9. vaja lepljeni nosilcifgg-web.fgg.uni-lj.si/kmlk/drago/pnksl/pnksl_2017_2018/... ·...

9. vaja

LEPLJENI NOSILCI

Dimenzioniraj lepljene nosilce, ki sestavljajo nosilno konstrukcijo strehe na pokriti tržnici s 4 × 8

stojnicami oziroma prodajnimi pulti. Uporabi 3 cm debele deske oziroma lamele iz mehkega lesa,

kvalitete GL 32c. Ker je nosilec pretežno upogibno obremenjen, uporabi lepljen nosilec s

kombiniranimi lamelami, kjer so lamele ob tlačnem in nateznem robu nosilca višjega trdnostnega

razreda kot v osrednjem delu nosilca.

1. Zasnova

Slika 1 Prečni prerez pokrite tržnice, katere nosilno konstrukcijo strehe tvorijo lepljeni nosilci.

4 m

26 m

Lesene konstrukcije UNI GR 9. vaja, 2016 2

Slika 2 Tloris pokrite tržnice, katere nosilno konstrukcijo strehe tvorijo lepljeni nosilci.

40 m

12 m

24 m

12 m

4 m

4 m

4 m

4 m

4 m

4 m

4 m

4 m

4 m

4 m

hodnik

hodnik

42 m

26 m


2. Podatki

Dolžina nosilcev meri 26 m. Široki so 20 cm. Medosna razdalja med nosilci je 4 m.

Dolžina nosilca: L = 26 m

Razdalja med podpornimi stebri: L0 = 24 m

Širina nosilca: b = 20 cm = 0,20 m

Razdalja med nosilci: e = 4 m

Naklonski kot strešine: α = 3,3°

Debelina lamel: t = 3 cm

3. Statični sistem

Slika 3 Statični sistem.

4. Materialne karakteristike lameliranega

lepljenega lesa

Preglednica 1 Karakteristične vrednosti trdnosti, deformacijskih lastnosti in gostote

kombiniranega lameliranega lepljenega lesa.

kombinirani lepljeni les

trdnostni razred GL 24c GL 28c GL 32c GL 36c

upogibna trdnost fm,g,k 24,0 MPa 28,0 MPa 32,0 MPa 36,0 MPa

natezna trdnost ft,0,g,k 14,0 MPa 16,5 MPa 19,5 MPa 22,5 MPa

ft,90,g,k 0,35 MPa 0,40 MPa 0,45 MPa 0,50 MPa

tlačna trdnost fc,0,g,k 21,0 MPa 24,0 MPa 26,5 MPa 29,0 MPa

fc,90,g,k 2,4 MPa 2,7 MPa 3,0 MPa 3,3 MPa

strižna trdnost fv,g,k 2,2 MPa 2,7 MPa 3,2 MPa 3,8 MPa

modul elastičnosti E0,g,mean 11600 MPa 12600 MPa 13700 MPa 14700 MPa

E0,g,05 9400 MPa 10200 MPa 11100 MPa 11900 MPa

E90,g,mean 320 MPa 390 MPa 420 MPa 460 MPa

strižni modul Gg,mean 590 MPa 720 MPa 780 MPa 850 MPa

gostota ρg,k 350 kg/m3 380 kg/m

3 410 kg/m

3 430 kg/m

3

24 m

26 m


4.1 Delni varnostni faktorji

Delni varnostni faktorji so odvisni od vrste lesa ter od vrste in kombinacije zunanjih obtežb.

Les sodi v 2. razred uporabnosti.

Merodajna je kratkotrajna obtežba.

Preglednica 2 Delni faktorji γM za lastnosti materiala in odpornosti (EN 1995-1-1:2005, 2005,

stran 26).

Osnovne kombinacije γM

Masivni les 1,3

Lepljeni lamelirani les 1,25

LVL, vezani les, OSB 1,2

Iverne plošče 1,3

Vlaknene plošče, trde 1,3

Vlaknene plošče, srednje trde 1,3

Vlaknene plošče, MDF 1,25

Nezgodne kombinacije 1,0

Preglednica 3 Vrednosti modifikacijskega faktorja kmod za lepljeni lamelirani les (EN 1995-1-

1:2005, 2005).

