PROJEKTIRANJE MONTAŽNE ARMIRANO BETONSKE HALE Z … · 3.2 ZASNOVA IN OPIS KONSTRUKCIJE..... 9 3.3 KONSTRUKCIJSKI ELEMENTI ... armirano betonske montažne hale, ki smo ga statično

UNIVERZA V MARIBORU

FAKULTETA ZA GRADBENIŠTVO

Matic Urbanč

PROJEKTIRANJE MONTAŽNE ARMIRANO BETONSKE HALE Z NATEZNIMI PALICAMI

Magistrsko delo

Maribor, december 2014

I

Smetanova ulica 17

2000 Maribor, Slovenija

Magistrsko delo na študijskem programu 2. stopnje UM

PROJEKTIRANJE MONTAŽNE ARMIRANO BETONSKE HALE Z NATEZNIMI

PALICAMI

Študent: Matic Urbanč

Študijski program: 2. stopnja, Gradbeništvo

Smer: Gradbene konstrukcije

Mentor: izr. prof. dr. ANDREJ ŠTRUKELJ, univ.dipl. inž. grad.

Lektorica: Natalija Zmazek, profesorica slovenščine in biologije

Maribor, december 2014

II

III

ZAHVALA

Zahvaljujem se mentorju, izr. prof. dr.

Andreju Štruklju, za pomoč in vodenje pri

opravljanju magistrskega dela.

Zahvaljujem se vsem, ki so mi v času

mojega študija na kakršen koli način

pomagali.

Posebna zahvala velja staršem in družini

ter družbi CGP d.d.

IV

PROJEKTIRANJE MONTAŽNE ARMIRANO BETONSKE HALE Z NATEZNIMI

PALICAMI

Ključne besede: montažna gradnja, armirano betonska gradnja, natezne palice,

prefabricirani elementi

UDK: 69.057:624.012.45(043.2).

Povzetek

Magistrsko delo obravnava statično in dinamično analizo armirano betonskega

industrijskega objekta z nateznimi palicami za prevzem horizontalnih obremenitev strehe.

Statična in dinamična analiza je bila narejena s programom Tower 7. Na osnovi

pridobljenih rezultatov preračunov je bilo izvedeno dimenzioniranje osnovnih

konstrukcijskih elementov montažnega objekta. Statična in dinamična analiza ter

dimenzioniranje elementov je bilo narejeno na osnovi slovenskih standardov SIST EN

1990, SIST EN 1991, SIST EN 1992 in SIST EN 1998. Dimenzioniranje nateznih navojnih

palic je bilo izvedeno po evropskem tehničnem soglasju ETA-05/0123. Obdelana je bila

tudi tehnologija izdelave montažnih elementov in montaže proizvodne hale, izdelane iz

elementov, katerih analiza je podana v magistrskem delu.

V

DESIGN OF PREFABRICATED REINFORCED CONCRETE BUILDING WITH

TENSILE BARS

Key words: prefabricated buildings, reinforced concrete structures, tensile bars,

prefabricated elements

UDK: 69.057:624.012.45(043.2).

Abstract

The thesis deals with the static and dynamic analysis of reinforced concrete industrial

building with tension bars with the purpose of bearing the horizontal loads of the roo. A

static and dynamic analysis was conducted using the Tower 7 program. Based on the

results, the design of selected construction elements was made. Static and dynamic analysis

and also the design of the elements were done according to the Slovenian standards SIST

EN 1990, SIST EN 1991, SIST EN 1992, SIST EN 1998. The design of the tensile

threadbars was made according to the European technical approval ETA-05/0123. In the

thesis also the production technology of prefabricated elements and assembly of the

production hall made of elements whose analysis is presented in this thesis was given.

VI

VSEBINA

1 UVOD ........................................................................................................................... 1

2 MONTAŽNA GRADNJA ........................................................................................... 3

2.1 KRATKA ZGODOVINA ............................................................................................. 3

2.2 SPLOŠNO O MONTAŽNI GRADNJI ............................................................................. 4

3 ARMIRANO BETONSKA MONTAŽNA HALA ..................................................... 8

3.1 TOWER 7 ................................................................................................................ 8

3.2 ZASNOVA IN OPIS KONSTRUKCIJE ........................................................................... 9

3.3 KONSTRUKCIJSKI ELEMENTI ................................................................................... 9

3.4 MATERIALNE KARAKTERISTIKE UPORABLJENIH MATERIALOV ............................. 10

Materialne karakteristike betona C30/37 ................................................................... 10

