd = 16583,6 N Účinný počet svorníků n n = min n, } = 0,65 Byly navrženy 2 svorníky. Celková únosnost spoje. 2 řady po 2 svornících. F Rd = 66,33 kn 64

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 2400,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 13088,63 mm 2 L net,v = 110,00 mm L v,1 = 75,00 mm L v,2 = 35,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 103,99 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 93,60 kn F, = 59,90 kn Celková únosnost spoje 59,90 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = 26,05 kn, hodnota normálové síly v diagonále B186. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 19,98 OK 59,90 Vyhovuje. 65

2.6.10.2 Styčník horní pás 2.6.10.2.1 Horní pás Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 47772,9 Nmm t 1 = 120 mm Byly navrženy svorníky 4.8 M10x240 = 10 mm Pevnost 4.8 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 400 Mpa f u,d= 320 Mpa ρ k = 450,00 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění svorníků Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 45,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 30,00 30,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 30,00 40,00 Charakteristická únosnost svorníků pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 39852,0 N (f) F v,rk = min 47818,3 N (g) 12955,9 N (h) F v,rk = 12955,9 N F v,rd = 16583,6 N Účinný počet svorníků n n = min n, } = 0,65 Byly navrženy 2 svorníky. Celková únosnost spoje. 2 řady po 2 svornících. F Rd = 66,33 kn 66

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 3600,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 9539,25 mm 2 L net,v = 60,00 mm L v,1 = 25,00 mm L v,2 = 35,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 143,99 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 140,40 kn F, = 89,86 kn Celková únosnost spoje 89,86 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = -26,16 kn, výslednice vnitřních sil ve styčníku. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 26,16 OK 89,86 Vyhovuje. 67

2.6.10.2.2 Diagonála B186 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 47772,9 Nmm t 1 = 80 mm Byly navrženy svorníky 4.8 M10x240 = 10 mm Pevnost 4.8 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 400 Mpa f u,d= 320 Mpa ρ k = 450,00 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění svorníků Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 45,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 30,00 30,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 30,00 30,00 Charakteristická únosnost svorníků pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 26568,0 N (f) F v,rk = min 34534,3 N (g) 12955,9 N (h) F v,rk = 12955,9 N F v,rd = 16583,6 N Účinný počet svorníků n n = min n, } = 0,65 Byly navrženy 2 svorníky. Celková únosnost spoje. 2 řady po 2 svornících. F Rd = 66,33 kn 68

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 3600,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 9539,25 mm 2 L net,v = 60,00 mm L v,1 = 25,00 mm L v,2 = 35,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 103,99 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 93,60 kn F, = 59,90 kn Celková únosnost spoje 59,90 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = -19,98 kn, hodnota normálové síly v diagonále B186 Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 19,98 OK 89,86 Vyhovuje. 69

2.6.10.2.3 Diagonála B170 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 47772,9 Nmm t 1 = 80 mm Byly navrženy svorníky 4.8 M10x240 = 10 mm Pevnost 4.8 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 400 Mpa f u,d= 320 Mpa ρ k = 450,00 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění svorníků Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 45,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 30,00 30,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 30,00 30,00 Charakteristická únosnost svorníků pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 26568,0 N (f) F v,rk = min 34534,3 N (g) 12955,9 N (h) F v,rk = 12955,9 N F v,rd = 16583,6 N Účinný počet svorníků n n = min n, } = 0,65 Byly navrženy 2 svorníky. Celková únosnost spoje. 2 řady po 2 svornících. F Rd = 66,33 kn 70

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 2400,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 7139,25 mm 2 L net,v = 60,00 mm L v,1 = 25,00 mm L v,2 = 35,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 103,99 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 93,60 kn F, = 59,90 kn Celková únosnost spoje 59,90 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = -3,07 kn, hodnota normálové síly v diagonále B170 Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd -3,07 OK 59,90 Vyhovuje. Posouzení na mezní stav použitelnosti Obr. 30 Výsledný průhyb konstrukce 71