Material Standard Razred

uporabe

Razred trajanja obtežbe

Stalni

vpliv

Dolgotrajni

vpliv

Srednje

trajni vpliv

Kratkotrajni

vpliv

Trenutni

vpliv

Lepljeni

lamelirani

les

EN 1 4080 1 0,60 0,70 0,80 0,90 1,10

2 0,60 0,70 0,80 0,90 1,10

3 0,50 0,55 0,65 0,70 0,90

4.2 Projektne trdnosti lameliranega lepljenega lesa

Projektne trdnosti lesa izračunamo po izrazu (1)

M

kmodd

fkf

. (1)

Preglednica 4 Projektne vrednosti trdnosti kombiniranega lameliranega lepljenega lesa,

trdnostnega razreda GL 32c.

trdnostni razred GL 32c

upogibna trdnost fm,g,d 20,48 MPa

natezna trdnost ft,90,g,d 0,288 MPa

tlačna trdnost fc,90,g,d 1,92 MPa

strižna trdnost fv,g,d 2,048 MPa


5. Obtežba 5.1 Stalna obtežba

2kN/m00,1' pg

kN/m00,4m4kN/m00,1' 2 egg pp (2)

5.2 Spremenljiva obtežba – sneg

Obtežba s snegom je spremenljiva nepomična obtežba. Odvisna je od vetra, nihanj temperature in

verjetnosti snežnih padavin. Poleg tega je odvisna še od oblike, toplotnih lastnosti in hrapavosti

strehe, od sosednjih stavb in terena v okolici objekta.

Obtežba snega na streho je podana z enačbo (3)

ktei sCCs , (3)

kjer so

μi oblikovni koeficient obtežbe snega,

Ce koeficient izpostavljenosti,

Ct toplotni koeficient,

sk karakteristična obtežba snega na tleh.

Karakteristična vrednost obtežbe snega je v Sloveniji določena glede na območje in nadmorsko

višino.

Preglednica 5 Enačbe za računanje obtežbe snega na tleh v odvisnosti od nadmorske višine A.

cona sk [kPa]

A1 0,651 [1 + (A/728)2]

A2 1,293 [1 + (A/728)2]

A3 1,935 [1 + (A/728)2]

A4 2,577 [1 + (A/728)2]

M1 0,289 [1 + (A/452)2]


Slika 4 Obtežba snega na tleh.

Ljubljana, A = 300 m – cona A2:

sk = 1,293 [1 + (A/728)2] = 1,293 [1 + (300/728)

2] = 1,51 kPa. (4)

Preglednica 6 Oblikovni koeficient obtežbe snega – dvokapnica (SIST EN 1991-1-3:2004,

stran 15).

naklon strehe α 0° ≤ α ≤ 30° 30° < α < 60° α > 60°

μ1 0,80 0,8(60-α)/30 0,00

μ2 0,8 + 0,8 α/30 1,60 -

α = 3,3°:

μ1 = 0,80.

Obtežba snega je

2kN/m21,151,1118,0 s

, (5)

kN/m84,4m4kN/m21,1 2 esqs

. (6)


Slika 5 Oblikovni koeficienti obtežbe snega pri dvokapnici μ(α).

5.3 Obtežni varnostni faktorji

Obtežni varnostni faktorji so odvisni od vrste in kombinacije zunanjih obtežb ter od ugodnega

oziroma neugodnega delovanja stalne obtežbe.

Projektna vrednost vpliva Fd je določena z izrazom (7)

repFd FF , (7)

kjer sta

γF delni varnostni faktor,

Frep reprezentativna vrednost vpliva.

Reprezentativne vrednosti obtežb so:

- karakteristična vrednost Qk,

- kombinacijska vrednost ψ0·Qk,

- pogosta vrednost ψ1·Qk,

- navidezno stalna vrednost ψ2·Qk.

