Tower 5 - Dimenzionisanje Betona - Objasnjenje

5/6/2018

Towe r 5 - Dime nz ionisa nje Betona - Obja snje nje - slide pdf.c om

Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem

1 UVOD Tower 5, preko specijalizovanog modula za dimenzionisanje, omogućava integrisano automatsko dimenzionisanje armiranobetonskih elemenata. Programom je podržan niz nacionalnih standarda: -

PBAB87

-

EuroCode 2 DIN 1045

-

BS 8110

-

SIA

-

ACI 318

-

SNiP

-

MSZ

-

BSD

Armiranobetonske elemente je moguće dimenzionisati prema graničnom stanju nosivosti i prema graničnom upotrebljivosti. Dimenzionisanje graničnom stanju nosivosti podrazumeva određivanjestanju potrebne količine podužne i poprečne prema armature u AB elementima. Za dimenzionisane elemente sa usvojenom armaturom, proračunom prema graničnom stanju upotrebljivosti se, na zahtev korisnika, računaju merodavne veličine širine prslina i ugiba elemenata. Proračun bazira na uticajima automatski generisanih kombinacija opterećenja (automatskom generacijom je pokriven spektar svih mogućih kombinacija opterećenja). Za proračun prema graničnom stanju nosivosti se formira set kombinacija graničnih opterećenja, dok se za proračun prema graničnom stanju upotrebljivosti generiše set kombinacija eksploatacionih opterećenja. Korisnički interface obezbeđuje jasan i pregledan prikaz rezultata proračuna, kako u okviru grafičkog okruženja, tako i u obliku spremnom za štampanje. Kako proces dimenzionisanja AB elemenata nije nikad jednoznačan u svom krajnjem rezultatu, korisnikove intervencije tokom procesa se podrazumevaju, za šta je kreiran intuitivan interaktivan korisnički interface.

Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

1/86

1/86

5/6/2018



2 PRORAČUN PREMA GRANIČNOM STANJU NOSIVOSTI U sklopu dimenzionisanja elemenata prema graničnom stanju nosivosti, za AB elemente se određuje potrebna količina podužne i/ili poprečne armature, koja obezbeđuje prijem i prenos najnepovoljnijih uticaja koji se mogu javiti u elementu/preseku. Omogućeno je dimenzionisanje linijskih i pločastih elemenata, a korisničkim okruženjem su ove dve opcije razdvojene, zbog različitog seta ulaznih podataka koji su posledica korisnikove intervencije. Rezultat proračuna prema graničnom stanju nosivosti je: -

za linijske elemente (grede, stubovi): o

o

-

potrebna količina podužne armature u zadatom rasporedu, i potrebna količina poprečne armature (rezultat se daje u obliku potrebne količine dvosečnih uzengija);

za AB ploče: o

potrebna količina podužne armature u zadatim pravcima pružanja.

U modul za dimenzionisanje su, tamo gde je to bilo moguće i vremenski prihvatljivo, ugrađeni i algoritmi kojima se optimizuje proračun u smislu količine potrebne armature.

2.1 STANDARDI Proračun elemenata saglasno graničnom stanju nosivosti moguće je sprovesti prema sledećim aktuelnim nacionalnim standardima: – ex-Jugoslovenski standardi, • PBAB87 • EuroCode 2 – standardi Evropske unije, – Nemački standardi, • DIN – Britanski standardi, • BS 8110 – Švajcarski standardi, • SIA – Američki standardi, • ACI – Ruski standardi, • SNiP – Mađarski standardi, • MSZ – Bugarski standardi. • BSD U pojedinim odredbama nacionalni standardi se pozivaju na odredbe drugih standarda ili podstandarda, koji u prethodnom popisu nisu navedeni. U situacijama kada pojedinim standardom nije definisan specifičan segment proračuna, korišćena su opšte prihvaćena rešenja iz srodnih standarda.


2/86

2/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Specifičnosti primenjenog algoritma koje su posledica primene različitih standarda su date u okviru svake stavke proračuna u nastavku.

2.2 KOMBINOVANJE OPTEREĆENJA Modul za dimenzionisanje je u celosti baziran na uticajima iz automatski generisanih kombinacija opterećenja. Pojedinim standardima je, bilo eksplicitno, bilo posredno, definisan način na koji se formiraju kombinacije graničnih opterećenja od definisanih osnovnih slučajeva opterećenja. Redovno, reč je o linearnoj kombinaciji uticaja za osnovna opterećenja umnoženih parcijalnim koeficijentima sigurnosti:

∑ γ q i

i

gde je:

γ i

parcijalni koeficijent za slučaj opterećenja i,

qi

posmatrani uticaj od slučaja opterećenja i.

Programom se kreira lista svih mogućih kombinacija opterećenja koje pojedini standard definiše, a koje zadovoljavaju i specifične uslove zadate od strane korisnika u smislu mogućnosti kombinovanja pojedinih parova opterećenja (mogućnost međusobnog isklučivanja istovremenog delovanja pojedinih parova opterećenja). Zavisno od broja osnovnih slučajeva opterećenja, te od primenjenih standarda, lista generisanih kombinacija opterećenja može biti vrlo dugačka (često i više hiljada kombinacija opterećenja). Kako je vreme proračuna zavisno od broja kombinacija na koje pojedini preseci/elementi moraju biti proračunati/provereni, to se u slučaju kompleksnih konstrukcija sa velikim brojem opterećenja preporučuje minimiziranje broja osnovnih slučajeva opterećenja (grupisanje srodnih opterećenja). Korisniku je opterećenja ostavljena mogućnost da element/konstrukciju dimenzioniše na uticaje samo zadate kombinacije ili anvelope zadatih kombinacija opterećenja (tekući slučaj opterećenja). Ovaj pristup se preporučuje samo u situacijama kada je merodavna kombinacija opterećenja izvesna, a u cilju skraćenja vremena proračuna. Za objašnjenje načina na koji se u modulu za dimenzionisanje kreira lista mogućih kombinacija opterećenja, neophodno je definisati sledeće termine: -

-

Slučaj opterećenja. Listu slučajeva opterećenja kreira korisnik, a broj slučajeva nije ograničen (treba imati na umu gornju primedbu o dužini proračuna). U okviru jednog slučaja opterećenja grupišu se sva dejstva iste prirode, za koje se podrazumeva da deluju simultano. Nazive pojednim slučajevima opterećenja daje korisnik. Modul za dimenzionisanje koristi listu opterećenja koja je kreirana ranije za potrebe strukturalne analize konstrukcije. Svaki slučaj opterećenja je određene vrste. Moguće je (često i neophodno) kreirati više slučajeva opterećenja iste vrste. Vrsta opterećenja. Lista vrsta opterećenja je definisana izabranim standardom. Potreba da različite vrste opterećenja u postupku kombinovanja imaju različit tretman je uslovila klasifikaciju svih opterećenja u grupe – vrste. Korisnik za svaki od slučajeva opterećenja definiše vrstu opterećenja. Ovde je moguće pojedina opterećenja isključiti prilikom dimenzionisanja tako što nekom slučaju opterećenja neće biti dodeljena vrsta (nedefinisano opterećenje).

-

Vrsta kombinacije opterećenja. Lista vrsta kombinacija opterećenja je definisana izabranim standardom proračuna. Za svaku vrstu kombinacije opterećenja propisuju se različiti setovi parcijalnih koeficijenata sigurnosti.

-

Parcijalni koeficijenti sigurnosti za opterećenje. Definisani su standardima za svaku vrstu kombinacije opterećenja. Ovim koeficijentima se množe uticaji pojedinih slučajeva opterećenja.


3/86

3/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem -

Parcijalni koeficijenti za materijal. Pojedini standardi, pored parcijalnih koeficijenata za opterećenja, propisuju i parcijalne koeficijente za materijale, kojima se redukuju mehaničke karakteristike betona i čelika za armiranje. Ovi koeficijenti su zavisni od vrste kombinacije opterećenja.

Opterećenja stalnog karaktera, saglasno činjenici da uvek deluju, moraju biti prisutna u svakoj od kombinacija opterećenja. Za slučaj njihovog povoljnog delovanja propisuju se parcijalni koeficijenti povoljnog delovanja stalnog opterećenja. U slučaju povoljnog dejstva nekog ne-stalnog opterećenja, merodavna kombinacija opterećenja ne sadrži uticaje tog opterećenja (parcijalni koeficijent je nula). Izuzetak su opterećenja alternativnog karaktera, kada je jedan od smerova delovanja opterećenja izvesno nepovoljan (drugi je povoljan). *** U nastavku su date specifičnosti kombinovanja opterećenja definisane pojedinim standardima.

2.2.1 PBAB87 Specifičnost kombinovanja graničnih opterećenja prema PBAB87 je u promenljivim vrednostima parcijalnih koeficijenata sigurnosti zavisnim od naponskog stanja u najviše zategnutom vlaknu armature.

2.2.1.1

• • • • •

Vrste opterećenja: stalna (g), povremena (p): "ostala" (o), seizmička (s), incidentna (i).

Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Korisna opterećenja; 4. Opterećenja vetrom; 5. Ostala povremena opterećenja; 6. Ostala opterećenja; 7. Seizmička opterećenja; 8. Incidentna opterećenja. Opterećenja 1 – 2 su stalna, a 3 – 5 povremena.

2.2.1.2 Vrste kombinacija: - kombinacije stalnih i povremenih opterećenja (g + p), -

kombinacije stalnih, povremenih i ostalih opterećenja (g + p + o), seizmičke kombinacije (g + p + s), incidentne kombinacije (g + p + i).

2.2.1.3 -

Pravila za kombinovanje: kombinacije stalnih i povremenih opterećenja za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja: 1.6 ⋅ g + 1.8 ⋅ p 1.9 ⋅ g + 2.1 ⋅ p

> 0.003 za ε a < 0

1.0 ⋅ g + 1.8 ⋅ p

za ε a

1.2 ⋅ g + 2.1 ⋅ p


za ε a

> 0.003 za ε a < 0

(2.1)

(2.2)

4/86

4/86

5/6/2018



kombinacije stalnih, povremenih i ostalih opterećenja za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja: 1.3 ⋅ g + 1.5 ⋅ p + 1.3 ⋅ o

-

-

1.5 ⋅ g + 1.8 ⋅ p + 1.5 ⋅ o

> 0.003 za ε a < 0

(2.3)

1.0 ⋅ g + 1.5 ⋅ p + 1.3 ⋅ o 1.2 ⋅ g + 1.8 ⋅ p + 1.5 ⋅ o

za ε a za ε a

(2.4)

za ε a

> 0.003 <0

seizmičke kombinacije za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja: 1.3 ⋅ ( g + p + s)

(2.5)

1.0 ⋅ g + 1.3 ⋅ ( p + s )

(2.6)

incidentne kombinacije za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja: 1.1⋅ ( g + p + i)

(2.7)

1.0 ⋅ g + 1.1 ⋅ ( p + i) (2.8) Za prve dve vrste kombinacija opterećenja, gde su parcijalni koeficijenti sigurnosti promenljivi (u funkciji dilatacija armature), za područje dilatacija čelika između 0 i 3 promila, vrednost parcijalnog koeficijenta se sračunava primenom linearne interpolacije.

Korisna opterećenja se u seizmičkim kombinacijama uzimaju sa polovinom vrednosti uticaja. Automatski je isključena mogućnost istovremenog delovanja dva seizmička slučaja opterećenja ili dva opterećenja vetrom. Takođe, saglasno odredbama standarda, isključuje se mogućnost istovremenog delovanja opterećenja vetrom i seizmičkog opterećenja.

2.2.1.4

Parcijalni koeficijenti za materijal:

Ovim standardima nije predviđena redukcija mehaničkih karakteristika materijala, zbog čega su vrednosti parcijalnih koeficijenata i za beton i za čelik usvojeni 1.0 za sve vrste kombinacija opterećenja.

2.2.2 EC2 2.2.2.1

• • • •

Vrste opterećenja: stalna (g), povremena (p), seizmička (s), incidentna (i).

Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih ilista povremenih vrsta opterećenja, vrednosti ψ-koeficijenata za pojedina opterećenja, vrsta opterećenja je sledeća:kao i zbog različitih 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Korisna opterećenja tipa A; 4. Korisna opterećenja tipa B; 5. Korisna opterećenja tipa C; 6. Korisna opterećenja tipa D; 7. Korisna opterećenja tipa E; 8. Saobraćajna opterećenja tipa F; 9. Saobraćajna opterećenja tipa G; 10. Saobraćajna opterećenja tipa H; 11. 12. Opterećenja Opterećenja snegom; vetrom; 13. Opterećenja temperaturnim uticajima; Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

5/86

5/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 14. 15. 16. 17.

Opterećenja izazvana prinudnim deformacijama; Ostala povremena opterećenja; Seizmička opterećenja; Incidentna opterećenja.

Opterećenja 1 – 2 su stalna, a 3 – 15 povremena.

2.2.2.2

• • •

Vrste kombinacija opterećenja: stalne i prolazne kombinacije (g + p), seizmičke kombinacije (g + p + s), incidentne kombinacije (g + p + i).

2.2.2.3 -

Pravila za kombinovanje: stalne i prolazne kombinacije za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ

G

⋅ g + γ p ,dom ⋅ pdom + ∑ψ 0 ⋅ γ p ⋅ p

g + γ -

-

⋅p

, p dom

∑ ∑ g + ∑ψ

(2.9)

+ ψ 0 ⋅ γ p⋅ p

(2.10)

dom

seizmičke kombinacije: 2

∑

⋅ p + γ S ⋅ S

(2.11)

incidentne kombinacije za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑ γ ⋅ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i ∑ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i 1

G

1

dom

(2.12)

2

dom

(2.13)

2

U prethodnim izrazima sa pdom je označen dominantni povremeni slučaj opterećenja. Vrednosti parcijalnih koeficijenata su sledeće:

= 1.00 γ G = 1.35 γ P = 1.20 γ P = 1.50 γ S = 1.00 γ G

za opterecenje prednaprezanjem, za ostala stalna opterecenja, za uticaje izazvane prinudnim deformacijama, za ostala povremena opterecenja, za seizmicka opterecenja.

Vrednosti ψ-koeficijenata su usvojene prema sledećoj tabeli: Vrsta povremenog opterećenja 3. Korisno – tip A 4. Korisno – tip B 5. Korisno – tip C 6. Korisno – tip D 7. Korisno – tip E 8. Saobraćajno – tip F 9. Saobraćajno – tip G 10. Saobraćajno – tip H 11. Opterećenje snegom 12. Opterećenje vetrom

ψ0 0.7 0.7 0.7 0.7 1.0 0.7 0.7 0.0 0.6 0.6

ψ1 0.5 0.5 0.7 0.7 0.9 0.7 0.5 0.0 0.2 0.5

ψ2 0.3 0.3 0.6 0.6 0.8 0.6 0.3 0.0 0.0 0.0

13. uticaji 14. Temperaturni Prinudne deformacije 15. Ostala

0.6 1.0 1.0

0.5 1.0 1.0

0.0 1.0 1.0


6/86

6/86

5/6/2018



Formiranom listom mogućih kombinacija opterećenja analizira se mogućnost delovanja svakog od povremenih opterećenja kao dominantnih. Automatski isključena mogućnost istovremenog dva seizmička opterećenja ili dva opterećenja jevetrom. Takođe, saglasno odredbamadelovanja standarda, isključuje se slučaja mogućnost istovremenog delovanja opterećenja vetrom i seizmičkog opterećenja.

2.2.2.4 -

Parcijalni koeficijenti za materijale: za stalne i prolazne kombinacije opterećenja:

γC -

(2.14)

za seizmičke kombinacije opterećenja:

γC -

= 1.50 , γ S = 1.15 = 1.50 , γ S = 1.15

za incidentne kombinacije opterećenja: γ C = 1.30 , γ S = 1.00

(2.15)

(2.16)

U prethodnim izrazima γ S i γ C su, respektivno, parcijalni koeficijenti za čelik za armiranje, odnosno parcijalni koeficijent za beton.

2.2.3 DIN 2.2.3.1

• • • •


Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Korisna opterećenja tipa A; 4. Korisna opterećenja tipa B; 5. Korisna opterećenja tipa C, D ili F; 6. Saobraćajna opterećenja tipa E; 7. Saobraćajna opterećenja tipa G; 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15.

Saobraćajna opterećenja tipa H; Opterećenja snegom; Opterećenja vetrom; Opterećenja temperaturnim uticajima; Opterećenja usled prinudnih deformacija; Ostala povremena opterećenja; Seizmička opterećenja; Incidentna opterećenja.


2.2.3.2

•• •

Vrste kombinacija opterećenja: stalne i prolazne kombinacije (gs), + p), seizmičke kombinacije (g + p + incidentne kombinacije (g + p + i).


7/86

7/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 2.2.3.3 -


∑γ

G

g

⋅ g + γ p ,dom ⋅ pdom + ∑ψ 0 ⋅ γ p ⋅ p γ

-

∑ + ∑ g + ∑ψ

⋅

-

+∑

dom

seizmičke kombinacije: 2

(2.17)

ψ γ p

p , p dom

0

(2.18)

⋅ ⋅ p

⋅ p + γ S ⋅ S

(2.19)


∑ γ ⋅ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i ∑ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i 1

G

1

dom

(2.20)

2

dom

(2.21)

2

U prethodnim izrazima sa pdom je označen dominantni povremeni slučaj opterećenja. Vrednosti parcijalnih koeficijenata su sledeće: γ G = 1.00 za opterecenje prednaprezanjem,

= 1.35 γ P = 1.20 γ P = 1.50 γ S = 1.00 γ G

za ostala stalna opterecenja, za uticaje izazvane prinudnim deformacijama, za ostala povremena opterecenja, za seizmicka opterecenja.

Vrednosti ψ-koeficijenata su usvojene prema sledećoj tabeli: Vrsta povremenog opterećenja 3. Korisno – tip A 4. Korisno – tip B 5. Korisno – tip C, D ili F 6. Saobraćajno – tip E 7. Saobraćajno – tip G 8. Saobraćajno – tip H 9. Opterećenje snegom 10. Opterećenje vetrom 11. Temperaturni uticaji 12. Prinudne deformacije

ψ0 0.7 0.7 0.7 1.0 0.7 0.0 0.7 0.6 0.6 1.0

ψ1 0.5 0.5 0.7 0.9 0.5 0.0 0.5 0.5 0.5 1.0

ψ2 0.3 0.3 0.6 0.8 0.3 0.0 0.0 0.0 0.0 1.0

13. Ostala

0.8

0.7

0.5

Formiranom listom mogućih kombinacija opterećenja analizira se mogućnost delovanja svakog od povremenih opterećenja kao dominantnih. Automatski je isključena mogućnost istovremenog delovanja dva seizmička slučaja opterećenja ili dva opterećenja vetrom. Takođe, saglasno odredbama standarda, isključuje se mogućnost istovremenog delovanja opterećenja vetrom i seizmičkog opterećenja.

2.2.3.4 -

Parcijalni koeficijenti za materijal: za stalne i prolazne kombinacije opterećenja:

γC -

= 1.50 , γ S = 1.15

(2.22)



8/86

8/86

5/6/2018



γC -

= 1.50 , γ S = 1.15

(2.23)

za incidentne kombinacije opterećenja:

γC

= 1.30 , γ S = 1.00

(2.24)

U prethodnim izrazima γ S i γ C su, respektivno, parcijalni koeficijenti za čelik za armiranje, odnosno parcijalni koeficijent za beton. Za klase betona iznad C50, vrednost parcijalnog koeficijenta za beton se povećava (dato u poglavlju "Proračunske karakteristike za beton i čelik“).

2.2.4 BS 2.2.4.1

• • • •


Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, kao i zbog različitih vrednosti ψ-koeficijenata za pojedina opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Korisna opterećenja tipa A; 4. Korisna opterećenja tipa B; 5. Korisna opterećenja tipa C; 6. Saobraćajna opterećenja tipa F; 7. Saobraćajna opterećenja tipa G; 8. Saobraćajna opterećenja tipa H; 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15.

Opterećenja snegom; Opterećenja vetrom; Opterećenja temperaturnim uticajima; Opterećenja usled prinudnih deformacija; Ostala povremena opterećenja; Seizmička opterećenja; Incidentna opterećenja.


2.2.4.2

•

Vrste kombinacija opterećenja: stalne i prolazne kombinacije (g + p),

••

seizmičke incidentne kombinacije kombinacije (g (g ++ pp ++ s), i).

2.2.4.3 -


∑ γ ⋅ g + γ ⋅ p + ∑ψ ⋅ γ ⋅ p ∑ g + γ ⋅ p + ∑ψ ⋅ γ ⋅ p p ,dom

G

, p dom

-

dom

p

p

0

(2.25) (2.26)

seizmičke kombinacije: g

-

0

dom

ψ

∑ +∑

p γ S 2

⋅ +

S

(2.27)

⋅



9/86

9/86

5/6/2018



∑ γ ⋅ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i ∑ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i G

1

1

dom

dom

(2.28)

2

(2.29)

2

U prethodnim izrazima sa pdom je označen dominantni povremeni slučaj opterećenja. Vrednosti parcijalnih koeficijenata su sledeće: za opterecenje prednaprezanjem, γ G = 1.00

= 1.40 γ P = 1.60 γ S = 1.00 γ G

za ostala stalna opterecenja, za povremena opterecenja, za seizmicka opterecenja.

Vrednosti ψ-koeficijenata su usvojene prema sledećoj tabeli: Vrsta povremenog opterećenja 3. Korisno – tip A 4. Korisno – tip B 5. Korisno – tip C 6. Saobraćajno – tip F 7. Saobraćajno – tip G 8. Saobraćajno – tip H 9. Opterećenje snegom 10. Opterećenje vetrom 11. Temperaturni uticaji 12. Prinudne deformacije 13. Ostala

ψ0 0.5 0.7 0.7 0.7 0.7 0.0 0.7 0.7 0.6 1.0 1.0

ψ1 0.4 0.6 0.7 0.6 0.3 0.0 0.2 0.2 0.0 1.0 1.0

ψ2 0.2 0.3 0.6 0.6 0.3 0.0 0.0 0.0 0.0 1.0 1.0


2.2.4.4 -


γC -

(2.30)


γC -

= 1.50 , γ S = 1.05 = 1.50 , γ S = 1.05

(2.31)


γC

= 1.30 , γ S = 1.00

(2.32)



10/86

10/86

5/6/2018



2.2.5 SIA 2.2.5.1

• •

Vrste opterećenja: stalna (g), povremena (p),

• •

seizmička (s), incidentna (i).

Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, kao i zbog različitih vrednosti ψ-koeficijenata za pojedina opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Opterećenja zemljanim nasipom; 4. Opterećenje pritiskom tla; 5. Opterećenje hidrostatičkim pritiskom; 6. Korisna opterećenja tipa A; 7. Korisna opterećenja tipa B; 8. Korisna opterećenja tipa C; 9. Korisna opterećenja tipa D; 10. Korisna opterećenja tipa E; 11. Saobraćajna opterećenja tipa F; 12. Saobraćajna opterećenja tipa G; 13. Saobraćajna opterećenja tipa H; 14. Opterećenja snegom; 15. Opterećenja vetrom; 16. Opterećenja temperaturnim uticajima; 17. Povremena opterećenja pritiskom tla; 18. Povremena opterećenja hidrostatičkim pritiskom; 19. Vertikalna opterećenja mostova – model 1; 20. 21. 22. 23. 24. 25. 26. 27. 28.