Největší průhyb konstrukce zjištěn od ZS1. Celkový průhyb činí 21,9mm. w real 21,9 mm w inst w real w inst l/300 l/200 21,9 76,7 115 OK OK Návrh montážních styků Montážní styky byly prováděny pomocí závitových tyčí. Závitové tyče jsou dopraveny na stavbu v již předepsaných délkách. 2.6.12.1 Montážní styk 1 dolní pás B203 Montážní styk se provede ve vzdálenosti 4,8m od sloupu B158. Montážní styk je spojen se styčníkem svislé diagonály B164. Tím byl výsledný styk rozšířen o 2 závitové ve 2 řadách aby byla přenesena i síla z diagonály B164. Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 28,78 Mpa M, = 0,3 f, d, = 927727,1 Nmm t 1 = 120 mm Byly navrženy závitové tyče 10.9 M22 = 22 mm Pevnost 10.9 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 1000 Mpa f u,d= 900 Mpa ρ k = 450 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění závitových tyčí Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 97,86 130,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 88,00 90,00 α 3,t (zatížený konec) -90 < α < 90 154,00 155,00 α 4,t (zatížený konec) 0 < α < 180 88,00 90,00 72

Charakteristická únosnost závitové tyče pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 75984,5 N (f) F v,rk = min 124458,8 N (g) 78836,0 N (h) F v,rk = 75984,5 N F v,rd = 97260,1 N Střižnost = 2,0 Účinný počet závitových tyčí n n = min n, } = 2,21 Byly navrženy 3 závitové tyče. Celková únosnost spoje 2 řady po 3 závitových tyčích. F Rd = 583,56 kn Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 8160,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 68,00 mm A net,v = 132799,14 mm 2 L net,v = 576,00 mm L v,1 = 144,00 mm L v,2 = 216,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 196,55 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 399,73 kn F, = 255,82 kn Celková únosnost spoje 255,82 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = 255,36 kn, hodnota normálové síly v dolním pásu B203. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 255,36 OK 255,82 Vyhovuje. 73

2.6.12.2 Montážní styk 1 horní pás B201 Montážní styk se provede ve vzdálenosti 5,3m od sloupu B158. Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 28,78 Mpa M, = 0,3 f, d, = 92772,1 Nmm t 1 = 120 mm Byly navrženy závitové tyče 10.9 M22 = 22 mm Pevnost 10.9 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 1000 Mpa f u,d= 900 Mpa ρ k = 450 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění závitových tyčí Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 97,86 110,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 88,00 90,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 66,00 70,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 66,00 70,00 Charakteristická únosnost závitové tyče pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 75984,5 N (f) F v,rk = min 124458,8 N (g) 78836,0 N (h) F v,rk = 75984,5 N F v,rd = 97260,1 N Střižnost = 2,0 Účinný počet závitových tyčí n n = min n, } = 1,34 Bylo navrženo 4 závitových tyčí. Celková únosnost spoje 2 řady po 4 závitových tyčích. F Rd = 778,08 kn 74

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 8160,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 68,00 mm A net,v = 196201,51 mm 2 L net,v = 851,00 mm L v,1 = 59,00 mm L v,2 = 264,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 196,55 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 590,57 kn F, = 377,96kN Celková únosnost spoje 377,96 kn, rozhoduje únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = -360,06 kn, hodnota normálové síly v horním pásu B201. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 360,06 OK 377,96 Vyhovuje. 75

2.6.12.3 Montážní styk 1 diagonála B182 Montážní styk se provede v polovině diagonály B182. Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21 Mpa M, = 0,3 f, d, = 119432,2 Nmm t 1 = 80 mm Byly navrženy závitové tyče 10.9 M10 = 10 mm Pevnost 10.9 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 1000 Mpa f u,d= 900 Mpa ρ k = 450 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění závitových tyčí Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 75,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,t (zatížený konec) -90 < α < 90 80,00 80,00 α 4,t (zatížený konec) 0 < α < 180 40,00 40,00 Charakteristická únosnost závitové tyče pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 26568,0 N (f) F v,rk = min 39163,8 N (g) 20485,1 N (h) F v,rk = 20485,1 N F v,rd = 26220,9 N Střižnost = 2,0 Účinný počet svorníků n n = min n, } = 2,01 Byly navrženy 4 závitové tyče. Celková únosnost spoje 2 řady po 4 závitových tyčích. F Rd = 209,77 kn 76