Kombinacijski faktorji so podani v preglednici.

Preglednica 7 Kombinacijski faktorji ψ (SIST EN 1990:2004, stran 39).

vrsta vpliva ψ0 ψ1 ψ2

koristna obtežba na strehah (kategorija H) 0 0 0

obtežba s snegom 0,6 0,2 0,0

obtežba z vetrom 0,6 0,2 0,0


Preglednica 8 Delni varnostni faktorji za obtežbo (SIST EN 1990:2004).

projektna situacija mejno stanje nosilnosti MSN mejno stanje uporabnosti MSU

γG γQ γG γQ

osnovna

ugoden vpliv 1,0 0 1,0 0

neugoden vpliv 1,35 1,5 1,0 1,0

nezgodna 1,0 1,0 - -

Mejna stanja, ki se nanašajo na varnost ljudi in varnost konstrukcije upoštevamo kot mejna stanja

nosilnosti. Prekoračitev mejnih stanj nosilnosti pomeni odpoved konstrukcije in kasnejšo

odstranitev ali rekonstrukcijo. Računske vrednosti zunanjih vplivov se določijo z ustreznim

kombiniranjem delujočih obtežb.

Osnovne obtežne kombinacije izračunamo z izrazom (8)

1

,,0,1,1,,, """"i

ikiiQkQjkjG QQG . (8)

Nezgodne obtežne kombinacije izračunamo z izrazom (9)

1

,,21,1,1, """"""i

ikikkjk QQAG . (9)

Mejna stanja, ki se nanašajo na delovanje konstrukcije, udobje ljudi in videz gradbenega objekta,

upoštevamo kot mejna stanja uporabnosti.

Upoštevati moramo tri kombinacije vplivov:

- karakteristično obtežno kombinacijo

1

,,01,, """"i

ikikjk QQG , (10)

- pogosto obtežno kombinacijo

1

,,21,1,1, """"i

ikikjk QQG , (11)

- navidezno stalno obtežno kombinacijo

1

,,2, ""i

ikijk QG . (12)


6. Obremenitev 6.1 Prečne sile

LxLL

Lxp

LLx

LLLxp

LLxxp

V pz

2

222

20

0

00

0

, (13)

Slika 6 Diagram prečnih sil vzdolž nosilca.

kN482

m24kN/m4

2

0,,

LgV maxgz (14)

kN08,582

m24kN/m84,4

2

0,,

LqV s

maxsz (15)

kN92,151kN08,5850,1kN4835,150,135,1 ,,,,,, maxszmaxgzmaxdz VVV (16)

6.2 Upogibni momenti

LxLL

LxLxp

LLx

LLLLLxLx

p

LLx

xp

M py

22

2222

4

20

2

022

000

22

0

2

, (17)

24 m

26 m


Slika 7 Diagram upogibnih momentov vzdolž nosilca.

kNm286

8

m26-m242m26kN/m4

8

2 0,,

LLLgM maxgy (18)

kNm06,346

8

m26-m242m26kN/m84,4

8

2 0,,

LLLqM s

maxsy (19)

kNm19,905kNm06,34650,1kNm28635,150,135,1 ,,,,,, maxsymaxgymaxdy MMM (20)

24 m

26 m


7. Dimenzioniranje 7.1 Napetosti

Za izračun normalnih in strižnih napetosti privzamemo naslednje izraze

xW

xMxx

z

y

dmyy ,

, (21)

tg

xW

xMtgxxxx

z

y

dm

M

dvzyyz ,

)(

,

, (22)

22

,,90, tgxW

xMtgxxx

z

y

dmdczz

. (23)

Glavne napetosti in smer glavnih napetosti so

2

2

2,122

xzzzxxzzxxx

, (24)

2

1 1 tgx xx

, (25)

02 x, (26)

2

1

2222

22tg

tg

tg

tg

tgxtg

xxxx

xx

zzxx

xz

. (27)

Slika 8 Napetosti.

