88Uputstvo-elementi1

7/29/2019 88Uputstvo-elementi1

1/10

MKZ 06/07

14

C 21Elementi hale

C.1 Ronjae (meuronjaa)

C.1.1 Analiza optereenja

stalno optereenje (gkp+gks+gkr) gr= 0.55 kN/m2

o.

sneg s = 1.00 kN/m2

o.qr= 1.55 kN/m

2 o.

22vetar nije merodavan

qg,T,z(Cpe,min-Cpi,max) = qg,T,z(-0,5-0,2) w = -0.31 kN/m2

k.p.

Merodavan je I sluaj optereenja23

Uticajna irina za ronjau lr= 2.5m

qmer,r= qrlr= 3.88 kN/m

21 Ako bi se pokuala globalna unifikacija elemenata onogo to se naziva statiki proraun onda bi analiza svakogelementa hale trebalo da sadri sledee stavke:

Analizu optereenja (definisanje optereenja i uticajne povrine sa koje se optereenje prenosi na razmatranielement ili definisanje odgovarajuih reakcija drugih elemanata koji posredno ili neposredno optereujurazmatrani element, definisanje merodavnog optereenja itd.)

Sraunavanje presenih sila (jasno definisanje statikog sistema, odrivanje presenih sila i reakcija kao idefinisanje ekstremnih vrednosti merodavnih za dimenzionisanje)

Dimenzionisanjeo Jasno naznaen usvojen presek (njegove geometrijske karakteristike kao i orijentacija u prostoru i u

odnosu na optereenja).o Dokaz napona (kontrola normalnog napona, smiueg napona i, eventualno, uporednog napona za

sluajeve gde su preseci sa Mmax i Tmax bliski ili istovetni, kao i napona u avovima za vezu elemenatapoprenog preseka)

o Dokaz deformacije (kontrola ugiba ili horizontalnog otklona elemenata)o Dokazi stabilnosti (u zavisnosti od situacije, vrste naprezanja i poprenog preseka treba dokazati neke ili

sve mogue oblike gubitka stabilnosti)

Dokaz lokalne stabilnosti elemenata poprenog preseka.

Dokaz stabilnosti na lokalno izvijanje pritisnutih elemanata poprenog preseka

Dokaz stabilnosti (rebra) na izboavanje smicanjem. Dokaz globalne stabilnosti elementa (sa posebnim akcentom na definisanje merodavnih duina

izvijanja)

Dokaz stabilnosti na izvijanje savijanjem sa ili bez torzije jednodelnih i viedelnihcentrino pritisnutih elemenata tapova.

Dokaz bono - torzione stabilnosti elemenata izloenih savijanju nosaa.

Dokaza stabilnosti ekscentrino pritisnutih elemenata stubova.

Konstruisanje (i dimenzionisanje) spojeva, veza i montanih nastavaka po pravilu, trebalo bi konstruisati vezesa elementima na koje se razmatrani element oslanja

22 Ve ranije je izveden zakljuak da nema opasnosti od alternativnog optereenja na krov (odizanja krovnog pokrivaa) a

ovde se samo daokazuje da ne postoji kombinacija vetrova spolja i iznutra koja uveava gravitaciono dejstvo (rezultujuivetar je uvek destabilizirajui odie krov)23 Kako smo ranije sva optereenja sveli na povrinu osnove, fasade ili krovne povrine (vetar na krov) sada ih moramo

svesti, uglavnom, na linijska optereenja. Na skici je prikazana uticajna povrina za ronjau.


2/10

MKZ 06/07

15

C.1.2 Proraun presenih silaZa statiki sistem ronjae usvajamo kontinualnu gredu24

Usvajaju se zatege u sredini raspona

qmer,x,r= qmer,rcos a = 3,86 kN/m

qmer,y,r= qmer,rsin a = 0,39 kN/m

Statika ema, ema optereenja, i deformacija ronjae (generisano kompjuterskim

programom zajedno sa oznakama tapova i vorova).