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 2400,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 87732,26 mm 2 L net,v = 660,00 mm L v,1 = 75,00 mm L v,2 = 195,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 117,93 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 264,07 kn F, = 169,01 kn Celková únosnost spoje 169,01 kn, rozhoduje celková únosnost spoje. Síla N d = 157,49 kn, hodnota normálové síly v diagonále B182. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 157,49 OK 169,01 Vyhovuje. 2.6.12.4 Montážní styk 2 dolní pás B203 Montážní styk se provede ve vzdálenosti 18,2m od sloupu B158. Montážní styk je spojen se styčníkem svislé diagonály B176. Tím byl výsledný styk rozšířen o 2 závitové ve 2 řadách, aby byla přenesena i síla z diagonály B176. Montážní styk se navrhne identicky Viz. 2.6.11.1 2.6.12.5 Montážní styk 2 horní pás B201 Montážní styk se provede ve vzdálenosti 17,7M od sloupu B158. Montážní styk se navrhne identicky Viz. 2.6.11.2 2.6.12.6 Montážní styk 2 diagonála B198 Montážní styk se provede v polovině diagonály B198 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 33,21Mpa M, = 0,3 f, d, = 119432,2 Nmm t 1 = 80 mm 77

Byly navrženy závitové tyče 10.9 M10 = 10 mm Pevnost 10.9 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 1000 Mpa f u,d= 900 Mpa ρ k = 450 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění závitových tyčí Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 44,48 60,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 40,00 40,00 α 3,t (zatížený konec) -90 < α < 90 80,00 80,00 α 4,t (zatížený konec) 0 < α < 180 40,00 40,00 Charakteristická únosnost závitové tyče pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 26568,0 N (f) F v,rk = min 39163,8 N (g) 20485,1 N (h) F v,rk = 20485,1 N F v,rd = 26220,9 N Střižnost = 2,0 Účinný počet závitových tyčí n n = min n, } = 1,61 Byly navrženy 4 závitové tyče. Celková únosnost spoje 2 řady po 4 závitových tyčích. F Rd = 209,77 kn 78

Charakteristická únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem A net,t = 2400,00 mm 2 L net,t = L t,1 = 30,00 mm A net,v = 69787,03 mm 2 L net,v = 525,00 mm L v,1 = 75,00 mm L v,2 = 150,00 mm Účinná výška pro rozhodující způsob porušení (g) t = t,, 1 = 117,93 mm Únosnost proti porušení blokovým a zátkovým smykem F, = max 1,5 A, f,, 0,7 A, f, } = 210,06 kn F, = 134,44 kn Celková únosnost spoje 134,44 kn, rozhoduje únosnost při porušení blokovým a zátkovým smykem. Síla N d = 125,04 kn, hodnota normálové síly v diagonále B198. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 125,04 OK 134,44 Vyhovuje. Uložení příhradového nosníku na sloup 2.6.13.1.1 Uložení na sloup B158 Posouzení působící posouvající síly V ed = -204,76 kn σ c,90,d = 3,88 Mpa A = 52800 mm 2 f c,90,k = 3,60 Mpa f c,90,d = 2,30 Mpa γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] l= 220 mm h= 280,0 mm b= 240,0 mm l ef = 313,33 mm k c,90 = 1,79 Mpa 79

Návrh koeficientu k c,90 k, = 2,38 1 + = 1,41 k, = 2,38, = 1,79 k c,90 = 1,41 k c,90 = 1,75 lamelové dřevo l < 400 mm k c,90 = 1,79 Rozměry roznášecí ocelové desky přivařené ke sloupu B158. a= 220 mm b= 240 mm σ,, = = 9,88 Mpa A = a b = 52800 mm 2 Podmínka spolehlivost σ c,90,d < k c,90 * f c,90,d 3,88 OK 4,12 Vyhovuje. Posouzení působící normálové síly N ed = -129,41 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 29,52 Mpa M, = 0,3 f, d, = 724101,2 Nmm t 1 = 120 mm Byly navrženy závitové tyče 10.9 M20 = 20 mm Pevnost 10.9 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 1000 Mpa f u,d= 900 Mpa ρ k = 450 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] 80