7.2 Določitev višine nosilca ob podpori

Strižne napetosti ob podpori so

dxσzz

τzx

τxz σxx

α

σ2=0 σ1

α

φ


dgv

cr

maxdzf

hbk

V,,

,,

3

2

. (28)

Izrazimo potrebni prerez

2

,,

,,m07418,0

MPa048,2

kN92,151

3

2

dgv

maxdz

crf

Vhbk

(29)

in višino nosilca

m83,0

m20,067,03

2

m07418,0

3

2

2,,

,,

,0

bk

f

V

h

cr

dgv

maxdz

potr

. (30)

IZBEREMO: 28 desk, debeline 3 cm h0 = 28·3cm = 84cm

7.3 Določitev višine nosilca v slemenu

Višina nosilca v slemenu je

m59,13,32

m26m84,0

20 tgtg

Lhh

. (31)

IZBEREMO: 53 desk, debeline 3 cm h0 = 53·3cm = 159cm

7.4 Kontrola napetosti v slemenu 7.4.1 Normalne napetosti

V temenskem območju morajo upogibne napetosti izpolniti naslednji pogoj

dmrdm fk ,, , (32)

pri čemer je kr zmanjševalni količnik, ki upošteva ukrivljenost posamezne lamele. Ker lepimo

lamele horizontalno, je kr = 1,0. Temenska upogibna napetost se izračuna z izrazom

2

max,,

,

6

ap

dy

ldmhb

Mk

, (33)

pri čemer je kl zmanjševalni količnik, ki upošteva ukrivljenost in nagib nosilca v temenskem

področju, v slemenu. Izračunamo ga po enačbi

3

4

2

321

r

hk

r

hk

r

hkkk

apapap

l

. (34)


Ker nosilec ni ukrivljen, velja kl = k1. Koeficient k1 upošteva le nagib nosilca

lapap ktgtgtgtgk 099,13,34,53,34,114,54,11 22

1 . (35)

MPa48,20MPa48,200,1MPa81,1111805)m59,1(m20,0

kNm19,9056099,1 ,

2

2,

dmrdm fkmkN

(36)

Slika 9 Potek normalnih napetosti v slemenu.

7.4.2 Radialne napetosti

V temenskem področju mora največja natezna napetost pravokotno na vlakna σt,90,d izpolniti

naslednji pogoj

dtvoldisdt fkk ,90,,90, , (37)

b

p

hb

Mk d

ap

maxdy

pdt

6,06

2

,,

,90,. (38)

Faktor, ki upošteva učinek porazdelitve napetosti v temenskem območju kdis, določimo

robom spodnjim mukrivljeni z nosilce dvokapne za7,1

nosilce ukrivljenein dvokapne ravne za4,1disk

. (39)

Slika 10 Temensko območje.

hap

hap

0,5 hap 0,5 hap

[σm,d]


Faktor prostornine določimo

2,0

0

V

Vkvol

, (40)

pri čemer je primerjalni volumen V0 = 0,01 m3.

Prostornina temenskega območja znaša

322 m51,0m20,0m59,1 bhV ap (41)

in mora ustrezati pogoju

303 m21,4m20,02

m59,1m84,0m26

3

2

23

2

3

2m51,0

b

hhLVV

ap

b

. (42)

Po enačbi (31) sledi

455,0m51,0

m01,02,0

3

3

volk

. (43)

Zmanjševalni količnik, ki upošteva ukrivljenost in nagib nosilca, se upošteva v temenskem območju

nosilca in ga izračunamo

2

765

r

hk

r

hkkk

apap

p

. (44)

Ker nosilec ni ukrivljen, velja kp = k5. Koeficient k5 upošteva le nagib nosilca. Izračunamo ga po

enačbi

pap ktgtgk 01153,03,32,02,05 . (45)