25PRESENE SILE

Axial Shear Torsion Bending

Beam L/Cd

(m)

Fx

(kN)

Fy

(kN)

Fz

(kN)

Mx

(kNm)

My

(kNm)

Mz

(kNm)

Max Fx 1 1:Q 0.000 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 -0.00

Min Fx 1 1:Q 0.000 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 -0.00

Max Fy 9 1:Q 0.000 0.00 18.69 -0.77 0.00 0.56 25.99

Min Fy 2 1:Q 4.000 0.00 -18.69 0.77 0.00 0.56 25.99

Max Fz 1 1:Q 4.000 0.00 -3.25 0.93 0.00 0.60 -17.89

Min Fz 10 1:Q 0.000 0.00 3.25 -0.93 0.00 0.60 -17.89

Max Mx 1 1:Q 0.000 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 -0.00Min Mx 1 1:Q 0.000 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 -0.00

Max My 1 1:Q 4.000 0.00 -3.25 0.93 0.00 0.60 -17.89

Min My 10 1:Q 2.333 0.00 -5.76 -0.02 0.00 -0.51 -14.96

Max Mz 2 1:Q 4.000 0.00 -18.69 0.77 0.00 0.56 25.99

Min Mz 10 1:Q 1.000 0.00 -0.61 -0.54 0.00 -0.14 -19.20

24Ovo je jedno od reenja za prijem komponente optereenja u krovnoj ravni (qmer,y). U principu, reenje prijema

komponente optereenja u ravni krova moe biti razliito i spada u domen odgovornosti projektanta konstrukcije. Ovde sepretpostavlja da svaka ronjaa prima pripadajui deo optereenja u krovnoj ravni (to odgovara sluaju krovnog pokrivaakoji nije krut).

25 Na jedan od naina ("runo", pomou tablica, kompjuterskog programa ili slino) potrebno je odrediti presene sile,deformaciju i reakcije oslonaca. U ovom primeru je to uraeno komjuterskim programom i priloene su tabele saekstremnim uticajima koje program sam generie (i dovoljne su za nastavak prorauna). Ono to je potrebno kao minimum

dato je u primeru 22 Zbirke ("eline konstrukcije u graevinarstvu").

a

qmer,rqmer,x,r

qmer,y,r

y

x


3/10

MKZ 06/07

16

26DEFORMACIJA

Beam L/Cd

(m)

X

(cm)

Y

(cm)

Z

(cm)

Resultant

(cm)

Max X 1 1:Q 1.000 0.00 -1.18 0.05 1.18

Min X 9 1:Q 2.333 -0.00 -1.72 0.02 1.72

Max Y 3 1:Q 0.667 0.00 0.09 0.01 0.09

Min Y 1 1:Q 3.667 0.00 -2.68 0.02 2.69

Max Z 1 1:Q 2.000 -0.00 -2.11 0.06 2.11

Min Z 1 1:Q 0.000 0.00 0.00 0.00 0.00

Max Rst 1 1:Q 3.667 0.00 -2.68 0.02 2.69

REAKCIJE RONJAEHorizontal Vertical Horizontal Moment

Node L/CFX

(kN)

FY

(kN)

FZ

(kN)

MX

(kNm)

MY

(kNm)

MZ

(kNm)

Max FX 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Min FX 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Max FY 3 1:Q 0.00 34.94 -1.58 0.00 0.00 0.00

Min FY 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Max FZ 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Min FZ 5 1:Q 0.00 30.07 -1.63 0.00 0.00 0.00

Max MX 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Min MX 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Max MY 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Min MY 1 1 :Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Max MZ 1 1:Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

Min MZ 1 1 :Q 0.00 12.19 -0.63 0.00 0.00 0.00

REAKCIJE ZATEGA

Horizontal Vertical Horizontal Moment

Node L/CFX(kN)

FY(kN)

FZ(kN)

MX(kNm)

MY(kNm)

MZ(kNm)

Max FX 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Min FX 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Max FY 13 1:Q 0.00 -0.00 -1.50 0.00 0.00 0.00

Min FY 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Max FZ 14 1:Q 0.00 -0.00 -1.49 0.00 0.00 0.00

Min FZ 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Max MX 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Min MX 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Max MY 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00Min MY 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Max MZ 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

Min MZ 12 1:Q 0.00 -0.00 -1.72 0.00 0.00 0.00

27Dijagrami momenata

C.1.3 Dimenzionisanje(odreivanje preseka elementa sa dokazima napona, deformacije i stabilnosti uraditi premaodgovoarajuem primeru iz Zbirke: primer 22 za kontinualnu gredu od valjanog I profila,

23 za gredu sa kosnicima od valjanog I profila ili kutijastih HOP profila, 24 za R

ronjau, 25 odnosno 26 za prostu odnosno kontinualnu gredu od HOP C i U porfila, itd.)