4 GRADBENE OBTEŽBE .......................................................................................... 12

4.1 STALNA TEŽA ....................................................................................................... 12

4.1.1 Lastna teža ....................................................................................................... 12

4.1.2 Sila v zategi ..................................................................................................... 13

4.2 SPREMENLJIVA OBTEŽBA ...................................................................................... 14

4.2.1 Koristna obtežba ............................................................................................. 14

4.2.2 Obtežba snega ................................................................................................. 14

4.2.3 Obtežba vetra .................................................................................................. 18

4.2.4 Potresna obtežba ............................................................................................. 25

4.2.5 Analiza lastnega nihanja konstrukcije ............................................................ 28

4.2.6 Lezenje in krčenje ............................................................................................ 31

4.3 KOMBINACIJE GRADBENIH OBTEŽB ...................................................................... 31

4.3.1 Mejno stanje nosilnosti .................................................................................... 31

4.3.2 Mejno stanje uporabnosti ................................................................................ 32

5 DIMENZIONIRANJE ELEMENTOV ................................................................... 34

5.1 OSNOVE ZAHTEV ZA PROJEKTIRANJA KONSTRUKCIJE ........................................... 34

5.2 VPLIV FAZ MONTAŽE NA DIMENZIONIRANJE AB ELEMENTOV .............................. 35

5.3 STEBER PO MSN .................................................................................................. 36

5.3.1 Vzdolžna armatura v stebru ............................................................................ 37

VII

5.3.2 Strižna armatura v stebru ................................................................................ 40

5.3.3 Omejitev napetosti ........................................................................................... 44

5.3.4 Omejitev poškodb ............................................................................................ 44

5.4 NOSILCA Z LOMLJENO OSJO IN SPREMENLJIVIM PREREZOM ................................... 46

5.4.1 Mejno stanje nosilnosti .................................................................................... 48

5.4.2 Mejno stanje uporabnosti ................................................................................ 69

5.5 TOČKOVNI TEMELJ................................................................................................ 70

5.5.1 Dimenzioniranje čaše temelja ......................................................................... 71

5.5.2 Temeljna peta .................................................................................................. 76

5.6 DIMENZIONIRANJE ZATEGE ................................................................................... 81

5.6.1 Preračun sile prednapenjanja in izgub sile ..................................................... 82

5.6.2 Elementi Dywidag-ovega sistema .................................................................... 86

6 MONTAŽA OBJEKTA ............................................................................................ 91

6.1 SPLOŠNO ............................................................................................................... 91

6.2 IZBIRA USTREZNEGA AVTODVIGALA ..................................................................... 93

6.3 TRANSPORT ELEMENTOV DO GRADBIŠČA .............................................................. 93

6.4 MONTAŽA TOČKOVNIH TEMELJEV ........................................................................ 95

6.5 MONTAŽA STEBROV ............................................................................................. 96

6.6 MONTAŽA POVEZOVALNIH GRED .......................................................................... 97

6.7 MONTAŽA NOSILCA Z LOMLJENO OSJO ................................................................. 97

6.8 MONTAŽA JEKLENIH STREŠNIH LEG ...................................................................... 98

6.9 POKRIVANJE STREHE S TRAPEZNO PLOČEVINO ...................................................... 99

6.10 NAPENJANJE NAPENJALNIH PALIC ......................................................................... 99

6.11 MONTAŽA FASADNIH STEN ................................................................................... 99

7 SKLEP ...................................................................................................................... 101

8 VIRI, LITERATURA .............................................................................................. 103

9 PRILOGE ................................................................................................................. 105

9.1 SEZNAM SLIK ...................................................................................................... 105