Vertikalna opterećenja mostova – model 3; Horizontalna opterećenja mostova; Opterećenja mostova snegom; Opterećenja mostova vetrom; Opterećenja mostova temperaturnim uticajima; Opterećenja željeznicom; Ostala povremena opterećenja; Seizmička opterećenja; Incidentna opterećenja.


2.2.5.2

• • •


2.2.5.3 -


∑γ ∑γ -

G ,u

G, f

⋅ g + γ p ,dom ⋅ pdom + ∑ψ 0 ⋅ γ p ⋅ p

(2.33)

⋅ g + γ p ,dom ⋅ pdom + ∑ψ 0 ⋅ γ p ⋅ p

(2.34)

seizmičke kombinacije:

∑ g + ∑ψ

2

⋅ p + γ S ⋅ S


(2.35)

11/86

11/86

5/6/2018




∑ γ ⋅ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i ∑ g +ψ ⋅ p + ∑ψ ⋅ p + i 1

G

1

dom

(2.36)

2

dom

(2.37)

2

U prethodnim izrazima sa pdom je označen povremeni slučaj opterećenja, dok su γ G,u i γG,f parcijalni koeficijenti za nepovoljno, odnosnodominantni povoljno dejstvo stalnog opterećenja. Vrednosti parcijalnih koeficijenata su sledeće: -

-

-

za stalna opterećenja: Vrsta stalnog opterećenja

γ G , f

γ G ,u

1. Stalna opterećenja 2. Opterećenja prednaprezanjem 3. Opterećenja zemljanim nasipom 4. Opterećenja pritiskom tla 5. Opterećenje hidrostatičkim pritiskom

0.80 1.00 0.80 0.70 0.90

1.35 1.00 1.35 1.35 1.20

Vrsta povremenog opterećenja

γ P , f

γ P ,u

17. Povremena opterećenja pritiskom tla 18. Povremena opterećenja hidrostatičkim pritiskom 25. Opterećenja željeznicom Sva ostala povremena opterećenja

0.70 0.90 -

1.35 1.20 1.45 1.50

za povremena opterećenja:

za seizmička opterećenja:

γ S = 1.00 Vrednosti ψ-koeficijenata su usvojene prema sledećoj tabeli: Vrsta povremenog opterećenja 6. Korisna opterećenja tipa A 7. Korisna opterećenja tipa B 8. Korisna opterećenja tipa C 9. Korisna opterećenja tipa D 10. Korisna opterećenja tipa E 11. Saobraćajna opterećenja tipa F 12. Saobraćajna opterećenja tipa G 13. Saobraćajna opterećenja tipa H 14. Opterećenja snegom 15. Opterećenja vetrom 16. Opterećenja temperaturnim uticajima 17. Povremena opterećenja pritiskom tla 18. Povremena opterećenja hidrostatičkim pritiskom

ψ0 0.70 0.70 0.70 0.70 1.00 0.70 0.70 0.00 0.60 0.60 0.60 0.70 0.70

ψ1 0.50 0.50 0.70 0.70 0.90 0.70 0.50 0.00 0.20 0.50 0.50 0.70 0.70

ψ2 0.30 0.30 0.60 0.60 0.80 0.60 0.30 0.00 0.00 0.00 0.00 0.70 0.70

19. 20. Vertikalna Vertikalna opterećenja opterećenja mostova mostova – – model model 1 3 21. Horizontalna opterećenja mostova

0.75 0.00 0.75

0.75 0.00 0.75

0.00 0.00 0.00


12/86

12/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 22. Opterećenja mostova snegom 23. Opterećenja mostova vetrom 24. Opterećenja mostova temperaturnim uticajima 25. Opterećenja željeznicom 26. Ostala povremena opterećenja

0.60 0.60 0.60 0.70 1.00

0.20 0.20 0.60 0.50 1.00

0.00 0.00 0.50 0.30 1.00


2.2.5.4 -


γC -

(2.38)


γC -

= 1.50 , γ S = 1.15 = 1.50 , γ S = 1.15

(2.39)


γC

= 1.30 , γ S = 1.00

(2.40)


2.2.6 SNiP 2.2.6.1

• • • • • •

Vrste opterećenja: stalna (g), trajna (t), kratkotrajna (k), seizmička (s), incidentna 1 (i1), incidentna 2 (i2).

Napomena: poslednje tri vrste opterećenja spadaju u grupu Posebnih opterećenja. Zbog prirode njihovog tretmana prilikom kombinovanja opterećenja, klasifikovana su u tri vrste.

Lista1.vrsta opterećenja sledeća: Težina metalnejekonstrukcije; 2. Težina betonske konstrukcije – preko 1600 kg/m3; 3. Težina betonske konstrukcije – ispod 1600 kg/m3 - neproizvodni; 4. Težina betonske konstrukcije – ispod 1600 kg/m3 - proizvodni; 5. Pritisak tla – prirodan; 6. Pritisak nasutog tla; 7. Prednaprezanje; 8. Težina stacionarne opreme; 9. Težina izolacije stacionarne opreme; 10. Rezervoari, cevovodi – tečnosti; 11. Rezervoari, cevovodi – suspenzije; 12. Kranovi i viljuškari; 13. Ravnomerno podeljeno veće od 2 kN/m2; 14. Ravnomerno podeljeno manje od 2 kN/m2; Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

13/86

13/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 15. 16. 17. 18. 19. 20. 21. 22. 23. 24. 25. 26. 27. 28. 29. 30.

Koncentrisano; Opterećenje od kranova; Opterećenje snegom; Temperaturna dejstva; Ravnomerno podeljeno veće od 2 kN/m2; Ravnomerno podeljeno manje od 2 kN/m2; Koncentrisano; Opterećenje snegom; Temperaturna dejstva; Dejstvo leda; Opterećenje od kranova; Opterećenje vetrom; Deformacije u tlu (bujanje, les); Seizmička dejstva; Eksplozivna dejstva; Incidenti (tehnološke prirode).

Opterećenja 1 do 7 su stalna (postojana), 8 do 18 su trajna (dlitelna), 19 do 26 – kratkotrajna, 27 – incidentna 2, 28 – seizmička, a 29 i 30 – incidentna 1. Pojedina opterećenja mogu biti tretirana i kao trajna i kao kratkotrajna, što je razlog njihovom dupliranju u prethodnoj listi.

2.2.6.2

• • • •

Vrste kombinacija opterećenja: kombinacije stalnih, trajnih i kratkotrajnih (g + t + k), kombinacije sa seizmičkim opterećenjem (g + t + k + s), kombinacije sa incidentnim opterećenjem 1 (g + t + k + i1), kombinacije sa incidentnim opterećenjem 2 (g + t + k + i2).

2.2.6.3 -

Pravila za kombinovanje: kombinacije stalnih, trajnih i kratkotrajnih (g + t + k), za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja, imaju opterećenja oblik:

∑γ ∑γ

G ,u

G, f

⋅ g + ∑ γ T ⋅ t + ∑ γ K ⋅ k

(2.41)

⋅ g + ∑ γ T ⋅ t + ∑ γ K ⋅ k

(2.42)

Za stalna opterećenja, vrednosti koeficijenata nepovoljnog i povoljnog dejstva su date u narednoj tablici: Vrsta opterećenja

γ G , f

γ G ,u

1 2 3 4 5 6 7

0.9 0.9 0.9 0.9 0.9 0.9 0.9

1.05 1.10 1.20 1.30 1.10 1.15 1.10

Za trajna i kratkotrajna opterećenja koeficijent povoljnog dejstva je uvek 0 (ukoliko je uticaj opterećenja povoljan ne uzima se merodavnom kombinacijom opterećenja), zbog čega su narednom tablicom date samo vrednosti koeficijenata nepovoljnog dejstva.


14/86

14/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Vrsta opterećenja 8 9 10

1.05 1.20 1.00

11 12 13 14 15 16 17

1.10 1.20 1.20 1.30 1.20 1.10 1.40

γ T

Vrsta opterećenja 18 19 20

1.10 1.20 1.30

21 22 23 24 25 26

1.20 1.40 1.10 1.30 1.10 1.40

γ T

Ukoliko u sastav neke kombinacije opterećenja ove vrste ulazi više kratkotrajnih opterećenja (najmanje dva), u ovim kombinacijama se faktori uz trajno i kratkotrajno opterećenje redukuju faktorima: 0.95 • za trajna opterećenja: 0.90. • za kratkotrajna opterećenja: Koeficijent uslova rada γb2 za ovu vrstu kombinacija ima vrednost 0.90, izuzev ukoliko u sastav kombinacije ulazi neko od opterećenja kranom ili vetrom (opterećenja 25 ili 26), kada je vrednost ovog koeficijenta 1.10. Napomena: samo se koeficijent uslova rada γ b2 programski usvaja. Ukoliko je analizom potrebno obuhvatiti i neke od ostalih koeficijenata, korisnik zadaje proizvod ostalih koeficijenata u odgovarajućem polju u okviru dijaloga Lokalni podaci.

-

kombinacije stalnih, trajnih, kratkotrajnih i jednog seizmičkog opterećenja (g + t + k + s), za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja, imaju oblik:

∑γ ∑γ

G ,u

G, f

⋅ g + ∑ γ T ⋅ t + ∑ γ K ⋅ k + γS ⋅ s

(2.43)

⋅ g + ∑ γ T ⋅ t + ∑ γ K ⋅ k + γ S ⋅ s

(2.44)

Za stalna opterećenja, vrednosti koeficijenata nepovoljnog i povoljnog dejstva su date u narednoj tablici: Vrsta opterećenja 1 2 3

γ G , f

γ G ,u

0.9 x 0.9 = 0.81 0.9 x 0.9 = 0.81 0.9 x 0.9 = 0.81

0.9 x 1.05 = 0.945 0.9 x 1.10 = 0.990 0.9 x 1.20 = 1.080

4 5 6 7

0.9 0.9 xx 0.9 0.9 = = 0.81 0.81 0.9 x 0.9 = 0.81 0.9 x 0.9 = 0.81

0.9 0.9 xx 1.30 1.10 = = 1.170 0.990 0.9 x 1.15 = 1.035 0.9 x 1.10 = 0.990

Za trajna i kratkotrajna opterećenja koeficijent povoljnog dejstva je uvek 0 (ukoliko je uticaj opterećenja povoljan ne uzima se merodavnom kombinacijom opterećenja), zbog čega su narednom tablicom date samo vrednosti koeficijenata nepovoljnog dejstva.


15/86

15/86

5/6/2018



Vrsta opterećenja 8 9

0.8 x 1.05 = 0.84 0.8 x 1.20 = 0.96

10 11 12 13 14 15 16 17

0.8 x 1.00 = 0.80 0.8 x 1.10 = 0.88 0.8 x 1.20 = 0.96 0.8 x 1.20 = 0.96 0.8 x 1.30 = 1.04 0.8 x 1.20 = 0.96 0.8 x 1.10 = 0.88 0.8 x 1.40 = 1.12

γ T

Vrsta opterećenja 18 19

0.00* 0.5 x 1.20 = 0.60

20 21 22 23 24 25 26

0.5 x 1.30 = 0.65 0.5 x 1.20 = 0.60 0.5 x 1.40 = 0.70 0.00* 0.5 x 1.30 = 0.65 0.00* 0.00*

γ T

* ne kombinuju se sa seizmičkim opterećenjem. Koeficijent uslova rada γb2 za ovu vrstu kombinacija ima vrednost 1.00. -

kombinacije stalnih, trajnih i jednog incidentnog opterećenja (g + t + i), za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja, imaju oblik:

∑γ ∑γ

G ,u

G, f

⋅ g + ∑ γ T ⋅ t + i

(2.45)

⋅ g + ∑ γ T ⋅ t + i

(2.46)

Napomena: prethodni izrazi su isti i za i1 i za i2 incidentno opterećenje. Za stalna opterećenja, vrednosti koeficijenata nepovoljnog i povoljnog dejstva su date u narednoj tablici: Vrsta opterećenja 1 2 3 4 5 6 7

γ G , f

γ G ,u

0.9 0.9 0.9 0.9 0.9 0.9 0.9

1.05 1.10 1.20 1.30 1.10 1.15 1.10

Za trajna opterećenja koeficijent povoljnog dejstva je uvek 0, zbog čega su narednom tablicom date samo vrednosti koeficijenata nepovoljnog dejstva: Vrsta opterećenja 8 9 10 11 12 13 14

1.05 1.20 1.00 1.10 1.20 1.20 1.30

15 16

1.20 1.10


γ T

16/86

16/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Vrsta opterećenja 17 18

γ T 1.40 1.10

Za kombinacije sa incidentnim opterećenjem i1 (opterećenja 29 i 30), koeficijent uslova rada γb2 je 1.00. Za kombinacije sa incidentnim opterećenjem i2 (opterećenje 27), koeficijent AlfaRed je 0.90. Ukoliko u sastav neke kombinacije opterećenja sa incidentnim opterećenjem i2 ulazi više kratkotrajnih opterećenja (najmanje dva), u ovim kombinacijama se faktori uz trajno i kratkotrajno opterećenje redukuju faktorima: 0.95 • za trajna opterećenja: 0.80. • za kratkotrajna opterećenja:

2.2.7 BSD 2.2.7.1

• • • •


Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, kao i zbog različitih vrednosti ψ-koeficijenata za pojedina opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Sopstvena težina; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Korisna dugotrajna opterećenja; 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15.

Korisna kratkotrajna opterećenja; Saobraćajna dugotrajna opterećenja; Saobraćajna kratkotrajna opterećenja; Opterećenja snegom - dugotrajno; Opterećenja snegom - kratkotrajno; Opterećenja vetrom - kratkotrajno; Opterećenja temperaturnim uticajima - dugotrajna; Opterećenja temperaturnim uticajima - kratkotrajna; Prinudne deformacije - dugotrajno; Prinudne deformacije - kratkotrajno; Ostala povremena opterećenja - dugotrajna; Ostala povremena opterećenja - kratkotrajna;

16. Seizmička opterećenja; 17. Incidentna opterećenja. 18. Ostala stalna opterećenja. Opterećenja 1, 2 i 18 su stalna, 3 – 15 povremena.

2.2.7.2

• • •

Vrste kombinacija opterećenja: kombinacije stalnih i povremenih (g + p), seizmičke kombinacije (g + p + s), incidentne kombinacije (g + p + i).

2.2.7.3 -



17/86

17/86

5/6/2018



∑γ ∑γ

G ,u

G, f

⋅ g + ∑ψ 1 ⋅ γ p ⋅ p

(2.47)

⋅ g + ∑ψ 1 ⋅ γ p ⋅ p

(2.48)

-


-

g + ψ ⋅ p + s (2.49) ∑ ∑ incidentne kombinacije za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ ∑γ

G ,u

G , f

⋅ g + ∑ψ ⋅ p + i

(2.50)

⋅ g + ∑ψ ⋅ p + i

(2.51)

U prethodnim izrazima γ G ,u i γ G , f su parcijalni koeficijenti za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja. Vrednosti parcijalnih koeficijenata su sledeće: -

-


γ G , f

γ G ,u

1. Sopstvena težina 2. Opterećenja prednaprezanjem 3. Ostala stalna opterećenja

0.90 0.90 0.90

1.10 1.00 1.30

za povremena opterećenja (paralelno su date i vrednosti ψ -koeficijenta za seizmičke i incidentne kombinacije opterećenja):

γ P

ψ

3. Korisna dugotrajna opterećenja 4. Korisna kratkotrajna opterećenja 5. Saobraćajna dugotrajna opterećenja 6. Saobraćajna kratkotrajna opterećenja 7. Opterećenja snegom - dugotrajno 8. Opterećenja snegom - kratkotrajno 9. Opterećenja vetrom - kratkotrajno 10. Opterećenja temperaturnim uticajima - dugotrajna

1.30 1.30 1.10 1.10 1.40 1.40 1.40 1.10

0.95 0.80 0.95 0.80 0.95 0.80 0.80 0.95

11. temperaturnim uticajima - kratkotrajna 12. Opterećenja Prinudne deformacije - dugotrajno 13. Prinudne deformacije - kratkotrajno 14. Ostala povremena opterećenja - dugotrajna 15. Ostala povremena opterećenja - kratkotrajna

1.10 1.00 1.00 1.00 1.00

0.80 0.95 0.80 0.95 0.95


Koeficijent ψ 1 uz poremena opterećenja kombinacija stalnih i promenljivih dejstava se usvaja na sledeći način: -

ukoliko u sastav kombinacije ulazi samo jedno povremeno opterećenje: ψ 1 = 1.0 ;

-

ukoliko u sastav kombinacije ulazi samo jedno dugotrajno povremeno opterećenje (opterećenja 3, 5, 7, 10, 12, 14), koeficijent uz ovo opterećenje je ψ 1 = 1.0 ;


18/86

18/86

5/6/2018



ukoliko je broj kratkotrajnih povremenih opterećenja (opterećenja 4, 6, 8, 9, 11, 13, 15) koji ulaze u sastav kombinacije manji od četiri, a ukupan broj promenljivih opterećenja je veći od jedan, koeficijent uz kratkotrajna opterećenja je ψ 1 = 0.90 ;

-

u svim ostalim slučajevima, koeficijent ψ 1 se usvaja jednak koeficijentu ψ .

Parcijalni koeficijent povoljnog dejstva za sva povremena opterećenja je nula. Automatski je isključena mogućnost istovremenog delovanja dva seizmička slučaja opterećenja ili dva opterećenja vetrom.

2.2.7.4 -


γC -

(2.52)


γC -

= 1.50 , γ S = 1.15 = 1.50 , γ S = 1.15

(2.53)


γC

= 1.30 , γ S = 1.00

(2.54)


2.2.8 MSZ 2.2.8.1

• • • •


Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, kao i zbog različitih vrednosti ψ-koeficijenata za pojedina opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja prednaprezanjem; 3. Korisna opterećenja manja od 2 kN/m2; 4. Korisna opterećenja između 2 i 5 kN/m2; 5. Korisna opterećenja veća od 5 kN/m2; 6. Opterećenja snegom; 7. 8. 9. 10.

Opterećenja Opterećenja vetrom; temperaturnim uticajima; Seizmička opterećenja; Incidentna opterećenja.


2.2.8.2

• • •


2.2.8.3 -



19/86

19/86

5/6/2018



∑ γ ⋅ g + γ ⋅ p + ∑ψ ⋅ γ ⋅ p ∑ g + γ ⋅ p + ∑ψ ⋅ γ ⋅ p G

p ,dom

, p dom

dom

dom

-


-

g + ψ ⋅ p + s ∑ ∑ incidentne kombinacije:

p

0

0

(2.55) (2.56)

p

(2.57)

2

∑ g +ψ ⋅ p 1

dom

+ ∑ψ 2 ⋅ p + i

(2.58)

U prethodnim izrazima sa pdom je označen dominantni povremeni slučaj opterećenja. Vrednosti parcijalnih koeficijenata su sledeće: -

-


γ G

1. Sopstvena težina 2. Opterećenja prednaprezanjem

1.10 1.10

za povremena opterećenja (paralelno su date i vrednosti ψ -koeficijenta za seizmičke i incidentne kombinacije opterećenja):

γ P

Vrsta povremenog opterećenja 2

3. 4. Korisna Korisna opterećenja opterećenja manja izmeđuod 2 i25kN/m kN/m2 5. Korisna opterećenja veća od 5 kN/m2 6. Opterećenja snegom 7. Opterećenja vetrom 8. Opterećenja temperaturnim uticajima

1.40 1.30 1.20 1.40 1.20 1.20

Vrednosti ψ-koeficijenata su usvojene prema sledećoj tabeli: Vrsta povremenog opterećenja

ψ0

ψ1

ψ2

0.8 0.8 0.8 0.8 0.8 0.8

0.5 0.5 0.7 0.2 0.5 0.5

0.3 0.3 0.6 0.0 0.0 0.0

2

3. Korisna opterećenja manja od 2 kN/m 2 4. Korisna opterećenja između 2 i 5 kN/m 5. Korisna opterećenja veća od 5 kN/m2 6. Opterećenja snegom 7. Opterećenja vetrom 8. Opterećenja temperaturnim uticajima

Formiranom listom mogućih kombinacija opterećenja analizira se mogućnost delovanja svakog od povremenih opterećenja kao dominantnih. Automatski je isključena mogućnost istovremenog delovanja dva seizmička slučaja opterećenja ili dva opterećenja vetrom.


20/86

20/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 2.2.8.4

Parcijalni koeficijenti za materijal:

Ovim standardima nije predviđena redukcija mehaničkih karakteristika materijala, zbog čega su vrednosti parcijalnih koeficijenata i za beton i za čelik usvojeni 1.0 za sve vrste kombinacija opterećenja.

2.2.9 ACI 2.2.9.1

• • • • •

Vrste opterećenja: stalna (g), povremena (p): deformacijska (d), seizmička (s), vetar (w).

Zbog specifičnosti kombinovanja pojedinih stalnih i povremenih vrsta opterećenja, lista vrsta opterećenja je sledeća: 1. Stalna opterećenja; 2. Opterećenja pritiskom tečnosti; 3. Pokretna opterećenja; 4. Udarna opterećenja; 5. Pritisak tla, podzemne vode; 6. Temperaturna i deformacijska opterećenja; 7. Seizmička opterećenja; 8. Opterećenja vetrom. Opterećenja 1 – 2 su stalna, a 3 – 5 povremena.

2.2.9.2 Vrste kombinacija: - kombinacije stalnih i pokretnih opterećenja (g + p), --

kombinacije stalnih,i pokretnih i deformacijskih opterećenja kombinacije stalnih deformacijskih opterećenja (g + d), (g + p + d), seizmičke kombinacije (g + p + s), kombinacije sa vetrom (g + p + w).

2.2.9.3 -

Pravila za kombinovanje: kombinacije stalnih i povremenih opterećenja za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ ∑γ -

G1, f

⋅ g + ∑ γ P 1 ⋅ p

(2.59)

⋅ g + ∑ γ P 1 ⋅ p

(2.60)

kombinacije stalnih, povremenih i deformacijskih opterećenja za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ ∑γ -

G1,u

G 2,u

G 2, f

⋅ g + ∑ γ P 2 ⋅ p + γ D 2 ⋅ d

(2.61)

⋅ g + ∑ γ P 2 ⋅ p + γ D 2 ⋅ d

(2.62)

kombinacije stalnih i deformacijskih opterećenja za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ ∑γ

G1,u

G1, f

⋅ g + γ D1 ⋅ d

(2.63)

⋅ g + γ D1 ⋅ d

(2.64)


21/86

21/86

5/6/2018



kombinacije stalnih, povremenih i seizmičkih opterećenja za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ ∑γ -

G 2,u

G 2, f

⋅ g + ∑ γ P 2 ⋅ p + γ S 2 ⋅ s

(2.65)

⋅ g + ∑ γ P 2 ⋅ p + γ S 2 ⋅ s

(2.66)

kombinacije stalnih, povremenih i opterećenja vetrom za nepovoljno, odnosno povoljno dejstvo stalnog opterećenja:

∑γ ∑γ

G 2,u

G 2, f

⋅ g + ∑ γ P 2 ⋅ p + γ W 2 ⋅ w

(2.67)

⋅ g + ∑ γ P 2 ⋅ p + γ W 2 ⋅ w

(2.68)

Vrednosti korišćenih parcijalnih koeficijenata sigurnosti su date narednim tabelama. -

za stalna opterećenja:

γ

-

-

γ

γ

G1,u

G1, f

G 2, u

1.40 1.40

0.90 0.00

1.05 1.05


γ P 1

γ P 2

3. Pokretna opterećenja 4. Udarna opterećenja 5. Pritisak tla, podzemne vode

1.70 1.70 1.70

1.275 1.275 1.275

Vrsta stalnog opterećenja 1. Sopstvena težina 2. Opterećenja pritiskom tečnosti

γ G 2, f

0.90 0.00

za povremena opterećenja:

za ostala opterećenja: 6. Temperaturna i deformacijska opterećenja 7. Seizmička opterećenja 8. Opterećenja vetrom

γ D1 = 1.40 , γ D 2

= 1.05 γ S 2 = 1.1 ⋅1.30 = 1.43 γ W 2 = 0.75 ⋅1.70 ≈ 1.30

2.2.9.4 Parcijalni koeficijenti za materijal Ovi standardi ne koriste parcijalne koeficijente za materijal, ali koriste faktor redukcije čvrstoće materijala. Međutim, kako ovak faktor zavisi samo od intenziteta aksijalne sile, a ne i od vrste kombinacije opterećenja, to je dat u poglavlju vezanom za mehaničke proračunske karakteristike materijala.