26 Deformacija je proporcionalna momentu inercije usvojenog preseka. Ako se pri dimenzionisanju usvoji presek koji se

razlikuje od pretpostavljenog pri proraunu raunarom nije ga neophodno ponavljati stvarne deformacije se moguodrediti iz proporcije.27 Dijagrami momenata se prilau kao ilustracija iz koje se vidi poloaj maksimalnim momenata oko obe ose po teoriji

elastinosti za razliku od primera 22 iz Zbirke gde je isto raeno po teoriji plastinosti.


4/10

MKZ 06/07

17

C.2 27APoklapaa kalkanskog zida na strani koja se ne predvia za produenjeC.2.1 Analiza optereenja (univerzalna na strani sigurnosti u ovom sluaju)

stalno optereenje (gkp+gks+gkr+ggv) gr= 0.70 kN/m2 o.

sneg s = 1.00 kN/m2 o.qpk= 1.70 kN/m

2o.

27C

vetar nije merodavanqg,T,z(Cpe,min-Cpi,max) = qg,T,z(-0,5-0,2) w = -0.31 kN/m

2k.p.

Merodavan je I sluaj optereenja

27DUticajna irina za poklapau lpk= 4,0m

qmer,pk= qpklpk= 6,80 kN/m

Analiza optereenja (tana za ovaj sluaj)

Merodavne krajnje reakcije od ronjaa (od gkp+gks+gkr+s) 12,2 kN

Sopstvena teina poklapae (ggvlpk= 0,15x4,0) 0,60 kN/m

27APoklapaa kalkalnskog zida je krovni nosa (veza) u kalkanu u svemu je analogan glavnom nosau s tim da "prima"

uticaje sa pola polja krova (l/2) odnosno pojedinane reakcije ronjaa. Poklapaa je mogua samo kada imamo klasiankalkan (kada se hala ne predvia za produenje) odnosno kada je konstrukcija kalkana zasebna konstrukcija (kada se hala

predvia za produenje ili kada se u kalkanu formira standardni glavni nosa to je est sluaj onda konstrukcijakalkana nije zasebna konstrukcija ve je samo sekundarna "ispuna" slino sekundarnim stubovima u podunom zidu

koja ne prima optereenja sa krova ve samo horizontalne uticaje od vetra). U ovom sluaju to je zasebna konstrukcija ijiivini stubovi primaju uticaje i sa krova i od krana kao i horizontalne uticaje na kalkan i na poduni zid a meustuboviprimaju, preko poklapaa, uticaje sa krova kao i horizontalne uticaje na kalkan.27C Ve ranije je izveden zakljuak da nema opasnosti od alternativnog optereenja na krov (odizanja krovnog pokrivaa) a

ovde se samo daokazuje da ne postoji kombinacija vetrova spolja i iznutra koja uveava gravitaciono dejstvo (rezultujuivetar je uvek destabilizirajui odie krov)27D Kako smo ranije sva optereenja sveli na povrinu osnove, fasade ili krovne povrine (vetar na krov) sada ih moramo

svesti, uglavnom, na linijska optereenja. Na skici je prikazana uticajna povrina za poklapau.


5/10

MKZ 06/07

18

C.2.2 Proraun presenih sila27BUsvajaju se poklapae statikog sistema proste grede i pretpostavlja se da direktno "nose"

samo optereenja sa krova.

Maksimalni uticaji

Mmax= Rkrl/4 + qpkl2/8= 12,2x5,0/4 + 0,6x5,02/8 = 17,12 kNm

Tmax (Rpk) = 0,5 (Rkr+qpkl) = 0,5x(12,2+0,6x5,0) = 7,60 kN

Maksimalni ugib

[ ] [ ]4var

42

4

var

343

max21000

500106,0

384

5

21000

5002,12

48

1

384

5

48

1

cmIcmIIE

lq

IE

lRf

nostnost

pkkr

+

=

+

=

-

C.2.3 Dimenzionisanje nema odgovoarjueg primera u zbirci alu u pitanju je elemenataran sluaj.(Dimenzionisanje izvriti usvajajui odgovarajui HEA profil - verovatno je najpovoljniji za

konstrukcijsko oblikovanje u ovoj situaciji - a kontrolu bonog izvijanja izvriti imajui u

vidu da je, u ovom konkretnom sluaju, gornji pojas bono pridran poprenim krovnim

spregom u sredinama raspona)