9.2 SEZNAM TABEL ................................................................................................... 108

9.3 NASLOV ŠTUDENTA ............................................................................................ 108

9.4 KRATEK ŽIVLJENJEPIS......................................................................................... 109

VIII

9.5 IZJAVA O AVTORSTVU ........................................................................................ 110

IX

UPORABLJENI SIMBOLI

- geometrijski podatki

- ploščina prečnega prereza betona

- ploščina prečnega prereza armature

- koeficient temperaturnega raztezanja jekla

- razmerje; koeficient

- statična višina prečnega prereza

- delni varnostni faktor

- delni varnostni faktor za beton

- delni varnostni faktor za stalne vplive

- delni varnostni faktor za vplive, ki so povezani s prednapenjanjem

- delni varnostni faktor za spremenljive vplive

- prostorninska teža jekla za armiranje

e - ekscentričnost

- sekantni elastični modul betona

- projektna vrednost modula elastičnosti jekla za armiranje

- tlačna deformacija betona

- mejna tlačna deformacija betona

- karakteristična tlačna trdnost 28 dni starega betona, določena na valju

- karakteristična tlačna trdnost 28 dni starega betona, določena na kocki

- karakteristična osna nosilnost betona, pri fraktili 5 %

- srednja vrednost osne natezne trdnosti betona

- meja elastičnosti armature

- karakteristična meja elastičnosti armature

X

- karakteristična meja trdnosti jekla za prednapenjanje

- karakteristični stalni vpliv

- koeficient; faktor

- karakteristična vrednost delujočega upogibnega momenta

- karakteristična vrednost delujoče osne sile

- faktor, s katerim se določa reprezentativne vrednosti spremenljivih vplivov

- karakteristični spremenljivi vpliv

- vrednost relaksacije (v %) v času 1000 ur po napenjanju pri srednji temperaturi 20

°C

- tlačna napetost betona zaradi osne sile ali prednapetja

- debelina

- obseg betonskega prečnega prereza s ploščino

- prečna sila

- projektna vrednost prečne sile

Projektiranje montažne armirano betonske hale z nateznimi palicami Stran 1

1 UVOD

Zakaj so montažni objekti drugačni od klasično grajenih betonskih zgradb? Prva in najbolj

očitna razlika je ta, da je večina gradbenih elementov narejenih predhodno pod

kontroliranimi pogoji, tako je zagotovljena višja kvaliteta izdelave ter lažja kontrola

proizvodnje. Sam sistem grajenja montažnih objektov omogoča hitro, racionalno in trajno

gradnjo različnih objektov, ki lahko služijo velikemu številu različnih namenov. V

današnjem času so spremembe na ekonomskih trgih zelo pogoste, zaradi tega morajo biti

podjetja pripravljena hitro reagirati na takšne spremembe. Tu so jim v veliko pomoč prav

montažni objekti, saj so zelo prilagodljivi, tako v fazi načrtovanja objekta, kot tudi v času

uporabe. Montažni objekti so pogosto zasnovani na način, ki omogoča naknadne

dograditve ali celo spremembe tlorisov, zato je pravilna izbira detajlov pomembna že na

začetku.

V magistrskem delu smo obravnavali primer industrijskega objekta, karakteristike katerega

smo določili skupaj s podjetjem IGM Sava d.o.o., ki je hčerinsko podjetje družbe CGP d.d.

Osnovni sistem, ki je razvit v IGM Savi, tvorijo armirano betonski stebri – nosilci z

lomljeno osjo, ki v prečni smeri tvorijo tročlenski lok, v vzdolžni smeri pa so običajno

povezani z vzdolžnimi montažnimi stenami. Z obstoječim sistemom lahko, ob širini

objekta 25,0 m, zagotovijo višino objekta v kapu do maksimalno 3,50 m, kar za

marsikaterega investitorja ne zadostuje. Da bi premagali to omejitev, smo predvideli

konstrukcijski sistem, ki ob širini objekta 25,0 m zagotavlja višino v kapu 9,50 m, vključno

s tem, da zadržimo dvokapno streho in čim manj spreminjamo osnovni konstrukcijski

sistem montažnih objektov podjetja IGM Sava d.o.o.

V magistrskem delu smo s pomočjo programskega orodja Tower 7 izdelali 3D model

armirano betonske montažne hale, ki smo ga statično in dinamično analizirali v skladu z

vsemi standardi za vplive na konstrukcije, vključno s potresnim vplivom po standardu

SIST EN 1998-1:2006. Preučili smo tudi ustrezne kombinacije vplivov po standardu SIST

Stran 2 Projektiranje montažne armirano betonske hale z nateznimi palicami

EN 1990, ter izvedli dimenzioniranje konstrukcijskih elementov armirano betonskega

montažnega objekta.