2.3 PRORAČUNSKE KARAKTERISTIKE ZA BETON I ČELIK Proračun graničnog stanja nosivosti bazira na idealizovanim konstitutivnim vezama za beton i čelik za armiranje – radni dijagrami.


22/86

22/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Iako se različitim standardima definišu različiti proračunski dijagrami, neke osobine su zajedničke: • u graničnom stanju nosivosti beton nije u stanju da primi napone zatezanja, • čelik za armiranje ima jednake karakteristike (oblike radnog dijagrama) i na zategnutoj i na pritisnutoj strani. *** U nastavku su date specifičnosti kombinovanja opterećenja definisane pojedinim standardima.

2.3.1 PBAB87 2.3.1.1

Beton

Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema PBAB87 usvaja u obliku kvadratna parabola + prava:

σb

=

f b

4 σ = f b

⋅ εb ⋅ ( 4 − εb )

u intervalu 0 < εb

< 2 promila

u intervalu 2 < ε

< 3.5 promila

b

(2.69)

b

Slika 1.

Radni dijagram za beton

Prikazani oblik zavisnosti se dosledno koristi za proračun svih elemenata/preseka prema graničnom stanju nosivosti (ne koristi se uprošćeni – pravougaoni – oblik ove veze). Računska čvrstoća pri pritisku f b je zavisna od marke betona (MB) saglasno narednoj tabeli: MB

10

15

20

30

40

50

60

f b [MPa]

7.00

10.50

14.00

20.50

25.50

30.00

33.00

2.3.1.2 Čelik za armiranje Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema PBAB87, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:

σ a = E a ⋅ ε a σa

= σv

za ε a za

σ v E a

<

σ v E a

< ε a

(2.70) <10


23/86

23/86

5/6/2018



Slika 2.

Radni dijagram za čelik za armiranje

U gornjem izrazu je: =

E a

modul elastičnosti čelika: E a

σ v

granica razvlačenja čelika, zavisna od vrste čelika za armiranje.

210GPa ,

Granice razvlačenja za različite vrste čelika za armiranju su date narednom tabelom:

σ v [MPa]

GA 220/340

GA 240/360

RA 400/500

MA 500/560

BiA 680/800

220.0

240.0

400.0

500.0

680.0

2.3.2 EC2 2.3.2.1

Beton

Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema Eurocode 2 usvaja u obliku kvadratna parabola + prava:

= 1000 ⋅ ε c ⋅ ( 250 ⋅ εc − 1) ⋅ f ck ⋅α / γ C u intervalu 0 < εc < 0.002 u intervalu 0.002 < εc < 0.0035 σ c = f ck ⋅ α / γ C σc

Slika 3.

(2.71)

Proračunski dijagram za beton

U datim izrazima je: f ck

čvrstoća betona na pritisak, zavisna od klase betona,

γ C

parcijalni koeficijent za beton,

α

redukcioni koeficijent, α = 0.85 .


24/86

24/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Prikazani oblik zavisnosti se dosledno koristi za proračun svih elemenata/preseka prema graničnom stanju nosivosti (ne koristi se uprošćeni – pravougaoni – oblik ove veze). Zavisnost čvrstoće betona od klase betona je data narednom tabelom:

f ck [MPa]

2.3.2.2

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

12.0

16.0

20.0

25.0

30.0

35.0

40.0

45.0

50.0

Čelik za armiranje

Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema Eurocode 2, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:

σ s = E s⋅ ε

za ε s

s

<

f yk/ γ S E s

(2.72)

f yk/ γ S

σ

=s f yk/ γ

S

za

E s

< ε s< 0.025

gde je:

= 200GPa ,

E s

modul elastičnosti za čelik; E s

f yk

napon na granici razvlačenja, zavisan od vrste čelika za armiranje,

γ S

parcijalni koeficijent za čelik za armiranje.

Slika 4.

Proračunski dijagram za čelik za armiranje


f yk [MPa]

S500H

S500N

500.0

500.0

2.3.3 DIN 2.3.3.1

Beton

Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema DIN usvaja u obliku kvadratna parabola + prava:


25/86

25/86

5/6/2018



  ε c  2   ⋅ f ck ⋅ α / γ C σ c = 1 − 1 −   ε c 2     σc

u intervalu 0 > εc

= f ck ⋅α / γ C

(2.73)

> εc > εc 2u

u intervalu ε c2

Slika 5.

> εc 2


Zavisnost čvrstoće betona, parcijalnog koeficijenta za beton za stalne i prolazne i seizmičke kombinacije i granica intervala proračunskog dijagrama od klase betona je data narednom tabelom: B12

B16

B20

B25

B30

B35

B40

B45

B50

f ck [MPa]

12.0

16.0

20.0

25.0

30.0

35.0

40.0

45.0

50.0

γ c

1.50

1.50

1.50

1.50

1.50

1.50

1.50

1.50

1.50

ε c 2

-2.0

-2.0

-2.0

-2.0

-2.0

-2.0

-2.0

-2.0

-2.0

ε c 2u

-3.5

-3.5

-3.5

-3.5

-3.5

-3.5

-3.5

-3.5

-3.5

2.3.3.2

B55

B60

B70

B80

B90

B100

f ck [MPa]

55.0

60.0

70.0

80.0

90.0

100.0

γ c

1.52

1.53

1.56

1.60

1.63

1.67

ε c 2

-2.03

-2.06

-2.10

-2.14

-2.17

-2.20

ε c 2u

-3.10

-2.70

-2.50

-2.40

-2.30

-2.20

Čelik za armiranje

Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema DIN, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:

σ s = E s⋅ ε σ

=s f yk/ γ

za ε s

s

S

za

<

f yk/ γ S E s

f yk/ γ S E s

(2.74)

< ε s< 0.025

gde je:

= 210GPa ,

E s


f yk



26/86

26/86

5/6/2018



γ S


Slika 6.



f yk [MPa]

S500H

S500N

500.0

500.0

2.3.4 BS 2.3.4.1

Beton

Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema BS usvaja u obliku prikazanom na slici:

=0 σ c = 0.67 ⋅ f cu ⋅ α / γ C σ

c

> 0.35 ×10−3 za 0.35 × 10−3 > εc > 0.0035 za 0 > ε

Slika 7.

(2.75)

c


Zavisnost čvrstoće betona od klase betona je data narednom tabelom:

f cu [MPa]

f cu [MPa]

C12/15

C16/20

C20/25

C25/30

C28/35

C30/37

C32/40

C35/45

C40/50

12.0

16.0

20.0

25.0

28.0

30.0

32.0

35.0

40.0

C45/55

C50/60

C55/67

C60/75

C70/85

C80/95

45.0

50.0

55.0

60.0

70.0

80.0


C90/105 C100/115 90.0

100.0

27/86

27/86

5/6/2018



2.3.4.2

Čelik za armiranje

Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema BS, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:

σ s = E s⋅ ε σ

= f y/ γ

s

za ε s

s

za

S

< f y / γ S E s

f y / γ S E s

(2.76)

< ε s < 0.02

gde je:

= 200GPa ,

E s


f yk


γ S


Slika 8.



f y [MPa]

Class 250

Class 460A

Class 460B

250.0

460.0

460.0

2.3.5 SIA 2.3.5.1

Beton

Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema SIA usvaja u obliku kvadratna parabola + prava:

= 1000 ⋅ ε c ⋅ ( 250ε c − 1) ⋅ f ck ⋅η fc / γ C u intervalu 0 < εc < 0.002 σ c = f ck ⋅η fc / γ C u intervalu 0.002 < εc < 0.003 σc

(2.77)

gde je: 13

η fc

=

 30 

 f ck  

U datim izrazima je: Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

28/86

28/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem f ck

čvrstoća betona na pritisak, zavisna od klase betona,

γ C

parcijalni koeficijent za beton,

Prikazani oblik zavisnosti se dosledno koristi za proračun svih elemenata/preseka prema graničnom stanju nosivosti (ne koristi se uprošćeni – pravougaoni – oblik ove veze).

Slika 9.


Zavisnost čvrstoće betona od klase betona je data narednom tabelom:

f ck [MPa]

2.3.5.2

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

12.0

16.0

20.0

25.0

30.0

35.0

40.0

45.0

50.0

Čelik za armiranje

Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema SIA, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:

σ s = E s⋅ ε σ

=s f sk/ γ

za ε s

s

S

za

<

f sk/ γ S E s

f sk/ γ S E s

(2.78)

< ε s< 0.02

gde je:

= 205GPa ,

E s


f sk


γ S


Slika 10.



29/86

29/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Granice razvlačenja za različite vrste čelika za armiranju su date narednom tabelom: B500A

B500B

B450C

500.0

500.0

450.0

f sk [MPa]

2.3.6 SNiP 2.3.6.1

Beton

Kako proračun prema propisima SNiP ne bazira na dilatacijama, to idealizovana, proračunska veza napon-dilatacije za beton nije definisana. Na osnovu činjenice da se raspodela napona pritiska u betonu usvaja konstantna po celoj pritisnutoj površini preseka, algoritamski je usvojen dijagram sledećeg oblika:

σb

= γ b 2 ⋅ Rb

(2.79)

gde je:

γ b 2

koeficijent uslova rada (definisan u poglavlju vezanom za kombinovanje opterećenja),

Rb

čvrstoća betona na pritisak.

Za seizmičke kombinacije opterećenja, čvrstoća betona na pritisak se uvećava za 20%, zbog čega je u tom slučaju:

σb

= 1.20 ⋅ γ b 2 ⋅ Rb

(2.80)

Slika 11.

Usvojeni proračunski dijagram za beton

Zavisnost čvrstoće betona od klase betona je data narednom tabelom (vrednosti za R b su date u MPa):

Rb [MPa]

2.3.6.2

B15

B20

B25

B30

B35

B40

B45

B50

B55

B60

8.5

11.5

14.5

17.0

19.5

22.0

25.0

27.5

30.0

33.0

Čelik za armiranje

I u slučaju čelika za armiranje, prethodna primedba o nedefinisanosti idealizovanog dijagrama važi. Algoritamski je usvojena idealizovana zavisnost u obliku:

σ s = E s⋅ ε σ

=s R

s

za ε s za R E s s

s

<

R s E s

< ε

(2.81) s


30/86

30/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem gde je:

= 200GPa ,

E s


R s

napon na granici razvlačenja, zavisan od vrste čelika za armiranje.

Za seizmičke kombinacije opterećenja, granica razvlačenja čelika na pritisak i zatezanje se uvećava za 20%.

Slika 12.

Usvojen proračunski dijagram za čelik za armiranje

Napomena: Iz kasnijih izraza biće zaključeno da ekvivalentnom idealizovanom dijagramu za čelik, zapravo, ne odgovara modul elastičnosti za čelik od 200GPa.(videti izraz (2.104)). Napomena: Kako je za sve predviđene vrste čelika za armiranje granica razvlačenja na strani pritiska i zatezanja jednaka, to se koristi samo jedna oznaka ( R s ) za obe veličine.

Granice razvlačenja (u MPa) za različite vrste čelika za armiranju su date narednom tabelom ( Rsw se odnosi na poprečnu armaturu).

R s [MPa] R sw [MPa]

A-I

A-II

A-III

225 0.8 x 225.0

280 0.8 x 225

355 0.8 x 285

2.3.7 BSD 2.3.8 MSZ 2.3.8.1 Beton Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema BS usvaja u obliku prikazanom na slici:

σ

= f b

za ε c

< 0.0025


(2.82)

31/86

31/86

5/6/2018



Slika 13.


Zavisnost čvrstoće betona od klase betona je data narednom tabelom: C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

C55

9.0

11.5

14.5

17.5

20.5

23.5

26.0

29.0

32.0

35.0

f b [MPa]

2.3.8.2

Čelik za armiranje

Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema PBAB87, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:

σ a = E a ⋅ ε a σa

= σv

za ε a za

σ v E a

<

σ v E a

< ε a

Slika 14.

(2.83) <10

Radni dijagram za čelik za armiranje

U gornjem izrazu je: =

E a

modul elastičnosti čelika: E a

σ v

granica razvlačenja čelika, zavisna od vrste čelika za armiranje.

200GPa ,


σ v [MPa]

B.38.24(.B)

B.50.36

B.55.40 B.60.40

B.60.50(.S)

BHS.60.50 BHB.60.50

B.75.50

C15

210.0

310.0

350.0

420.0

420.0

420.0

410.0


32/86

32/86

5/6/2018



2.3.9 ACI Proračunska zavisnost između napona pritiska i dilatacija za beton se prema ACI 318 usvaja u obliku prikazanom na slici:

> ( 1 − β 1 ) 0.3 ×10−3

σc

=0

za 0 > εc

σc

= 0.85 ⋅ f c′ ⋅ φ

za ( 1 − β1 ) 0.3 ×10−3

> εc

(2.84)

> 0.3 ×10−3

gde je: f c′

računska čvrstoća betona na pritisak,

φ

koeficijent redukcije čvrstoće betona (i čelika),

β 1

koeficijent kojim je određen „neaktivni“ deo pritisnute zone betona.

Koeficijent β 1 se programski određuje prema: f ′[ psi ] − 4000 0.65 ≤ β 1

= 0.85 −

c

≤ 0.85

1000

(2.85)

gde je sa f c′[ psi ] obeležena čvrstoća betona izražena u imperijalnom sistemu jedinica.

Slika 15.

Usvojeni proračunski dijagram za beton

Faktor redukcije φ se određuje u zavisnosti od aksijalne sile na sledeći način:

0.7 0.9

φ = 

ν < −0.1 ν > 0.00

, ν =

N u f c′ ⋅ Ag

.

(2.86)

U zoni relativno malog pritiska (između 0 i 0.1 po relativnoj vrednosti normalne sile ν ), ovaj koeficijent se određuje pravilom linearne interpolacije. U prethodnom izrazu sa A g je obeležena površina bruto poprečnog preseka, dok je N u granična vrednost aksijalne sile. Zavisnost čvrstoće betona f c′ od klase betona je data narednom tabelom:

f c′ [MPa]

2.3.9.1

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

12.0

16.0

20.0

25.0

30.0

35.0

40.0

45.0

50.0

Čelik za armiranje

Proračunska zavisnost između napona i dilatacija za čelik za armiranje se, prema ACI 318, usvaja u obliku bilinearnog dijagrama:


33/86

33/86

5/6/2018



σ s = E s⋅ ε σ

=s f ⋅ykφ

s

za ε s za

f y E s

<

f y E s

(2.87)

< ε
gde je:

= 200GPa ,

E s


f y


φ

koeficijent redukcije čvrstoće čelika (2.86).

Slika 16.



f y [MPa]

Grade 40

Grade 50

Grade 60

Grade 75

275.79

344.74

413.68

517.11

2.4 SAVIJANJE SA NORMALNOM SILOM U ovom poglavlju se daje opis načina određivanja potrebne količine podužne armature kao posledice dejstva momenata savijanja sa aksijalnom silom.

2.4.1 Granične dilatacione linije Proračun preseka na dejstvo normalnih sila i momenata savijanja prema graničnom stanju nosivosti podrazumeva analizu poprečnog preseka kod kojeg je dostignuto stanje graničnih dilatacija. Dakle, kriterijum dostizanja graničnog stanja nosivosti je postavljen po dilatacijama. Načelno, granično stanje nosivosti preseka je dostignuto ukoliko je zadovoljen kriterijum dostignute maksimalne dilatacije zatezanja u najudaljenijoj armaturi (lom preseka po armaturi) ili dostignute maksimalne dilatacije pritiska za ivično vlakno betona (lom preseka po betonu). Dodatno, za stanje dilatacija koje rezultuje pritisnutim celim presekom, granična vrednost dilatacija u betonu se redukuje (Slika 17). Iako se stanje dilatacija u preseku najčešće opisuje odnosom maksimalnih dilatacija u betonu i čeliku, zajednički uslov ovog koncepta je determinisanost stanja dilatacija u preseku jednim parametrom (nulta tačka dilatacija po visini preseka jednoznačno određuje kompletno stanje dilatacija). Maksimalne vrednosti dilatacija u betonu i čeliku su, načelno, definisane već proračunskim konstitutivnim zakonima. Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

34/86

34/86

5/6/2018



Slika 17.

Granične dilatacione linije

Način na koji je pojedinim standardima definisano granično stanje preseka je obrađen zasebno za svaki od standarda. Ukoliko određeni standard ne definiše eksplicitno zakon promene graničnih dilatacionih linija, formulisan je ekvivalentni zakon kojim su zadovoljene proračunske odredbe koje dovode do istovetnog rezultata po rezultujućoj potrebnoj količini armature.

2.4.2 Analiza koso savijanog preseka Modulom za dimenzionisanje, prilikom određivanja potrebne količine podužne armature u preseku, usvojen je koncept kojim se analizira opšti slučaj koso savijanog poprečnog preseka. Jednoosno savijani preseci su, u tom smislu, specijalni slučaj prethodnih. Zadatak je odrediti ugao nagiba neutralne linije i njen položaj po visini preseka za koji je zadovoljena ravnoteža spoljašnjih (momenti savijanja oko dve ortogonalne ose i aksijalna sila) i unutrašnjih sila. Problem se svodi na rešavanje sistema tri jednačine sa tri nepoznate veličine. Ovakav sistem jednačina, sem u specijalnim slučajevima, ne može biti rešen direktno. Opšta algoritamska procedura za jedan ugao nagiba ose savijanja (Slika 18) iterira položaj neutralne linije (paralelne osi savijanja) u potrazi za onim položajem kojem odgovara stanje dilatacija (samim tim i napona i unutrašnjih sila) kojim je zadovoljena ravnoteža spoljašnjih i unutrašnjih aksijalnih sila, te momenata savijanja oko analizirane ose savijanja. U opštem slučaju ovim nije zadovoljena ravnoteža momenata savijanja oko ose normalne na osu savijanja.

Slika 18.

Naponsko dilatacijska analiza poprečnog preseka opterećenog momentom savijanja proizvoljnog pravca i aksijalnom silom

Daljim variranjem ugla nagiba ose savijanja iterativnom procedurom se pronalazi onaj nagib ugla za koji je zadovoljenjem prva dva uslova ravnoteže zadovoljen i treći. Napomena: detaljniji prikaz postupka određivanja ugla ose savijanja preseka je data u Prilogu.

Opisanim postupkom se određuje potrebna količina armature u preseku za uticaje jedne kombinacije opterećenja. Na isti način se analizira presek na dejstvo uticaja ostalih kombinacija. U clju uštede u proračunskom vremenu koristi se optimizacija kojom se ne analiziraju uticaji kombinacija čija količina armature izvesno nije merodavna. Uticaji jedne kombinacije opterećenja rezultiraju jednom količinom potrebne armature u preseku. Merodavna kombinacija je ona čiji uticaji zahtevaju veću potrebnu količinu armature od ostalih kombinacija.


35/86

35/86

5/6/2018



2.4.3 Izvijanje Uticaj izvijanja na potrebnu količinu armature pritisnutih elemenata se razmatra opciono. Predefinisano stanje podrazumeva uvođenje ovog uticaja kod vertikalnih elemenata (stubovi), a njeno izostajanje kod horizontalnih (grede). Korisnik ima mogućnost da prilikom zadavanja lokalnih podataka za dimenzionisanje elementa promeni predefinisano stanje. U situacijama kada su zadovoljeni odgovarajući kriterijumi definisani standardima kojima se element, u smislu potrebe uvođenja uticaja izvijanja u proračun, klasifikuje kao kratak, ovi uticaji se ne analiziraju. Programski se ne proračunava dužina izvijanja elementa. Predviđeno je zadavanje koeficijenta dužine izvijanja od strane korisnika (lokalni podaci za element). Efekti izvijanja se u proračun uvode izračunavanjem dodatnih vrednosti momenata savijanja, koji uvećavaju momente savijanja sračunate po teoriji prvog reda. Presek se, zatim, dimenzioniše na dejstvo povećanih uticaja. Pri tome se u proračun uvodi uticaj geometrijskih imperfekcija i efekata drugog reda. Geometrijska imperfekcija ima karakter uticaja prvog reda. Ovi uticaji se predstavljaju odgovarajućim dodatnim ekscentricitetima aksijalne sile, koji se sabiraju sa odgovarajućim ekscentricitetom prvog reda. Uticaji tečenja betona su zanemareni (smatra se da su kompenzovani konzervativnostima proračuna, kao i drugim, zanemarenim, povoljnim uticajima). Simultano se (konzervativno) računaju i apliciraju dodatni ekscentriciteti za oba pravca. Iako se pojedinim standardima dodatni uticaji izvijanja računaju nešto modifikovanim postupkom, za sve implementirane standarde je moguće izdvojiti na prethodno izneti način definisane parcijalne ekscentricitete. Ovim je izveštaj dimenzionisanja unificiran za sve standarde. Napomena: za svaki pravac posebno se proverava potreba uvođenja dodatnih ekscentriciteta.

Programski su data dva postupka za proračun dopunskih ekscentriciteta drugog reda. Iako, principjelno, odgovaraju različitim standardima, dostupni su za proračun po svim standardima. Ovo je učinjeno zbog mogućnosti uvođenja ovih ekscentriciteta prilikom proračuna pomerljivih konstrukcija, kada mogu biti primenjeni kao aproksimacija ponašanja konstrukcije u ovom smislu. Zbog mogućnosti da pri malim ekscentricitetima prvog reda, te nesimetričnom armiranju preseka dodatni ekscentriciteti imaju nepovoljnije dejstvo aplicirani suprotnog znaka od ekscentriciteta prvog reda, programski se ispituje i ova mogućnost, tako što se ispituje mogućnost negativnog dodatnog ukupnog ekscentriciteta za svaki od pravaca. *** Korisnik konstrukciju, saglasno procenjenom stepenu ukrućenja za dejstvo horizontalnog opterećenja, klasifikuje kao pomerljivu ili nepomerljivu.