Enakomerno porazdeljena obtežba na zgornji strani nosilca preko temenskega območja

kN/m67,12kN/m84,450,13,3cos

kN/m435,1

cos

ss

ap

gd qg

p

. (46)

Največja natezna napetost pravokotno na vlakna σt,90,d po enačbi (38) je enaka

MPa08584,0kN/m84,85

m20,0

kN/m67,126,0

m59,1m20,0

kNm19,905601153,0 2

2,90,

dt

. (47)

in izpolnjen je pogoj (48)


MPa188,0MPa288,0467,04,1MPa08584,0,90, dt . (48)

7.5 Določitev kritičnega prereza

Kritični prerez nosilca je prečni prerez nosilca, v katerem se pojavijo največje normalne napetosti.

Mesto kritičnega prereza določimo z odvodom normalnih napetosti

0cr

yx

dx

d

. (49)

xW

xMx

z

y

y (50)

Ker sta previsni polji kratki, tam ne bo največje normalne napetosti. Polje je simetrično glede na

simetralo skozi sleme. V levi polovici polja velja

0

22 224

LLLxLxp

xM y , (51)

6

2xhb

xWz

, (52)

L

xhhhxh ap

200

, (53)

6

22

00

L

xhhhb

xWap

z

, (54)

in normalne napetosti izrazimo s

2

00022

02

0

2

2

00

0

22

44

225,1

24

226

hxhhL

hxhh

L

LLLxLx

b

p

L

xhhhb

LLLxLxpx

apapap

y

. (55)


Slika 11 Največje normalne napetosti vzdolž nosilca.

Z odvodom normalnih napetosti po spremenljivki x (x merimo od začetka nosilca)

2

00022

02

0

2

44

225,1

hxhhL

hxhh

L

LLLxLx

b

p

dx

d

dx

xd

apap

y

, (56)

2

2

00

022

02

0

02

020

22

00

022

02

44

4822

4424

5,1

hxhhL

hxhh

L

hhL

hxhh

LLLLxLxhxhh

L

hxhh

LLx

b

p

dx

xd

apap

apapapap

y

, (57)

določimo mesto kritičnega prereza nosilca

048

2244

24 002

020

22

00022

02

hh

L

hxhh

LLLLxLxhxhh

L

hxhh

LLx apcrapcrcrcrapcrapcr

,(58)

-2MPa

0MPa

2MPa

4MPa

6MPa

8MPa

10MPa

12MPa

14MPa

16MPa

18MPa

0m 2m 4m 6m 8m 10m 12m 14m 16m 18m 20m 22m 24m 26m


048

816

816

288

41616

000

2

00

00

22

0

2

0032

02

2

000

22

0

2

0

2

0032

02

hhLLhxhhLLL

xhhhxhhL

xhhL

hxhh

L

LhxhhhxhhL

xhxhhL

hxhh

L

apcrap

crapcrap

crapcrap

crapcrap

crcrapcrap

, (59)

0428

488

000

2

0

2

00

2

0

22

000

hhLLhLhxhhLL

Lhxhh

Lhh

L

hapcrapcrapap

, (60)

2

2

00

0

000

2

0

2

00

0

2

2

00

2

0

2

00

2

0

88

4288

48

48

4

hhL

hhL

h

hhLLhLhhhL

hhL

hhhLL

LhhhLL

Lh

x

apap

apapapapap

cr, (61)

.-14,56m

m,81,7

2,

1,

cr

cr

x

x

(62)

Višina nosilca v kritičnem prerezu je

m291,1m26

m81,72m84,0m59,1m84,0

200

L

xhhhh cr

apcr

. (63)

Prečne sile so

kN75,202

m26m81,7kN/m4

2,,

LxgxV crcrcrgz

, (64)

kN11,252

m26m81,7kN/m84,4

2,,

LxqxV crscrcrsz

, (65)

kN69,65kN)11,25(50,1kN)75,20(35,150,135,1 ,,,,,, ccszrcgzcrcrgz VVxV, (66)

upogibni momenti pa

kNm16,232m24m26m26m81,7m262m81,724

kN/m4

224

2

0

2

,,

LLLxLxg

xM crcrcrcrgy

, (67)

kNm91,280m24m26m26m81,7m262m81,724

kN/m84,4

224

2

0

2

,,

LLLxLxq

xM crcrs

crcrsy

, (68)


kNm77,734kNm91,28050,1kNm16,23235,150,135,1 ,,,,,, rcsyrcgycrcrdy MMxM. (69)