27B Poklapaa se, u vertikalnom smislu, oslanja na kalkanske stubove koji su u ovom primeru na rastojanju od 5,0m. Uprincipu poklapaa moe biti kontinualac na, u ovom sluaju, etiri polja ili usvojeno reenje - niz prostih greda raspona

5,0m, a moe biti sastavljena i od dva kontinualacac na po dva polja. Usvojeno reenje je zgodno jer nema potrebe za"krutim" montanim nastavcima a pogodno je i za transport. to se tie usvajanja da poklapaa "nosi" optereenje samo sakrova (odnosno da se sopstvena teina fasade na odreen nain prenosi direktno na stubove) to je svakako sluaj ako

postoji posebna fasadna rigla u nivou gornje ivice kalkana to se ovde usvaja.


6/10

MKZ 06/07

19

C.3 Fasadne rigle28Usvajaju se fasadne rigle sistema proste grede i pretpostavlje se da, pored vetra, nose i

sopstvenu teinu pripadajueg dela fasade.

C.3.1 Analiza optereenjastalno optereenje (gfo+gfr) qfr= 0.60 kN/m

2 f.

vetar: qg,T,z(Cpe,max-Cpi,min) = qg,T,z(0,9-(-0,2)) qw = 0.55 kN/m2

f.29

Merodavan je I sluaj optereenja30Uticajna irina za fasadnu riglu lfr= 3.0 m

qmer,fr= qfrlfr= 1.80 kN/m

wmer,fr= qwlfr= 1.65 kN/m

C.3.2 Fasadna rigla u podunom ziduC.3.2.1 Odreivanje presenih uticaja

My,max = qmer,fr(lfr,p2/8) = 3.6 kNm

Ty.max = Rv,max = qmer,fr(lfr,p/2) = 3.6 kN

Mx,max = wmer,fr(lfr,p2/8) = 3.3 kNm

Tx.max = Rh,max = wmer,fr(lfr,p/2) = 3.3 kN

fv.max = (5/384) qmer.frlfr,p4/EIy = 286cm

5/Iy

fh.max = (5/384) wmer.frlfr,p4/EIx = 262cm

5/Ix

2

max,

2

max, hvtot fff +=

C.3.2.2 Dimenzionisanje fasadne rigle u podunom zidu

C.3.3 Fasadna rigla u kalkanskom ziduC.3.3.1 Odreivanje presenih uticaja

My,max = qmer,fr(lfr,k2/8) = 5.6 kNm

Ty.max = Rv,max = qmer,fr(lfr,p/2) = 4.5 kNMx,max = wmer,fr(lfr,k

2/8) = 5.2 kNm

Tx.max = Rh,max = wmer,fr(lfr,k/2) = 4.1 kN

fv.max = (5/384) qmer.frlfr,k4/EIy = 698cm

5/Iy

fh.max = (5/384) wmer.frlfr,k4

/EIx = 640cm5

/Ix2

max,

2

max, hvtot fff +=

C.3.3.2 Dimenzionisanje fasadne rigle u kalkanskom zidu(u zbirci postoji primer br.37 koji tretira fasadnu riglu, fasadni stub i horizontalni spreg za

vetar do kalkana koji moe psoluiti kao vodi pri dimenzionisanju)

28Fasadne rigle se esto usvajaju statikog sistema kontinualne grede na dva ili tri polja, ako njihova transportna duina

duina ne prelazi 12,0 m. To je naroito povoljnije u situacijama kada je za dimenzionisanje merodavna deformacija (kadasu relativno mala optereenja vetrom a veliki rasponi). U ovom konkretnom sluaju takvim reenjem se ne dobija mnogo,prvenstveno zbog odnosa horizontalnoh i vertikalnog optereenja, pa se usvaju fasadne rigle sistema proste grede.

29 Odluka o usvajanju I sluaja optereenja kao merodavnog (iako kombinacije sa vetrom spadaju u II sluaj optereenja)posledica je injenice da je vetar za fasadnu riglu znaajno (esto i dominantno) optereenje pa, prema tome, i osnovnooptereenje.30

Na skici su prikazane uticajne povrine za fasadne rigle u podunom zidu i kalakanu.