2.4.3.1.1 Horizontalno nepomerljive konstrukcije Proračun uticaja vitkosti elemenata horizontalno nepomerljivih konstrukcija se sprovodi na izdvojenim (izolovanim) stubovima. Pretpostavlja se da je dužina izvijanja stuba locirana tako da se njena sredina poklapa sa sredinom dužine elementa. Za svaki presek duž elementa se programski određuje da li se nalazi u središnjem delu dužine izvijanja (u daljem tekstu aktivni deo dužine izvijanja) ili ne. Ukoliko je presek klasifikovan kao presek unutar aktivnog dela dužine izvijanja, uticaji prvog reda se uvećavaju na bazi dodatnih ekscentriciteta. Za presek izvan aktivne dužine ovo se ne čini, čime se oni dimenzionišu na uticaje prvog reda. Kako postoji mogućnost da element u jednom pravcu bude vezan na oba svoja kraja, a u drugom samo na jednom ili ni jednom (npr. grede jednog pravca izostaju), to se presek klasifikuje kao presek u aktivnoj dužini izvijanja zavisno od zadatih uslova na krajevima selektovanog elementa (dijalog „Lokalni podaci“). Ova provera se sprovodi za svaki pravac nezavisno.


36/86

36/86

5/6/2018



Slika 19.

Koeficijenti dužine izvijanja i konturni uslovi krajeva za dva pravca elementa

Načelno, presek je unutar aktivnog dela dužine izvijanja, ukoliko je lociran u srednjoj polovini dužine izvijanja. Dodatno, ukoliko za neki pravac na nekom od krajeva presek nije pridržan, aktivni deo dužine izvijanja se produžava do tog kraja stuba.

2.4.3.1.2 Horizontalno pomerljive konstrukcije Kako ne postoji mogućnost egzaktne analize i dimenzionisanja elemenata pomerljivih konstrukcija, korisniku, načelno, stoje na raspolaganju dva načina njihovog približnog dimenzionisanja: Prvi način (preporučeni postupak) bazira na uticajima prvog reda (analiza konstrukcije saglasno teoriji prvog reda). Programski se uvećavaju momenti savijanja (ekscentriciteti) u dva koraka. U prvom koraku se smatra da je element celom svojom dužinom unutar aktivne dužine izvijanja. U drugom koraku sa se konzervativno analizira „lokalna“ stabilnost, timeizvijanja. što se isti element tretira kao horizontalno nepomerljiv usvojenom dužinom Drugi način podrazumeva da je konstrukcija proračunata za izabranu graničnu kombinaciju opterećenja saglasno teoriji drugog reda, te da su uticaji prvog „prolaza“ prethodnog postupka time dobijeni. Dodatna analizom se elementi analiziraju kao elementi horizontalno nepomerljivih konstrukcija sa koeficijentom dužine izvijanja manjim ili jednakim 1.0 – drugi „prolaz“ prethodnog postupka. Napomena: Oba postupka, saglasno iznetim aproksimacijama, obezbeđuju samo grubu procenu uticaja drugog reda koji bi odgovarali proračunu koju uvodi simultano i geometrisjku i materijalnu nelinearnost. Napomena: Analiza konstrukcije saglasno teoriji drugog reda ne obuhvata uticaje geometrijskih imperfekcija. Napomena: Analiza konstrukcije saglasno teoriji drugog reda mora biti zasebno sprovedena za svaku izabranu graničnu kombinaciju opterećenja, pošto princip superpozicije uticaja ne može biti primenjen.

U prvom „prolazu“ preporučenog postupka svi preseci elementa se tretiraju kao preseci u aktivnom delu dužine izvijanja, te se uvećavaju momenti savijanja celom dužinom stuba (i na krajevima). Pri tome se za uvećanje momenata savijanja prvog reda koristi približan model-stub postupak. U drugom prolazu se koeficijent dužine izvijanja konzervativno postavlja na 1.0 i sprovodi se proračun dodatnih ekscentriciteta koji u potpunosti odgovara postupku opisanom za horizontalno nepomerljive konstrukcije. Pri tome se na isti način tretiraju i uslovi pridržanosti krajeva elementa. Napomena: Programski se ne vodi računa o eventualnoj koliziji ulaznih podataka vezanih za pomerljivost konstrukcije te zadate koeficijente dužine izvijanja. Napomena: Različitim ulaznim podacima vezanim za pomerljivost konstrukcije, koeficijente dužine izvijanja, te „pridržanost“ krajeva stuba moguće je modelirati praktično sve praktične situacije. Korisnička intervencija u nekim slučajevima je neophodna.

2.4.4 PBAB 2.4.4.1


Pravilnikom PBAB87 granično stanje preseka je definisano graničnim dilatacionim linijama kojima je zadovoljen jedan od sledeća tri uslova (Slika 20): -

dilatacija u najudaljenijoj armaturi je 10 promila (prema proračunskom dijagramu za čelik – maksimalna dilatacija čelika). Serija ovih graničnih linija prolazi kroz tačku A na slici

-

dilatacija u ivičnom vlaknu pritisnutog betona je 3.5 promila (prema proračunskom dijagramu za beton – maksimalna dilatacija u pritisnutom betonu). Serija ovih graničnih linija prolazi kroz tačku B na slici.


37/86

37/86

5/6/2018



dilatacija u ivičnom vlaknu je između 2.0 i 3.5 promila, ceo presek je pritisnut, a granična dilataciona linija prolazi kroz tačku C na slici. Za slučaj konstantne dilatacije po visini pritisnutog preseka, maksimalna dilatacija je redukovana na 2.0 promila.

Slika 20.

2.4.4.2

Granične dilatacione linije prema PBAB87

Analiza koso savijanog preseka

Procedura iterativnog određivanja rezultujućeg ugla ose savijanja, njenog položaja i potrebne količine armature u potpunosti odgovara postupku datom u uvodnom delu ovog poglavlja. S obzirom da je Pravilnikom BAB87 predviđena primena povećanih vrednosti parcijalnih koeficijenata u situacijama kada je maksimalna dilatacija u armaturi manja od 3 promila, programski je predviđena iterativna procedura kojom se ovo obezbeđuje. Napomena: prisustvo velikog broja ovakvih poprečnih preseka može značajno da produži potrebno vreme za proračun elementa/konstrukcije.

2.4.4.3 Izvijanje Ukupan (uvećani ekscentricitet prvog reda) ekscentricitet aksijalne sile se računa prema: euk

= e0 ± ( ea + e2 )

(2.88)

gde je: e0

ekvivalentni ekscentricitet prvog reda,

ea

ekscentricitet usled geometrijskih imperfekcija (slučajni ekscentricitet),

e2

ekscentricitet drugog reda.

Bez obzira na moguću promenu momenta savijanja nekog od pravaca duž pritisnutog elementa, programski se usvaja konstantna vrednost momenata savijanja za sve preseke elementa – momenat koji odgovara ekvivalentnom ekscentricitetu. Ekvivalentni ekscentricitet je u funkciji vrednosti momentata savijanja na krajevima elementa, i to na sledeći način (za svaki od dva pravca): e0

= 0.65 ⋅ e02 + 0.35 ⋅ e01

(2.89)

gde su: e01 , e02 odgovarajući ekscentriciteti aksijalne sile u presecima na krajevima stuba, i gde je ekscentricitet e02 po apsolutnoj vrednosti veći. U izraz (2.89), svaki od ekscentriciteta ulazi sa svojim pravim znakom. Ekscentricitet usled geometrijskih imperfekcija se u proračun uvodi na sledeći način:


38/86

38/86

5/6/2018



 2cm  ea = max  l 0  300 < 10cm

(2.90)

gde je: l 0

dužina izvijanja elementa (proizvod dužine elementa i zadatog koeficijenta dužine izvijanja).

Ekscentricitet drugog reda može biti sračunat na dva načina zavisno od izabrane opcije prilikom zadavanja ulaznih podataka: -

metod dopunske ekscentričnosti (PBAB87), ili

-

aproksimativni model-stub postupak.

Prema prvom (metod dopunske ekscentričnosti), ekscentricitet drugog reda se računa prema:

− 25

e2

= λ

e2

= λ − 25 ⋅ d

e2

=

100

160 λ − 25 160

⋅ d ⋅

0.1 +

e1

za

d

e1 d

≤ 0.3

za e1 ≤ 2.5 d e za 1 ≤ 3.5 d

e ⋅ d ⋅  3.5 − 1   d  

(2.91)

gde je: e1

zbirni ekscentricitet prvog reda e1 = e0 + ea ,

d

visina preseka za analizirani pravac,

λ

vitkost elementa:

λ =

l 0 i

, i=

I A

.

(2.92)

Drugim postupkom (aproksimativni model-stub postupak), ekscentricitet drugog reda (maksimalni ugib) se procenjuje kao: e2

= K1 ⋅

l 02 1

⋅

10 r

,

1

r

= 2 ⋅ K 2 ⋅

ε yd

(2.93)

0.9 ⋅ h

gde je: K 1

korekcioni koeficijent kojim se za male vitkosti umanjuju efekti drugog reda: K 1

1

r K 2

=

λ 20

− 0.75 ≤ 1 ,

maksimalna krivina elementa, koja se procenjuje drugim izrazom u (2.93), korekcioni koeficijent kojim se uvodi u proračun smanjenje krivine usled povećanja aksijalne sile. Konzervativno je usvojen K 2

ε yd

(2.94)

= 1.0 ,

proračunska dilatacija tečenja armature ε

yd =

σ v E a,

h statička visina preseka za analizirani pravac. Ukoliko je zadovoljen neki od sledeća tri uslova, efekati izvijanja se ne analiziraju ( ea Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

= 0 , e2 = 0 ): 39/86

39/86

5/6/2018



λ ≤ 50 − 25 ⋅ e1 d

e02

≥ 3.5 ∧ λ ≤ 75

e1 ≥ 3.5 ⋅ λ d 75

2.4.4.3.1

e01

(2.95)

∧ λ > 75

Tretman horizontalno pomerljivih konstrukcija

Elementi sa horizontalno pomerljivim krajevima su oni elementi čiji je koeficijent dužine izvijanja veći od 1.0. Za ove elemnte, kako je navedeno u uvodnom delu, proračun bazira na dvostrukom uvećanju momenata savijanja prvog reda. U prvom „prolazu“ postupak sračunavanja dodatnih ekscentriciteta ea i e2 odgovara onom datom izrazima (2.90), odnosno (2.91) ili (2.93), dok ekscentricitet prvog reda e0 , u ovom slučaju predstavlja količnik momenta savijanja prvog reda (ne ekvivalentnog) i aksijalne sile (stvarni ekscentricitet normalne sile prema teoriji prvog reda), i varira od preseka do preseka. U drugom „prolazu“ se ponavlja procedura opisana za elemente horizontalno nepomerljivih konstrukcija sa redukovanim koeficijentima dužine izvijanja, izrazi (2.89), (2.90) i (2.91) ili (2.93).

2.4.5 EC2 2.4.5.1


Granično stanje preseka je definisano graničnim dilatacionim linijama kojima je zadovoljen jedan od sledeća tri uslova (Slika 21) -


-

dilatacija u ivičnom vlaknu pritisnutog betona je 3.5 promila (prema proračunskom dijagramu za beton maksimalna dilatacija u pritisnutom betonu). Serija ovih graničnih linija prolazi kroz tačku B na– slici.

-


Slika 21.

2.4.5.2



Procedura iterativnog određivanja rezultujućeg ugla ose savijanja, njenog položaja i potrebne količine armature u potpunosti odgovara postupku datom u uvodnom delu ovog poglavlja.


40/86

40/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Programski se automatski obračunavaju, osim parcijalnih koeficijenata za opterećenja, i parcijalni koeficijenti za materijale. Ovim koeficijentima se redukuju mehaničke karakteristike čelika za armiranje i betona zavisno od vrste kombinacije opterećenja.

2.4.5.3

Izvijanje

Ukupan (uvećani ekscentricitet prvog reda) ekscentricitet aksijalne sile se računa prema: euk

= e0 ± ( ea + e2 )

(2.96)

gde je: e0


ea


e2


Bez obzira na moguću promenu momenta savijanja nekog od pravaca duž pritisnutog elementa, programski se usvaja konstantna vrednost momenata savijanja za sve preseke elementa – momenat koji odgovara ekvivalentnom ekscentricitetu. Ekvivalentni ekscentricitet je u funkciji vrednosti momentata savijanja na krajevima elementa, i to na sledeći način (za svaki od dva pravca): e0

= 0.6 ⋅ e02 + 0.4 ⋅ e01

(2.97)

gde su: e01 , e02 odgovarajući ekscentriciteti aksijalne sile u presecima na krajevima stuba, i gde je ekscentricitet e02 po apsolutnoj vrednosti veći. U izraz (2.89), svaki od ekscentriciteta ulazi sa svojim pravim znakom. Ekscentricitet usled geometrijskih imperfekcija se u proračun uvodi na sledeći način: ea

= 12 ⋅ν ⋅ l 0 , ν = 1001

l

1 ≥ 200

(2.98)

gde je: l 0

dužina izvijanja elementa (proizvod dužine elementa i zadatog koeficijenta dužine izvijanja),

l

stvarna dužina elementa.

Ekscentricitet drugog reda može biti sračunati na dva načina zavisno od izabrane opcije prilikom zadavanja ulaznih podataka: • metod dopunske ekscentričnosti (PBAB87), ili • aproksimativni model-stub postupak. Oba postupka su opisana u delu poglavlja koji se odnosi na proračun prema PBAB87. Prema prvom (metod dopunske ekscentričnosti), ekscentricitet drugog reda se računa prema (2.91). Drugim postupkom (aproksimativni model-stub postupak), ekscentricitet drugog reda (maksimalni ugib) se procenjuje prema (2.93). Efekti izvijanja se ne uvode u proračun ( ea

λ ≤ 50 − 25 ⋅

= 0 , e2 = 0 ) ukoliko je zadovoljen sledeći uslov:

e01 e02

(2.99)

Napomena: Prilikom proračuna saglasno standardu EC2, preporučuje se primena aproksimativnog model stub postupka.

2.4.5.3.1 Tretman pomerljivih konstrukcija


41/86

41/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Elementi sa horizontalno pomerljivim krajevima su oni elementi čiji je koeficijent dužine izvijanja veći od 1.0. Za ove elemnte, kako je navedeno u uvodnom delu, proračun bazira na dvostrukom uvećanju momenata savijanja prvog reda. U prvom „prolazu“ postupak sračunavanja dodatnih ekscentriciteta ea i e2 odgovara onom datom izrazima (2.98), odnosno (2.91) ili (2.93), dok ekscentricitet prvog reda e0 , u ovom slučaju predstavlja količnik momenta savijanja prvog reda (ne ekvivalentnog) i aksijalne sile (stvarni ekscentricitet normalne sile prema teoriji reda), i varira odnepomerljivih preseka do konstrukcija preseka. U drugom „prolazu“ se ponavlja procedura opisana za prvog elemente horizontalno sa redukovanim koeficijentima dužine izvijanja, izrazi (2.97), (2.98) i (2.91) ili (2.93).

2.4.6 DIN 2.4.6.1


Granično stanje preseka je definisano graničnim dilatacionim linijama kojima je zadovoljen jedan od sledeća tri uslova (Slika 22) -


-

dilatacija u ivičnom vlaknu pritisnutog betona je 3.5 (ili manja za visoke klase betona) promila (prema proračunskom dijagramu za beton – maksimalna dilatacija u pritisnutom betonu). Za više klase betona od B50, maksimalna dilatacija u betonu se redukuje do minimalnih 2.2 promila, kako je prikazano u 2.3.3.1. Serija ovih graničnih linija prolazi kroz tačku B na slici.

-

dilatacija u ivičnom vlaknu je između 2.0 (ili više) i 3.5 (ili manje) promila, ceo presek je pritisnut, a granična dilataciona linija prolazi kroz tačku C na slici. Za slučaj konstantne dilatacije po visini pritisnutog preseka, maksimalna dilatacija je redukovana na 2.0 promila za klase betona zaključno sa B50, odnosno na veću vrednost, a maksimalno 2.2 promila, za klase betona iznad B50.

Slika 22.

2.4.6.2



Procedura iterativnog određivanja rezultujućeg ugla ose savijanja, njenog položaja i potrebne količine armature u potpunosti odgovara postupku datom u uvodnom delu ovog poglavlja. Programski se automatski obračunavaju, osim parcijalnih koeficijenata za opterećenja, i parcijalni koeficijenti za materijale. Ovim koeficijentima se redukuju mehaničke karakteristike čelika za armiranje i betona zavisno od vrste kombinacije opterećenja.

2.4.6.3

Izvijanje


= e0 ± ( ea + e2 )


(2.100)

42/86

42/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem gde je: e0


ea


e2

ekscentricitet drugog reda. Ekvivalentni ekscentricitet prvog reda e0 se sračunava saglasno (2.97), dodatni ekscentriciteti usled geometriskih imperfekcija ea prema (2.98). Ekscentricitet drugog reda može biti sračunat na dva načina zavisno od izabrane opcije prilikom zadavanja ulaznih podataka: -

metod dopunske ekscentričnosti (PBAB87), ili

-


Oba postupka su opisana u delu poglavlja koji se odnosi na proračun prema PBAB87. Prema prvom (metod dopunske ekscentričnosti), ekscentricitet drugog reda se računa prema (2.91). Drugim postupkom (aproksimativni model-stub postupak), ekscentricitet drugog reda (maksimalni ugib) se procenjuje prema (2.93). Efekti izvijanja se ne uvode u proračun ( ea

λ ≤ 50 − 25 ⋅


e01 e02

(2.101)

Napomena: Prilikom proračuna saglasno standardu DIN, preporučuje se primena aproksimativnog model stub postupka.

2.4.6.3.1 Tretman pomerljivih konstrukcija Elementi sa horizontalno pomerljivim krajevima su oni elementi čiji je koeficijent dužine izvijanja veći od 1.0. Za ove elemnte, kako je navedeno u uvodnom delu, proračun bazira na dvostrukom uvećanju momenata savijanja prvog reda. U prvom „prolazu“ postupak sračunavanja dodatnih ekscentriciteta ea i e2 odgovara onom datom izrazima (2.98), odnosno (2.91) ili (2.93), dok ekscentricitet prvog reda e0 , u ovom slučaju predstavlja količnik momenta savijanja prvog reda (ne ekvivalentnog) i aksijalne sile (stvarni ekscentricitet normalne sile prema teoriji prvog reda), i varira od preseka do preseka. U drugom „prolazu“ se ponavlja procedura opisana za elemente horizontalno nepomerljivih konstrukcija sa redukovanim koeficijentima dužine izvijanja, izrazi (2.97), (2.98) i (2.91) ili (2.93).

2.4.7 BS 2.4.7.1 Granične dilatacione linije Granično stanje preseka je definisano graničnim dilatacionim linijama kojima je zadovoljen jedan od sledeća tri uslova (Slika 23): -


-


-



43/86

43/86

5/6/2018



Slika 23.

2.4.7.2



Procedura iterativnog određivanja rezultujućeg ugla ose savijanja, njenog položaja i potrebne količine armature u potpunosti odgovara postupku datom u uvodnom delu ovog poglavlja. Razlikuje se oblik naponskog dijagrama u betonu. Programski se automatski obračunavaju, osim parcijalnih koeficijenata za opterećenja, i parcijalni koeficijenti za materijale. Ovim koeficijentima se redukuju mehaničke karakteristike čelika za armiranje i betona zavisno od vrste kombinacije opterećenja.

2.4.7.3

Izvijanje

Ukupan (uvećani ekscentricitet prvog reda) ekscentricitet aksijalne sile u nekom preseku se računa prema: l 02

d euk

= e0 ± e2

, e2

= βe ⋅ K ⋅ d ≥ ea = 20

, β e

= 2000 ⋅ d

(2.102)

gde je: e0


ea


e2

ekscentricitet drugog reda,

K

koeficijent konzervativno usvojen kao K = 1.0 .

Slučajni ekscentricitet nema aditivni karakter, već samo ograničava dodatni ekscentricitet e2 sa donje strane (definiše njegovu minimalnu vrednost).

2.4.7.3.1 Tretman pomerljivih konstrukcija Elementi sa horizontalno pomerljivim krajevima su oni elementi čiji je koeficijent dužine izvijanja veći od 1.0. Za ove elemnte, kako je navedeno u uvodnom delu, proračun bazira na dvostrukom uvećanju momenata savijanja prvog reda. U oba prolaza se aplicira analiza definisana izrazom (2.102). U drugom prolazu se redukuje koeficijent dužine izvijanja na 1.0.

2.4.8 SIA 2.4.8.1


Granično stanje preseka je definisano graničnim dilatacionim linijama kojima je zadovoljen jedan od sledeća tri uslova (Slika 24): Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

44/86

44/86

5/6/2018




-


-

dilatacija vlaknukroz je između ceo konstantne presek je pritisnut, granična dilatacionau ivičnom linija prolazi tačku C2.0nai 3.0 slici.promila, Za slučaj dilatacijea po visini pritisnutog preseka, maksimalna dilatacija je redukovana na 2.0 promila.

Slika 24.

2.4.8.2



Procedura iterativnog određivanja rezultujućeg ugla ose savijanja, njenog položaja i potrebne količine armature u potpunosti odgovara postupku datom u uvodnom delu ovog poglavlja. Razlikuje se oblik naponskog dijagrama u betonu. Programski se automatski obračunavaju, osim parcijalnih koeficijenata za opterećenja, i parcijalni koeficijenti za materijale. Ovim koeficijentima se redukuju mehaničke karakteristike čelika za armiranje i betona zavisno od vrste kombinacije opterećenja.

2.4.8.3

Izvijanje


= e0 ± ( ea + e2 )

(2.103)

gde je: e0


ea


e2


Ekvivalentni ekscentricitet prvog reda e0 se sračunava saglasno (2.97), dodatni ekscentriciteti usled geometriskih imperfekcija ea prema: ea

1

= ⋅ν ⋅ l 0 2

,

1 200

≥ ν =

1 100 l

≥

1 300

(2.104)

Ekscentricitet drugog reda može biti sračunat na dva načina zavisno od izabrane opcije prilikom zadavanja ulaznih podataka: - metod dopunske ekscentričnosti (PBAB87), ili


45/86

45/86

5/6/2018




Oba postupka su opisana u delu poglavlja koji se odnosi na proračun prema PBAB87. Prema prvom (metod dopunske ekscentričnosti), ekscentricitet drugog reda se računa prema (2.91). Drugim postupkom (aproksimativni model-stub postupak), ekscentricitet drugog reda (maksimalni ugib) se procenjuje prema (2.93). Efekti izvijanja se ne uvode u proračun ( ea

λ ≤ 50 − 25 ⋅


e01 e02

(2.105)

Napomena: Prilikom proračuna saglasno standardu SIA, preporučuje se primena aproksimativnog model stub postupka.

2.4.8.3.1 Tretman pomerljivih konstrukcija Elementi sa horizontalno pomerljivim krajevima su oni elementi čiji je koeficijent dužine izvijanja veći od 1.0. Za ove elemnte, kako je navedeno u uvodnom delu, proračun bazira na dvostrukom uvećanju momenata savijanja prvog reda. U prvom „prolazu“ postupak sračunavanja dodatnih ekscentriciteta ea i e2 odgovara onom datom izrazima (2.98), odnosno (2.91) ili (2.93), dok ekscentricitet prvog reda e0 , u ovom slučaju predstavlja količnik momenta savijanja prvog reda (ne ekvivalentnog) i aksijalne sile (stvarni ekscentricitet normalne sile prema teoriji prvog reda), i varira od preseka do preseka. U drugom „prolazu“ se ponavlja procedura opisana za elemente horizontalno nepomerljivih konstrukcija sa redukovanim koeficijentima dužine izvijanja, izrazi (2.97), (2.104) i (2.91) ili (2.93).