Strukturno je magistrsko delo sestavljeno iz teoretičnega dela, v katerem smo opisali

zgodovino armirano betonske montažne gradnje in predstavili osnovne značilnosti

takšnega tipa konstrukcij. Sledi računski del, v katerem smo izvedli statično in dinamično

analizo armirano betonske montažne hale ter dimenzioniranje glavnih nosilnih elementov

konstrukcije. Opisali smo tudi predviden potek montaže objekta. Na koncu je zaključek, v

katerem smo ocenili opravljene izračune.


2 MONTAŽNA GRADNJA

2.1 Kratka zgodovina

Po zaključku Druge svetovne vojne je doživelo področje betonskih konstrukcij nenaden

razvoj. Tehnologija prednapenjanja je dosegala popoln napredek, ne samo pri monolitnih

objektih, ampak tudi v industrijski izdelavi prednapetih betonskih elementov, še posebej

nosilcev. Novi industrijski obrati se so v tistem času v velikem številu odpirali v Veliki

Britaniji, na Nizozemskem in Danskem.

Zaradi razvoja prednapetega betona je bilo končno mogoče premagati »magičen« razpon

(8–10 m) z armirano betonskimi nosilci. Ekonomski interesi so že v tistem času narekovali

uporabo betona visoke trdnosti, saj je bilo tako mogoče prečni prerez nosilcev omejiti na

minimum. Prednapeti in armirano betonski elementi so se izdelovali v jeklenih opažih,

strjevanje betona pa je bilo pospešeno s pomočjo parnih procesov, kar je bila spodbuda za

standardizacijo prečnih prerezov nosilcev. Montažni nosilci so bili takrat pripeljani na

gradbišče in postavljeni z žerjavi. V tistem času so bili nosilci v večini primerov prosto

podprti na ležiščih iz klobučevine ali gume. Na tak način so bili najpogosteje zgrajeni

enoetažni objekti tovarn, garaž, ipd., povezava stebrov s temeljno ploščo pa je bila

večinoma toga. Veliko število objektov, zgrajenih v petdesetih in zgodnjih šestdesetih letih

prejšnjega stoletja, je v uporabi še danes. Ker je strešna konstrukcija pogosto sestavljena iz

prosto podprtih plošč, ki jih nosijo prosto podprti sekundarni nosilci, lahko za veliko

število teh objektov trdimo, da imajo popolnoma montažne strešne konstrukcije.

Na področju razvoja tehnike izdelave montažnih armirano betonskih elementov se je

pojavljala vse večja težnja po togem stikovanju dveh nosilcev preko podpore in togem

stiku stebra in nosilca. Večnadstropni objekti bi bili lahko zgrajeni veliko bolj ekonomično,

če bi armirano betonski okvir zagotavljal samostojno stabilnost. Posledica tega je bil

pospešen razvoj stikov z zadostno trdnostjo in togostjo. Te so dosegli tako, da so ploščo


zabetonirali preko montažnih nosilcev s prednapenjanjem na gradbišču in ostalimi, posebej

razvitimi detajli. Ti detajli so najpogosteje temeljili na mokrih stikih.

V vzhodnoevropskih državah so probleme stikovanja najpogosteje premagovali z jeklenimi

varjenimi povezavami. Zaradi uporabe takih detajlov so lahko gradnjo objektov izvajali

tudi v zimskem času.

Rečemo lahko, da je bila do konca šestdesetih let le peščica armirano betonskih zgradb, ki

so bile zgrajene iz montažnih elementov, popolnoma demontažnih. V sredini sedemdesetih

let pa je prišlo do spremembe na celotnem marketinškem področju montažnih AB

elementov. Zaradi vse večje uporabe armiranega betona za gradnjo zgradb je prišlo do

pomanjkanja surovin, še posebej peska in gramoza. Pričele so se študije, ali je reciklaža

armiranega betona mogoča in kakšni so ekonomski vidiki tega početja. Ugotovili so, da je

ponovna uporaba armiranega betona možna, tako da med rušenjem loči beton od

armaturnih palic. Betonski grušč se lahko zmelje do take mere, da se lahko ponovno

uporabi kot agregat v betonski mešanici. V sedanjem času se večina recikliranega betona

porabi v gradnji novih cest, kot tamponski nasip. Ocenjeno je, da so v Združenih državah

Amerike v letu 2000 5 % agregata za betonsko mešanico pridobili iz recikliranega betona

[22]. Drugi način pa je, da se ponovno uporabijo posamezni armirano betonski elementi,

vendar je za to potrebno, da je celoten objekt demontažen.

