Przy dużych zginaniach efektywniejszym rozwiązaniem jest

Transkrypt

Przykład obliczeń głównego układu nośnego hali - Rozwiązania alternatywne. Opracował dr inż. Rafał Tews
1. Podstawa dwudzielna
Przy dużych zginaniach efektywniejszym rozwiązaniem jest podstawa dwudzielna.
Pozwala ona na uzyskanie dużo większego rozstawu śrub kotwiących. Z drugiej
strony takie ukształtowanie podstawy daje możliwość traktowania jej części
jako ściskanych, bądź rozciąganych osiowo.
Przyjęto rozwiązanie pokazane na poniższym schemacie
1 / 23
Dane geometryczne
Słup I HEA 500
h
A
c
c
490 mm
197,5 10
b
2
300 mm
fc
mm
t
12 mm
wc
t
fc
23 mm
r
c
27 mm
2
Element łączący blachy poziome podstawy z trzonem słua - UPN320
h
W
b
320 mm
bply
826 10
b
3
100 mm
b
mm
3
t
A
14,0 mm
wb
47,1 10
bv
2
t
fb
17,5 mm
r
b
17,5 mm
2
mm
Oporowa belka poprzeczna - jarzmo - UPN 160
h
W
b2
160 mm
b2ply
138 10
b
3
65 mm
b2
mm
3
t
A
7,5 mm
wb2
12,6 10
b2v
2
t
mm
fb2
10 mm
r
b2
10 mm
2
Blacha podstawy
b
p
200 mm
l
540 mm
p
t
30 mm
p
Przepona pozioma w podstawie słupa (zamknięcie dołem trzonu słupa)
b
p2
530 mm
l
p2
540 mm
t
p2
10 mm
Żebro pionowe (między belkami z UPN 160)
t
s
12 mm
b
s
300 mm
h
s
320 mm
2 / 23
Śruby fundamentowe płytkowe
d
s
36 mm
A
w 640 mm
z
8,17 10
s0
T
2
320 mm
mm
z
2
C
f
yb
N
355
mm
2
f
ub
510
N
mm
2
320 mm
Stal słupa i elementów podstawy
f
y
N
235
mm
f
2
u
N
360
mm
235
2
N
mm
f
y
ε
2
Współczynniki częściowe
γ
M0
1,0
γ
1,25
M2s
γ
M1
1,0
Beton stopy fundamentowej C25/30
f
ck
25 MPa
γ
C
1,4
f
f
cd
ck
γ
C
f
cd
17,9 MPa
Obciążenie podstawy słupa
Kombinacja największej siły normalnej - kombinacja 437
N
M
Ed437
Ed437
303,8 kN
317,26 kN m
Siła w strefie ściskanej
N
F
F
cEd437
cEd437
Ed437
2
M
Ed437
z
z
T
C
647,6 kN
Siła w strefie rozciąganej
N
F
F
tEd437
tEd437
Ed437
2
M
Ed437
z
z
T
C
343,8 kN
3 / 23
ε 1
E
s
210000
N
mm
2
Kombinacja maksymalnego momentu zginającego - kombinacja 316
N
M
Ed316
Ed316
218,8 kN
398,75 kN m
N
F
F
cEd316
M
Ed316
2
Ed316
z
z
T
C
732,4 kN
cEd316
N
F
F
tEd316
M
Ed316
2
Ed316
z
z
T
C
513,6 kN
tEd316
Maksymalna siła poprzeczna w podstawie słupa
V
Ed
66,51 kN
N
Ed308
190,06 kN
Kombinacja maksymalnej rozciągającej siły podłużnej - kombinacja 165
N
M
Ed165
Ed165
29,08 kN
325,24 kN m
N
F
F
cEd165
M
Ed165
2
Ed165
z
z
T
C
493,6 kN
cEd165
N
F
F
tEd165
tEd437
Ed165
2
M
Ed165
z
z
T
C
343,8 kN
4 / 23
Nośność strefy rozciąganej
Przyjęto 2 śruby płytkowe po każdej ze stron podstawy.
Nośność śruby płytkowej na rozciąganie
0,9 A
F
tRd
γ
s0
f
F
ub
tRd
300 kN
M2s
Zakładając odpowiednie zakotwienie śrub fundamentowych warunek nośności