2.4.9 SNiP 2.4.9.1


Propisima SNiP granično stanje preseka nije definisano dostizanjem graničnih dilatacija, zbog čega zakon promene graničnih dilatacionih linija, u ovom slučaju, izostaje. 2.4.9.2 Analiza koso savijanog preseka Uvodna opšta proračunska procedura je u slučaju proračuna poprečnih preseka prema propisima SNiP modifikovana. Razlog ovome je činjenica da granično stanje preseka, saglasno ovim propisima, nije postavljeno dilatacijski. I pored ovoga, ukoliko se položaj neutralne linije zameni terminom visina pritisnute zone, moguće je primeniti sličnu proračunsku proceduru. Na slici (Slika 25) je prikazano stanje unutrašnjih sila u preseku za jedan ugao savijanja poprečnog preseka. Variranjem visine pritisnute zone (x) moguće je odrediti ravnotežno stanje u preseku za presek jednoosno savijan oko analizirane ose savijanja. Daljim variranjem ugla nagiba ose savijanja moguće je odrediti onaj ugao za koji će biti zadovoljena sva tri uslova ravnoteže.


46/86

46/86

5/6/2018



Slika 25.

Unutrašnje sile za koso savijan poprečni presek

x usvaja konstantna raspodela napona pritiska u betonu, čiji je intenzitet Pri tome se na visini preseka definisan izrazima (2.79), odnosno (2.80).

Promena napona u armaturi po visini preseka je definisana na sledeći način (napon na mestu armature i ):

σ sc, u  ω  − 1 , ξ si ω  ξ i  1−

=

σ

=

x h0i

i

(2.106)

1.1

gde je:

α

= 0.85, za teške betone.

ω

karakteristika pritisnute zone betona: ω = α − 0.008 ⋅ Rb = 0.85 − 0.008 ⋅ Rb , α = 0.85

σ sc,u

(2.107)

karakteristični napon za armaturu:

σ

,

σ

,

=sc u500 MPa =sc u400 MPa

za za

=b 0.9 γ 2 =b 1.0 ili 1.1 γ 2

(2.108)

Napomena: Maksimalna vrednost napona σ si ne može biti apsolutno veća od čvrstoće čelika na zatezanje ili pritisak (u skladu sa horizontalnom granom ekvivalentnog idealizovanog dijagrama za čelik).

2.4.9.3

Izvijanje

Efekti izvijanja se, prilikom dimenzionisanja podužne armature elementa, uvode u proračun preko dodatnih ekscentriciteta. Ekscentricitet aksijalne sile (ekscentricitet prvog reda) se uvećava dodatnim, načelno aditivnim, ekscentricitetima, kojima se obuhvataju uticaji netačnosti izvođenja (imperfekcije), vremenskog povećanja ugiba usled dugotrajnog delovanja opterećenja i uticaji drugog reda. Ekscentricitet prvog reda se određuje kao količnik momenta savijanja za analiziranu osu savijanja (pravac izvijanja) i aksijalne sile: e0

=

M

(2.109)

N gde su: Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

47/86

47/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem M i N vrednosti momenta savijanja odgovarajućeg pravca i aksijalne sile za analiziranu kombinaciju opterećenja. Slučajni ekscentricitet:



l

 600 d ea = max   30 1 cm 

(2.110)

gde je: l

dužina elementa,

d

visina poprečnog preseka za analiziranu osu izvijanja.

Slučajni ekscentricitet nema aditivni karakter, nego važi sledeći izraz za proračunski ekscentricitet prvog reda:

e = M  0 N e0 =   ea 

za za

M N

M N

≥ ea (2.111)

< ea

Koeficijent uvećanja ekscentriciteta e0 usled uticaja drugog reda:

η = 1−

1 N

(2.112)

N cr gde je: N cr

kritična vrednost aksijalne sile, koja se za proizvoljan oblik poprečnog preseka računa prema: N cr

=

6.4 ⋅ E b  I  0.11 2 0

l

   ϕ  0.1 + δ + 0.1 + α I s  e   l 

I i I s

momenti inercije betona i armature,

E b

modul elastičnosti betona,

l 0

dužina izvijanja elementa,

δ e

relativni ekscentricitet prvog reda ( Rb u MPa):

δ e

e l = max  0 , 0.5 − 0.01 ⋅ 0 − 0.01⋅ Rb  h h 

(2.113)

(2.114)

α

odnos modula elastičnosti čelika i betona,

ϕ l

koeficijent dugotrajnog dejstva opterećenja ( M l - moment savijanja razmatranog pravca usled stalnog i trajnog opterećenja):

ϕl = 1 + β

M l M

≤ 1+ β ,


β

= 1.0

(2.115)

48/86

48/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Napomena: Kako količina armature u ovom momentu nije poznata, programski se usvaja koeficijent armiranja poprečnog preseka od 0.6% prilikom izračunavanja momenta inercije armature.

Uvećani momenat savijanja prvog reda je: M

= η ⋅ e0 ⋅ N

(2.116)

Na osnovu izloženog, a kako bi se zadržao isti sistem prikaza rezultata, važi: - slučajni ekscentricitet: ea -

(2.117)

ekscentricitet drugog reda: e2

-

= ea − e0 ≥ 0 = ( η − 1) ⋅ e0

(2.118)

ukupan ekscentricitet: etot

= e0 + ea + e2

(2.119)

Za male vitkosti elementa obračun dodatnog ekscentriciteta e2 se ne radi. Ukoliko je: l 0 i

≤ 14 ⇒

η = 1

(2.120)

Dodatni ekscentriciteti se na identičan način obračunavaju za dva ortogonalna pravca, čime se uvećavaju simultano momenti savijanja oko obe glavne ose.

2.4.10

BSD

2.4.11

MSZ

2.4.11.1 Izvijanje ecc0 = lambda / 300 + 0.06 * visina * 0.9 ecc2 = (lambda / 100) ^ 2 * 4 / visina / 0.9 dva prolaza

2.4.12

ACI

2.4.12.1 Granične dilatacione linije Granično stanje preseka je definisano graničnim dilatacionim linijama kojima je zadovoljen jedan od sledeća tri uslova (Slika 24): -


-



49/86

49/86

5/6/2018



Slika 26.


2.4.12.2 Analiza koso savijanog preseka

2.4.12.3 Izvijanje nema dva prolaza – kao SNIP Ebetona = 57000 * 6.89475 * Sqr(fBetona / 6.89475) M1uz = 0: M2uz = 0 'racunanje momenata na krajevima stapa For i = 1 To BrojOpterecenja mnozilac = Matrica(brojackombinacija, i, 0) M1uz = M1uz + PocetakMz(i) * mnozilac M2uz = M2uz + KrajMz(i) * mnozilac Next i If Abs(M1uz) < Abs(Nu * (0.01524 + 0.03 * dnorm)) Then 'imperfekcija M1uz = Sgn(M1uz) * Abs(Nu * (0.01524 + 0.03 * dnorm)) End If If Abs(M2uz) < Abs(Nu * (0.01524 + 0.03 * dnorm)) Then M2uz = Sgn(M2uz) * Abs(Nu * (0.01524 + 0.03 * dnorm)) End If If Abs(M1uz) > Abs(M2uz) Then Swap M1uz, M2uz If Abs(M2uz) < TolerMoment Then odnosmomenata = 1 Else odnosmomenata = M1uz / M2uz If odnosmomenata < -0.5 Then odnosmomenata = -0.5 End If End If gyr = RadiusInercije(0) IBetona = gyr * gyr * PovrsinaPreseka Pcr = pi * pi * 0.4 * Ebetona * IBetona / (1 + betadz) / lambdaz / lambdaz '%%%%%% If Nu < -0.75 * Pcr Then '%%%%%% eccz2 = -1 '%%%%%% eccz0 = 0 '%%%%%% Else

'%%%%%%

If (IzvijanjeOkoZ < 3 And lambdaz <= gyr * (34 - 12 * odnosmomenata)) Or IzvijanjeOkoZ = 7 Then eccz0 = 0 eccz2 = 0 ElseIf IzvijanjeOkoZ >= 3 And lambdaz <= gyr * 22 Then


50/86

50/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem eccz0 = 0 eccz2 = 0 Else Cm = 0.6 + 0.4 * odnosmomenata If Cm < 0.4 Then Cm = 0.4 '

Pcr = pi * pi * 0.4 * Ebetona * IBetona / (1 + betadz) / lambdaz / lambdaz '%%%%%%

'

If Nu < -0.75 * Pcr Then '%%%%%%

' '

eccz2 = -1 Else

'%%%%%% '%%%%%%

deltaNS = Cm / (1 - Nu / 0.75 / Pcr) If deltaNS < 1 Then deltaNS = 1 eccz0 = 0 eccz2 = Abs((deltaNS - 1) * Muz / Nu) '

End If

'%%%%%%

End If If Abs(Muz / Nu) < (0.01524 + 0.03 * dnorm) Then eccz0 = (0.01524 + 0.03 * dnorm) - Abs(Muz / Nu) Else eccz0 = 0 End If End If '%%%%%%

2.4.13

Napomene i optimizacije

2.4.13.1 Negativna količina armature U situacijama kada je računsko rešenje potrebne količine armature u preseku negativna vrednost, iz logičnih razloga, rešenje se prikazuje kao nulto (potrebna površina čelika je jednaka nuli). No, treba primetiti da, tada, nulta količina armature ne obezbeđuje granično stanje preseka, zbog čega je i rezultat po rezultujućem stanju dilatacija (u izveštaju). Ovakve situacije uticajima). treba tumačiti tako da nearmiran presek obezbeđuje nosivostnelogičan veću od zahtevane (zadatim spoljašnjim

2.4.13.2 Optimalan odnos učešća pojedinih armatura Problem određivanja potrebne količine armature u preseku je jednoznačno definisan samo ukoliko je poznat raspored armature u smislu u kojem je poznato njeno normirano stanje (položaj pojedine linije ili taćke armature i njeno učešće u ukupnoj količini armature). Tri uslova ravnoteže po silama dozvoljavaju samo tri nepoznate veličine, koje su iscrpljene uglom ose savijanja, stanjem dilatacija u preseku (visinskim položajem neutralne ose) i količinom armature. Zbog toga, izračunata količina armature u preseku zavisi od usvojenog načina armiranja, a izbor neadekvatnog načina armiranja može da dovede do višestruko veće potrebne količine čelika. Za najčešće korišćenu šemu armiranja poprečnog preseka – armiranje donjom i gornjom linijom armature - predviđena je optimizacija kojom se sračunava minimum potrebne količine armature. Naime, četvrta nepoznata veličina (odnos učešća dve linije armature) se odrežuje dodavanjem uslova o minimalnoj ukupnoj količini armature u preseku. Programski se varira odnos učešća dve armarture u potrazi za optimalnim. Slična optimizacija je implementirana i kod određivanja potrebne količine armature „obostrano simetrično“ armiranih preseka. Dodatni parametar je, u ovom slučaju, odnos učešća „horizontalnih“ i „vertikalnih“ linija armature. Kako se variranjem odnosa učešća vreme proračuna produžava onoliko puta koliko je različitih odnosa analizirano, to je ovu vrstu optimizacije bilo moguće uvrstiti samo kod proračuna kod kojih je jednim dodatnim parametrom određeno učešće svih armatura u ukupnoj. U ostalim slučajevima ovaj pristup bi rezultirao neprihvatljivo dugim proračunom


51/86

51/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 2.4.13.3 Tačnost proračuna Tolerancije iterativnih procedura su postavljene vrlo oštro. Iako ne postoji način preciznog utvrđivanja rezultujuće tačnosti (zavisna je od velikog broja parametara), za veliku većinu praktičnih situacija izvesno je u granicama ±1%. Korišćene su sledeće vrednosti parcijalnih tolerancija: -

greška određivanja ugla savijanja preseka je manja od 2 stepena; greška određivanja visinskog položaja neutralne linije je usvojena maksimalno kao jedan hiljaditi deo odgovarajuće visine preseka;

-

minimalni korak iterativnog traženja optimalne količine armature je 5% učešća armature u ukupnoj;

-

greška po dilataciji čelika za armiranje, u situacijama kada se dodatnom iterativnom procedurom traže rezultujuće vrednosti parcijalnih koeficijenata, je 0.2%.

2.5 TRANSVERZALNE SILE I MOMENTI TORZIJE Za sve propise usvojeno je da se element obezbeđuje od dejstva graničnih vrednosti transverzalnih sila i torzije vertikalnim uzengijama. Rezultati se prikazuju u potrebnoj količini dvosečnih uzengija po jedinici dužine, te u potrebnoj površini podužne dodatne torzione armature ravnomerno raspodeljene po obimu preseka, a u skladu sa izabranim načinom armiranja preseka podužnom armaturom. Kod većine propisa se definišu uslovi koje element mora zadovoljiti prema geometriji, mehaničkim karakteristikama i nivou smičućeg opterećenja. Ovi uslovi su posledica potrebe ograničavanja napona pritiska u pritisnutim betonskim dijagonalama. Nezadovoljenje ovih uslova onemogućava dalji proračun elementa prema transverzalnim silama i momentima torzije. Korisnik se interface-om obaveštava da je ovo slučaj. Korisnik može eksplicitno zahtevati zanemarenje efekata torzionih momenata. Programski ovo znači njihovo anuliranje u pojedinim presecima elemenata kod kojih je ovo zadato.

2.5.1 PBAB87 Kontrola i obezbeđenje glavnih napona zatezanja (pritiska) se sprovodi nezavisno za svaki od pravaca. Vrednost maksimalnog glavnog napona u preseku se dobija kao zbir odgovarajućeg napona od smicanja ( τ ( T ) ) i od torzije ( τ ( M t ) ):

τ x = τ x ( T ) + τ ( M t ) , τ τ ( T x)

=

Tux 0.9 b h

⋅ ⋅ x

gde je:

, τ

y

= τ y ( T ) + τ ( M t )

( Ty) =

x

T uy

⋅ ⋅

, τ ( M )

0.9 b h y

y

=t

(2.121)

M tu

2 A

⋅

b0

⋅

δ

0

T ux / y

granična vrednost transverzalne sile za analiziranu kombinaciju opterećenja,

M tu

granična vrednost momenta torzije za istu kombinaciju opterećenja,

b x / y

odgovarajuća širina preseka za x , odnosno y – pravac,

h x / y

odgovarajuća statička visina preseka za x , odnosno y – pravac,

Ab 0

površina ograničena srednjom linijom ekvivalentnog torzionog tankozidnog profila (Slika 27),

δ 0

„debljina“ ekvivalentnog tankozidnog profila (Slika 27).


52/86

52/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Napomena: Odgovarajuće širine i statičke visine preseka, kao i površina i debljina zamenjujućeg profila su određene izabranim oblikom poprečnog preseka i načinom njegovog podužnog armiranja.

Ukoliko je τ -napon jednog pravca manji od računske čvrstoće betona τ r (videti tabelu), nije potrebna računska poprečna armatura:

τ x < τ r

gde je: Aa , uz , x / y

⇒

A a, uz, x = 0, τ y < τ r

⇒

Aa, uz, y

=0

(2.122)

potrebna količina poprečne armature u x , odnosno y – pravcu.

Ukoliko je τ -napon jednog pravca veći od petostruke računske čvrstoće betona τ r proračun je onemogućen saglasno kriterijumu kojim se obezbeđuje pritisnuta betonska dijagonala:

τ

x

> 5 ⋅τ r

ili τ

y

> 5 ⋅τ r

(2.123)

Korisnik se obaveštava da su neophodne intervencije na geometriji preseka i/ili mehaničkim karakteristikama materijala. Ukoliko je τ -napon u jednom pravcu veći od trostruke računske čvrstoće betona τ r , kompletan napon se „prima“ poprečnom armaturom, čija se količina za svaki od pravaca računa prema:

τ x > 3 ⋅τ r τ y > 3 ⋅τ r

⇒ ⇒

A a, uz, x = A a, uz, y =

τ x( T ) ⋅ b 2 ⋅ σ v ,uz τ y ( T ) ⋅ by 2 ⋅ σ v ,uz

+

x

+

τ ( M )t δ 0 ⋅ σ v,uz

,

(2.124)

τ ( M t ) δ 0 ⋅ σ v ,uz

gde je:

σ v ,uz

granica razvlačenja za čelik poprečne armature.

Slika 27.

Određivanje površine Ab 0 i debljine


δ 0

53/86

53/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Konačno, ukoliko je τ -napon u jednom pravcu između τ r i 3τ r , jedan deo napona se prima betonom ( τ b ), a za preostali ( τ a ) se računa potrebna količina poprečne armature:

τr τr

< τ x < 3 ⋅τ r ⇒ < τ y < 3 ⋅τ r ⇒

Aa ,uz ,x Aa ,uz , y

= =

τ ax ( T ) ⋅ bx 2 ⋅ σ v ,uz

τ ay ( T ) ⋅ by 2 ⋅ σ v ,uz

+ +

τ a ( M t ) δ 0 ⋅ σ v ,uz

,

(2.125)

τ a ( M t ) δ 0 ⋅ σ v ,uz

Deo τ -napona koji prihvata računska armatura se određuje prema:

τ ax ( T ) τ ay ( T )

= =

τ x ( T )

1

⋅ ⋅ ( 3 ⋅τr − τ x ( T ) − τ ( M t ) )

τ x ( T ) + τ ( M t ) 2 τ y ( T )

(2.126)

1

⋅ ⋅ ( 3 ⋅τr − τ y ( T ) − τ ( M t ) )

τ y ( T ) + τ ( M t ) 2

Ovako dobijene količine poprečne armature su u obliku cm2 / m dvosečnih uzengija (broj 2 u imeniocima prvih sabiraka). Konačno, ukupna potrebna količina poprečne armature, u obliku vertikalnih dvosečnih uzengija se dobija kao srednja kvadratna vrednost potrebnih količina za svaki od pravaca: Aa ,uz

=

Aa2,uz , x

+ Aa2,uz , y cm2 /m 

(2.127)

Dodatna podužna torziona armatura se određuje prema: Aa ,t =

M tu

⋅ O cm2  2 ⋅ Ab 0 ⋅ σ v ,uz

(2.128)

gde je: O

obim površine Ab 0 određen geometrijom poprečnog preseka i načinom podužnog armiranja.

Kako se kao rezultat ovog proračuna javljaju dve vrste armatura, to se za svaku od njih pronalazi merodavna kombinacija – jedna merodavna kombinacija za simultano dejstvo transverzalnih sila i momenata torzije, koja rezultira maksimalnom količinom potrebnih uzengija, i, druga, koja rezultira maksimalnom potrebnom količinom dodatne podužne torzione armature. Računska čvrstoća betona τ r , u funkciji marke betona, je data narednom tabelom: MB

15

20

30

40

50

60

τ r [MPa]

0.60

0.80

1.10

1.30

1.50

1.60

2.5.2 EC2 Za svaki od pravaca se određuju proračunske nosivosti na smicanje V Rd1, x i V Rd1, y , te maksimalna dopuštena proračunska sila smicanja V Rd2, red, x i V Rd2, red, y . Proračunska nosivost na smicanje V Rd 1 se određuje prema: V

= τ ⋅ kRd⋅ ( 1.2 + 40 ⋅ ρ1 ) + 0.15 ⋅σ  cp⋅ b ⋅ dw

1 Rd

(2.129)

gde je: Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

54/86

54/86

5/6/2018



τ Rd

osnovna proračunska čvrstoća betona pri smicanju (videti tabelu),

k

konzervativno usvojeno k = 1.0 ,

ρ 1

=

, A s1 - površina zategnute armature u preseku. Kako je u trenutku proračuna bw ⋅ d konačna količina podužne armature u preseku nepoznata, ova količina armature se uzima kao rezultat tekuće kombinacije opterećenja. Dodatno, usvaja se ona količina armature koja se nalazi u zategnutoj zoni preseka određenoj saglasno pretpostavkama linearno elastičnog ponašanja homogenog materijala. Ukoliko je ceo presek pritisnut, koeficijent ρ 1 se usvaja kao 0.

bw

minimalna širina preseka na statičkoj visini d ,

σ cp

prosečan normalni napon u preseku – količnik granične vrednosti normalne sile za tekuću kombinaciju i bruto površine preseka.

A s1

Maksimalna proračunska sila smicanja V Rd 2 data je izrazom: V

2

=Rd0.5 ⋅ν ⋅ f ⋅ bcd⋅ 0.9w ⋅ d , ν = 0.7 −

f ck 200

≥ 0.5,

f

f

= cd ck γ c

,

(2.130)

a njena redukovana vrednost u elementima izloženim pritisku je: V

2,Rd

=red1.67 ⋅V

 σ  ⋅ 1 − cp ,eff  ≤ V  f cd 

2 Rd

2 Rd

(2.131)

gde je:

σ cp,eff efektivan prosečni napon u betonu od granične vrednosti podužne sile (sračunat za isti proračunski model kao i σ cp ). Moment nosivosti na torziju koji mogu da prihvate pritisnuti betonski štapovi za presek se određuje izrazom: T

= 0.7 ⋅ν ⋅ f ⋅cdt ⋅ A

1Rd

k

(2.132)

gde je: t , Ak debljina ekvivalentnog tankozidnog profila, i površina oivičena njegovom srednjom linijom. Napomena: Odgovarajuće širine i statičke visine preseka, kao i površina i debljina zamenjujućeg profila su određene izabranim oblikom poprečnog preseka i načinom njegovog podužnog armiranja.

Granične vrednosti transverzalnih sila u x , odnosno y –pravcu su V x i V y , dok je granični moment torzije T . Ukoliko je neka od transverzalnih sila veća od odgovarajuće nosivosti pritisnutih betonskih dijagonala, ili, ukoliko je torzioni moment veći od momenta nosivosti na torziju (uslovi (2.131)), korisnik se obaveštava o nemogućnosti analize elementa usled prekoračenja odgovarajućih graničnih vrednosti. U ovim situacijama neophodna je promena ulaznih parametara (geometrija i/ili mehaničke karakteristike): V x > V Rd2,

, V y > V Rd2,

red, x

, T

red, y

> T Rd1 .

(2.133)

Isto obaveštenje korisnik dobija i ukoliko je neki od sledeća dva kriterijuma, koji ograničavaju nivo uticaja pri simultanom dejstvu smicanja i torzije, ispunjen:


55/86

55/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 2

   V

  T 2   +  T Rd1  ≥ 1, red , x

V x Rd 2,

  V

V y Rd 2,

2

  T 2   +  T Rd1  ≥ 1 red , y

(2.134)

Ukoliko prethodni kriterijumi nisu zadovoljeni, potrebna količina poprečne armature se određuje za x i y –pravac nezavisno: Aa ,uz, x

= =

a ,uz, y A

V x 2 ⋅ 0.9 ⋅ d

⋅f

x

+ ywd

V y 2 ⋅ 0.9 ⋅ d

y⋅ f

T 2⋅ A

+ ywd

⋅f

k

,

ywd

(2.135)

T 2⋅ A

⋅f

k

ywd


=

Aa2,uz , x

+ Aa2,uz , y cm2 /m 

(2.136)

Dodatna podužna torziona armatura se određuje prema: Aa ,t

=

T 2 ⋅ Ak ⋅ f ywd

⋅ O cm 2  ,

fywd

=

f ykw

(2.137)

γ s

gde je: O

obim površine Ak određen geometrijom poprečnog preseka i načinom podužnog armiranja.