Leta 1975 je prof. Reinhard na Delft University of Technology predstavil idejo razvoja

demontažnih mokrih in suhih stikov. Glavni cilj je bil razviti take stike, ki bi bili dovolj

togi hkrati pa bi se lahko enostavno odstranili, ne da bi se pri tem poškodovali stikovani

montažni elementi [12].

2.2 Splošno o montažni gradnji

Najbolj očitna definicija prefabriciranih betonskih elementov je, da so to elementi, ki so

bili pripravljeni za betoniranje, zabetonirani in negovani na drugem mestu, kot je bil

kasneje postavljen montažni objekt. Razdalja, prepotovana od lokacije izdelave elementa,

je lahko v splošnem tudi le nekaj metrov, s čimer se izognemo visokim stroškom prevoza

blaga. V drugih primerih pa lahko transportiramo montažne elemente tudi na velike


razdalje, v kolikor klimatske ali prostorske razmere na mestu, kjer bi naj stal montažni

objekt, ne omogočajo izdelave montažnih elementov in so stroški prevoza sprejemljivi.

Montažni objekt, grajen po skeletnem sistemu, je sestav ustrezno povezanih predhodno

izdelanih elementov, ki skupaj tvorijo 3D okvir, zmožen prenašati različne stalne in

spremenljive obtežbe. Okvir je idealno prilagojen gradnji različnih industrijskih objektov,

proizvodnih hal, pisarn, garažnih hiš, skladišč, trgovinskih in poslovnih objektov ter

različnih stavb, ki morajo zagotoviti minimalne notranje prepreke in funkcionalno

uporabno površino, namenjeno različnim aktivnostim. Količina betona v montažnem

objektu je manj kot 4 odstotke od bruto volumna stavbe, od tega pa je 2/3 betona v ploščah

[11].

Podobno kot katerakoli gradnja ima tudi montažna svoje prednosti in pomanjkljivosti.

Prednosti montažne gradnje so:

proizvodnja elementov poteka v kontroliranem okolju proizvodnega obrata

(primerna tehnika, tehnologija, optimalna temperatura);

kvaliteta izdelave elementov je veliko boljša zaradi stalnega kadra, boljšega

izkoristka materiala in višje stopnje kontrole;

vremenski pogoji ne vplivajo na potek dela;

zaradi avtomatizacije in izkoristka mehanizacije so fizične obremenitve delavcev

močno zmanjšane;

tendenca k serijski proizvodnji in tipizaciji elementov, zaradi česar so kapacitete

bolje izkoriščene;

možnost večkratne uporabe konstrukcije na različnih lokacijah.

Slabosti montažne gradnje so:

med elementi je veliko število spojev, ki morajo zagotavljati globalno in lokalno

statično stabilnost, načrtovanje stikov mora biti izvedeno tako, da je montaža

enostavna in učinkovita, izpolnjevati morajo zahteve gradbene fizike;

velikost elementov je omejena zaradi transportnih pogojev, ob velikih elementih

hitro narastejo stroški prevoza;

izvajanje proizvodnje montažnih elementov ni poceni.


Montažne konstrukcije razdelimo v več različnih sistemov. Kadar jih opazujemo s stališča

konstrukcije, jih razlikujemo med naslednjimi:

Skeletni sistem je sestavljen iz predizdelanih elementov, pri katerih je ena

dimenzija mnogo večja od ostalih. Elementi, povezani med seboj, tvorijo skelet.

Linijski elementi so stebri, grede, nosilci in stropni elementi. Odlika linijskega

sistema je, da je močno prilagodljiv v času projektiranja in same gradnje. Veliko se

uporablja za gradnjo industrijskih objektov, saj omogoča hitre in enostavne

spremembe prostorov. Skeletni sistem se mnogokrat kombinira s ploskovnim

sistemom (plošče in fasade). Problem linijskega sistema je stabilnost.

Ploskovni sistem je sestavljen iz predizdelanih elementov, pri katerih je ena

dimenzija občutno manjša od ostalih dveh. Taki elementi so stene in plošče.

Prostorski sistem se opredeljuje kot sklop prostorskih enot, kjer imajo vse stranice

nosilno, delilno ter izolacijsko funkcijo. Predstavlja visoko stopnjo finalizacije v

sistemih montažne gradnje. Prostorski elementi so veliki in težki, njihova velikost

in teža pa je odvisna od transportnih zmogljivosti.