7/10

MKZ 06/07

20

C.4 31Fasadni stuboviC.4.1 Analiza optereenja

stalno optereenje (gfo+gfr+gfi+gfs) qfs = 0.75 kN/m2

f.

vetar: qg,T,z(Cpe,max-Cpi,min) = qg,T,z(0,9-(-0,2)) qw = 0.55 kN/m2 f.

32

Merodavan je I sluaj optereenja

33Uticajna irina za fasadne stubove

poduni zid lfsp = 4.0 m

qmer,fsp = qfslfsp = 3.00 kN/m

wmer,fsp = qwlfsp = 2.20 kN/m

kalkanski zid lfsk= 5.0 m

qmer,fsk= qfslfsk= 3.75 kN/m

wmer,fsk= qwlfsk= 2.75 kN/m

C.4.234

Fasadni stub u podunom zidu

C.4.2.1 Odreivanje presenih sila

Za prikazan statiki sistem i optereenja

treba odrediti merodavne presene sile ireakcije (raunarom, tablino ili po

uputstvu datom u zadatku br 36 izZbirke). Ovde su skicirani samo

rezultati.

Nmax = -27,0 kN

Mmax= 7,40 kNm

Tmax= 7,83 kN

fmax iz tablica

C.4.2.2 Dimenzionisanje(u zbirci postoji primer br.37 koji tretira fasadnu riglu, fasadni stub i horizontalni spreg zavetar do kalkana koji moe psoluiti kao vodi pri dimenzionisanju)

31U tipinoj situaciji optereenje se na fasadne stubove prenosi takasto, na mestima oslanjanja fasadnih rigli. U ovom

primeru takoe. Ipak, u cilju preglednosti analiza optereenja se vri sa "uticajnim povrinama". Ovo se, inae, esto

primenjuje u praksi jer su numerike razlike, za tehnike primene, u prihvatljivim granicama (prenoenje reakcija saelemenata ne element, inae, dovodi do lananih numerikih greaka greka u analizi jednog elementa uzrokuje greke

kod svih "starijih" elemenata - dok kod analize preko "uticajnih povrina" to nije sluaj greka u analizi jednog elementane mora da proizvede greku u analizama ostalih elemenata).32 Kao za napomenu br 29.33 Na skici su prikazane uticajne povrine za fasadne stubove u podunom zidu i kalakanu.

34 Fasadni stub u podunom zidu je kontinualna greda preko dva polja. U vertikalnom pravcu se oslanja na temelje a uhorizontalnom pravcu na temelje, spreg za prijem bonih udara (u nivou GI-a, na koti +6,00m u ovom primeru) i napoduni krovni spreg, Veza stuba za krov ostvaruje se "vertikalno ovalnim rupama" koje spreavaju unos gravitacionih sila

sa krova na stub (stub nije oslonac za krovne elemente).


8/10

MKZ 06/07

21

C.4.3 35Fasadni stub u kalkanskom zidu koji nije predvien za produenje haleC.4.3.1 Odreivanje presenih sila

Za prikazan statiki sistem i optereenja

treba odrediti merodavne presene sile i

reakcije (raunarom, tablino ili pouputstvu datom u zadatku br 36 izZbirke). Ovde su skicirani samo

rezultati.

Nmax = -68,5 kN

Mmax= 9,60 kNm

Tmax= 9,85 kN

fmax iz tablica

C.4.3.2 Dimenzionsianje(u zbirci postoji primer br.37 koji tretira fasadnu riglu, fasadni stub i horizontalni spreg za

vetar do kalkana koji moe psoluiti kao vodi pri dimenzionisanju)

C.4.4 36Fasadni stub u kalkanskom zidu koji je predvien za produenje haleC.4.4.1 Odreivanje presenih sila

Oigledno je da je ova pozicija analogna prethodnoj osim to nema vertikalnog optereenja sa

poklapae (nema sile od 31,0 kN na vrhu stuba). Sve ostalo je isto. Prema tome:

Nmax = -37,5 kN

Mmax= 9,60 kNm

Tmax= 9,85 kN

fmax iz tablica (isto kao za prethodni)

C.4.4.2 Dimenzionisanje(u zbirci postoji primer br.37 koji tretira fasadnu riglu, fasadni stub i horizontalni spreg zavetar do kalkana koji moe psoluiti kao vodi pri dimenzionisanju)

35Fasadni stub u kalkanskom zidu je kontinualna greda preko dva polja. U vertikalnom pravcu se oslanja na temelje a u

horizontalnom pravcu na temelje, horizontalni spreg za vetar do kalka (u nivou GI-a, na koti +6,00m u ovom primeru) i napopreni krovni spreg. Stub je oslonac za krov odnosno za poklapau u ovom primeru). U odnosu na stub u podunom zidu

"dui" je za 1,0m (merodavan je fasadni stub u sredini kalkana).

