С И Н Т Е З Н И П Р О Ј Е К А Т

Величина: px
Почињати приказ од странице:

Download "С И Н Т Е З Н И П Р О Ј Е К А Т"

Транскрипт

1 Грађевински факултет Универзитета у Београду С И Н Т Е З Н И П Р О Ј Е К А Т П Р О Ј Е К А Т Д В О Б Р О Д Н Е И Н Д У С Т Р И Ј С К Е Х А Л Е Ментор: Проф. др Драган Буђевац Кандидат: Мирослав Марјановић Асистент: мр Јелена Добрић Београд, 009.

2 ГРАЂЕВИНСКИ ФАКУЛТЕТ УНИВЕРЗИТЕТА У БЕОГРАДУ ОДСЕК: ПРЕДМЕТ: ЗА КОНСТРУКЦИЈЕ МЕТАЛНЕ КОНСТРУКЦИЈЕ У ЗГРАДАРСТВУ С И Н Т Е З Н И П Р О Ј Е К А Т КАНДИДАТ: МАРЈАНОВИЋ МИРОСЛАВ ГЛ.РЕГ.БР: 7/0 ТЕМА: ПРОЈЕКАТ ДВОБРОДНЕ ИНДУСТРИЈСКЕ ХАЛЕ Пројектовати објекат двобродне индустријске хале укупног распона L = x,0 =,0 m. Унутар једног распона предвиђена је мостна дизалица носивости Q=0. Кота ГИШ-а је 6,0 m. Укупна дужина хале је,0 m. Хоризонтална оптерећења се прихватају спреговима. Кровни покривач као и фасадна облога су Fe сендвич панели. Објекат се налази у Београду. Дозвољен напон у тлу је 00 /m. Прорачун спровести према ЈУС-у. Синтезни пројекат треба да садржи: 1. Технички извештај. Диспозицију конструкције 3. Статички прорачун следећих елемената: - крански носач, - типска међурожњача, - фасадне ригле, - поклапача, - фасадни стубови у калкану, - главни носачи, - кровни спрегови, - спрег за бочне ударе, - вертикални спрегови.. Радионичку документацију карактеристичних детаља. Спецификацију материјала Рок израде је 1 недеља од дана пријема задатка. Задатак је издат године у Београду. КАНДИДАТ ПРЕДСЕДНИК НАСТАВНОГ ВЕЋА ОДСЕКА ЗА КОНСТРУКЦИЈЕ ПРЕДМЕТНИ НАСТАВНИК Мирослав Марјановић Проф. др Бранислав Ћорић дипл. инж. грађ. Проф. др Драган Буђевац дипл. инж. грађ.

3 САДРЖАЈ 1. Усвајање економичнијег варијантног решења 1.1 Диспозиционо решење хале 1. Глобална квантитативна анализа оптерећења за халу 1.3 Глобална квалитативна анализа оптерећења за халу 1. Анализа оптерећења за главни попречни рам хале. Димензионисање носећих елемената челичне конструкције.1 Крански носач (POS GN). Поклапача калканског зида (POS P).3 Фасадна ригла у калкану (POS FR). Фасадна ригла у подужном зиду (). Фасадни стуб у калкану (POS FS).6 Угаони стубови у калкану (POS GS1, POS GS3).7 Типска међурожњача и венчаница ().8 Решеткаста рожњача у средњој подужној равни хале (1) 3. Димензионисање главног попречног рама хале 3.1 Решеткасти носач (POS GN) 3. Стубови (POS GS1, POS GS, POS GS3). Димензионисање спрегова.1 Подужни кровни спрег (POS KS1). Попречни кровни спрег (POS KS).3 Спрег за бочне ударе (POS SBU). Вертикални спрегови (POS VS1, POS VS, POS SK). Литература -1-

4 1. Усвајање економичнијег варијантног решења 1.1. Диспозиционо решење хале Предмет овог пројекта је двобродна индустријска хала, дужине,0 m, коју опслужује мостна дизалица носивости 0, распона 0,0 m са горњом ивицом шине (ГИШ) на коти +6,00 m, која се налази само у једном броду хале. Предвиђено је да се ободна конструкција хале формира без секундарних стубова за пријем хоризонталних утицаја у подужним зидовима, тако да се главни стубови налазе на размаку од 6,0 m. Кровни покривач и фасадна облога су од челичних сендвич-панела са одговарајућом хидроизолацијом. Тло је добре носивости, а локација објекта је Београд. С обзиром на задате карактеристике мостне дизалице, ширина и висина хале су условљене габаритним димензијама мостне дизалице. Имајући ово у виду, усвојена је системна ширина хале од,0 =,0 m. За попречни пресек хале (главни везач) предложена су два варијантна решења (Слике 1.1 и 1.). 1) Решеткаст кровни везач (од кутијастих хладно-обликованих профила), који се зглобно ослања на главне стубове хале, укљештене у темеље самце на коти -0,0 m ) Пун рамовски кровни везач (од вруће ваљаних I-профила), укљештен у стубове који су укљештени у темеље самце на коти -0,0 m Слика 1.1. Варијанта са решеткастим кровним везачем Слика 1.. Варијанта са пуним рамовским кровним везачем Избор варијантног решења првенствено зависи од утрошка челика за израду главног попречног рама хале. С тим у складу, потребно је извршити анализу оптерећења за оба варијантна решења, и димензионисањем орјентационо одредити димензије елемената који чине --

5 главни попречни рам хале. Такође, посебну пажњу треба обратити на деформације попречног рама хале, које морају бити у дозвољеним границама. Због мале висине хале може се догодити да услов померања врха стуба или релативног размицања тачака у нивоу ГИШ-а буде меродаван за избор профила који ће чинити главни попречни рам хале. Прелиминарна контрола напона и стабилности у челичним елементима ће се извршити аутоматски, коришћењем програмског пакета TOWER 6. Приликом контроле стабилности челичних елемената потребно је претпоставити одговарајуће бездимензионалне коефицијенте извијања y и z за стубове хале, који су променљивог попречног пресека. Такође је потребно претпоставити и одговарајуће параметре потребне за контролу бочно-торзионог извијања челичних елемената. Претпостављени параметри приказани су на Слици 1.3. Слика 1.3. Параметри на основу којих је, коришћењем програмског пакета TOWER 6, извршена прелиминарна контрола стабилности у попречном раму хале На основу ових параметара, коришћењем програмског пакета TOWER 6, одредићемо степен искоришћења претпостављених попречних пресека у главном попречном раму хале, за оба варијантна решења. Вертикално оптерећење са крова се на главни носач преноси преко рожњача система континуалних греда од вруће ваљаних профила, распона 6,0 m, постављених на растојању од,7 m. С обзиром да нису предвиђени секундарни стубови у подужним зидовима, хоризонталне силе (ветар) се на главни носач преносе директно преко фасадних ригли постављених по ободу објекта. Пошто се не предвиђа продужење хале, калканску конструкцију чине главни и секундарни стубови, на које се уместо главног кровног везача ослања поклапача калканског зида. С обзиром да се у калкану предвиђају главни стубови идентични оним у осталим пољима хале, хоризонтални утицаји у равни калкана ће се примити помоћу ових стубова, тако да у равни калкана није неопходно формирање вертикалних спрегова. Ветар на калкан се прима помоћу секундарних фасадних стубова, који су укљештени у подужном правцу хале. Реакције у врховима ових стубова се предају попречним кровним спреговима. Реакције ових попречних спрегова против ветра прихватају вертикални спрегови, и то: у крајњим подужним зидовима вертикални спрегови су формирани у крајњим пољима сваког зида, а у средњој подужној равни хале вертикални спрег формиран је у средини, тако да прима и силе од кочења мостне дизалице. Треба напоменути да се преношење реакције -3-