ogranicza się do sprawdzenia możliwości zerwania śruby.
Nośność podstawy na rozciąganie
F
2 F
TRd
F
tRd
TRd
600 kN
Maksymalna siła rozciągająca w podstawie
F
Max F
tEd
F
;F
;F
tEd437
tEd316
tEd165
tEd
522,727 kN
Warunek nośności
F
F
tEd
0,871
TRd
Warunek nośności został spełniony.
Nośność strefy ściskanej
Wytrzymałość połączenia na docisk (podejście uproszczone)
f
jd
f
f
cd
jd
17,9 MPa
Maksymalny wysięg strefy docisku
f
c
e
t
p
3 f
c
y
jd
γ
M0
5 / 23
e
62,8 mm
Podział na króćce teowe, efektywne pole docisku blachy podstawy
Krócieć teowy 1
b
l
eff1
eff1
t
b
2 c
wb
b
e
l
p
eff1
eff1
139,7 mm
200 mm
Krócieć teowy 2
b
l
eff2
eff2
t
b
s
s
2 c
2 c
b
e
l
e
eff2
eff2
137,7 mm
174,3 mm
Efektywne pole docisku
A
eff
2 b
eff1
l
eff1
b
eff2
l
eff2
A
eff
79866,363 mm
Obliczeniowa nośność strefy ściskanej
F
CRd
f
jd
A
F
eff
CRd
1426,2 kN
Maksymalna siła ściskająca
F
cEd
Max F
cEd437
Warunek nośności
; F
cEd316
; F
F
F
F
cEd165
cEd
0,514
CRd
6 / 23
cEd
732,4 kN
2
Przekazanie sił poprzecznych na fundament
Maksymalna siła poprzeczna w podstawie
V
66,51 kN
Ed
Z uwagi na niewielką wartość siły poprzecznej, pomija się szczegółowe
obliczenia nośności. Konstrukcyjnie przyjęto pod blachą poziomą
ostrogę w postaci blachy o wymiarach 120x80x12 mm.
Sprawdzenie nośności poziomej belki łączącej obie części podstawy słupa.
Do obliczeń załozono pracę belki, jako wspornika zamocowanego w pasie
trzonu słupa. Obciążenie stanowi maksymalna siła (ściskająca lub rozciągająca)
pochodząca od siły normalnej i momentu zginającego w trzonie słupa.
F
Max F
Ed
cEd
;F
F
tEd
Ed
732,4 kN
Siła poprzeczna w belce
V
bEd
F
V
Ed
bEd
732,4 kN
Moment zginajacy w belce
M
h
M
bEd
F
Ed
z
C
c
2
bEd
54,9 kN m
Sprawdzenie ścinania belki złożonej z dwóch UPN 320
Plastyczna nośność przekroju na ścinanie
f
V
2 A
plRd
y
3 γ
bv
V
plRd
1278,1 kN
M0
Warunek nośności
V
V
bEd
0,573
< 1,0
plRd
Warunek nośności jest spełniony.
Z uwagi na to, że
V
bEd
0,5 V
plRd
siła poprzeczna ma wpływ na nośność
na zginanie.
Sprawdzenie zginania w belce złożonej z dwóch UPN 320
Określenie klasy przekroju
Środnik
h
b
2 t
t
fb
r
b
22,857
<
72 ε 72
----> klasa 1
wb
7 / 23
Półka
b
b
t
t
r
wb
b
3,914
9 ε 9
<
---->
klasa 1
fb
Przekrój przy zginaniu należy do klasy 1.
Plastyczna nośność przekroju przy zginaniu
f
M
plRd
2 W
bply γ
M
y
plRd
388,2 kN m
M0
Warunek nośności
M
M
bEd
0,142
< 1,0
plRd
Nośność na zginanie z uwzględnieniem wpływu siły poprzecznej
Pole przekroju czynnego przy ścinaniu (liczone dla dwóch UPN320)
A
wb
2 A
bv
A
wb
9420 mm
2
Współczynnik redukcyjny
V
ρ
b
2
V
ρ
2