Kako se kao rezultat ovog proračuna javljaju dve vrste armatura, to se za svaku od njih pronalazi merodavna kombinacija – jedna merodavna kombinacija za simultano dejstvo transverzalnih sila i momenata torzije, koja rezultira maksimalnom količinom potrebnih uzengija, i, druga, koja rezultira maksimalnom potrebnom količinom dodatne podužne torzione armature. Osnovna proračunska čvrstoća betona pri smicanju τ Rd je data u funkciji klase betona narednom tabelom:

τ Rd [MPa]

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

0.18

0.22

0.26

0.30

0.34

0.37

0.41

0.44

0.48

2.5.3 DIN Za svaki od pravaca se određuju proračunske nosivosti na smicanje V Rd1, x i V Rd1, y , te maksimalna dopuštena proračunska sila smicanja V Rd2, x i V Rd2, y . Proračunska nosivost na smicanje V Rd 1 se određuje prema: V

1   f cd [ MPa ]  3 = 0.1 ⋅η ⋅ κ ⋅ 100 ⋅ ρ1 ⋅  + 0.12 ⋅ σ 1  Rd 1  γ c  

  ⋅ b ⋅cpd  

w

(2.138)

gde je:


56/86

56/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem 0.2m

κ

= 1+

η 1

= 1.0

ρ 1

= b A s⋅1d ,

d

≤ 2.0

A s1 - površina zategnute armature u preseku. Kako je u trenutku proračuna

w

konačna količina podužne armature u preseku nepoznata, ova količina armature se uzima kao rezultat tekuće kombinacije opterećenja. Dodatno, usvaja se ona količina armature koja se nalazi u zategnutoj zoni preseka određenoj saglasno pretpostavkama linearno elastičnog ponašanja homogenog materijala. Ukoliko je ceo presek pritisnut, koeficijent ρ 1 se usvaja kao 0. bw


σ cp

prosečan normalni napon u preseku – količnik granične vrednosti normalne sile za tekuću kombinaciju i bruto površine preseka.


= 0.5 ⋅ 0.75 ⋅η 1 ⋅ f ⋅cdb ⋅ 0.9 ⋅ d, w

2 Rd

f

=cd

f ck

γ c

,

(2.139)

Moment nosivosti na torziju koji mogu da prihvate pritisnuti betonski štapovi za presek se određuje izrazom: T

= 0.7 ⋅ 0.75 ⋅ f ⋅cdt ⋅ A

1 Rd

k

(2.140)



, V y > V Rd2,

red, x

, T

red, y

> T Rd1 .

(2.141)


   V

2

V x Rd 2,

  T 2   +  T Rd1  ≥ 1, red , x

  V

V y Rd 2,

2

  T 2   +  T Rd1  ≥ 1 red , y

(2.142)

Ukoliko prethodni kriterijumi nisu zadovoljeni, potrebna količina poprečne armature se određuje za x i y –pravac nezavisno:


57/86

57/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Aa ,uz, x

= =

a ,uz, y A

V x 2 ⋅ 0.9 ⋅ d

+

x⋅ f

ywd

V y 2 ⋅ 0.9 ⋅ d

⋅f

y

T 2⋅ A

+ ywd

,

k⋅ f

ywd

(2.143)

T 2⋅ A

⋅f

k

ywd


=

Aa2,uz , x

+ Aa2,uz , y cm2 /m 

(2.144)

Dodatna podužna torziona armatura se određuje prema:

=

Aa ,t


⋅ O cm 2  ,

fywd

=

f ykw

(2.145)

γ s

gde je: O


Kako se kao rezultat ovog proračuna javljaju dve vrste armatura, to se za svaku od njih pronalazi merodavna kombinacija – jedna merodavna kombinacija za simultano dejstvo transverzalnih sila i momenata torzije, koja rezultira maksimalnom količinom potrebnih uzengija, i, druga, koja rezultira maksimalnom potrebnom količinom dodatne podužne torzione armature.

2.5.4 BS Za svaki od pravaca određuju se smičući naponi od graničnih vrednosti transverzalne sile za tekuću kombinaciju opterećenja, v x i v y : v x

=

V x 0.9 ⋅ b x⋅ d

, vy

=

x

V y 0.9 ⋅ b y⋅ d

(2.146)

y

Granična vrednost napona se određuje prema: (2.147) Za svaki od pravaca se određuju vrednosti napona vcp - vcpx i vcpy - naponi koji odgovaraju proračunskoj nosivosti na smicanje: k1 ⋅ k 2

1

1

0.4 m  4 vc = 0.79 ⋅ ⋅ ( 100 ⋅ ρ1 ) 3 ⋅   , γ M  d  1

k1

= 1,

k 2

3 f =  cd  ≤ 1.1696, γ M = 1.25   25 MPa 

(2.148) vcp

= vc − 0.75 ⋅

N Sd ⋅ ec Ac

, ec

=

V ⋅ d T

≤ 1.0

(2.149)

gde je:

ρ 1

=

A s1

, A s1 - površina zategnute armature u preseku. Kako je u trenutku proračuna bw ⋅ d konačna količina podužne armature u preseku nepoznata, ova količina armature se uzima kao rezultat tekuće kombinacije opterećenja. Dodatno, usvaja se ona količina armature koja se


58/86

58/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem nalazi u zategnutoj zoni preseka određenoj saglasno pretpostavkama linearno elastičnog ponašanja homogenog materijala. Ukoliko je ceo presek pritisnut, koeficijent ρ 1 se usvaja kao 0. Ukoliko je deo preseka zategnut, ovaj koeficijent mora biti u granicama od 0.15 do 3%. d

statička visina preseka.

Maksimalni proračunski napon smicanja dat je izrazom: f ck [ MPa ] ≤ 5 MPa , v gr = 0.8 ⋅

γ c

(2.150)

Moment nosivosti na torziju koji mogu da prihvate pritisnuti betonski štapovi za presek se određuje izrazom:

= 0.7 ⋅ν ⋅ f ⋅cdt ⋅ A

T

1Rd

k

(2.151)


Ukoliko je smičući napon u bar jednom pravcu veći od odgovarajuće nosivosti pritisnutih betonskih dijagonala, ili, ukoliko je torzioni moment veći od momenta nosivosti na torziju (uslovi (2.150)), korisnik se obaveštava o nemogućnosti analize elementa usled prekoračenja odgovarajućih graničnih vrednosti. U ovim situacijama neophodna je promena ulaznih parametara (geometrija i/ili mehaničke karakteristike): v

>v

, v

x

gr

>v

y

, T

gr

> T Rd1 .

(2.152)


 v x   v

2  T 2  +   ≥ 1, T gr Rd  1  

 v y  v

2  T 2  +   ≥ 1 gr  T 1 Rd

(2.153)

Ukoliko su zadovoljeni sledeći uslovi, računska poprečna armatura usled dejstva transverzalnih sila nije potrebna:

≤ v cp, x+ 0.4 MPa ⇒ v y≤ v cp, y+ 0.4 MPa ⇒ v

x

A a, uz, x = 0 A a, uz, y = 0

(2.154)


=

a ,uz, y A

=

v x ⋅ bw

+

2 ⋅ 0.87 ⋅ f

ywd

v y 2 ⋅ 0.87 ⋅ f

+ ywd

T 2⋅ A

⋅k f

,

ywd

T 2⋅ A

⋅k f

(2.155)

ywd

Ovako dobijene količine poprečne armature su u obliku cm2 / m dvosečnih uzengija (broj 2 u imeniocima prvih sabiraka). Konačno, ukupna potrebna količina poprečne armature, u obliku vertikalnih dvosečnih uzengija se dobija kao srednja kvadratna vrednost potrebnih količina za svaki od pravaca: 2

Aa ,uz

=

Aa ,uz , x

2

2

+ Aa ,uz , y

cm /m 

(2.156)

Dodatna podužna torziona armatura se određuje prema: Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

59/86

59/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Aa ,t

=


⋅ O cm 2  ,

fywd

=

f ykw

(2.157)

γ s

gde je: O



2.5.5 SIA Za svaki od pravaca se određuju proračunske nosivosti na smicanje V Rd1, x i V Rd1, y , te maksimalna dopuštena proračunska sila smicanja V Rd2, x i V Rd2, y . Proračunska nosivost na smicanje V Rd 1 se određuje prema: τ ⋅ b ⋅ d V Rd 1 = Rd w 1 + 2.2 ⋅ d

(2.158)

gde je:

τ Rd

osnovna proračunska čvrstoća betona pri smicanju (videti tabelu),

bw



Rd 2

= 0.5 ⋅ k ⋅c f cd⋅ b w⋅ 0.9 ⋅ d ,

f

= f ck ,

cd

γ c

k

, = 0.60

c

(2.159)

Moment nosivosti na torziju koji mogu da prihvate pritisnuti betonski štapovi za presek se određuje izrazom: T

= 0.7 ⋅ν ⋅ f ⋅cdt ⋅ A , k ν = 0.7 −

1Rd

f ck ⋅ γ c 200 MPa

≥ 0.50

(2.160)



, V y > V Rd2,

red, x

, T

red, y

> T Rd1 .

(2.161)



60/86

60/86

5/6/2018



   V

2

  T 2   +  T Rd1  ≥ 1, red , x

V x Rd 2,

  V

V y Rd 2,

2

  T 2   +  T Rd1  ≥ 1 red , y

(2.162)


= =

a ,uz, y A

V x 2 ⋅ 0.9 ⋅ d

⋅f

x

+ ywd

V y 2 ⋅ 0.9 ⋅ d

y⋅ f

T 2⋅ A

+ ywd

⋅f

k

,

ywd

(2.163)

T 2⋅ A

⋅f

k

ywd


=

Aa2,uz , x

+ Aa2,uz , y cm2 /m 

(2.164)

Dodatna podužna torziona armatura se određuje prema: Aa ,t

=


⋅ O cm 2  ,

fywd

=

f ykw

(2.165)

γ s

gde je: O



τ Rd [MPa]

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

0.70

0.80

0.90

1.00

1.10

1.20

1.25

1.35

1.40

2.5.6 SNiP 2.5.6.1

Smicanje - Slučaj kada nisu potrebne proračunske uzengije

Ukoliko je zadovoljeno u svakom preseku: Q < 2.5 ⋅ Rbt ⋅ b ⋅ h0 i Q <

ϕ b 4 ⋅ Rbt ⋅ b ⋅ h02 c

(2.166)

nije potrebna proračunska armatura za smicanje. U prethodnom izrazu oznake imaju sledeće značenje: Rbt

računska čvrstoća betona pri zatezanju,

b

širina poprečnog preseka,

h0

statička visina poprečnog preseka,


61/86

61/86

5/6/2018



ϕ b 4

= 1.50 ,

c

udaljenost posmatranog preseka od oslonca (Slika 28).

Slika 28.

Položaj preseka je definisan sa c

Ukoliko dijagram transverzalnih sila za neku kombinaciju opterećenja „ostaje“ ispod crvene linije, element ne zahteva proračunske uzengije.

Slika 29.

2.5.6.2

Uslov za nulte proračunske uzengije

Smicanje - Uslov po pritisnutoj betonskoj dijagonali

Za svaki presek mora biti zadovoljeno: Q ≤ 0.30 ⋅ ϕ w1 ⋅ ϕ b1 ⋅ Rb ⋅ b ⋅ h

(2.167)

gde je:

ϕ w1 = 1 + 5 ⋅α ⋅

Asw

(2.168)

b s

ϕb1 = 1 − β ⋅ Rb , β = 0.01,

Rb u MPa

(2.169)

Ukoliko uslov (2.167) nije zadovoljen, neophodna je promena geometrije preseka i/ili mehaničkih karakteristika, kojima bi gornji uslov bio zadovoljen.

2.5.6.3

Smicanje - Slučaj kada je potrebna proračunska armatura

Ukoliko prethodni uslov nije zadovoljen, element zahteva proračunske uzengije. Opšti zahtev je, u ovom slučaju, obezbeđenje zajedničke nosivosti betona ( Qb ) i armature ( Qsw ) veće od transverzalne sile merodavne kombinacije opterećenja ( Q ):


62/86

62/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Q < Qb

+ Qsw

(2.170)

Napomena: Za različite preseke mogu biti merodavne različite kombinacije opterećenja.

Nosivost betona po dužini elementa je definisana sledećim izrazom: Qb

=

Qb,min

M b c

ϕb 2 ⋅ ( 1 + ϕ f ) ⋅ Rbt ⋅ b ⋅ h02

=

2

,

c

= ϕb 3 ⋅ ( 1 + ϕ f ) ⋅ Rbt ⋅ b ⋅ h0 ,

Mb Qb

= ϕb 2 ⋅ ( 1 + ϕ f

) ⋅ Rbt ⋅ b ⋅ h 0

> Qb ,min

(2.171) (2.172)

gde je: Qb ,min minimalna vrednost sile Qb ,

ϕ b 2

= 2.0

za teške betone,

ϕ b3

= 0.6

za teške betone,

ϕ f

koeficijent kojim se uvodi uticaj flanše T-preseka. Konzervativno je usvojeno ϕ f = 1.0 , udaljenost posmatranog preseka od oslonca.

c

Dijagram promene sile Qb po dužini elementa

Slika 30.

Potrebna nosivost uzengija je definisana razlikom spoljašnje transverzalne sile i one koju u nekom preseku prima beton: Q

= Q −Q

sw , potr

(2.173)

b

Sa druge strane, nosivost uzengija je: Q

A sw

= q sw⋅ c0 = R sw⋅

sw

s

⋅ c0

(2.174)

gde je: A sw

površina poprečnog preseka uzengija,

s

razmak između uzengija,

R sw

granica razvlačenja čelika uzengija,

q sw

nosivost uzengija po jedinici dužine,

c0

dužina nagnutog preseka (slika).


63/86

63/86

5/6/2018



Slika 31.

Proračunski model za određivanje potrebne količine uzengija

Za dužinu c0 se usvaja: c0

M b

=

(2.175)

q sw

pri čemu važi: c0

< c,

c0

< 2 ⋅ h0 ,

c0

> h0

(2.176)

Uvrštavanjem (2.175) u (2.174) dobija se: Q

Mb

=swq

⇒

sw

q

q

sw

=

, sw potr

2 Qsw

(2.177)

M

b

pri čemu uslovi (2.176) daju: q

≤

Q

sw

sw 0

h

q

≥

Q 2 ⋅ h0 sw

.

sw

(2.178)

Sada je potrebna količina uzengija:

 A sw  = q sw, potr  s    potr 2 ⋅ Rsw

(2.179)

Broj 2 u imeniocu obezbeđuje rezultat u obliku potrebne količine dvosečnih uzengija.

2.5.6.4

Dejstvo transverzalnih sila pri kosom savijanju

Ukoliko je element opterećen transverzalnim silama dva ortogonalna pravca, proračun se sprovodi za svaki od pravaca nezavisno. Pretpostavlja se da dvosečne uzengije imaju jednaku moć nošenja u oba ortogonalna pravca. Zbog potrebe zadovoljenja kriterijuma: 2

2

 Q x   Q y   ≤ 1    +   Qbw, x   Qbw, y  

(2.180)

očigledno je da usvajanje veće potrebne količine uzengija dobijene proračunom dva nezavisna pravca nije dovoljno. Programski se zadovoljenje kriterijuma obezbeđuje računanjem potrebne količine dvosečnih uzengija kao srednje kvadratne vrednosti potrebnih količina dva pravca.

2.5.6.5

Dejstvo torzionog opterećenja

Efekti torzionog opterećenja se prilikom proračuna prema SNiP standardu ne uvode, nego, ukolikodejstva su značajni, moraju biti razmatrani nezavisno od strane korisnika.


64/86

64/86

5/6/2018



2.5.7 ACI 2.5.8 BSD 2.5.9 MSZ τ Rd [MPa]

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

C55

0.95

1.10

1.20

1.30

1.40

1.50

1.55

1.55

1.55

1.55


65/86

65/86

5/6/2018



3 PRORAČUN PREMA GRANIČNOM STANJU UPOTREBLJIVOSTI Proračun prema graničnim stanjima upotrebljivosti je implementiran u modul za dimenzionisanje armiranobetonskih elemenata. Trenutno, implementiran je proračun saglasno Jugoslovenskim standardima PBAB, standardima Evropske unije EuroCode 2 i prema Švajcarskim standardima – SIA. Za ostale modulom podržane standarde primenjuje se proračun graničnih stanja upotrebljivosti prema standardu EuroCode 2:

3.1 UVOD Proračun prema graničnim stanjima upotrebljivosti se sprovodi za eksploatacione vrednosti uticaja dobijene analizom konstrukcije. Podrazumeva se da je u armiranobetonskim elementima prethodno usvojena armatura na osnovu proračuna prema graničnim stanjima nosivosti. Opterećenja se klasifikuju kao:

•

dugotrajna – deluju dovoljno dugo da su efekti tečenja njima izazvani izraženi (proračunavaju se),

•

kratkotrajna – ne „aktiviraju“ efekte tečenja betona.

Za svaku vrstu opterećenja je predefinisan parametar dugotrajnosti delovanja, ali korisnik ima mogućnost njegove izmene. Takođe, korisnik ima mogućnost isključivanja pojedinih opterećenja iz analize graničnih stanja upotrebljivosti. Poput proračunaopterećenja, prema graničnim stanjima nosivosti, i ovde se programski generišu kombinacije eksploatacionih a postoji, i dalje, mogućnost proračuna samo za eksplicitno zadate kombinacije. Proračun prema graničnim stanjima upotrebljivosti podrazumeva:

•

Proračun stanja napona i dilatacija u poprečnim presecima u karakterističnim trenucima vremena;

• •

Proračun karakterističnih širina prslina u karakterističnim trenucima vremena; Proračun ugiba elementa u karakterističnim trenucima vremena.

Karakteristični trenuci vremena su:

•

Početni trenutak t 0 – aplicirano je dugotrajno opterećenje;


66/86

66/86

5/6/2018



•

Trenutak vremena u toku eksploatacije kada je element opterećen najnepovoljnijom kombinacijom opterećenja t ∞ - aplicirano je dugotrajno i kratkotrajno opterećenje.

Proračun stanja napona i dilatacija podrazumeva:

•

Proračun početnih stanja napona i dilatacija:

• •

Proračun promena stanja napona i dilatacija usled skupljanja i tečenja betona; Superpoziciju stanja napona i dilatacija usled uticaja koji počinju da deluju različitim vremenskim trenucima.

Na osnovu ovako sračunatih stanja dilatacija i napona određuju se karakteristične širine prslina i veličine ugiba. Kompletan proračun prema graničnim stanjima upotrebljivosti, poput prethodnog, bazira na analizi koso savijanog preseka linijskog elementa, odnosno jednoosno savijanog preseka površinskog elementa.

3.2 KOMBINOVANJE OPTEREĆENJA -

stalni i povremeni deo optere’enja

-u propisima dat fz

3.3 STANJA DILATACIJA I NAPONA U PRESEKU Ovaj proračun bazira na sledećim pretpostavkama:

•

za vezu napona i dilatacija u betonu u toku vremena koristi se algebarska veza linearne teorije tečenja, koja se za početni trenutak vremena svodi na idealno elastičnu vezu (Hooke-ov zakon),

• •

veza između napona i dilatacija za čelik za armiranje je idealno elastična (Hooke-ov zakon),

•

presek se ravno deformiše – dilatacija u nekoj tački preseka je linearna funkcija njenog odstojanja od neutralne (nulte) linije dilatacija – dijagram napona i dilatacija po visini preseka je linearan,

•

spoj između armature i betona tokom vremena ostaje nenarušen – kompatibilnost dilatacija,

•

poznate su (pretpostavljene) vrednosti koeficijenta tečenja betona ϕ ( t , t 0 ) , koeficijenta

modul elastičnosti za beton je konstantan u toku vremena, a efekti tečenja i starenja se obuhvataju korigovanim efektivnim modulom elastičnosti,

starenja betona χ ( t , t 0 ) i dilatacije skupljanja betona ε s ( t , t 0 ) ,

•

poznata je geometrija preseka i raspored i količine podužne armature u preseku – usvajaju se računske vrednosti dobijene proračunom elementa prema graničnom stanju nosivosti,

Kao rezultat, dobija se stanje napona i dilatacija u preseku u karakterističnim trenucima vremena t 0 i t ∞ :

σ ( t 0 ) , ε ( t 0 ) , σ ( t ∞ ) , ε ( t ∞ )


67/86

67/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Stanja napona i dilatacija su bitno opredeljena činjenicom da je prekoračena zatežuća čvrstoća betona u preseku ili nije. U prvom slučaju reč je o preseku sa prslinom, a u drugom o preseku bez prsline. Moguće su sledeće situacije:

•

u preseku se formira prslina već u trenutku t 0 usled dejstva dugotrajnog opterećenja,

•

u preseku se u trenutku t 0 ne formira prslina, ali se formira vremenom usled tečenja i skupljanja betona (od dejstva samo dugotrajnog opterećenja),

•

prslina se u preseku formira tek nakon apliciranja kratkotrajnog opterećenja u trenutku t ∞ ,

•

presek je bez prsline i nakon apliciranja kratkotrajnog opterećenja.

Proračun stanja napona i dilatacija se može razložiti u sledeća tri koraka: 1. Proračun početnih stanja napona i dilatacija usled dejstva dugotrajnih uticaja; 2. Proračun promena stanja napona i dilatacija usled skupljanja i tečenja betona usled dejstva dugotrajnih uticaja; 3. Superpoziciju stanja napona i dilatacija usled dejstva kratkotrajnih uticaja koji počinju da deluju različitim vremenskim trenucima.

3.3.1 Napon pojave prsline U preseku se, pod dejstvom spoljašnjeg eksploatacionog opterećenja, formira prslina ukoliko je maksimalni napon zatezanja po visini betonskog preseka veći od zatežuće čvrstoće betona pri savijanju.

3.3.1.1

PBAB

Prema PBAB, zatežuća čvrstoća pri savijanju se određuje prema:

f

= 0.7 ⋅ f zs

 0.4  zm ⋅  0.6 + 4 d [m]   ≥ 0.7 ⋅ f

,

zm

(3.1)

gde je: d

visina poprečnog preseka u metrima,

f zm srednja vrednost čvrstoće betona pri aksijalnom zatezanju, data narednom tabelom u funkciji marke betona. MB

15

20

30

40

50

60

f zm [MPa]

1.50

1.80

2.40

2.90

3.40

3.80

Vrednost srednje čvrstoće betona pri aksijalnom zatezanju se može odrediti i prema: 3 f [MPa] f 2 , zm = 0.25 ⋅

gde je f bk

3.3.1.2

bk

(3.2)

= MB , čvrstoća na pritisak betonske kocke uneta u MPa.