6 попречног кровног спрега до наведеног вертикалног спрега у средњој подужној равни хале врши помоћу посебно конструисане решеткасте рожњаче (1), која се налази у средњој подужној оси хале. Силе бочних удара се прихватају помоћу спрегова за бочне ударе формираних у нивоу ГИШ-а, у виду носача система просте греде од ребрастог лима. 1.. Глобална квантитативна анализа оптерећења за халу I) СТАЛНО ОПТЕРЕЋЕЊЕ (ОСНОВНО) а) Од облога (по основи, односно фасади) 1. Кровни покривач. Фасадна облога gkp = 0,3 /m gfo = 0,3 /m б) Од конструкције на крову (по основи) 3. Рожњаче. Спрегови, инсталације.1 Решеткаста ригла везача. Пуна ригла везача gkr = 0,10 /m gks = 0,0 /m ggv = 0,10 /m ggv = 0, /m в) Од конструкције фасада (по фасади) 6. Фасадне ригле 7. Спрегови, инсталације 8. Стубови главних везача gfr = 0,10 /m gfs = 0,0 /m ggs = 0,0 /m г) Од носача дизалице (линијско, по носачу дизалице) 9. Носач дизалице заједно са шином 10. Спрег за бочне ударе gnd =,0 /m gbu = 0,30 /m II) ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД СНЕГА (ОСНОВНО) a) Снег s = 1,00 /m III) КОРИСНО ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД МОСТНИХ ДИЗАЛИЦА (ОСНОВНО) a) Усвојена мостна дизалица типа ''Иво Лола Рибар SEMDK1'' са следећим карактеристикама: Q=0 L=600 mm A=0,0 m E=F=1600 mm P1L,max / P1D, min = 199,0 / 7, PL,max / PD, min = 00,0 / 9,0 б) Коефицијенти удара и изравнања (за носећу конструкцију) φ=1.30 =1.10 IV) ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД ТЕМПЕРАТУРНИХ ПРОМЕНА (ДОПУНСКО) a) Конструкција је заштићена од директних спољних температурних утицаја, па је усвојено: Δt = +/- 1 oc --

7 V) ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД ВЕТРА (ДОПУНСКО) - Локација: Београд - Објекат (индустријски) - Терен (раван) kt = 1,0 ρ = 1, kg/m3 v = 19 m/s kt = 1,0 Sz = 1,0 - Категорија терена B, h 10,0 m - Динамички коефицијент Kz = 1,0 Gz =,0 - Коефицијенти силе (притиска или облика): Слика 1.3. Коефицијенти силе када ветар дува управно на калкански зид Слика 1.. Коефицијенти силе када ветар дува управно на подужни зид, са десна на лево За кров (локално): Ветар споља: Ветар изнутра: Cpe,max = -0, Cpe,min = -0,6 Cpi,max/min = 0, - Осредњени аеродинамички притисак ветра (јединствен за објекат као целину) qm,t,z = 0. ρ (vm,0,10 kt kt) 10-3 Sz Kz = = 0. 1, (19 1,0 1,0) ,0 1,0 = 0, /m - Аеродинамички притисак ветра qg,t,z = qm,t,z Gz = 0,,0 = 0, /m VI) ОПТЕРЕЋЕЊЕ БОЧНИМ УДАРИМА (ДОПУНСКО) Узима се да делује ''изнутра ка напоље'', управно на правац носача дизалица, као пар сила чији су интензитети 1/10 максималних притисака по точку, а делују у висини ГИШ-а. У обзир се не узимају динамички ударни коефицијенти. --

8 VII) ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД КОЧЕЊА (ДОПУНСКО) Делује у висини ГИШ-а, у правцу носача дизалице, са интензитетом од 1/7 силе притиска по погонском точку. Pk = 1/7 (P1,max + P,max) = 1/7 ( ) = 7,0 VIII) ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД НЕРАВНОМЕРНОГ СЛЕГАЊА (ИЗУЗЕТНО) Тло је добре носивости, па ово оптерећење није меродавно. IX) ОПТЕРЕЋЕЊЕ ОД СЕИЗМИЧКИХ УТИЦАЈА (ДОПУНСКО) - Хоризонтална сеизмичка сила: - Укупан сеизмички коефицијент: S=K G K = Ko Ks Kd Kp - Категорија објекта: - Локални услови тла (II): - Зона сеизмике VIII: - Коефицијент дуктилности: а) попречни правац б) подужни правац Ko = 1,0 Kd = 1,0 Ks = 0,00 - Укупан коефицијент сеизмичности а) попречни правац б) подужни правац Kppop = 1,0 Kppod = 1,3 Kpop = 1,0 0,00 1,0 1,0 = Kpod = 1,0 0,06 1,0 1,0 = 0,00 0,06 - Меродавна маса објекта у нивоу венца (по квадрату основе крова): а) Решеткаст кровни везач mk = (gkp + gkr + gks + ggv + s) + h/ (gfo + gfr + ggs)/b + (gnd + gbo)/b mk = (0,3+0,10+0,0+0,10+1,0) + 10,0/ (0,3 + 0,10 + 0,0)/ + (,0 + 0,30)/ mk = 1,80 /m б) Рамовски кровни везач mk = (gkp + gkr + gks + ggv + s) + h/ (gfo + gfr + ggs)/b + (gnd + gbo)/b mk = (0,3+0,10+0,0+0,+1,0) + 9,0/ (0,3 + 0,10 + 0,0)/ + (,0 + 0,30)/ mk = 1,9398 /m - Сеизмичка сила у попречном правцу: а) Решеткаст кровни везач S1 = K1 mk B/ l = 0,00 1,80,0/ 6,0 S1 = 11,91 б) Рамовски кровни везач S1 = K1 mk B/ l = 0,00 1,9398,0/ 6,0 S1 = 1,80-6-

9 1.3. Глобална квалитативна анализа оптерећења за халу Анализа меродавности сеизмичког оптерећења - Грубо свођење попречног ветра на меродавне силе у врху стуба: а) Решеткаст кровни везач W1 = qg,t,z Cpe, max l h/ = 0, 0,9 6,0 10,0/ = W = qg,t,z Cpe, min l h/ = 0, 0, 6,0 10,0/ = б) Рамовски кровни везач W1 = qg,t,z Cpe, max l h/ = 0, 0,9 6,0 9,0 = W = qg,t,z Cpe, min l h/ = 0, 0, 6,0 9,0 = 11,88 6,60 10,69,9 Попречни правац (главни попречни рам): еквивалентни коефицијенти сигурности - За комбинације са ветром (II случај оптерећења) II = 1,33 - За комбинације са сеизмиком (III случај оптерећења) III = 1,0 а) Решеткаст кровни везач ( S1)/(W1 + W) = ( 11,91)/(11,88 + 6,60) = 1,89 > 1,108 = 1,33/1,0 = II/ III б) Рамовски кровни везач ( S1)/(W1 + W) = ( 1,80)/(10,69 +,9) = 1,0 > 1,108 = 1,33/1,0 = II/ III Сеизмика се НЕ МОЖЕ занемарити при анализи оптерећења и димензионисању главног попречног рама хале! 1.3. Анализа могућности одизања крова а) Минимално стабилизирајуће дејство на кров min q = gkp + gkr = 0,3 + 0,10 = 0, /m б) Максимално дестабилизирајуће дејство на кров max q = qg,t,z (Cpe,min Cpi,max) = 0, (0,6 + 0,) = 0,3 /m min q > max q Не постоји могућност одизања крова! Меродавне реакције кранских носача на конзоле главних носача P1,maxL = 199,0 P,maxL = 00,0 P1,minD = 7, P,minD = 9,0 P1,L,Q = P,L,Q = 1/ Q (A - E)/A = 1/ 0 (0,0 1,6)/0,0 = P1,D,Q = P,D,Q = 1/ Q E/A = 1/ 0 1,6/0,0 = 11,0 10,0 P1D,odg = P1,minD + P1,D,Q = 7, + 10,0 = 67, PD,odg = P,minD + P,D,Q = 9,0 + 10,0 = 69,0-7-