bEd
2 W
bVRd
0,021
1
plRd
ρ
M
b
bply
γ
A
M
2
b wb
4 t
wb
f
bVRd
380,3 kN m
y
M0
Warunek nośności
M
M
bEd
0,144
< 1,0
bVRd
Sprawdzenie nośności belki oporowej (jarzma z 2xUPN 160)
Przyjęto do obliczeń schemat wspornikowy pracy jarzma (zamocowanie na wysokości
krawędzi pasa strzonu słupa).
8 / 23
Obciążenia elementu
Siła poprzeczna
F
V
b2Ed
V
tEd
2
b2Ed
261,4 kN
Moment zginający
F
M
b2Ed
tEd
2
w b
M
fc
b2Ed
44,4 kN m
2
Sprawdzenie ścinania jarzma złożonego z dwóch UPN 160
Plastyczna nośność przekroju na ścinanie
f
V
plRd
2 A
y
3 γ
b2v
V
plRd
341,9 kN
M0
Warunek nośności
V
V
b2Ed
0,764
< 1,0
plRd
V
Z uwagi na to, że
bEd
0,5 V
siła poprzeczna ma wpływ na nośność
na zginanie.
plRd
Sprawdzenie nośnosci na zginanie jarzma złożonego z dwóch UPN 160
Określenie klasy przekroju UPN 160
Środnik
h
b2
2 t
t
fb2
r
b2
21,333 <
72 ε 72
----> klasa 1
wb2
Półka
b
b2
t
t
wb2
r
b2
4,75 <
9 ε 9
---->
klasa 1
fb2
Przekrój przy zginaniu należy do klasy 1.
Plastyczna nośność przekroju przy zginaniu
f
M
plRd
2 W
b2ply γ
M
y
M0
9 / 23
plRd
64,9 kN m
Warunek nośności
M
M
b2Ed
0,685
< 1,0
plRd
Nośność na zginanie z uwzględnieniem wpływu siły poprzecznej
Pole przekroju czynnego przy ścinaniu (liczone dla dwóch UPN320)
A
2 A
wb2
b2v
A
2520 mm
wb2
2
V
ρ
b
2
V
ρ
2
b2Ed
0,28
1
plRd
ρ
2 W
M
b
b2ply
bVRd
γ
M
2
A
b wb2
4 t
wb
f
bVRd
57,4 kN m
y
M0
Warunek nośności
M
M
b2Ed
0,774
< 1,0
bVRd
Sprawdzenie nośności na docisk środnika UPN 320
Przyjęto obciążenie typu c wg PN-EN 1993-1-5 (rysunek 6.1).
Rzeczywista szerokość docisku w kształtowniku walcowanym
s
sb
2 t
fb2
2 t
wb2
1,17 r
s
b2
sb
46,7 mm
Odległość od końca belki początku strefy docisku
c
s
86 mm
Współczynniki:
f
m
1 f
b
y
y
t
m
b
wb
h
b
7,143
wb
Przyjęto:
h
1
2 t
λ
wF
0,5
h
fb
10 / 23
wb
285 mm
m
if λ
2
0,5
wF
0
else
m
h
0,02
t
0
2
2
wb
fb
Parametr niestateczności w przypadku obciążenia typu c.
s
k
F
k
l
c
sb
s
h
wb
2 6
Min
e
E
k
l
2
t
F s wb
2 f h
y wb
;s
m
l
Min l
y
t
e
1
2
fb
c
sb
l
t
4,794
F
132,7 mm
e
s
2
e
m
fb
2
;l
e
t
fb
m
1
m
2
l
179,5 mm
y
Siła krytyczna
3
wb
F
0,9 k E
cr
F s h
wb
F
t
8723,1 kN
cr
Smukłość względna
l
λ
y
wF
t
F
wb
f
λ
y
wF
0,26
cr
χ
F
χ
0,5
; 1,0
λ
wF
Min
F
1
Efektywny wymiar środnika
L
effb
χ
F
l
L
y
effb
179,5 mm
Nośność środnika pod obciążeniem skupionym
f
F
Rdb
y
L
effb
γ
M1
t
wb
F
Warunek nośności
0,5 F
F
tEd
0,443
< 1,0
Rdb
11 / 23
Rdb
590,459 kN
Sprawdzenie nośności środnika UPN 160
Schemat obliczeniowy:
Rzeczywista szerokość przekazywania obciążenia
s
sb
t
wb
t
fb
0,585 r
b
s
2 4 mm
sb
47,4 mm
Odległość od końca belki początku strefy docisku
c