36Ovo su stubovi u kalkanu koji se predvia za produenje hale pa u toj osi MORA postojati glavni popreni nosa. Ovaj

nosa ima svu potrebnu nosivost (i duplo veu od potrebne zato to prihvata uticaj sa pola polja krova i podunih fasada),kako za vertikalne uticaje tako i za horizontalne u poprenom pravcu. Ovi stubovi su samo podkonstrukcija za zatvaranje(oblaganje) hale. Kao takvi nisu pogodni da podupiru jak glavni popreni nosa (kada bi se to uradilo bili bi,

najverovatnije, potrebni stubovi i jai od onih u drugom kalkanu koji nije predvien za produenje). Zato se pribegavaprimeni vertikalno pokretne veze stuba sa glavnim nosaem (slino sekundarnom stubu u podunom zidu) koja eomoguiti nesmetano ugibanje glavnog nosaa a da se pri tome ne pritiskaju stubovi (prenose se samo horizontalne sile

odnosno reakcije).


9/10

MKZ 06/07

22

C.4.5 35A"Ugaoni" stub u kalkanu koji se ne predvia za produenjeC.4.5.1 Odreivanje presenih sila

"uticajne" povrine krova i fasada

konstrukcijsko oblikovanje

35A"Ugaoni" stub (na spoju kalkanskog i podunog zida) je, po mnogo emu, karakteristian (ovde prikazano reenje se,

najee, ni ne primenjuje u praksi posebno u situacijama kada postoji mostna dizalica odnosno nosa mostne dizalice

ali je veoma opravdano sa ekonomske take gledita). Slina analitika se, meutim, javlja na pismenom i usmenom deluispitia pa se ovaj primer posebno obrauje.

Ovaj stub je, naime, pridran vorovima vertikalnih spregova u dva pravca to treba iskoristiti (on moe da bude znatno"slabiji", kako u odnosu na glavne stubove tako i u odnosu na fasadne stubove podunog zida i/ili kalkana). Jedini pravi,uglavnom konstrukterski, problem je injenica da ovaj stub mora da primi i krajnju reakciju nosaa mostne dizalice.Ovde su prikazane "uticajne" povrine krova i fasada koje se odnose na stub u uglu kao i predlog za konstrukcijsko

oblikovanje stuba (usvajanje poloaja i poprenog preseka).Na sledeoj strani je dato dalje pojanjenje graninih uslova ugaonog stuba kao i statika ema za ovaj konkretan sluaj (zaostale sluajeve je slina samo se razlikuje u broju vorova-oslonaca po visini (vor TREBA da postoji u visini GI-a

druga reenja su mogua ali nisu "inenjerska")


10/10

MKZ 06/07

23

"Granini uslovi" ugaonog stuba sa optereenjima

35BMomenti usled pojedinih uticaja

C.4.5.2 Dimenzionisanje(nema odgovarjueg primera u zbirci ali sluaj je sveden na elemenataran sluaj dvoosnog

savijanja nosaa pa ne bi trebalo da je problem sprovesti potrebne dokaze napona deformacijei stabilnosti JUS U.E7.096 uz priemenu JUS U.E7.101)

35B Treba napomenuti da, ako su ispunjeni odreeni uslovi, ovaj stub moe biti izloen moemntima savijanja SAMO od

reakcije nosaa dizalice - MxRkn. Ispunjenje tih uslova je, na primer, situacija u kojoj se vorovi vertikalnih spregova

poklapaju sa visinskim poloajima fasadnih rigli i u kalkanu i u podunom zidu tada se reakcije od fasadnih rigli direktnounose u vorove sprega ne savijajii sam stub (ko god je usvojio takvo dispoziciono reenje moe tako i da postupi pri

dimenzionisanju uz odgovarajui komentar i saradnju sa asistentima)

Documents

88Uputstvo-elementi1