10 Слика 1.. Крански носачи у меродавном положају за одређивање максималне реакције Rmax = P1,max 0, P,max 1,00000 = 199,0 0, ,0 1,00000 Rmax = 6,3 Rodg = P1,odg 0, P,odg 1,00000 = 67, 0, ,0 1,00000 Rodg = 8,7 Слика 1.6. Меродавне реакције кранског носача на конзоле главног носача 1. Анализа оптерећења за главни попречни рам хале Напомена: У анализи оптерећења се не разматрају сопствене тежине елемената који чине главни попречни рам хале, јер ће се оне аутоматски генерисати помоћу програма TOWER. 1) Оптерећење са крова ( gv = 6,0 m) Стално (gkp + gkr + gks) x gv = Снег s gv = Ветар споља qg,t,z Cpe,min x gv = qg,t,z Cpe,max x gv = Ветар изнутра qg,t,z Cpi,max/min x gv = (0,3 + 0,10 + 0,0) x 6,0 = 1,0 6,0 = 0, (-0,6) 6,0 = 0, (-0,) 6,0 = 0, ( 0,) 6,0 = 3,00 /m 6,00 /m -1,8 /m -1,3 /m 0,3 /m Одговарајуће концентрисане силе на местима рожњача, односно венчаница: G = 3,00,7 = 8, ( roz =,7 m) G/ = 3,00,7/ =,1 ( roz / = 1,37 m) S = 6,00,7 = 16,0 ( roz =,7 m) S/ = 6,00,7/ = 8, ( roz / = 1,37 m) -8-

11 Прорачун нагомилавања снега: 1 = 0,80 = 0,80 (30 + )/30 (0о 30о) за = 6,3o добија се: = 0,80 (30 + 6,3)/30 = 0,97 s1 = 1 s gv = 0,80 1,00 6,0 = s = s gv = 0,97 1,00 6,0 =,80 /m,8 /m Шематски приказ оптерећења од нагомиланог снега дат је на претходној скици. Ово оптерећење се такође преводи у одговарајуће концентрисане силе на горњем појасу главног носача хале (урађено коришћењем опција програма TOWER.). ) Оптерећење са фасаде ( gv = 6,0 m) Стално (gfo + gfr + gfs) gv = Ветар споља qg,t,z Cpe,min gv = qg,t,z Cpe,max gv = Ветар изнутра qg,t,z Cpi,max/min gv = (0,3 + 0,10 + 0,0) 6,0 = 0, 0, 6,0 = 0, 0,9 6,0 = 0, ( 0,) 6,0 = 3) Оптерећење по конзоли ( gv = 6,0 m) Стално (gnd + gbu) gv = Покретно Qmax = φ Rmax = Qodg = φ Rodg = 1,10 (,0 + 0,30) 6,0 = 16,0 1,30 6,3 = 30,0 1,30 8,7 = 110,0 ) Оптерећење од бочних удара На страни са Rmax BL = (Qmax/10)/φ = На страни са Rodg BD = (Qodg/10)/φ = (30,0/10)/1,30 = (110,0/10)/1,30 = ) Оптерећење од сеизмике (раније срачунато) Решеткаст кровни везач Рамовски кровни везач 3,00 /m 1,3 /m,38 /m 0,3 /m,60 8,0 S1 = 11,91 S1 = 1,80 У наставку (стране 11-0) ће бити приказани могући случајеви оптерећења главног носача хале. При генерисању комбинација оптерећења узети су у обзир услови по којима неке случајеве оптерећења није могуће комбиновати. Ови услови гласе: 1) Стално оптерећење делује у свакој комбинацији. ) Основно оптерећење снегом не делује истовремено са нагомиланим снегом. Такође, нити једно оптерећење од снега не може деловати истовремено са позитивном температурном променом. 3) Корисна оптерећења од мостних дизалица не могу деловати у пуном износу истовремено са леве и десне стране. Такође, оптерећење од бочних удара постоји само уколико постоји и корисно оптерећење од мостне дизалице. Ради лакшег генерисања комбинација оптерећења, у овом случају је додато случаја оптерећења у којима је суперпонирано деловање бочних удара и мостне дизалице. Услов је да се 6 оптерећења у којима фигурише мостна дизалица не могу међусобно комбиновати. ) Ветар не може истовремено деловати улево и удесно. Са тим у складу, ни ова оптерећења се не могу комбиновати. Такође, ветар изнутра постоји само уколико постоји ветар споља. И у овом случају је, ради лакшег генерисања комбинација оптерећења, извршено суперпонирање спољашњег и унутрашњег ветра и добијено је 6 случајева -9-

12 оптерећења у којима фигурише ветар. Нити једно од ових оптерећења се међусобно не може комбиновати. ) Ниједно од оптерећења ветром не може се комбиновати са сеизмичким оптерећењем. 6) Температурна промена не може у истом тренутку бити и позитивна и негативна, па се ни ова два случаја оптерећења не могу комбиновати. 7) Сеизмика не може истовремено деловати улево и удесно. На основу горе наведених услова, опцијама програма је генерисана укупно 1 комбинација оптерећења. Свакој комбинацији додељен је одговарајући коефицијент сигурности, у зависности од природе дејстава, а све у складу са важећим ЈУС прописима. Након тога извршена је контрола напона и стабилности, а резултати ове контроле приказани су на Страни 0. Такође, услови које мора задовољити попречни рам хале у погледу деформација су: 1) Максимални хоризонтални отклон стуба - Решеткаст главни везач hdop = h/10 = 1000/10 = 70,0 mm - Рамовски главни везач hdop = h/10 = 900/10 = 63,3 mm ) Максимални угиб ригле vdop = B/300 = 000/300 = 73,3 mm 3) Релативно размицање, односно примицање тачака у нивоу ГИШ-а - Провера се врши само за променљива оптерећења, јер се након монтаже свих елемената хале и опреме врши центрисање шине) Δhdop = 10,0 mm I СЛУЧАЈ ОПТЕРЕЋЕЊА = ОСНОВНА ДЕЈСТВА I Стално (g) II Снег III Снег Нагомилавање IV Дизалица Лево VII Дизалица Десно II СЛУЧАЈ ОПТЕРЕЋЕЊА = ОСНОВНА + ДОПУНСКА ДЕЈСТВА ОСНОВНА ДЕЈСТВА V Дизалица Лево Удар + VI Дизалица Лево Удар VIII Дизалица Десно Удар + IX Дизалица Десно Удар X Ветар Удесно XI Ветар Удесно Изнутра + XII Ветар Удесно Изнутра XIII Ветар Улево XIV Ветар Улево Изнутра + XV Ветар Улево Изнутра XVI Температура + XVII Температура III СЛУЧАЈ ОПТЕРЕЋЕЊА = ОСНОВНА + ДОПУНСКА + ИНЦИДЕНТНА ДЕЈСТВА ОСНОВНА ДЕЈСТВА ДОПУНСКА ДЕЈСТВА XVIII Сеизмика Улево XIX Сеизмика Удесно

13 P=8. P=16.0 P=16.0 P=8. P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=16.0 P=8. P=16.0 P=8. p=3.00 P=16.0 P=16.0 p=3.00 P=.1 P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=.1 p=3.00 P=16.0 P=16.0 p=3.00 P=.1 P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=8. P=.1 Оптерећење 1: Стално (g) Оптерећење : Снег

14 P=110.0 P=30.0 P=110.0 P=30.0 P=13.0 P=13.90 P=1.60 P=1.30 P=13.0 P=13.90 P=1.60 P=1.30 P=13.90 P=13.0 P=13.0 P=13.0 P=13.90 P=13.0 P=13.0 P=13.0 P=6.60 P=6.60 P=13.0 P=1.60 P=1.60 P=13.0 P=1.30 P=1.30 P=16.00 P=13.0 P=13.0 P=16.00 P=13.0 P=13.0 P=6.60 P=13.0 P=13.0 P=6.60 Оптерећење 3: Снег Нагомилавање Оптерећење : Дизалица Лево - 1 -

15 P=30.0 P=.60 P=110.0 P=.60 P=110.0 P=30.0 Оптерећење : Дизалица Лево Удар + P=110.0 P=8.0 P=110.0 P=30.0 P=30.0 Оптерећење 6: Дизалица Лево Удар - P=

16 P=30.0 P=30.0 P=110.0 P=110.0 Оптерећење 7: Дизалица Дес но P=30.0 P=.60 P=30.0 P=110.0 P=110.0 Оптерећење 8: Дизалица Дес но Удар + P=

17 P=110.0 P=30.0 Оптерећење 9: Дизалица Дес но Удар - P=110.0 P=30.0 P=8.0 P=8.0 Оптерећење 10: Ветар Удес но p= 1.3 p= 1.3 p= 1. 8 p= 1.3 p= 1.3 p= 1.3 p=1.3 p=.38 p=1.3 p= 1.3 p=.38 p=