s
193 mm
Współczynniki:
f
m
1 f
b
y
y
t
b2
m
m
wb2
2
h
λ
2 t
b2
if λ
8,667
wb2
Przyjęto:
h
1
0,5
wF
h
fb2
wb2
140 mm
0,5
wF
0
else
m
h
0,02
t
2
0
2
wb2
fb2
Parametr niestateczności w przypadku obciążenia typu c.
s
k
F
2 6
k
l
e
Min
c
sb
s
h
wb2
E
t
k
F s wb2
c
;s
sb
s
2 f h
y wb2
m
l
y
Min l
l
2
e
t
fb2
1
2
l
t
F
e
12,303
240,4 mm
2
e
fb2
m
2
;l
e
t
fb2
m
1
m
2
l
y
269,8 mm
Siła krytyczna
t
F
cr
0,9 k
F
E
3
F
wb2
s h
wb2
12 / 23
cr
7006,7 kN
Smukłość względna
l
λ
t
y
wb2
F
cr
wF
f
λ
y
0,261
wF
χ
χ
0,5
; 1,0
λ
wF
Min
F
1
F
Efektywny wymiar środnika
L
χ
effb
l
F
L
y
effb
269,8 mm
Nośność środnika pod obciążeniem skupionym
f
F
y
L
Rdb
effb
γ
M1
t
wb2
F
Rdb
475,582 kN
Warunek nośności
0,25 F
F
tEd
0,275 < 1,0
Rdb
Sprawdzenie nośności spoin łączących pas trzonu słupa z belką 2xUPN320
Współczynnik korelacji
β
0,8
w
Maksymalna siła działająca w osi pasa trzonu słupa - kombinacja 316
N
N
d1
Ed316
2
M
N
Ed316
h
t
c
fc
d1
963,3 kN
Grubość spoin
t
t
1
2
Min t
Max t
fc
fc
;t
;t
t
wb
t
wb
0,2 t
Przyjęto:
a
w
2
4,6 mm
0,7 t
1
1
2
14 mm
23 mm
9,8 mm
6 mm
Naprężenia w spoinach (liczba spoin 4)
N
τ
d1
4 a h
w b
τ 125,4
N
mm
13 / 23
2
Warunek nośności spoin
τ 125,4
f
N
mm
2
<
3 β
N
u
207,8
2
γ
mm
w M2s
Sprawdzenie nośności spoin łączących środnik trzonu słupa z przeponą.
Przez przeponę przenosi się na belki UPN 320 siłę poprzeczną z trzonu słupa.
Grubość spoin
t
t
Min t
1
Max t
2
wc
wc
;t
;t
t
p2
t
p2
0,2 t
Przyjęto:
a
w
2
2,4 mm
0,7 t
1
1
2
10 mm
12 mm
7 mm
4 mm
Naprężenia w spoinie
Długość pojedynczego odcinka spoiny
l
2w
h
c
2 t
fc
r
l
c
V
τ
Ed
2 a l
w 2w
2w
390 mm
τ 21,3
N
mm
Warunek nośności spoin
τ 21,3
f
N
mm
2
<
3 β
N
u
207,8
2
γ
mm
w M2s
2. Podstawa słupa jednodzielna - dwa szeregi śrub kotwiących
Siły w podstawie słupa
14 / 23
2
Kombinacja największej siły normalnej - kombinacja 437
N
M
Ed437
Ed437
303,8 kN
317,26 kN m
Kombinacja maksymalnego momentu zginającego - kombinacja 316
N
M
Ed316
Ed316
218,8 kN
398,75 kN m
Maksymalna siła poprzeczna w podstawie słupa
V
Ed
66,51 kN
N
Ed308
190,06 kN
Kombinacja maksymalnej rozciągającej siły podłużnej - kombinacja 165
N
M
Ed165
Ed165
29,08 kN
325,24 kN m
15 / 23
Przyjęto do sprawdzenia rozwiązanie podstawy jak na rysunku.
Dane geometryczne
Słup I HEA 500
h
A
W
c
c
490 mm
b
197,5 10
ply
2
3949 10
mm
3
300 mm
fc
2
mm
W
ely
t
12 mm
wc
3550 10
3
t
mm
3
fc
i
y
23 mm
r
209,8 mm
i
c
z
27 mm
72,4 mm
3
Blacha pozioma podstawy
h
p
790 mm
b
400 mm
p
t
30 mm
p
Śruby kotwiące - płytkowe ze stali S355
Średnica śruby kotwiącej
d
s
f
30 mm
yb
N
355
mm
f
2
ub
Pole przekroju czynnego śruby