Kontrola rozmístění závitových tyčí Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 88,96 90,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 80,00 80,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 60,00 60,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 60,00 60,00 Charakteristická únosnost závitové tyče pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 70848,0 N (f) F v,rk = min 112200,6 N (g) 67253,6 N (h) F v,rk = 67253,6 N F v,rd = 86084,6 N Střižnost = 2,0 Účinný počet závitových tyčí n n = min n, } = 0,93 Bylo navrženy 3 závitové tyče. Celková únosnost spoje 2 řady po 3 závitových tyčích. F Rd = 516,51 kn Celková únosnost spoje 516,51 kn, rozhoduje celková únosnost spoje. Síla N d = -129,41 kn, hodnota normálové síly v horním pásu B201. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 129,41 OK 516,51 Vyhovuje. Předimenzováno s ohledem na bezpečnost. 81

2.6.13.2 Uložení na sloup B159 Posouzení působící posouvající síly V ed = -204,87 kn Návrh uložení na sloup B159 je identicky Viz. 2.6.12.1 Posouzení působící normálové síly N ed = -129,41 Hodnoty charakteristické pevnosti f,, = 0,082 (1 1,01 d)ρ = 29,52 Mpa M, = 0,3 f, d, = 724101,2 Nmm t 1 = 120 mm Byly navrženy závitové tyče 10.9 M20 = 20 mm Pevnost 10.9 f t,0,k = 26,0 Mpa f t,0,d = 16,64 Mpa f v,y,k = 4,3 Mpa f v,y,d = 2,8 Mpa f u,k = 1000 Mpa f u,d= 900 Mpa ρ k = 450 kg/m 3 γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] Kontrola rozmístění závitových tyčí Rozteče a vzdálenosti od okrajů a konců pro svorníky Úhel Minimální rozteče nebo vzdálenosti Navržené rozteče nebo vzdálenosti α 1 (rovnoběžně s vlákny) 0 < α < 360 115,65 120,00 α 2 (kolmo k vláknům) 0 < α < 360 104,00 120,00 α 3,c (nezatížený konec) 90 < 150 78,00 80,00 α 4,c (nezatížený konec) 180 < α < 360 78,00 80,00 Charakteristická únosnost závitové tyče pro jeden střih jednoho spojovacího prostředku 85194,7 N (f) F v,rk = min 148972,8 N (g) 103725,3 N (h) F v,rk = 85194,7 N F v,rd = 109049,2 N Střižnost = 2,0 Účinný počet závitových tyčí 82

n n = min n, } = 0,95 Bylo navrženy 3 závitové tyče. Celková únosnost spoje 2 řady po 3 závitových tyčích. F Rd = 654,30 kn Celková únosnost spoje 654,30 kn, rozhoduje celková únosnost spoje. Síla N d = -129,41 kn, hodnota normálové síly v horním pásu B201. Podmínka spolehlivost N d < F bs,rd 129,41 OK 654,30 Vyhovuje. Předimenzováno s ohledem na bezpečnost. Ztužení objektu Ztužení objektu nebylo hlavním obsahem práce, tak bylo popsáno jen teoreticky. Ztužení objektu lze rozdělit na tři části: střešní a podélné ztužení. 2.6.14.1 Střešní ztužení Tuhost střešní roviny je zajištěna jednotně pomocí táhel o průměru DT 16. Podrobné rozmístění ztužidel ve složce výkresů. 2.6.14.2 Podélné ztužení Podélné ztužení je rozmístěno ve stěnách v podélném směru mezi sloupy. Tvořeno táhly o průměru DT 24. Podrobné rozmístění ztužidel ve složce výkresů. Postup montáže objektu Při armování ŽB desky se zřídí dle výkresu umístění kotevních tyčí pro nosné ocelové sloupy HE180B.Na stavbu se dovezou sloupy HE180B s již navařenou patní deskou. Následně se pomocí jeřábu usadí a přimontuje sloup na své místo dle výkresu. Montáž haly postupuje od prostředních vazeb řady 4 a 5. První se uloží sloupy A4, K4 a A5 a K5. Postupuje se zřízením podélného ztužení diagonálně a křížem pomocí táhel DT 24. Táhla jsou připojeny ke sloupům pomocí vidlice, která je následně připojena pomocí čepu ke styčníkovému plechu P10. Postupuje se předmontáží dřevěného příhradového vazníku pomocí montážních styků. Následně se usadí dřevěný příhradový vazník na sloupy A4, K4 a A5 a K5. Detail uložení dle výkresu DET. V2-3 a DET. V2-4. Dále se zřídí svislé ztužení pomocí táhel DT 16 křížem diagonálně přes dvě vazby vaznic přes celé rozpětí sloupů dle V2 Půdorys + řez. Tím je zajištěna stabilita jádra ocelové haly. Postup montáže postupuje obdobně současně na obě strany od zřízeného jádra ocelové haly. Po montáži ocelových rámu byly namontovány vaznice v osových rozestupech 2,3m. Poslední krok při výstavbě je uložení Stěnových panelů panely KS 1150 NF/TL 170 tl. 100 mm a střešních panelů KS 1000 XD 25 tl. 100 mm. 83