18 Оптерећење 11: Ветар Удес но Изнутра + p= 1.8 p= 1.8 p=.1 1 p= 1.8 p= 1.8 p= 1.8 p=1.8 p=1.8 p=1.8 p= 1.8 p=1.8 p=.1 1 Оптерећење 1: Ветар Удес но Изнутра - p= p= p= 1.0 p= p= p= p=0.79 p=.91 p=0.79 p= p=.91 p=

19 Оптерећење 13: Ветар Улево p= 1.3 p= 1. 8 p= 1.3 p= 1.3 p= 1.3 p= 1. 8 p= 1.8 p= 1.8 p= 1.8 p=.1 1 p= 1.8 p= 1.8 p= 1.8 p=.1 1 p=.38 p=1.3 p=.38 p= 1.3 p=1.3 p= 1.3 p=1.8 p=1.8 p=1.8 p=1.8 Оптерећење 1: Ветар Улево Изнутра

20 Оптерећење 1: Ветар Улево Изнутра - p= p= 1.0 p= p= p= p= 1.0 p=.91 p=0.79 p=.91 p= p=0.79 p= Оптерећење 16: Температура + dt=1.0 0 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 dt=1.00 0dt 0 dt dt=1.0 0 dt=1.0 dt =1.0 0dt= dt= dt= = =.0 0 dt=1.0 0 dt=1 dt =1.0 0 dt=1 dt =1.0 0 dt=1 0 0dt 00 dt...0 0dt= dt=.0 0dt= dt= 1 1 = = dt dt =1 dt =1 =1 = dt =1 = = = = t t = =1 0 0 dt=. 0 0dt 00 d. 0 0 dt dt= d dt=1.00 dt dt= dt dt=1.00 dt=1.00 dt= dt dt=1.00 dt=1.00 dt=1.0 0 dt=1.0 0 dt=1.00 dt=

21 Оптерећење 17: Температура - dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt=-1.00 dt= dt=-1 0dt=-1 0dt=-1.0 0dt= dt.00dt=-1.00dt=-1 0 dt.00dt=-1.00dt=-1.00dt.00dt d =-1.0 d d =-1.0 d.0.0 ==.00dt=-1.00dt=-1.00dt= t=.00dt= t= t=. 00 t= dt dt =-1 dt = dt. 000 ==.0.0 = - 1 = = = = t t 0 t= = dt dt= dt dt= dt dt= dt = d dt= d dt=-1.00 d dt= dt Оптерећење 18: Сеизмика Улево P=1.80 P=1.80 P=11.91 P=

22 Оптерећење 19: Сеизмика Удесно P=1.80 P=1.80 P=11.91 P=11.91 На следећој слици приказан је резултат контроле стабилности у штаповима главног носача хале. Бројеви поред штапова представљају степен искоришћења напона у носачу. Са приложене слике се може закључити да су напони боље искоришћени код рамовског главног носача. Разлог је у томе што су код варијанте са решеткастом риглом меродавне деформације, па су и елементи са тим у складу морали бити нешто већих димензија. Може се приметити и да је код рамовског типа у штаповима ригле прекорачен максимални допуштени напон за 7%, али овај проблем би се решио постављањем вута на местима споја ригле са стубовима. Иначе, сви штапови су моделовани као штапови константног попречног пресека (B!)(I! ) Kontrola stabilnosti - 0 -

23 Opt. 61: [Sve Kombinacije] 0-60 Следећа слика приказује анвелопу померања врхова главних стубова у попречним рамовима хале. Величине померања су приказане у mm hmax, ram = 0,98 mm < hdop = 63,3 mm hmax, resetka = 63,0 mm < hdop = 70,0 mm Uticaji u gredi: max Xp= 6.71 / min Xp= m / 1000 У следећој табели дат је преглед усвојених профила при моделовању, и процењена укупна тежина главних носача хале: Р Е Ш Е Т К А Горњи појас Испуна Доњи појас Једноделни стуб Горњи део вишеделног стуба Доњи део вишеделног стуба Профил HOP 10 x 10 x HOP 100 x 80 x HOP 10 x 10 x HEA 30 Дужина [m],0,0,60 10,00 Тежина [kg/m] 0,9 10,60 0,9 97,60 Укупно [kg] 9,, 933,9 976,00 HEA 30 10,00 97,60 976,00 HEA 0 10,00 166, ,00 УКУПНО: 606,91 kg Р А М Ригла Једноделни стуб Горњи део вишеделног стуба Доњи део вишеделног стуба Профил IPE 600 HEA 30 HEA 30 HEA 0 Дужина [m],0 9,00 8,00 10,00 Тежина [kg/m] 1,00 10,00 10,00 10,00 Укупно [kg] 39,0 9,00 80,00 100,00 УКУПНО: 877,0 kg На основу претходне анализе доноси се одлука да се за главни носач хале усвоји решеткасти носач, зглобно ослоњен на укљештене стубове. Даља разматрања у оквиру овог Пројекта ће се односити само на усвојено конструктивно решење. У наставку текста следи димензионисање носећих елемената челичне конструкције. - 1

24 . Димензионисање носећих елемената челичне конструкције.1 Крански носач (POS ND) - Крански носач је статичког система просте греде, распона L = 6,0 m. - Коефицијент удара: φ= Коефицијент изравнања: = Дозвољени угиб кранског носача: fdop = L/70 = 6000,0/70 = 8,0 mm - Горња ножица кранског носача је континуално бочно придржана спрегом за бочне ударе од челичног лима. Попречна укрућења се предвиђају на сваких L/6 = 1000 mm..1.1 Анализа оптерећења g = 3,0 /m (сопствена тежина носача заједно са шином, укрућењима, делом спрега за бочне ударе и евентуалним корисним оптрећењем на ревизионој стази) Карактеристике крана Q=0 A=0,0 m L=600 mm P1,max = 199,0 P1,min = 7, P,max = 00,0 P,min = 9,0 E=F=1600 mm За димензионисање је меродаван I случај оптерећења. dop = 16,0 / dop = 9,0 / w, dop = 1,0 / Максимални утицаји у носачу 1) Случај са две силе на носачу: max M1 =? a1 =,9 m R = 399,0 M1 l = 0 399,0 6,0,9 max M ,m 6,0 - -

25 max M =? a = -,308 m R = 399,0 Ml = 00,0 x,60 = 90,0 m 399,0 6,0,308 90,0 6,9m 6,0 max M abs Mmax = 6,90 m ) Случај са једном силом на носачу Меродаван положај је када се већа сила нађе у средини распона, као на слици: Mmax = 00,0 x 1,0 = 300,0 m Закључујемо да је за димензионисање меродаван други случај, са једном (већом) силом на носачу, у средини распона l = 6,0 m (P = 00 ). Mp = 300,0 m Tp, odg = 00,0 x 0, = 100,0 Mg = 1,0 x ql/ = 1,0 x (3, x 6,0)/ = 1,7 m Tg, odg = ql/ 3,0 x q = (3, x 6,0)/ 3,0 x 3, = 0 Mmax = x Mg + φ x Mp = 1,10 x 1,7 + 1,30 x 300,0 Mmax = 07,3 m Todg = x Tg, odg + φ x Tp, odg = 0 + 1,30 x 100,0 Todg = 130,0-3 -

26 Максимална трансверзална сила Tp = 1,0 x 00,0 + 0,33 x 199,0 = 6,3 Tg = ql/ = (3, x 6,0)/ = 10, Tmax = x Tg + φ x Mp = 1,10 x Tg + 1,30 x Tp Tmax = 331,9.1. Обликовање попречног пресека W pot M max 07, dop 16 Усваја се вруће ваљани профил IPE600 са следећим карактеристикама: Iy = 9080 Iz = 3390 h = 600 mm b = 0 mm tw = 1 mm tf = 19 mm Wy = Wz = Sy = iy =,3 iz =, Контрола напона 1) Контрола напона на месту максималног момента M max 07, ,7 16,0 dop Wy 3070 Todg S y I y tw 130,0 1760,0,07 9,0 dop , ) Контрола упоредног напона x xz M max hw 07, , 1,3 16,0 dop Iy 9080 Tmax S y, 0 I y tw h t S y, 0 t f b f w f 6, 1,9 1,9 - -