Eurocode 2

Prema Eurocode 2, zatežuća čvrstoća pri savijanju f zs se usvaja jednaka srednjoj čvrstoći betona pri zatezanju f ctm , čije su vrednosti u funkciji klase betona date narednom tabelom: f

=

zs

f

ctm


(3.3) 68/86

68/86

5/6/2018



f ctm [MPa]

C12

C16

C20

C25

C30

C35

C40

C45

C50

1.6

1.9

2.2

2.6

2.9

3.2

3.5

3.8

4.1

3.3.2 Proračun početnih stanja napona i dilatacija U početnom trenutku vremena analizira se dejstvo samo dugotrajnog dela opterećenja. Usled ovog opterećenja uticaji u preseku su: aksijalna sila N g , momenti savijanja M gx i M gy . Spoljašnji uticaji u nekom preseku (rezultat prethodne analize konstrukcije) su dati u odnosu na težište bruto betonskog preseka. U ovoj analizi armiranobetonski presek se posmatra kao spregnuti presek dva preseka: neto betonskog i čeličnog. Otud, kompletna analiza bazira na idealizovanom – ekvivalentnom – betonskom preseku. Za početni trenutak vremena, idealizovani presek se određuje na osnovu modula elastičnosti betona za trenutak t 0 i ima modul elastičnosti betona: Eb

= Eb ( t0 ) ,

n=

E a

(3.4)

E b

gde je: E a

modul elastičnosti čelika za armiranje,

n

odnos modula elastičnosti čelika i betona, koji predstavlja „težinski“ koeficijent sa kojim čelični presek učestvuje u idealizovanom (u kojem betonski presek učestvuje sa „težinskim“ koeficijentom 1.0).

Slika 32.

Betonski (b), čelični (a) i idealizovani presek (i)

Kako se programski analizira, u opštem slučaju, kosoneutralne savijani presek, proračunska procedura podrazumeva pronalaženje rezultujućeg ugla nagiba ose, bačto kao što je to slučaj kod proračuna podužne armature u graničnom stanju nosivosti. Stanje napona u trenutku t 0 , za jedan nagib neutralne linije ( α ), je određeno sa:

σ ( t 0 )

=

N g Ai

+

M gα , i I i

ρ i

(3.5)

gde je: M gα ,i moment savijanja za analizirani pravac ose savijanja α sračunat u odnosu na idealizovani presek,


69/86

69/86

5/6/2018



ρ i

položaj posmatrane tačke u odnosu na težište idealizovanog preseka T i u pravcu normalnom na osu savijanja.

Ai , I i

površina i moment inercije idealizovanog preseka.

Položaj neutralne linije po visini preseka (pravac ρ ) je određen nulom naponske funkcije. Ukoliko je maksimalni napon zatezanja manji od čvrstoće betona pri zatezanju savijanjem f zs , onda je ovim dobijeno i rezultujuće stanje napona u poprečnom preseku za nulti trenutak. Ukoliko to nije slučaj – napon zatezanja na jednom delu preseka je veći od čvrstoće f zs – u preseku se forimra prslina već u početnom trenutku vremena. Pretpostavlja se da se prslina formira celom visinom zategnute zone, zbog čega je naponski aktivan samo pritisnuti (za sada nepoznat) deo preseka.

Slika 33.

Idealizovani presek na mestu prsline

Postupak proračuna u ovom slučaju je komplikovaniji. Za jedan pravac nagiba neutralne linije iterativno se „traži“ rezultujući položaj neutralne linije po visini preseka – pravac ρ - za koji se obezbeđuje ravnoteža spoljašnjih i unutrašnjih sila gledano jednoosno oko izabranog pravca neutralne linije. Rezultujućem položaju neutralne linije odgovara distribucija napona po visini preseka data izrazom (3.5), ovog puta u odnosu na težište idealizovanog preseka sa prslinom. Od svih mogućih pravaca neutralne linije, samo za jedan pravac je obezbeđeno zadovoljenje sva tri uslova ravnoteže (jedan uslov po aksijalnoj sili i dva po momentima savijanja). Programski se iterativno određuje ovaj pravac, a stanje napona koje mu odgovara je i rezultujuće stanje napona u preseku za trenutak t 0 . Ovom stanju napona odgovara stanje dilatacija, koje se dobija skaliranjem dijagrama napona, saglasno Hooke-ovom zakonu. Modul elastičnosti je modul elastičnosti betona Eb ( t 0 ) , pošto je presek idealizovan na meru betona:

ε ( t 0 )

= σ ( t 0 )

Eb ( t 0 )

(3.6)

Ovde su ε ( t 0 ) i σ ( t 0 ) funkcije položaja u odnosu na idealizovano težište.

3.3.3 Proračun promena početnih dilatacija i napona usled skupljanja i tečenja Promene početnih napona i dilatacija se određuju uz pretpostavku da su početni uticaji ostali nepromenjeni: aksijalna sila N g , momenti savijanja M gx i M gy . Pri tome su poznati (korisnik zadaje) koeficijent tečenja betona ϕ ( t , t 0 ) , dilatacija skupljanja ε s ( t , t 0 ) i koeficijent starenja χ ( t , t 0 ) .


70/86

70/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Odnos promena napona i promena dilatacija je određen korigovanim efektivnim modulom elastičnosti: Eb* ( t )

=

Eb ( t 0 )

. 1 + χ ( t , t0 ) ⋅ ϕ ( t , t0 )

(3.7)

Za trenutak vremena t je odnos modula elastičnosti čelika i betona: n*

=

E a Eb* ( t )

= n ⋅ ( 1 + χ ( t , t0 ) ⋅ ϕ ( t , t0 ) )

(3.8)

* * * Uticaji u odnosu na idealizovano težište T i su: N g , M gx,i , M gx, i

Slika 34.

Idealizovani presek za trenutak vremena t

Vremensko dilatiranje betona usled tečenja i skupljanja je sprečeno armaturom. Postupak bazira na ideji da se vremenska promena stanja napona i dilatacija razloži na taj način što će se „privremeno“ raskinuti spoj između betona i čelika, čime će beton vremenski slobodno dilatirati (slobodna promena dilatacija usledponovo skupljanja i tečenja nije praćena promenom napona), a zatim će spoljašnjih se uslov kompatibilnosti zadovoljiti apliciranjem dva (ukupno gledano) ravnotežna sistema uticaja. Postupak proračuna je opisan narednom tabelom. Prva slika odgovara rezultujućem stanju za početni trenutak vremena. Dilatacije po visini preseka (za jedan nagib neutralne linije) su ε ( t 0 ) . Početni uticaji vremenom nisu promenjeni. Pretpostavljajući slobodno dilatiranje betona (nesprečeno armaturom), dilatacije u betonu bi bile: ε ( t0 ) + ε sl ( t , t 0 )

(3.9)

gde su ε sl ( t , t 0 ) dilatacije nastale kao posledica skupljanja i tečenja:

ε ( t , t0 )

=slε ( t0 ) ⋅ ϕ ( t , t0 ) + ε ( t , t0 ) . s

(3.10)

Napomena: Slobodna dilatacija u betonskom preseku ne izaziva promenu napona.


71/86

71/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Kako spoj između betona i čelika postoji (pretpostavka potpune kompatibilnosti dilatacija) postupak podrazumeva apliciranje dodatnih uticaja N a , M ax i M ay (zapravo M aα ), kojima se „veštački“ ostvaruje kompatibilnost deformacija.: N a = Ea Aa ⋅ ε sl ,Tb M aα = Ea I a ⋅ κ sl

(3.11)

gde je ε sl,T b - slobodna dilatacija u težištu betonskog preseka, a

κ sl = κ ( t0 ) ⋅ ϕ ( t , t 0 ) - slobodna krivina preseka (slobodno skupljanje betona ne menja krivinu). Kako je dodatnim uticajima povećano aplicirano opterećenje, nanošenjem istih uticaja u suprotnom smeru ovo će biti anulirano. Ovi „suprotni“ uticaji ( N i* = − N a , M i*α ) se * apliciraju na ceo – idealizovani – presek, u težištu T i . Ukupna promena napona u betonu je posledica samo ovih „povratnih“ uticaja, dok je promena napona u armaturi zbir onih učinjenih apliciranjem uticaja N a i M aα i uticaja N i* ,

M i*α :

 N * M *  ∆σ b ( t ) = −  *i + *iα ⋅ ρ i*   Ai I i  *

N a

∆σ a ( t ) = n ⋅ ∆σ b ( t ) + Aa +

(3.12)

M a I a

⋅ ρ a

Superpozicijom napona u trenutku t 0 sa promenama datim u izrazu (3.12) dobijaju se rezultujeće vrednosti napona. Kako važi kompatibilnost dilatacija, to je rezultujuće stanje dilatacija definisano (i za beton i za čelik) zbirom početnih dilatacija, slobodnih dilatacija i dilatacija preseka izazvanih „povratnim“ uticajima:

ε ( t)

= ε ( t0 ) + ε sl ( t , t0 ) + ε * , ε * =

∆σ b ( t ) Eb* ( t )

(3.13)

Napomena: Opisani postupak je nezavisan od činjenice da se u početnom trenutku vremena formirala prslina ili ne. Napomena: U opštem slučaju, protokom vremena neutralna linija napona i dilatacija se više ne poklapaju.

Opisani postupak odgovara jednom nagibu neutralne linije. S obzirom da se programski analizira koso savijani presek, opisani postupak ponavlja za sve različite nagibe neutralne linije. Samo za jedan nagib, rezultujuće stanje napona je takvo da su zadovoljena sva tri ravnotežna uslova (jedan po aksijalnoj sili i dva po momentima savijanja) – ostvarena je puna ravnoteža spoljašnjih i unutrašnjih uticaja. Prikazani postupak omogućava određivanje stanja napona i dilatacija u bilo kom trenutku vremena pod konstantnim spoljašnjim opterećenjem ukoliko su poznate vremenske funkcije ϕ ( t , t 0 ) , ε s ( t , t 0 )


72/86

72/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem i χ ( t , t 0 ) . Kako korisnik zadaje po jednu vrednost za svaku od ovih veličina, to je izbor vremenskog trenutka t na korisniku. Programski se ovaj trenutak vremena imenuje kao t ∞ .

3.3.4 Superpozicija napona kratkotrajnih uticaja

i

dilatacija

usled

dodatnih

–

U ovom delu razmatraju se promene stanja napona i dilatacija u preseku izazvane dodatnim spoljašnjim uticajima, koji na presek počinju da deluju u nekom vremenskom trenutku t > t 0 . Praktično, dodatni uticaji predstavljaju kratkotrajni deo spoljašnjeg opterećenja jedne kombinacije opterećenja. Tako je presek u početnom trenutku vremena opterećen dugotrajnim delom ukupnog opterećenja: aksijalna sila N g , momenti savijanja M gx i M gy , dok se ovim uticajim u trenutku t pridružuje kratkotrajni deo ukupnog opterećenja: aksijalna sila N p , momenti savijanja M px i M py . Ukupni uticaji koji deluju na presek u trenutku t su: N

=N +N g

=M +M

, M p

x

gx

=M +M

, M px

y

gy

.

(3.14)

py

Razlikuju se tri moguće situacije: 1. ni pri delovanju početnih, ni pri delovanju ukupnih uticaja u preseku se ne formira prslina – Slučaj 1, 2. prslina se formira tek dodavanjem kratkotrajnih uticaja – Slučaj 2, 3. prslina se formira već pri početnim uticajima – Slučaj 3.

3.3.4.1

Slučaj 1

Podrazumeva se da je određeno stanje napona i dilatacija u poprečnom preseku neposredno pred nanošenje kratkotrajnih uticaja, te da su naprezanja takva da ne prekoračuju zatežuću čvrstoću betona pri savijanju. Ako se pretpostavi da se prslina u preseku ne formira ni pri delovanju ukupnog opterećenja, onda dodatni – kratkotrajni – uticaji izazivaju promenu napona i dilatacija koja odgovara onoj koju bi dugotrajni uticaji izazvali u nultom trenutku vremena. Pri tome je usvojena uobičajena pretpostavka da se modul elastičnosti betona vremenom ne menja. Tako će promena napona i dilatacija biti sračunate na osnovu poznatih izraza:

∆σ b =

N p Ai

+

M p, i Ii

ρi ,

∆ε =

∆σ Eb ( t )

, Eb ( t )

= Eb ( t0 )

(3.15)

Rezultujuće stanje napona i dilatacija, nakon apliciranja kratkotrajnih uticaja je određeno prostom superpozicijom:

σb

= σ b ( t ) + ∆σ b , ε = ε ( t ) + ∆ε

(3.16)

Napomena: Napon u armaturi uvek može biti određen kao proizvod dilatacije i modula elastičnosti čelika.

Pretpostavka o neformiranju prsline ni nakon apliciranja kratkotrajnog opterećenja je tačna ukoliko rezultujući maksimalni napon zatezanja nije veći od zatežuće čvrstoće betona na zatezanje pri savijanju f zs . Kako se analizira opšti slučaj koso savijanog preseka, to se tačnost pretpostavke analizira za svaki od analiziranih nagiba neutralne linije.

3.3.4.2

Slučaj 2

Ukoliko je rezultujuće stanje dobijenom primenom prethodnog postupka (Slučaj 1) takvo da je maksimalni napon zatezanja veći od zatežuće čvrstoće betona na zatezanje pri savijanju f zs , a pre apliciranja kratkotrajnih uticaja u preseku nije formirana prslina, postupak proračuna je složeniji. U ovoj Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

73/86

73/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem situaciji prosta superpozicija parcijalnih napona i dilatacija nije moguća zbog činjenice da se formiranjem prsline menja i aktivni deo preseka. Postupak proračuna rezultujućeg stanja napona zasniva se na prethodnom rasterećenju preseka, registrovanju zaostalih dilatacija u preseku, te zaostalih napona u armaturi i apliciranju ukupnih (i dugotrajnih i kratkotrajnih) uticaja na rasterećen presek. Detaljnije, postupak je opisan narednom tabelom. Prva slika odgovara rezultujućem stanju napona i dilatacija za trenutak t ∞ usled dugotrajnog dela opterećenja – pre apliciranja kratkotrajnog dela opterećenja. Dilatacije u preseku su ε ( t ) . Fiktivnim uticajima N g ,i ( t 1 ) i M gα ,i ( t 1 ) , koji deluju u težištu idealizovanog preseka, presek se elastično dekomprimuje tako da naponi u betonu budu jednaki nuli, dok dilatacije („zaostale“ dilatacije usled skupljanja i tečenja) i napon u armaturi (postoji čim postoji dilatacija u armaturi) nisu. Napomena: kako je zanemarena vremenska promena modula elastičnosti betona, to je

Eb ( t1 )

= Eb ( t0 ) , a težišta

Ti ( t 1 ) i

Ti ( t 0 ) se poklapaju. Preostale dilatacije u preseku i naponi u armaturi su ekvivalentni delovanju uticaja ∆ N a1 i ∆M 1aα samo na armaturni presek, u težištu armature. Ovi uticaji su jednaki razlici početnih uticaja N g i M g α i uticaja elastične dekompresije N g ,i ( t 1 ) i M gα ,i ( t 1 ) - preostali uticaji nakon dekompresije – redukovani na težište armature. Na „dekomprimovan“ idealizovan presek sada se apliciraju ukupni uticaji i negativne vrednosti već apliciranih (preostalih) uticaja, kako bi ukupno aplicirano opterećenje odgovaralo onom koje proističe iz odgovarajuće kombinacije opterećenja. Analiza preseka za dejstvo ovih uticaja u potpunosti odgovara analizi za početne uticaje u početnom trenutku vremena, kada se u preseku formira prslina. Ovako dobijeni naponi u betonu, s obzirom da je pre apliciranja ovih uticaja betonski presek bio dekomprimovan, predstavljaju i ukupne – rezultujuće – napone, dok dilatacije i naponi u armaturi predstavljaju samo promene „zaostalih“ dilatacija i napona u armaturi nakon „dekompresije“. Superpozicijom prethodna dva stanja napona i dilatacija dobija se rezultujuće stanje napona i dilatacija u preseku nakon apliciranja dodatnih, kratkotrajnih, uticaja.

Treba primetit da opisani postupak (Slučaj 2) u situacijama kada se ni pod dejstvom kratkotrajnih uticaja ne formira prslina daje rezultate identične onima koje daje prethodni postupak (Slučaj 1). Ovim je Slučaj 1 samo specijalni slučaj opštijeg Slučaja 2. ***


74/86

74/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Za svaki od nagiba neutralne linije (ose savijanja) se ponavlja opisani postupak. Treba primetiti mogućnost da se za neke nagibe proračun zaustavi na postupku opisanom kao Slučaj 1, dok za druge nagibe može biti neophodan proračun opisan kao Slučaj 2. Bez obzira koji od Slučajeva je u pitanju, samo jednom nagibu neutralne linije odgovara potpuno uravnoteženje spoljapnjih i unutrašnjih uticaja. Variranjem nagiba neutralne linije programski se iterativno pronalazi ovo rešenje.

3.3.4.3

Slučaj 3

Kako je proračunska procedura opisana kao Slučaj 2 nezavisna od činjenice da je pre aplikacije kratkotrajnih uticaja u preseku bila formirana prslina ili nije, to se i u ovim situacijama primenjuje identičan proračunski postupak superpozicije. Razlike se manifestuju samo u ranijim proračunskim koracima (3.3.2, 3.3.3).

3.3.5 Rezime Opisanim postupcima određeno je:

•

stanje napona i dilatacija u početnom trennutku vremena t 0 usled delovanja samo dugotrajnog dela opterećenja,

•

stanje napona i dilatacija u trenutku t ∞ , neposredno nakon apliciranja kratkotrajnog dela opterećenja.

U opštem slučaju nagibi osa savijanja se ne poklapaju u ova dva karakteristična vremenska trenutka. Ukoliko kombinaciju opterećenja čine samo opterećenja dugotrajnog karaktera, treći korak opisanog postupka izostaje, a kao merodavna stanja za vremenski trenutak t ∞ koriste se ona dobijena analizom promena napona i dilatacija usled uticaja izazvanih tečenjem i skupljanjem betona. Ukoliko kombinaciju opterećenja čine samo kratkotrajna opterećenja (teško je zamisliti praktični slučaj), ond prva dva koraka izostaju, treći korak tada u potpunosti odgovara proračunu stanja napona i dilatacija usled dugotrajnog dela opterećenja u početnom trenutku vremena. *** Kada je određeno stanje napona i dilatacija u presecima duž elementa, na osnovu ovoga se određuju karakteristične širine prslina, dok se dvostrukom integracijom dobijenih krivina u presecima po dužini elementa određuju karakteristične vrednosti ugiba. Napomena: Stanjem dilatacija u poprečnom preseku određena je i njegova krivina.

3.4 PRORAČUN GRANIČNOG STANJA PRSLINA Programski se, u sklopu proračuna graničnog prslina, određuju karakteristične širine prslina u presecima linijskih i površinskih elemenata zastanja dva karakteristična vremenska trenutka – vremenski trenuci za koje je određeno stanje napona i dilatacija. Karakteristične širine prslina u jednom preseku se određuju za sve kombinacije eksploatacionih opterećenja, a kao rezultat se prikazuju maksimalne vrednosti, čime kombinacija opterećenja,koja je njima rezultovala, postaje merodavna. S obzirom da se analizira koso savijani presek (linijski elementi), ose savijanja se razlikuju za različite kombinacije opterećenja. Ovo je razlog što se vrednosti karakterističnih širina prslina prikazuju samo u svojim apsolutnim iznosima. *** Razmatra se idealizovano stanje prslina, kojim su usvojene sledeće pretpostavke:

• •

sve prsline su upravne na osu elementa, prsline se prostiru celom visinom zategnute zone,


75/86

75/86

5/6/2018



• •

prsline su jednake širine, odnosno, širina svih prslina je jednaka srednjoj širini prslina,

•

slika prslina je stabilizovana – promena stanja prslina u vremenu se odvija samo preko promene njihove srednje širine.

prsline su ravnomerno raspoređene po dužini elementa na međusobnom rastojanju jednakom srednjem rastojanju prslina,

3.4.1 Ograničenje širine prslina U skladu sa usvojenim konceptom celog modula za dimenzionisanje armiranobetonskih elemenata (svi rezultati su proračunskog karaktera; ne ispituju se kriterijumi zadovoljenja minimalnih količina armature...), programski se ne ispituje zadovoljenje kriterijuma postavljenog po maksimalnoj dopuštenoj vrednosti širine prsline.

3.4.2 Karakteristična širina prslina 3.4.2.1

PBAB

Karakteristična širina prslina ak se, prema PBAB, određuje na sledeći način: ak

= 1.7 ⋅ as ( t ) ,

as ( t )

= lps ⋅ ε a 1s ,R ,

(3.17)

gde je: a s ( t )

srednja širina prslina za vremenski trenutak t ,

l ps

srednje (prosečno) rastojanje prslina,

ε a1s , R ( t ) relativna srednja dilatacija zategnute armature. Srednje rastojanje između prslina l ps se određuje prema: l ps

e ∅ = 2 ⋅  a0 + ∅  + k1 ⋅ k2 ⋅ ,  10  µ z, ef 

(3.18)

gde je: a0

debljina zaštitnog sloja betona,

k 1

zavisno od vrste čelika za podužno armiranje: k 1 za glatku (GA) armaturu.

k 2

koeficijent koji zavisi od punoće dijagrama napona zatezanja u betonu neposredno pred pojavu prsline,

∅

prečnik šipki podužne armature,

µ z, ef

koeficijent armiranja efektivne zategnute zone betona Abz ,ef ,

e∅

međusobno rastojanje šipki podužne armature u ravni poprečnog preseka, koje nije veće od 15∅ ili 30cm.

= 0.4

za rebrastu (RA) armaturu i k 1 = 0.8

Koeficijent punoće dijagrama k 2 zatezanja se određuje na osnovu stanja dilatacija u preseku neposredno pred pojavu prsline prema:


76/86

76/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem k 2

=

+ ε 2I , 8 ⋅ ε 1 I

ε1 I

(3.19)

gde su:

ε 1 I i ε I 2 dilatacije na maksimalno i minimalno zategnutom vlaknu betonskog preseka.

Koeficijent punoće dijagrama zatezanja u betonu k 2

Slika 35.

Efektivno zategnuta zona betona Abz ,ef je deo površine zategnutog preseka betona u okolini šipki zategnute podužne armature, koji, između dve susedne prsline, efektivno prenosi napone zatezanja. Ova površina se određuje kao zbir efektivnih površina pojedinih šipki, pri čemu se preklopljene površine ne obračunavaju višestruko. Efektivna površina koja odgovara jednoj šipki je deo zategnute površine betona koji se nalazi unutar kružnice sa centrom u težištu šipke radijusa jednakog 7.5∅ .

Slika 36.

Efektivno zategnuta zona betona Abz ,ef

Koeficijent armiranja efektivne zategnute zone betona µ z,ef se izračunava kao odnos površine zategnute armature i efektivne zategnute površine betona:

µ z, ef =

Aaz Abz ,ef

.

(3.20)

Relativna srednja dilatacija zategnute armature ε a1s , R ( t ) se određuje prema:

ε a1s , R ( t )

= ζ ⋅

σ II t a1 ( )

,

(3.21)

E

a

gde je: Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

77/86

77/86

5/6/2018



σ II a1 ( t ) napon u zategnutoj armaturi preseka sa prslinom (određen proračunom stanja napona u preseku),

ζ

koeficijent sadejstva zategnutog betona između prslina. II

ζ

2

= 1 − β1 ⋅ β 2  σ σ a II 1,r   ≥ 0.4 ,  a1 

(3.22)

gde je:

β 1

koeficijent prijanjanja između betona i armature: za glatku armaturu (GA) - β 1 = 0.5 , a za rebrastu armaturu (RA) - β 1 = 1.0 ,

β 2

koeficijent kojim se uvodi uticaj reoloških karakteristika betona: za kratkotrajna dejstva je

β 2 σ II

= 1.0 , dok je za dugotrajna β 2 = 0.5 ,

napon u zategnutoj armaturi usled uticaja koji u preseku izazivaju pojavu prsline.

a1,r

Napomena: Ukupni uticaji za čije se dejstvo analizira stanje preseka se redukuju do veličine uticaja koji su na granici isprskalog i neisprskalog preseka. Time su uticaji koji odgovaraju pojavi prsline skalirani ukupni spoljašnji uticaji.