Normalne napetosti zaradi upogiba v kritičnem prerezu na spodnjem tegnjenem ravnem robu

izračunamo

dmdm f ,,0, . (70)

Normalne napetosti v kritičnem prerezu spodaj so

MPa48,20MPa23,13)m291,1(m20,0

kN/m77,73466,,2

2

2

,,

,

,,

,0,

dgm

cr

crdy

crz

crdy

dm fhb

M

W

M

. (71)

Normalne napetosti zaradi upogiba v kritičnem prerezu na zgornjem tlačenem poševnem robu

izračunamo

dmmdm fk ,,,, . (72)

Če potekajo tlačne napetosti po poševnem robu, velja

903,0

3,3MPa92,1

MPa48,203,3

MPa048,25,1

MPa48,201

1

5,11

1

2

2

2

2

2

,90,

,

2

,

,

,

tgtg

tgf

ftg

f

f

k

dc

dm

dv

dm

m

. (73)

Normalne napetosti v kritičnem prerezu so

MPa50,18MPa48,20903,0MPa23,13)m291,1(m20,0

kN/m77,7346

6

,,,2

2

2

,,

,

,,

,,

dgmm

cr

crdy

crz

crdy

dm

fk

hb

M

W

M

. (74)

Slika 12 Potek normalnih napetosti v kritičnem prerezu.

Radialne tlačne napetosti so

MPa92,1MPa044,03,3)m291,1(m20,0

kN/m77,73466,,90,

2

2

22

2

,,

,90,

dgcap

cr

crdy

dc ftgtghb

M

. (75)

xcr

hap

σm,0,d

σm,α,d


Strižne (tangencialne) napetosti so

dgv

V

dv

M

dvdv f ,,

)(

,

)(

,, , (76)

MPa763,03,3)m291,1(m20,0

kN/m77,734662

2

2

,,

,

,,)(

,

tgtg

hb

Mtg

W

Map

cr

crdy

ap

crz

crdyM

dv , (77)

MPa570,0

m291,1m20,067,03

2

kN/m69,65

3

2

2,,)(

,

crcr

crdzV

dv

hbk

V

, (78)

MPa048,2MPa763,0 ,,max,, dgvdv f. (79)

Slika 13 Potek tangencialnih (strižnih) napetosti.

7.6 Kontaktne napetosti v nosilcu ob naleganju na

steber

Kontaktne napetosti v nosilcu ob naleganju na podporni steber so

dgc

ležišče

max,zd

dc fab

V,,90,,90,

. (80)

Iz enačbe (81) izrazimo dolžino naleganja

m396,0MPa92,1m20,0

kN92,151

,,90,

,

dgc

maxzd

ležiščefb

Va

. (81)

IZBEREMO: aležišča = 40cm (2 stebra h/b = 2×20cm/20cm)

hcr

[τv,d(V)

] [τv,d(M)

] [τv,d]


8. Kontrola povesov

Poves nosilca izračunamo v mejnem stanju uporabnosti.

Poves nosilca je vsota povesa zaradi upogiba in povesa zaradi prečnih sil

VM vvv . (82)

8.1 Trenutni pomik

Slika 14 Diagram upogibnih momentov vzdolž nosilca.