27 Sy,0 = 11,3 3 xz ,3 1,3 dop , Напон услед локалног притиска точка дизалице: beff 3, 3 I y, f (шина није заварена) tw Шина тип 9. Iy,s = 1819 I y, f I y,s bf t f ,93 1 I y, f 1831,6 beff 3, 3 z 1831,6 36,8 1, P 1,30 00,88 dop beff t w 36,8 1, xz 0, z 0,,88 1,18 dop u x z x z 3 ( zx xz ) u 1,3,88 1,3,88 3 (1,18 1,3) 1,68 dop 3) Контрола напона на месту максималне трансверзалне силе Tmax S y I y tw 331,9 1760,9 dop ,.1. Контрола деформација max f,0 M l,0 ( Mg Mp) l,0 (300,00 1,7) ,67 f dop 8 EI y 8 EI y Контрола носача на бочно-торзионо извијање Носач је у горњој (притиснутој) зони континуално бочно придржан спрегом за бочне ударе од челичног лима, па ову контролу није неопходно вршити. -

28 .1.6 Контрола стабилности Распоред попречних укрућења приказан је на следећој слици: Контрола стабилности ребра у ПОЉУ 1 a = 1000 mm b = 6 mm = a/b = 1000/6 = 1,779 > 1 T = 331,9 T* = 1,0 x T = 1,0 x 331,9 = 98,0 k,3,0,0,3 6,603 1,779 E , tw E 8,6 1(1 ) b 1(1 0,3 ) 6, kr k E 6,603 8,6 7,1 fy p,0 0,9 0,7 7,1 3 kr 3 p 1,0 u c p fy u 1, 1,0 fy 3 fy 3 3 fy (c = 1,) 3 Усвојено: u * fy 3,0 13,86 3 T * S y I y tw 98, ,93 u , - 6 -

29 Контрола стабилности ребра у ПОЉУ 3 a = 1000 mm b = 6 mm = a/b = 1000/6 = 1,779 > 1 T = 130,0 М = 07,3 m T* = 1,0 x T = 1,0 x 130,0 = 19,0 M* = 1,0 x M = 1,0 x 07,3 = 611,0 m * M * b 611,0 6, 18,6 Iy 9080 = -1 K = 3,9 E , tw E 8,6 1(1 ) b 1(1 0,3 ) 6, kr k E 3,9 8,6 06,81 p fy kr,0 0,31 0,7 06,81 p 1,0 k 3,9 1,779 7,67 Важи критеријум чистог избочавања! u (1 f ) p f c 1 u c u f y f y c 1, 0, 1, c 1, 0, 1,0 1, Усвојено c = 1, u 1, 1,0 f y 1, f y f y,0 Усвојено u = fy * 18,6 u НИСУ ПОТРЕБНА ПОДУЖНА УКРУЋЕЊА РЕБРА! - 7 -

30 ,0,0,3 6,603 1,779 k,3 kr k E 6,603 8,6 7,1 fy p kr 3,0 0,9 0,7 7,1 3 p 1,0 u 1, 1,0 fy 3 fy 3 Усвојено: fy u * 3,0 13,86 3 T * S y I y tw 19, ,11 u , Контрола упоредног напона * * 18,6 3,11 0,6 1,0 u u,00 13, Прорачун ослоначког попречног укрућења А =,0 x 0,8 + 1, x 1, = 3,88 I i 3 0, ,1 3,88 li = 0,7 x b = 0,7 x 6, =,1 li,1 9,3 i,1 9,3 0,100 0, v 9,9 =1 i, dop = x dop = 16,0 / - 8 -

31 Tmax 331,9 9, i,dop 16,0 A 3,88 Oслоначко попречно укрућење је чеона плоча 0 x 8 mm. Контрола напона у шавовима aw = mm VII lw = 100 x aw = 100 x,0 = 00 mm < 6 mm = hw R 331,9 10,37 w,dop 1,0 lw aw 0 0,.1.8 Прорачун попречног укрућења у пољу А = 10, 0,+1, ( 18+0,) А =, I 3 0, 1,3 18 8,9 1 1 li=0,7 x b = 0,7 x 6, =,1 Према ISO/TC 167/SC1 N13 попречна укрућења на размаку а морају задовољавати следећи момент инерције: stv I > min I = 0,1 bt3 kt h 6 1 kt 0 a 1000 min I = 0,1 6, 1,3 0 = 19, Горе наведени услов је задовољен! - 9 -

32 . Поклапача калканског зида (POS P)..1 Анализа оптерећења 1. Стално оптерећење са крова g = gkp+gkr+gks+ggv = (0,3+0,10+0,0+0,10) g = 0,60 /m s = 1,00 /m. Снег 3. Ветар максимално притискујуће дејство qg,t,z (Cpe,min-Cpi,max) = 0, (-0,+0,) = 0,13 /m - Ветар није меродаван, јер не додаје верикално оптерећење на поклапачу, већ увек делује повољно! Припадајућа ширина за поклапачу износи = 3,00 m. Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. gmer = (g+s) = (0,60+1,00) 3,00 =,80 /m.. Пресечне силе Поклапача калканског зида се зглобно ослања на секундарне фасадне стубове у калкану. Статички систем је проста греда, распона l =,0 m. Максимални момент савијања: M y,max g mer l,80,0 18,1m 8 8 Реакције просте греде: Rpk = gmer l/ =,80,0/ = 13,..3 Димензионисање Усваја се вруће ваљани профил HЕА10 са следећим карактеристикама: А= 31, h = 133 mm b = 10 mm Iy = 1030 Iz = 389 It = 8,16 tw =, mm tf = 8, mm max max M y,max Wy T Sy I y tw Wy = 1 3 Wz =,6 3 Sy = 86,7 3 iy =,73 iz = 3, 18, ,71 16,0 dop 1 13,0 86,7,0 9,0 dop ,

33 .. Контрола деформација f max g l, mer,6,7 f dop 38 EI y Контрола поклапаче на бочно торзионо извијање lt = 0 lz = 7 p Sy Wy 86,7 1,119 1 lt W y DV T G E I z I t 1, ,16 30, A f b f t f 1 0,8 11,90 Aw A A f 31, 11,9 7,60 ikz bf Af kz lz 7 67,63 ikz z 3,8 1,1 1 DW A f Aw / ,9 3,8 1 11,9 7,6 / 6 E 1000,31 67,63 kz 7 8,16 l I K 1 0,16 z t 1 0,16,399 h Iz 13, ,6 K K,399 0,6 0,6,399 0,6 0,781 cr DV DW 0,781 30,33,31,8 D P fy cr 1,119 0,79,8 1/ n 1 (n ) D 1 n D 1/ 1 D 1 0,79 0,86 D p D f y 1,119 0,86,0,7 max 11,

34 .3 Фасадна ригла у калкану (POS FR).3.1 Анализа оптерећења 1. Стално оптерећење са фасаде g = gfo+gfr+gfs = (0,3+0,10+0,0) g = 0,0 /m w = qg,t,z (0,9+0,) = 0, 1,1 w = 0,8 /m. Ветар Припадајућа ширина за риглу износи = 3,00 m. Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. gmer = g = 0,0 3,00 = 1,0 /m wmer = w = 0,8 x 3,00 = 1, /m.3. Пресечне силе Фасадна ригла у калкану се зглобно ослања на фасадне, односно главне стубове у калкану. Статички систем је проста греда, распона l =,0 m. Максимални момент око y-y осе: My w l 1,,0,8m 8 8 Максимални момент око z-z осе: Mz g l 1,0,0,67m Димензионисање Усваја се HOP 10x10x, са следећим карактеристикама: Iy = Iz = max My Wy Wy = Wz = 7,66 3 M z,8 100, ,7 16,0 dop Wz 7,66 7,66.3. Контрола деформација fy w l 1, ,81 38 EI y fz g l 1, ,88 38 EI z max f f y f z 1,81 1,88,61,7 0 f dop