3.4.2.2

Eurocode 2

Proračun karakterističnih širina prslina prema Eurocode 2 većim delom odgovara proračunu opisanom prema PBAB. U nastavku su date samo razlike. Napomena: Koriste se oznake koje su usvojene u prethodnom opisu.

Karakteristična širina prslina ak se, prema EC2, određuje na sledeći način: ak

= 1.7 ⋅ as ( t ) ,

as ( t )

= lps ⋅ ε a 1s ,R ,

(3.23)

gde je: a s ( t )

srednja širina prslina za vremenski trenutak t ,

l ps

srednje (prosečno) rastojanje prslina,

ε a1s , R ( t ) relativna srednja dilatacija zategnute armature. Srednje rastojanje između prslina l ps se određuje prema: l ps

= 50mm + k1 ⋅ k 2 ⋅ µ ∅

,

(3.24)

z, ef

gde je: k 1

zavisno od vrste čelika za podužno armiranje: k 1

= 0.8

za armaturu visoke prionljivosti i

k 1 = 1.6 za glatku armaturu. k 2

koeficijent koji zavisi od punoće dijagrama napona zatezanja u betonu neposredno pred pojavu prsline (3.19),

∅

prečnik šipki podužne armature,

µ z, ef

koeficijent armiranja efektivne zategnute zone betona Abz ,ef (3.20).


78/86

78/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem Efektivna zategnuta površina preseka je, generalno, površina betona koja obuhvata zategnutu armaturu, visine 2.5 puta veće od rastojanja od zategnute ivice preseka do težišta zategnute armature. Za ploče i elemente male visine, visina efektivne zategnute površine se usvaja manja od ( d − x) 3 , gde je d - visina preseka. Ukoliko je ceo presek zategnut, usvaja se površina koja ne prelazi polovinu debljine elementa, (Slika 37).

Slika 37.

Efektivno zategnuta zona betona Abz ,ef

Relativna srednja dilatacija zategnute armature ε a1s , R ( t ) se određuje prema (3.21), (3.22).

3.4.2.3

SIA

3.5 PRORAČUN GRANIČNOG STANJA UGIBA Proračunom prema graničnom stanju ugiba je potrebno dokazati da maksimalni ugib armiranobetonskog elementa, usled najnepovoljnije kombinacije ekploatacionih opterećenja nije veći od granične vrednosti ugiba. Programski se, u sklopu proračuna graničnog stanja ugiba, određuju karakteristične vrednosti ugiba u presecima linijskih i površinskih elemenata za dva karakteristična vremenska trenutka – vremenski trenuci za koje je određeno stanje napona i dilatacija. Karakteristične vrednosti ugiba u jednom preseku se određuju za sve kombinacije eksploatacionih opterećenja, a kao rezultat se prikazuju maksimalne vrednosti, čime kombinacija opterećenja,koja je njima rezultovala, postaje merodavna. Merodavna kombinacija može da varira od preseka do preseka. Ovim je rezultujući dijagram ugiba – anvelopa maksimalnih vrednosti ugiba u pojedinim presecima, bez obzira kog pravca su maksimalni ugibi jednog preseka. Kako proračun karakterističnih vrednosti ugiba podrazumeva određivanje samo relativnih ugiba elementa, korisnik definiše „nepomerljive“ tačke. Uobičajeno, ovo su mesta gde se, npr., gredni elementi oslanjaju na stubove, ili mesta na kojima su gredni elementi oslonjeni, generalno. Kod površinskih elemenata analizira se samo jednoosno savijan presek za izabrani pravac (i stanje dilatacija i napona je određeno sa ovom pretpostavkom), zbog čega rezultujući dijagram karakterističnih ugiba predstavlja stvarnu anvelopu relativnih vrednosti ugiba. *** Karakteristične vrednosti ugiba se dobijaju dvostrukom integracijom krivine preseka uz zadovoljenje konturnih uslova postavljenih od strane korisnika u smislu nepomerljivosti izabranih tačaka.


79/86

79/86

5/6/2018



3.5.1 Ograničenje ugiba U skladu sa usvojenim konceptom celog modula za dimenzionisanje armiranobetonskih elemenata (svi rezultati su proračunskog karaktera; ne ispituju se kriterijumi zadovoljenja minimalnih količina armature...), programski se ne ispituje zadovoljenje kriterijuma postavljenog po graničnoj vrednosti ugiba.

3.5.2 Karakteristične vrednosti ugiba Za svaku analiziranu kombinaciju opterećenja, relativni ugibi duž elementa se određuju dvostrukom integracijom srednjih krivina duž elementa κ s : v=

∫∫ κ dx + C x + C s

1

2

,

(3.25)

gde je: v relativna vrednost ugiba, C 1 i C 2 integracione konstantne, koje se određuju iz uslova zadovoljenja postavljenih konturnih uslova. Srednja krivina κ s je određena stanjem dilatacija u poprečnom preseku i stanjem prslina. Za neisprskale preseke (preseci bez prsline) srednje krivine imaju vrednosti krivina sračunatih proračunom stanja napona i dilatacija u poprečnom preseku, dok u slučaju preseka sa prslinom, dodatno zavisi i od sadejstva zategnutog betona između prslina. Vrednost srednje krivine isprskalog elementa se nalazi između najmanje moguće vrednosti κ s I , koja odgovara neisprskalom preseku i maksimalne, koja odgovara preseku na mestu prsline κ s II . Određuje se prema:

κ

= ( 1 − ζ ) ⋅ κ I + ζ ⋅ κ II , s

s

(3.26)

s

gde je

ζ

koeficijent sadejstva zategnutog betona između prslina (Poglavlje 3.4).

Proračun karakterističnih vrednosti ugiba je, dakle, određen stanjem napona i dilatacija u presecima duž analiziranih elemenata i uticajem sadejstva zategnutog betona na isti način na koji je analiziran i kod proračuna prema graničnom stanju prslina. Maksimalne apsolutne vrednosti karakterističnih relativnih ugiba za svaki presek formiraju rezultujući dijagram ugiba elementa.


80/86

80/86

5/6/2018



4 PRILOZI 4.1 ALGORITAMSKO REŠENJE PRORAČUNA AB PRESEKA NAPREGNUTIH KOSIM SAVIJANJEM 1 4.1.1 Uvod Preseci naprezani kosim savijanjem (najčešće sa aksijalnom silom) se redovno javljaju pri analizi stubova prostornih konstrukcijskih sistema, ali su česti i kod grednih elemenata, kao i kod elemenata nepravilnih i nesimetričnih poprečnih preseka. Današnji stepen primene računara u inženjerskoj praksi obavezuje projektante na korišćenje složenijih i tačnijih matematičkih modela prilikom proračuna ovakvih elemenata, u odnosu na ranije korišćene. Približni postupci, uobičajeni u dosadašnjoj praksi, zadržavaju značaj u smislu grube procene stanja preseka, ili prve iteracije složenijeg proračuna. Radom se daju opšte algoritamske postavke problema i smernice za njegovo rešavanje. Pri tome, rad je ostao oslobođen konkretnih algoritamskih postupaka, čija je implementacija opšte poznata i nesporna, ili, koji mogu biti realizovani različite načine. Poseban akcenat je dat potencijalnim singularitetima proračuna i načinu njihovognaprevazilaženja.

4.1.2 Postavka problema i opis postupka Postavljen je zadatak određivanja minimalno potrebne količine podužne armature poprečnog preseka opterećenog aksijalnom silom i momentom savijanja koji se ne poklapa sa pravcem glavnih osa inercije. Spoljašnji uticaji su dati za težište betonskog preseka u svojim graničnim (faktorizovanim) vrednostima i način njihovog dobijanja nije predmet ovog rada. Razmatra se armiranobetonski presek u graničnom stanju loma proizvoljnog oblika. Stepen proizvoljnosti može biti postavljen na različite nivoe, a treba biti izabran tako da, u najmanju ruku, ne ograničava primenu softvera. Pretpostavlja se da je poznat raspored (ne i količina) armature u preseku. Uobičajeno je da se podužna armatura u poprečnom preseku prikazuje u svom raspodeljenom obliku kao linija armature, ili u tačkastom obliku kao tačka armature. Potreba za jednoznačnošću rešenja uslovljava potrebu poznavanja učešća pojedine linije ili tačke armature u ukupnoj količini armature (Slika 38a). Treba napomenuti da su i približni postupci proračuna zahtevali poznavanje ovih učešća. Smatra se da su poznati zakoni ponašanja materijala – radni dijagrami za čelik i beton. Reč je o zavisnosti između dilatacija i napona u obliku σ = σ(ε). Algoritamski gledano ne postoje prepreke za implementaciju bilo kojeg oblika ovih zavisnosti. Međutim, uobičajeno je zanemarenje nosivosti zategnutog betona u graničnom stanju loma, zbog čega je ovo usvojeno kao polazna pretpostavka. Mehaničke karakteristike betona i čelika (Slika 38b) su, takođe, poznate, a parcijalni koeficijenti za materijale su već uračunati (zavisno od vrste kombinacije opterećenja). Konačno, moraju jednoznačno biti postavljeni uslovi kojima se definiše kada je poprečni presek u graničnom stanju nosivosti. Ovi uslovi se, uz uobičajenu pretpostavku ravnog deformisanja preseka, 1

Brujić, Z., JDGK Simpozijum 04, Vrnjačka Banja, 2004.


81/86

81/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem postavljaju prema vrednostima dilatacija. Načelno, presek je u graničnom stanju loma ukoliko je dostignuta bar jedna od graničnih vrednosti dilatacije postavljene za beton i čelik. Zajednička karakteristika standarda kod kojih se presek proračunava za granično stanje loma je da je stanje dilatacija jednoznačno određeno jednim parametrom, npr. visinskim položajem neutralne linije. Krajnje granične dilatacione linije odgovaraju stanjima konstantne dilatacije po celoj visini preseka, a odgovarajuće vrednosti položaja neutralne linije imaju beskonačne vrednosti (pozitivnu ili negativnu). Soplja posmatrano, rezultat proračuna je potrebna količina armature u preseku (u zadatom rasporedu), a biće određena iz uslova uravnoteženja spoljašnjih i unutrašnjih sila. U opštem slučaju, presek opterećen momentom savijanja čiji se pravac ne poklapa sa nekom od glavnih osa se savija oko ose koja se ne poklapa niti sa nekom od glavnih osa, niti sa napadnom osom momenta. Ugao ose savijanja (rezultujuće neutralne linije) uvek pravi otklon od napadne ose momenta ka osi manjeg momenta inercije idealizovanog preseka (Slika 38c). Samo u specijalnom slučaju rotaciono simetričnog rotaciono simetrično armiranog preseka napadna osa momenta i osa savijanja se poklapaju. Kod jednoosno savijanih preseka, koji su u opisanom postupku samo specijalni slučaj koso savijanih, ugao ose savijanja se poklapa sa napadnom osom momenta, bilo zato što je momenat savijanja pravaca neke od glavnih osa preseka, bilo zato što se zahteva zanemarenje momenta savijanja oko druge glavne ose.

Slika 38.

a) Poprečni presek i raspored podužne armature; b) mogući oblici radnih dijagrama za čelik i beton; c) napadna osa i rezultujuća neutralna linija

Algoritmom je neophodno pronaći ugao ose savijanja, njen položaj i količinu armature u preseku koji obezbeđuju puno uravnoteženje spoljašnjih i unutrašnjih sila. Reč je, dakle, o tri nepoznate veličine, za čije određivanje na raspolaganju stoje tri uslova ravnoteže (dva po momentima savijanja i jedan po aksijalnoj sili). Osim za specijalne, jednostavne, slučajeve, problem ne može biti rešen u zatvorenom obliku, već je neophodna primena iterativnog postupka dva nivoa dubine. Za jedan ugao nagiba neutralne linije moguće je, iterativnim postupkom, pronaći količinu armature i položaj neutralne ose zadatog nagiba po visini preseka za koji će biti zadovoljena dva od tri uslova ravnoteže. Pogodno je izabrati zadovoljenje uslova ravnoteže po aksijalnim silama i po momentima savijanja u pravcu zadatog nagiba neutralne linije. Konačno rešenje je moguće dobiti novim iterativnim približavanjem rezultujućem uglu nagiba neutralne linije, a prepoznaje se zadovoljenjem i trećeg uslova ravnoteže po momentu savijanja u pravcu normale na nagib neutralne linije.

4.1.3 Analiza preseka za jedan nagib neutralne linije Na slici je prikazan poprečni presek i stanje spoljašnjih i unutrašnjih sila za jedan ugao nagiba neutralne linije i za zadat položaj ove linije po visini preseka (visina preseka je funkcija izabranog nagiba). Lokalne koordinatne ose su obeležene sa ρ i ω. Položajem neutralne linije, saglasno pretpostavkama, definisan je dilatacioni dijagram po visini preseka, a njemu, saglasno radnim dijagramima, odgovaraju dijagrami napona u betonu i čeliku. Integracijom napona u betonu po površini na kojoj deluju sračunava se rezultujuća unutrašnja sila u betonu i njen položaj. Kako je pretpostavljeno da se beton napreže samo u pritisnutoj zoni, rezultat je jedna sila pritiska (sila D). Integracija ovog napona može biti numerička ili u analitičkom obliku, ukoliko način definisinja proizvoljnog poprečnog preseka to omogućava. Sa stanovišta tačnosti i brzine proračuna, prednost je na strani analitičkog rešenja. Na sličan način sračunava se i rezultujuća sila u čeliku i njen položaj (sila Z ). Međutim, ovako sračunata sila u čeliku je u funkciji nepoznate količine armature (sračunavaju se za jediničnu količinu armature). Ukupna količina armature ( Aa) je određena


82/86

82/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem iz uslova zadovoljenja ravnoteže po aksijalnim silama (Slika 39). Ovo za posledicu ima različitu količinu armature za svaki položaj neutralne linije. Problem se jednostavno može prikazati i preko bezdimenzionalnih veličina momenata savijanja i unutrašnjih sila.

Slika 39.

Ravnoteža spoljašnjih i unutrašnjih sila za jedan nagib neutralne linije

Dakle, za jedanuslova ugao nagiba neutralne varira se njen položaj ( ρ0 ) u potrazi za onim koji rezultuje zadovoljenjem ravnoteže: Σ N i Σose, M ω . Za svaki novi položaj se sračunava količina armature i stanje unutrašnjih sila u preseku i ispituje vrednost momenta M ω. Postupak u potpunosti odgovara proračunu jednoosno savijanog preseka. Funkcija M ω(ρ0 ) je monotona sa vertikalnom asimptotom u tački ρ A, za koju je zbir sila u armaturi identički jednak nuli (definisana rasporedom i učešćem pojedinih armatura). Ovo znači da se rezultujući položaj neutralne ose traži u intervalima (-∞, ρ A) i ( ρ A,, +∞), te da je pre početka iterativnog postupka neophodno odrediti ovu granicu intervala. S obzirom na oblik funkcije (vrlo blagi i vrlo strmi delovi), preporučuje se primena metode polovljenja intervala, a kraj iteracionog postupka je definisan tolerancijom postavljenom po momentu ili po položaju neutralne ose. Ispitivani intervali su otvoreni sa obe strane. Stanje dilatacija i napona za ρ0 = ±∞ je trivijalno, pa ove krajeve intervala treba rešiti u formi specijalnog slučaja. Unutrašnje granice zahtevaju ispitivanje funkcije u tačkama u neposrednoj -

+

ρ0 krajevima bliziniodvertikalne asimptote sajeleve i desne strane ρ( 0 ρ. 0Ukoliko i ρ0 ). Treba naglasiti da funkcije otklon odna mora biti veći tolerancije sa kojom određen položaj ispitivanje znaka intervala pokaže nepostojanje nule funkcije, potrebno je sa smanjenom tolerancijom ponoviti proračun. Ovakve situacije, kod kojih je rešenje blisko asimptoti, su u praksi vrlo retke. Moguće su situacije kada postoji po jedna nula funkcije u svakom od intervala. Realno rešenje odgovara pozitivnoj količini armature ili većoj od dve negativne - uravnoteženje uslova ravnoteže je u pojedinim slučajevima moguće samo negativnom količinom armature.

Konačno, za rezultujuće stanje jednog nagiba neutralne linije, potrebno je sračunati momenat savijanja ΣM ρ. Jednom nagibu neutralne ose odgovara jedna vrednost ovog momenta.

4.1.4 Nagib neutralne linije Kako stanja u preseku, u opštem slučaju, za uglove neutralne linije θ se i θ+π , to dilatacija se rešenjei napona po nagibu traži u celom intervalu od 0 razlikuju do 2 π . Traži se onajnagiba ugao nagiba za koji se zadovoljem prva dva uslova ravnoteže zadovoljava i treći – traži se nula funkcije M ρ(θ). I ovde je reč o prekidnoj fukciji (u opštem slučaju), te je neophodno odrediti granice ispitivanih intervala, u kojima je funkcija monotona. Do ovih granica se dolazi inverznom fizičkom analizom unutrašnjih sila u preseku za stanja konstantne dilatacije, kada je položaj unutrašnjih sila unapred poznat. Kako svakom uglu nagiba neutralne linije odgovara jedno rezultujuće (analiza jednoosno savijanog preseka) stanje dilatacije, to će krajnja dilataciona stanja (stanja konstantne dilatacije po celom preseku) odrediti krajeve intervala. Spoljašnji uticaji (moment M i aksijalna sila N različita od nule) mogu se prikazati samo aksijalnom silom izmeštenom u odnosu na težisšte poprečnog preseka za ekscentricitet e u pravcu normale na napadnu osu. Obeležimo sa DN rezultantu sila D (manje od nule) i N (izvesno se nalazi na pravcu DN ). Za slučaj konstantne dilatacije po visini preseka, uz pretpostavku jednakog ponašanja čelika i u pritisnutoj i u zategnutoj zoni, položaj sile Z se poklapa sa težištem armature T a. Za slučaj konstantne negativne dilatacije (stanje 1) položaj sile D se poklapa sa težištem betonskog preseka T (obično se Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

83/86

83/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem usvaja bruto betonski presek), dok je u slučaju konstantne pozitivne dilatacije (stanje 2) ova sila jednaka nuli (DN = N ).

Slika 40.

Analiza položaja sila u preseku za slučajeve konstantne dilatacije

Dakle, u stanju 1 postoje sile Z i DN . Pravac koji povezuje napadne tačke ovih sila je, izvesno, pravac neutralne linije u analizi jednoosno savijanog preseka. Primetimo da se neutralna linija nalazi u beskonačno udaljenom položaju (-∞ po ρ-koordinati). Naime, ovo je jedini pravac neutralne linije za koji je zbir momenata M ω jednak nuli. U stanju 2 postoje samo sile Z i N . Iz istog razloga, pravac koji spaja napadne tačke ovih sila je pravac neutralne linije koja odgovara konstantnoj pozitivnoj dilataciji. Dva dobijena pravca su označena sa pravac 1 i pravac 2 . Njima je interval punog kruga izdeljen na četiri kvadranta (označeni rimskim brojevima). Funkcija M ρ(θ) je neprekidna u svakom od četiri I , jer otklon ugla ose savijanja od intervala. Najčešće, rešenje funkcije) senije nalazi u intervalu napadne ose obično nije velik.(nula Ukoliko rešenje u prvom intervalu, ispituju se intervali II i III , a vrlo su retke situacije u praksi kad se rešenje nalazi u intervalu IV (Slika 40).

Poklapanje napadnih tačaka sila Z i DN u stanju 1 ili Z i N u stanju 2 ukazuje na uspostavljenu ravnotežu po sva tri kriterijuma, zbog čega je stanje 1 ili stanje 2 ujedno i konačno rešenje. U specijalnom slučaju kada su napadne tačke sila N, Z i D kolinearne, pravci 1 i 2 se poklapaju, zbog čega se, umesto četiri, ispituju samo dva intervala, svaki širine π . Za specijalni slučaj N = 0, prethodni algoritam ne može biti primenjen zbog nepostojanja napadne tačke sile N . Za stanje 1, iz uslova ravnoteže po aksijalnim silama dobija se Z = -D. Spreg sila Z i D, sem u specijalnom slučaju, ne uravnotežuje napadni moment M . Ukoliko je to slučaj, stanje 1 je i konačno rešenje. Dakle, pravac 1 u ovom slučaju ne postoji. U stanju 2 sve sile ( N, D i Z ) su jednake nuli, zbog čega je pravac 2 usmeren normalno na napadnu osu momenta (jedini pravac za koji će zbir momenata biti jednak nuli). Opet se ispituju samo dva intervala (Slika 41below).

Slika 41.

Specijalni slučaj N = 0

4.1.5 Komentari Pravi značaj prikazanog postupka dolazi do izražaja nakon njegove ugradnje u složeniji programski paket, kojim će automatski biti generisani uticaji za različite kombinacije opterećenja i kojim će biti tretiran niz poprečnih presekaError! Reference source not found. . Iako današnji računari problem dimenzionisanja jednog preseka rešavaju vrlo brzo, sve vrste optimizacija po pitanju brzine proračuna su više nego dobrodošle. Naime, kod realne konstrukcije može se pojaviti potreba za višestrukim (često i više hiljada puta) dimenzionisanjem jednog preseka za uticaje različitih kombinacija opterećenja, a broj preseka se često meri hiljadama. Programiranje dimenzionisanja koso savijanih poprečnih preseka je relativno kompleksan programerski zadatak. Prikazano je rešenje problema određivanja potrebne količine armature preseka, koje se odlikuje maksimalnom brzinom proračuna zbog činjenice da je jedna od tri nepoznate veličine – količina armature – određena direktno (ne varira se). Potencijalni singulariteti proračuna moraju biti izbegnuti, zbog čega požnja mora biti posvećena razmatranju specijalnih slučajeva, kada je analiza fizičke pozadine problema od posebnog značaja. Moguće su brojne programske konkretizacije prikazanog postupka, kao i izvesne modifikacije (na primer u hijerarhihi iteracija). Postupak je Radimpex http://slide pdf.c om/re a de r/full/towe r-5-dime nz ionisa nje -betona -obja snje nje

84/86

84/86

5/6/2018


Literatura - algoritamsko rešenje ProračunA AB preseka napregnutih kosim savijanjem prilagodljiv svim standardima kod kojih proračun bazira na analizi graničnog stanja nosivosti. Preporučuje se svođenje svih veličina na bezdimenzionalni nivo, čime se obezbeđuje manipulacija brojevima istog reda veličine. Osim predložene primene integracije napona u analitičkom obliku, sve ostale optimizacije predstavljaju kompromis između brzine i tačnosti, a primenjeno rešenje mora biti rezultat sveobuhvatnog testiranja.


85/86

85/86

5/6/2018



5 LITERATURA


86/86

86/86

Tower 5 - Dimenzionisanje Betona - Objasnjenje

Recommend Documents