Trenutni pomik zaradi upogibnega momenta je

2

0 ,,0

1,,2

L

ymeang

ydy

M dxxIE

xMxMv

. (83)

Upogibni moment zaradi zunanje obtežbe je

LxLL

LxLx

LLx

LLLLLxLx

LLx

x

qgM s

MSU

s

MSU

gdy

22

122

224

12

02

022

000

22

0

2

,

,

(84)

zaradi virtualne sile pa

24 m

26 m

24 m

26 m

Pv=1


LxLL

LLx

LxL

Lx

LLx

LLx

M y

20

222

1222

12

00

0

0

0

0

1,

,

(85)

kNm06,632kNm06,3460,1kNm2860,1,,,,,, maxsy

MSU

smaxgy

MSU

gmaxdy MMM . (86)

Vztrajnostni moment je

12

3xhb

xI y

, (87)

L

xhhhxh ap

200

, (88)

12

23

00

L

xhhhb

xIap

y

. (89)

Trenutni pomik zaradi upogibnega momenta s predpostavko, da zanemarimo previsni polji, je enak

kIE

LMv

minymeang

maxdy

M

,,,0

2

0,,

6,9 . (90)

Upogibni moment je enak

kNm06,632kNm06,346kNm286,,,,,,,, maxdsymaxdgymaxdy MMM, (91)

vztrajnostni moment nad podporo pa

3

33

000

m01206,012

m26

m24m26m84,0m59,1m84,0m20,0

12

L

LLhhhb

xIap

y

.(92)

Koeficient kσ upošteva spremenljivo višino nosilca [Gojković, M., Stojić, D., Drvene konstrukcije,

Građevinski fakultet u Beogradu, Grosknjiga, Beograd, 1996.] in je enak


m.59,1

m,90,0m26

m24m26m84,0m59,1m84,0

ječemer pri

,287,0

m59,1

m90,085,015,0

1

m59,1

m90,0

85,015,0

1

000

33

apmax

apmin

max

minmax

min

hh

L

LLhhhh

h

hh

hk

. (93)

Trenutni pomik je enak

m067,0287,0

m01206,0MPa137006,9

m24kNm06,6324

2

Mv

. (94)

Slika 15 Diagram prečnih sil vzdolž nosilca.

Trenutni pomik zaradi prečne sile je

2

2

,,

1,,

0

2

L

LL sxmeang

zdz

V dxxAG

xVxVv

. (95)

Prečna sila zaradi zunanje obtežbe je

LxLL

Lx

LLx

LLLx

LLxx

qgV s

MSU

s

MSU

gdz

2

222

20

0

00

0

, (96)

zaradi virtualne sile pa

24 m

26 m

24 m

26 m

Pv=1


LxLL

LLx

L

Lx

LL

LLx

Vz

20

222

1222

12

00

0

0

0

0

1,

.

(97)

Trenutni pomik zaradi prečne sile lahko zanemarimo.

Skupni trenutni pomik je

m08,0300

m24

300m067,0m00,0m067,0 0

, L

vvvv dopinstVMinst , (98)

del pomika zaradi lastne teže

m030,0m067,0kN/m84,4kN/m4

kN/m4,

inst

s

instg vqg

gv

, (99)

m036,0m067,0kN/m84,4kN/m4

kN/m84,4,

inst

s

sinsts v

qg

qv

. (100)

8.2 Končni pomik

Končni pomik je pomik po izvršenem lezenju

250

11 0,2,,

Lvkvkvv dopfindefinstsdefinstgfin . (101)

Velja kdef=0,80 in za srednje trajni vpliv ψ2=0,0, sledi

m10,0250

m24

250m09,08,00,01m036,08,01m030,0 0

, L

vv dopfinfin . (102)

8.3 Naklon strešine

V nacionalnem dodatku je, zaradi nevarnosti zastajanja vode na ravnih strehah, podan najmanjši

naklon strešine

15,1%23,3 min. (103)


9. Domača naloga

Namesto dvokapnega nosilca s spremenljivo višino uporabi lepljen lameliran nosilec konstantne

višine. Dimenzioniraj ga! Podatke uporabi iz vaje.

9. vaja lepljeni nosilcifgg-web.fgg.uni-lj.si/kmlk/drago/pnksl/pnksl_2017_2018/... ·...

Documents