35 . Фасадна ригла у подужном зиду ()..1 Анализа оптерећења 1. Стално оптерећење са фасаде g = gfo+gfr+gfs = (0,3+0,10+0,0) g = 0,0 /m w = qg,t,z (0,9+0,) = 0, 1,1 w = 0,8 /m. Ветар Припадајућа ширина за риглу износи = 3,00 m. Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. gmer = g = 0,0 3,00 = 1,0 /m wmer = w = 0,8 3,00 = 1, /m.. Пресечне силе Фасадна ригла у калкану се зглобно ослања на стубове главних везача у подужном зиду. Статички систем је проста греда, распона l = 6,00 m. Максимални момент око y-y осе: My w l 1, 6,00 6,m 8 8 Максимални момент око z-z осе: Mz g l 1,0 6,00 6,7m Димензионисање Усваја се HOP 10x10x са следећим карактеристикама: Iy = Iz = 661, max My Wy Wy = Wz = 9,1 3 M z 6, 100 6, ,0 16,0 dop Wz 9,1 9,1.. Контрола деформација fy w l 1, ,76 38 EI y , fz g l 1, ,8 38 EI z , max f f y f z 1,76 1,8,3 3, f dop

36 . Фасадни стуб у калкану (POS FS) За анализу је меродаван највиши стуб, чији је врх у слемену. Системна висина стуба је 11,0 m...1 Aнализа оптерећења 1. Стално оптерећење. Ветар Opt. 3: I+II са фасаде g = gfo+gfr+gfs = (0,3+0,10+0,0) g = 0,0 /m са поклапаче Rpk = 13,0 Rpk = 6,0 w = qg,t,z (0,9+0,) = 0, 1,1 w = 0,8 /m Припадајућа ширина за један стуб износи =,0 m. gmer = g = 0,0,0 =,7 /m wmer = w = 0,8 x,0 =,66 /m.. Пресечне силе Статички систем фасадног стуба у калкану за дејство ветра је Г-штап, укљештен у темељ на коти -0,0 m. Поред темеља, стуб се у врху ослања на попречни кровни спрег (на коти +11,0). Дакле, системна висина Г-штапа износи 11,70 m. На следећој слици приказани су дијаграми пресечних сила у стубу: N1 T M Хоризонтална реакција услед оптерећења ветром која се преноси у темељ стуба: RA = 19, Момент савијања услед оптерећења ветром која се преноси у темељ стуба: МA =,1 m Хоризонтална реакција услед оптерећења ветром која се преноси у попречни кровни спрег: RB = 11,67 Максимални момент савијања у стубу услед оптерећења ветром износи: Mmax =,1 m Uticaji u gredi: (1-) [], T [], M3 [m] МаксималнaN1апсолутна вредност нормалне силе у стубу услед вертикалног оптерећења: Nmax = 8,8-3 -

37 ..3 Контрола напона За димензионисање је меродаван ПРВИ случај оптерећења, јер се ветар посматра као доминантно оптерећење за овај елемент конструкције. Усваја се вруће ваљани профил HEA00 са следећим карактеристикама: А= 3,8 h = 190 mm b = 00 mm Iy = 3690 Iz = 130 It = 1,1 tw = 6, mm tf = 10 mm Wy = Wz = 13 3 Sy = 1 3 iy = 8,8 iz =,98 liy = 0,707 l = 0, = 87 liz = 70 (отвор у калкану висине,0 m) y z liy iy y 99, ,88 y 1,07 8,8 v 9,9 liz 70 9,38 9,38 y z 1,016 i z,98 v 9,9 max N max M max 8,8,1 100 I 1,76 16,0 dop A Wy 3,8 389 Сходно тачки 3..1 JUS U.E7.096 (нема момента савијања око слабије z-z осе) треба да буде задовољен услов: k ny ( z ) N k my My dop Размак тачака бочног придржавања: Размак виљушкастих ослонаца: lz = 70 lt = 1170 y = 0,339 (крива извијања B) z = 0,89 (крива извијања C) N = Nmax/A = 8,8/3,8 = 1,089 / N 1,089 0,0680 dop 16,0 k ny 1 k nz 1 y ( y 0,) 1 y z ( z 0,) Усвојено: 1 z 1 0,339 (1,07 0,) 1,3 1 1,07 0, ,89 (1,016 0,) 1,9 1 1,016 0,0680 kn = max{kny; knz} = max{1,3; 1,9} = 1,9-3 -

38 За притиснут стуб, чији су крајеви бочно релативно померљиви може се апроксимативно користити прорачун са изразима из JUS U.E7.096 при чему је y = 0,8. k my y 1 y fy D 0,8 0,9 1 k my 1 1 1,07 0,0680? Контрола носача на бочно торзионо извијање: p Sy Wy DV T 1 1, G E I z I t 1, ,1 16,9 lt W y A f b f t f 0 1,00 0,0 Aw A A f 3,8 0 13,8 ikz kz bf Af A f Aw / 6 1 lz ikz z DW 0 1 0,7 0 13,8 / ,18,7 1,1 E , kz 1,1 l I 70 K 1 0,16 z t 1 0,16, h Iz 0,6 K K,03 0,6 0,6,03 0,6 0,819 cr DV DW 0,819 16,9 31, 9,6 D P fy cr 1,10 0,9 9,6 1/ n 1 (n ) D n 1 D 1 D 1 0,9 1/ 0,

39 D p D f y 1,10 0,71,0 19,6 fy D 1,1 19,6 Контрола услова из JUS U.E7.096: 1,9 1,089 1,0 1,1, ,81 dop 389 Контрола смичућих напона: Tmax S y I y tw 19, 1 1,7 dop ,6.. Контрола деформација fy w l, ,9,8 f dop 369 EI y Угаони стубови у калкану (POS GS1, POS GS3) Као што је раније речено, калканска конструкција формирана је од главних стубова који су идентични стубовима из главног попречног рама хале. Стубови су укљештени у темеље на коти -0,0 m. Ови стубови примају хоризонталне утицаје (ветар, сеизмика) у равни калканске конструкције. Како је утицајна површина за калканску конструкцију двоструко мања од утицајне површине за главни попречни рам хале, следи да су ови стубови у попречном правцу двоструко мање оптерећени хоризонталним утицајима него стубови у главном попречном раму хале. Са тим у складу, није потребно вршити поновни прорачун ових стубова, већ констатујемо да ће ови стубови бити у могућности да прихвате све утицаје у равни калкана. Такође, овакво конструктивно решење искључује потребу за формирањем вертикалних спрегова у равни калкана

40 .7 Типска међурожњача и венчаница () Типска међурожњача је континуални носач распона 9 x l = 9 x 6,0 =,0 m..7.1 Анализа оптерећења 1. Стално оптерећење са крова g = gkp+gkr+gks = (0,3+0,10+0,0) g = 0,0 /m s = 1,00 /m. Снег 3. Ветар максимално притискујуће дејство qg,t,z (Cpe,min-Cpi,max) = 0, (-0,+0,) = -0,13 /m - Ветар није меродаван, јер не додаје верикално оптерећење на рожњаче и венчанице, већ увек делује повољно! Припадајућа ширина за рожњачу износи =,7 m. Припадајућа ширина за венчаницу износи = 1,37 m. Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. Прво ћемо извршити димензионисање типске међурожњаче. gmer = (g+s) = (0,0+1,00),7 =,1 /m.7. Оптерећење међурожњаче а) Управно на кровну раван: q y q mer cos,1 0,991,10 m б) У равни крова: q z q mer sin,1 0,108 0, m.7.3 Пресечне силе На основу прорачуна по теорији пластичности, који се може применити за прорачун рожњача, дијаграм момената My изгледа као на следећој слици:

41 а) Моменти у крајњим пољима: qy l,10 6,0 13,m б) Моменти у средњим пољима: M y,e M y,i qy l 16,10 6,0 9,m 16 У циљу осигуравања пројектованог геометријског облика рожњача, као и у циљу спречавања бочно торзионог извијања рожњаче у фази монтаже, предвиђено је уграђивање затега на срединама распона рожњаче (слика доле), тј. на: l 6,0 3,0m а) Моменти у крајњим пољима: q z l 0, 6,0 0,37 m б) Моменти у средњим пољима: M z,e M z,i qz l 0, 6,0 0,m