A
s
5,61 10
2
mm
2
Rozmieszczenie śrub, odległości
w 200 mm
b
e
p
p
2
e
x
75 mm
d
1
75 mm
w
e
p
100 mm
16 / 23
d
2
75 mm
510
N
mm
2
Przykład obliczeńpgłównego układu nośnego hali - Rozwiązania alternatywne. Opracował dr inż. Rafał Tews
Beton stopy fundamentowej - C25/30
Charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie
f
25 MPa
ck
Współczynnik częściowy dla betonu
γ
C
1,4
Obliczeniowa wytrzymałość betonu na ściskanie
f
f
ck
γ
C
cd
f
cd
17,9 MPa
Obliczeniowa nośność śruby na rozciąganie
0,9 f
F
tRd
γ
ub
A
s
F
tRd
206 kN
M2s
Połączenie spawane słupa z blachą podstawy
Spoina łącząca pasy HEA 500 z blachą czołową
a
2 β
a
fmin
f γ
t
w y M2s fc
γ
f
2
M0 u
Przyjęto obustronną spoinę o grubości
a
10,616 mm
fmin
12 mm
f
Spoiny łączące środnik
a
2 β
a
wmin
f γ
t
w y M2s wc
γ
f
2
M0 u
Przyjęto obustronną spoinę o grubości
a
wmin
5,539 mm
6 mm
w
Obliczeniowa nośność rozciąganej części podstawy
Blacha podstawy w strefie rozciągania
m
e
x
1
d
e
1
0,8 a
f
m
2
e
p
x
1
61,4 mm
100 mm
Długość efektywna, mechanizm kołowy, zewnętrzny szereg śrub
l
effcp
l
Min 2 π m ; π m
w; π m
2 e
x
x
x
1
17 / 23
effcp
385,9 mm
Długość efektywna, mechanizm niekołowy, zewnętrzny szereg śrub
l
l
Min 4 m
effnc
1,25 e ; e
2 m
0,625 e ; 0,5 b ; 0,5 w 2 m
0,625 e
x
1
x
x
p
x
x
x
200 mm
effnc
Model zniszczenia 1
l
M
eff1
Min l
0,25 l
pl1Rd
4 M
F
effcp
T1Rd
;l
eff1
t
l
effnc
2
p
f
γ
y
M
eff1
200 mm
1,058 10
pl1Rd
7
N mm
M0
F
pl1Rd
m
x
T1Rd
688,661 kN
Model zniszczenia 2
l
n
M
eff2
1
l
effnc
n
Min e ; 1,25 m
p
x
0,25 l
pl2Rd
2 M
F
l
T2Rd
eff2
t
2
p
f
γ
y
M
effnc
1
200 mm
76,8 mm
pl2Rd
1,058 10
M0
n 2 F
pl2Rd 1
tRd
m
n
x
1
F
T2Rd
381,9 kN
Model zniszczenia 3
F
T3Rd
2 F
F
tRd
T3Rd
412 kN
Nośność blachy podstawy w strefie rozciągania
F
tpRd
Min F
T1Rd
;F
T2Rd
;F
F
T3Rd
tpRd
381,9 kN
Nosność zewnętrznego szeregu śrub
F
t1Rd
F
F
tpRd
18 / 23
t1Rd
381,9 kN
7
N mm
Szereg śrub 2 (wewnętrzny szeeg śrub)
Blacha czołowa w strefie rozciągania
w t
m
e
2 0,8
wc
2
2
2 a
m
w
87,2 mm
2
2
e
e
p
100 mm
2
Długość efektywna, mechanizm kołowy, 1 szereg śrub poniżej rozciąganego
pasa belki
l
2 π m
effcp
l
2
548 mm
effcp
Długość efektywna, mechanizm niekołowy, 1 szereg śrub poniżej rozciąganego
pasa belki
m
22
d
m
λ
1 m
t
2
2
2
e
0,8 a
fc
m
2
f
λ
1
0,466
2
m
λ
38,4 mm
22
λ
22
2 m
e
2
2
2
0,205
Na podstawie rysunku 6.11 (PN-EN 1993-1-8) przyjęto:
l
α
effnc
2
m
l
2
α
effnc
2
7,0
610,5 mm
Model zniszczenia 1
l
M
eff1
Min l
0,25 l
pl1Rd
4 M
F
effcp
T1Rd
;l
eff1
t
l
effnc
2
p
f
γ
y
M
eff1
pl1Rd
548 mm
2,897 10
7
N mm
M0
F
pl1Rd
m
2
T1Rd
1328,9 kN