2.7 Návrh výpočetního modelu Varianta 3 Statické schéma Obr. 31 - Statické schéma Popis konstrukční Varianty 3 Nosná konstrukce pultového rámu je tvořena dřevěným vazníkem. Sloupy byly navrhnuty z lepeného lamelového dřeva v provedení 2+1. V patě sloupu mají rozměry 600x720 mm s linearním rozšířením do vrcholu sloupu, kde nabývají rozměry hodnotu 1200x720 mm. Vazník pultového rámu je navrhnut z lepeného lamelového dřeva v provedení 2 vazníků o rozměrech 240x1200 mm a s konstrukční mezerou mezi vazníky 240 mm. Spojení sloupů a vazník pultového rámu je zajištěno pomocí rámových rohů. Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce Výpočet byl proveden pomocí programu SCIA Engineer 17.1. Nejnepříznivější kombinace zatížení byla vyhodnocena kombinace KZS3. Obr. 32 - Maximální vnitřní síly na jednotlivých prvcích konstrukce 84

Návrh vazník B3 Nejvíce namáhána část průřezu ve vzdálenosti 11,677m od sloupu B4. 2.7.4.1 Vnitřní síly Navrženo na kombinaci (KZS3) N d= -100,91 kn V d= 1,14 kn M d = 433,33 knm Parametry nosníku f v,k = 4,3 Mpa f v,d = 2,8 Mpa E 0,05 = 11,9 Gpa γ M = 1,25 [-] k mod = 0,80 [-] f m,k = 36,0 Mpa f m,d = 23,0 Mpa W y= 61504000 mm3 Návrh průřezu pásnice A návrh= 297600,0 mm 2 h= 1240,0 mm b= 240,0 mm Normálové napětí za ohybu (nosník je zajištěn proti příčné a torzní stabilitě) δ, = = 7,0 Mpa Tlak rovnoběžně s vlákny δ m,d < f m,d 7,0 OK 23,0 Vyhovuje. Kritické napětí za ohybu δ, =, E, = 18,7 Mpa Rozpětí = 23 m b sloupu = 720 mm Poměrná štíhlost λ, =,, = 1,39 Součinitel příční a torzní stability k crit = 1,56 0,75 * λ, = 0,52 86

Redukovaná návrhová pevnost f m,red = k crit * f m,d = 12,0 Mpa Podmínka - normálové napětí za ohybu δ m,d < f m,red 7,0 OK 12,0 Vyhovuje. Smykové napětí za ohybu se neposuzuje, jelikož je zanedbatelné. Posouzení na mezní stav použitelnosti Obr. 36 Výsledný průhyb vazníku Největší průhyb konstrukce zjištěn od ZS1. Výsledný průhyb činí 7,4 mm w real 7,4 mm w inst w real w inst l/300 l/500 7,4 76,7 46,0 OK OK w net,fin w real w net,fin l/250 l/350 7,4 92,0 65,7 OK OK w fin w real w fin l/150 l/300 7,4 153,3 76,7 OK OK Vyhovuje. 87