42 .7. Контрола напона Усваја се вруће ваљани профил IPE180 са следећим карактеристикама: А= 3,9 h = 180 mm b = 91 mm Iy = 130 Iz = 101 It =,80 Wy = 16 3 Wz =, 3 Sy = 83, 3 iy = 7, iz =,0 tf = 8,0 mm max M y,e Wy M z,e 13, 100 0, ,86 16,0 dop Wz 16,.7. Контрола деформација а) Угиб у средњем пољу К=1,33 ly = 600 fy K qy ly 1,33 Iy lz = 300,10 6,0,3mm 130 qz lz 0, 3,0 1,33 0,8mm Iz 101 fz K f f y f z,3 0,8,37mm 30mm l 600 f dop а) Угиб у крајњем пољу К=3,0 ly = 600 fy K qy ly fz K f Iy qz l y Iz lz = 300 3,0,10 6,0 1,mm 130 3,0 0, 3,0 1,10mm 101 f y f z 1, 1,10 1,9mm 30mm l 600 f dop Контрола стабилности рожњаче на бочно торзионо извијање: liy = 600 liz = 300 y liy iy z lz = 300 lt = ,86 80,86 y 0,870 7, 9,9 liz ,3 16,3 z 1,7 iz,0 9,9-0 -

43 A f b f t f 9,1 0,8 7,8 Aw A A f 3,9 7,8 9,3 ikz bf Af kz lz ,89 ikz z,38 1,1 A f Aw / 6 1 9,1 1 7,8,38 7,8 9,3 / 6 G E I z I t 1, ,80 11,3 lt W y DV T DW E ,66 118,89 kz l I 300,8 K 1 0,16 z t 1 0,16 3,060 h Iz ,6 K K 3,060 0,6 0,6 3,060 0,6 0,81 cr DV DW 0,81 11,3 1,66 1,87 p Sy Wy P fy D cr 83, 1, ,10 1,313 1,87 1/ n 1 D 1 n D (n ) 1/ 1 D 1 1,313 0,0 D p D f y 1,10 0,0,0 13,73 max fy D M y,e Wy M z,e 13, 100 0, ,86 13,73 D Wz 16,,0 1,78 13,73-1 -

44 .7.7 Димензионисање затега Распоред затега приказан је на следећој слици: tg 7 0,917 sin 0,677 l 300 Z1 = 1, qz l/ = 1, 0, 3,0 Z1 = 1,69 Zn Z1 1 1,69 1, sin 0,677 Z1 As z,dop As = испитни пресек затеге Аs (0,89) / z,dop = 11 / (0,89) d Z 1 0,136 z,dop 1 0,136 d 0,0 0,89 Усвајају се затеге 10 mm у средини распона l = 6,0 m..7.8 Монтажни наставак рожњаче Настављање рожњача се врши у близини сваког ослонца, тј. везача. Удаљење наставка од ослонца је обично 0,1 0,0 l. Наставак се димензионише према следећим моментима: M y,nast q y li 3,10 6,0,61m 3 q z li 0, 6,0 0,13m занемарити M z,nast Наставак ће бити извршен чеоним плочама и преднапрегнутим завртњевима М1 l, класе чврстоће 10.9 са Fp 0. За тзв. кратку чеону плочу као на слици, са краком сила hsy = 136mm - удаљење од осе затегнутих вијака који преносе силу затезања Z до нападне линије силе притиска D у средини ножице рожњаче IPE180, величине сила су: - -

45 hsy = 180,0 0,0-8,0/ = 10,0,0 = 136 mm Z(M y ) D Дебљина чеоне плоче: M y,nast hs, y,61 33,90 0,136 t 1, d = 1, 1, = 18 mm За усвојена М1 l са Fp 0 (без припреме површине) на један затегнут вијак М1 отпада: Z1 Z 33,90 16,9 30, 0,8 36 As t,dop Ft.7.9 Контрола рожњаче на одизање ветром а) Минимално стабилизирајуће дејство на рожњачу min q = gkp + gkr = 0,3 + 0,10 = 0, /m б) Максимално дестабилизирајуће дејство на рожњачу max w = qg,t,z (Cpe,min Cpi,max) = 0, (0,6 + 0,) = 0,3 /m Не постоји опасност од одизања рожњаче!.7 Решеткаста рожњача у средњој подужној равни хале (1) Прихватање хоризонталних реакција попречног кровног спрега и њихово преношење до вертикалног спрега за ветар и кочење у средњој подужној равни хале потребно је извршити помоћу посебно конструисане рожњаче у средњој подужној равни хале. Како раније срачуната типска међурожњача није у стању да прихвати значајну средњу реакцију попречног кровног спрега, одлучено је да се ова рожњача конструише у виду решеткастог носача. Системна висина решеткасте рожњаче одговара растојању од врха стуба У СРЕДИНИ до доњег појаса решеткастог носача (h = 1,0 m). Статички систем је проста греда, чији распон одговара размаку главних попречних рамова, тј. l = 6,0 m

46 .7.1 Анализа оптерећења Opt. 1: Vetar (g) 1. Стално оптерећење са крова g = gkp+gkr+gks = (0,3+0,10+0,0) g = 0,0 /m s = 1,00 /m. Снег 3. Ветар максимално притискујуће дејство qg,t,z (Cpe,min-Cpi,max) = 0, (-0,+0,) = -0,13 /m - Ветар није меродаван, јер не додаје верикално оптерећење на рожњаче и венчанице, већ увек делује повољно! R = 3,3 = 6,68. Реакција попречног кровног спрега Припадајућа ширина за рожњачу износи =,7 m. Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. gmer = (g+s) = (0,0+1,00),7 =,1 /m.7.3 Пресечне силе Дијаграм нормалних сила у решеткастој рожњачи: Горњи појас овог носача чине два профила IPE180 (раније усвојено за типске међурожњаче ) који су међусобно спојени одговарајућим кутијастим профилом. Штапови испуне и доњег појаса се такође предвиђају од кутијастих профила. Како са дијаграма видимо да су величине пресечних сила у доњем појасу и у штаповима испуне веома мале, то ће се величине ових штапова усвојити из услова максималне дозвољене виткости за конструктивне елементе ( max = 0). Штапове горњег појаса је потребно димензионисати као ексцентрично притиснуте елементе, обзиром да се у њима јављају моменти савијања (приказани при анализи пресечних сила у типским међурожњачама) од вертикалног оптерећења са крова, као и аксијална сила од реакције попречног кровног спрега. Детаљно димензионисање елемената решеткасте рожњаче није предмет овог Пројекта. - -

47 3. Димензионисање главног попречног рама хале 3.1 Решеткасти носач Анализа оптерећења Детаљна анализа оптерећења за главни попречни рам хале дата је у фази усвајања економичнијег варијантног решења. Сада ћемо искористити раније дату анализу Статички утицаји Главни решеткасти носач хале састоји се од две решетке од кутијастих хладно обликованих профила, које се зглобно ослањају на конзолне главне стубове. Диспозиција главног решеткастог носача је приказана на следећој слици: Прорачун статичких утицаја је извршен у програмском пакету TOWER 6. При прорачуну су искоришћени резултати анализе оптерећења дате у првом делу овог Пројекта. Приликом моделирања решеткастог носача су све везе у чворовима претпостављене као зглобне. Ово је урађено из разлога што је уобичајено да се утицај секундарних момената у штаповима занемарује при димензионисању. Такође, моделирање и прорачун је извршен уз претпостављање следећих попречних пресека штапова: На следећим сликама приказане су анвелопе дијаграма пресечних сила у штаповима главног решеткастог носача. Са дијаграма се може закључити да је горњи појас решетке увек притиснут, док је доњи појас увек затегнут, што су битни параметри за димензионисање штапова. Треба напоменути да ће се горњи и доњи појас изводити као штапови константног попречног пресека, а у случају штапова испуне ће бити извршена оптимизација попречног пресека, у складу са величином пресечних сила. - -

48 Пресечне силе у доњем појасу: Opt. 61: [Sve Kombinacije] Opt. 61: [Sve Kombinacije] Пресечне силе у штаповима испуне: Uticaji u gredi: max N1= 7.7 / min N1= Пресечне силе у горњем појасу: Uticaji u gredi: max N1= 7.7 / min N1= Димензионисање горњег појаса Максимална нормална сила је у штаповима 3,,, 6 Nmin = 98,07 (Стално + Снег + Дизалица Лево) ПРВИ случај оптерећења Uticaji u gredi: max N1= 7.7 / min N1= Дужине извијања: liy = liz = 76 Усваја се HOP 10x10x са следећим карактеристикама: iy = iz =,0 A = 6,67-6 -