Model zniszczenia 2
l
M
eff2
pl2Rd
l
l
effnc
0,25 l
eff2
t
2
p
f
γ
eff2
610,5 mm
y
M
M0
19 / 23
pl2Rd
3,228 10
7
N mm
n
2
2 M
F
n
Min e ; 1,25 m
p
2
T2Rd
n 2 F
pl2Rd 2
tRd
m
n
2
2
F
2
100 mm
T2Rd
564,9 kN
Model zniszczenia 3
F
2 F
T3Rd
F
tRd
T3Rd
412 kN
Nośność blachy czołowej
F
Min F
t2epRd
T1Rd
;F
T2Rd
;F
F
T3Rd
t2epRd
412 kN
Środnik belki w strefie rozciągania
b
Min l
efftwb
b
F
t2wbRd
effcp
;l
b
effnc
t
f
efftwb wc y
γ
M0
F
efftwb
t2wbRd
548 mm
1545,3 kN
Nośność 2 szeregu śrub
F
Min F
t2Rd
F
;F
t2epRd
t2wbRd
t2Rd
412 kN
Nośność blachy podstawy w strefie rozciągania
F
F
tpRd
F
t1Rd
F
t2Rd
793,9 kN
tpRd
Nośność blachy podstawy w strefie ściskanej
W obliczeniach przyjęto:
f
f
jd
cd
f
N
17,9
jd
mm
2
Maksymalny wysięg strefy docisku
f
c
e
t
p
3 f
c
y
jd
γ
e
62,8 mm
M0
Szerokość efektywna
b
eff
if c
t
e
d
1
2 c
e
b
x
fc
e
else
t
2 d
e
fc
1
x
20 / 23
eff
148,7 mm
Długość efektywna
b
l
if c
eff
b
p
e
l
fc
400 mm
eff
2
b
2 c
fc
else
b
p
e
Obliczeniowa nośność blachy podstawy w strefie ściskanej
F
f
cpRd
jd
b
eff
l
eff
F
cpRd
1061,9 kN
Pas i środnik w strefie ściskania
Plastyczna nośność przekroju słupa na zginanie
f
M
W
cRd
ply γ
y
M
9,28 10
cRd
8
N mm
M0
M
F
cRd
F
cfbRd h
t
c
fc
cfbRd
1987,2 kN
Obliczeniowa nośność ściskanej części podstawy
F
Min F
cRd
cpRd
;F
F
cfbRd
1061,9 kN
cRd
Obliczeniowa nośność podstawy słupa na zginanie
h
z
c
t
c
2
z
fc
2
h
z
t
z z
z
c
2
z
t
c
t
233,5 mm
245 mm
z 478,5 mm
c
Sprawdzenie układu z maksymalną siłą podłużną ściskającą
M
e
N
N
Ed437
F
M
j1Rd
e
Ed437
z
tpRd
z
c
1
e
N
M
21 / 23
N
1044,3 mm
j1Rd
489,3 kN m
F
M
j2Rd
z
e
M
cRd
t
M
j2Rd
411,6 kN m
1
N
Max M
jRd
z
j1Rd
;M
M
j2Rd
Warunek nośności
411,6 kN m
jRd
M
Ed437
0,771
M
jRd
Sprawdzenie układu z maksymalnym momentem zginającym
M
e
N
N
Ed316
F
M
j1Rd
z
tpRd
z
c
1
e
N
F
M
j2Rd
z
e
M
cRd
t
M
N
1822,4 mm
j1Rd
435,7 kN m
z
M
j2Rd
447,9 kN m
1
N
Max M
jRd
e
Ed316
j1Rd
;M
Warunek nośności
M
j2Rd
435,7 kN m
jRd
M
Ed316
0,915
M
jRd
Sprawdzenie układu z maksymalną siłą podłużną rozciągającą
M
e
N N
Ed165
F
M
e
Ed165
j1Rd
z
tpRd
z
c
1
e
N
M
22 / 23
N
11184,3 mm
j1Rd
372,1 kN m
F
M
j2Rd
z
e
M
jRd
cRd
t
z
M
j2Rd
519,5 kN m
1
N
Min M
j1Rd
;M
Warunek nośności
M
j2Rd
M
Ed165
0,874
M
jRd
3.
23 / 23
jRd
372,1 kN m

Przy dużych zginaniach efektywniejszym rozwiązaniem jest

Transkrypt

Podobne dokumenty

Nośność podłoży z systemami geokomórkowymi

Karta techniczna produktu

Tytan Professional Żywica epoksydowa EVOLUTION III

SMP8 Modułowy system podpór o wysokiej nośności

Pobierz

Streszczenie

INDEKS NOŚNOŚCI Określa maksymalną nośnośd opony