49 li 76 0, 0, 0,0 i,0 v 9,9 = 0,89 (крива извијања C) 1 ( 0,) 1 0,89(0, 0,) 0, 1,8 1,8 1,8 0, i, dop dop 0, ,13 0,81 Контрола напона: N min 98,07 11,18 13,13 i,dop A 6, Димензионисање доњег појаса Максимална сила затезања је у штаповима 3, Nmax = 7,7 (Стално + Снег) ПРВИ случај оптерећења С обзиром да доњи појас не може бити притиснут ни у једној комбинацији оптерећења, потребно је извршити контролу напона, као и контролу виткости штапа доњег појаса која не сме бити већа од 300. Ради смањења дужине извијања доњег појаса управно на раван решетке предвиђа се постављање косника у средини сваке решетке, чиме ће се доњи појас везати за слеме главног везача. Дужине извијања: у равни решетке: liy,max = 0 Управно на раван решетке: liz = 1100 Усваја се HOP 10x10x са следећим карактеристикама: iy = iz =,7 max A = 18,3 liz ,1 300 i,7 Контрола напона: max N max 7,7 1,03 16,0 dop A 18,3-7 -

50 3.1. Димензионисање штапова испуне 1) Штапови 37, 1,, 6 Штапови су затегнути, Nmax = 10,1 (Стално + Снег + Дизалица Десно) Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. Дужине извијања: liy = liz = 93 Усваја се HOP 100x80x са следећим карактеристикама: A = 13,3 imin = iy = 3,17 li max imin 93 9, 300 3,17 Контрола напона: max N max 10,1 1,77 16,0 dop A 13,3 ) Штапови 18,, 8, 3 Штапови су притиснути, Nmin = 90,31 (Стално + Снег) Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. Дужине извијања: liy = liz = 318 Усваја се HOP 100x80x са следећим карактеристикама: A = 13,3 imin = iy = 3,17 max li imin ,3 100,3 max 1,080 3,17 v 9,9 = 0,89 (крива извијања C) 1 ( 0,) 1 0,89(1,080 0,) 1,080,97,97,97 1,080 i,dop dop 0,9 16 7,9 0,9 Контрола напона: max N min 90,31 6,76 7,9 i,dop A 13,3 3) Штапови 17, 0, 3, 6, 7, 30, 33, 36 (вертикале) Штапови су притиснути, Nmin =, (Стално + Снег) Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. Максималне дужине извијања: liy,max = liz,max =

51 Усваја се HOP 80x60x3 са следећим карактеристикама: A = 7,81 imin = iy =,37 max li imin ,17 80,17 max 0,863,37 v 9,9 = 0,89 (крива извијања C) 1 ( 0,) 1 0,89(0,863 0,) 0,863,069,069,069 0,863 i,dop dop 0, ,97 0,63 Контрола напона: max N min, 3,7 9,97 i,dop A 7,81 ) Штапови 19, 1,,, 9, 31, 3, 3 Штапови су затегнути, Nmax = 31,8 (Стално + Снег) Меродаван је ПРВИ случај оптерећења. Максималне дужине извијања: liy = liz = 3 Усваја се HOP 80x60x3 са следећим карактеристикама: imin = iy =,37 max li imin A = 7, , 300,37 Контрола напона: max N max 31,8,01 16,0 dop A 7, Димензионисање монтажних наставака штапова Због великог габарита решеткастог носача, који превазилази капацитет стандардних транспортних средстава, предвиђено је да се решеткаста конструкција изради из 6 монтажних комада. Наставци се изводе са чеоним плочама које се спајају помоћу високовредних завртњева класе чврстоће 10.9 без контролисане силе притезања (Fp 0). Положај монтажних наставака је приказан на следећој слици (бројеви означавају бројеве штапова): - 9 -

52 1) Монтажни наставак горњег појаса (N1) штапови 3, 6, 11 и 1 Горњи појас увек је оптерећен силама притиска. Максимална сила притиска у горњем појасу износи: Nmin = 98,07 (Стално + Снег + Дизалица Лево). Дакле, за димензионисање је меродаван ПРВИ случај оптерећења. Усваја се чеона плоча дебљине dpl = 1 mm и завртњеви М (Fp 0), који су конструктивног карактера. Притискујућа сила Nmin се преноси прего належних површина чеоних плоча Решење монтажног наставка дато је на следећој слици: Шав за везу горњег појаса и чеоне плоче: Усваја се угаони шав заварен у круг по читавом обиму пресека, дебљине mm, чија је носивост: Fw = aw lw w,dop = 0, ( 1,0) 1,0 = 336,0 > 98,07 = Nmin ) Монтажни наставак дијагонале (N) штапови 1 и 3 Наведене дијагонале су увек затегнуте. Максимална сила затезања у овим штаповима износи: Nmax = 18,83 (Стално + Снег) Дакле, за димензионисање је меродаван ПРВИ случај оптерећења. Усвајају се високовредни завртњеви М (Fp 0) чија носивост на затезање (за први случај оптерећења) сходно тачки 7.. стандарда JUS U.E7.10 износи: - 0 -

53 Ft,dop = t,dop As = 36,0 0,83 = 30,3 Потребан број ових завртњева је: n N max 18,83 0,6 Ft,dop 30,3 Усваја се М (Fp 0). Усваја се чеона плоча дебљине dpl=1,d = 1, 1,0 = 18mm. Решење монтажног наставка је дато на следећој слици: Шав за везу дијагонале и чеоне плоче: Усваја се угаони шав заварен у круг по читавом обиму пресека, дебљине 3mm, чија је носивост на затезање: Fw = aw lw w,dop = 0,3 (8,0 + 6,0) 1,0 = 100,8 > 18,83 = Nmax Прорачун чеоне плоче: max pl 0, N max e 0, 18,83, 6 7,8 16,0 W 8,0 1, 3) Монтажни наставак доњег појаса (N3) штапови 38, 0, 3 и Доњи појас решеткастог носача је увек затегнут. Максимална сила затезања износи: Nmax = 7,7 (Стално + Снег) Дакле, за димензионисање је меродаван ПРВИ случај оптерећења. Усвајају се високовредни завртњеви М (Fp 0) чија носивост на затезање (за први случај оптерећења) сходно тачки 7.. стандарда JUS U.E7.10 износи: Ft,dop = t,dop As = 36,0 1,7 = 6, - 1 -

54 Потребан број ових завртњева је: n N max 7,7,87 Ft,dop 6, Усваја се 8М (Fp 0). Усваја се чеона плоча дебљине dpl=1,d = 1, 16,0 = mm. Решење монтажног наставка је дато на следећој слици: Шав за везу доњег појаса за чеону плочу Угаони шав по читавом обиму пресека HOP10x10x није у стању да прихвати целокупну силу затезања из појасног штапа, јер је носивост споја са угаоним шавом (aw = mm): Fw = aw lw w,dop = 0, ( 1,0-1,0) 1,0 = 11, < 7,7 = Nmax Остатак од износа вредности силе N = 7,7-11, = 6, преноси се преко пљоснатих челика који формирају крст и заварени су за појасни штап и за чеону плочу угаоним шавовима (дебљине mm). Контрола напона у укрућењима и у шавовима за везу са чеоном плочом: Пресек на месту споја укрућења и чеоне плоче: Аukr = 3, 1,0 = 3, Nukr = N/ = 6,/ = 16,13 max ukr N ukr 16,13,61 16,0 Aukr 3, max w n N ukr 16,13,76 1,0 w,dop Aw 0, 3, Пресек на месту споја укрућења и појасног штапа: Аukr = 7, 1,0 = 7, - -

55 Wukr 7, 1,0 9,383 6 Мukr = N e = 16,13 3, = 6,6 Tukr = 16,13 ukr 6,6 6,0 16,0 9,38 Opt. 61: [Sve Kombinacije] 0-60 ukr 16,13,1 16,0 7, u,ukr 6,0,1 6,39 16,0 Aw = 0, 7, = 6,0 0, 7, 7,03 6 6,6 n 7,3 7,0 Ww VII 16,13,69 6,0 u,w 7,3,69 8,00 1,0 w,dop Деформација решеткасте ригле Анвелопа угиба решеткасте ригле Максимални угиб јавља се у средини решетке и износи: fmax = 0,6 mm < 73,33 mm = L/300 = 000/300 = fdop Компензација угиба решеткасте ригле може се извршити компензација угиба (обично од сталног оптерећења и половине снега). Надвишење се остварује кориговањем геометрије решеткастог система, приближно по квадратној параболи