Mešani sistem predstavlja kombinacijo predhodno opisanih sistemov.

Najpogostejša je kombinacija skeletnega in ploskovnega sistema, kjer je osnovni

skelet iz stebrov in nosilcev, etažne plošče, streha in fasada pa so ploskovni

elementi. Poleg tega pa obstaja tudi mešani sistem, z ozirom na uporabljene

materiale, kot so:

o težki betoni,

o lahki betoni,

o opečni proizvodi,

o les,

o jeklo,

o umetni materiali,

o mešani materiali.

Montažni sistemi, z ozirom na težo montažnih elementov, so:

lahki (z elementi do 3000 kg),

srednje težki (z elementi od 3000 do 7000 kg),

težki (z elementi nad 7000 kg).

Montažni sistemi, z ozirom na mesto proizvodnje:

poligonalni sistem, kadar se proizvodnja montažnih elementov organizira na

gradbišču;


stacionarni sistem, kadar se proizvodnja elementov proizvaja na stalnem mestu ali v

tovarni. Pri tem sistemu je slabost transport, prednost pa kvaliteta in tehnologija

proizvodnje.

Montažni sistemi, z ozirom na odprtost sistema:

odprti sistem je tisti, pri katerem lahko zamenjamo montažne elemente enega

sistema z elementi drugega sistema;

zaprti sistem je tisti, pri katerem so montažni elementi sistema karakteristični in jih

ni možno zamenjati ali kombinirati z elementi drugih sistemov [11].

Kot je bilo že v uvodu povedano, montažna gradnja zagotavlja višjo kvaliteto izdelave ter

lažjo kontrolo proizvodnje. Sistem grajenja montažnih objektov omogoča hitro, racionalno

in trajno gradnjo različnih objektov, ki lahko služijo velikemu številu različnih namenov.

Te lastnosti montažnih objektov so prepoznala številna gradbena podjetja v Sloveniji. Na

podlagi tega dejstva smo tudi mi izdelali statično analizo montažne armirano betonske hale

in preučili tehnologijo gradnje objekta.


3 ARMIRANO BETONSKA MONTAŽNA HALA

Osnovni sistem, ki je razvit v IGM Savi, tvorijo armirano betonski stebri – nosilci z

lomljeno osjo, ki v prečni smeri tvorijo tročlenski lok, v vzdolžni smeri pa so običajno

povezani z vzdolžnimi montažnimi stenami. Kot smo že v uvodu povedali smo v

magistrski nalogi predvideli statični sistem montažne hale, ki bi zadovoljil željam

investitorjev in h krati ohranil koncept montažnih hal podjetja IGM Sava. Statično analizo

konstrukcije smo izdelali s programom Tower 7, ki je opisan v naslednjem podpoglavju.

3.1 Tower 7

Tower 7 je aplikacija za statično in dinamično analizo konstrukcij, poleg tega pa omogoča

dimenzioniranje betonskih, lesenih in jeklenih konstrukcij. Vnos podatkov in prikaz

rezultatov je v grafični obliki in omogoča celostno analizo vplivov za ravninske in

prostorske konstrukcije.

Preračun vplivov v konstrukcijah se v programu izračunava po metodi končnih elementov.

Metoda končnih elementov (MKE) je numerična metoda, katere bistvo je razdelitev

(mreženje) analiziranega zvezdnega telesa na končno število medsebojno povezanih

preprostih geometrijskih oblik, po katerih predpostavimo znan enostaven potek funkcije

količine, ki jo iščemo. Te geometrijske oblike imenujemo končni elementi. Skupaj tvorijo

mrežo končnih elementov, ki se stikajo v vozliščih ali drugače rečeno, v karakterističnih

točkah, v katerih določamo končno število računsko določljivih neznanih spremenljivk. Ob

pomoči interpolacijskih funkcij predpostavimo potek osnovnih spremenljivk znotraj

končnih elementov, ki so odvisne od njihovih vozliščnih vrednosti. Vzdolž robov

elementov modela morajo interpolacijske funkcije zagotoviti določenim pogojem, da se

računski model pri robnih in začetnih pogojih obnaša kar se da podobno, kot obravnavano

realno telo. Izračunana numerična rešitev je natančnejša, če je diskretizacija podobna

zvezni domeni oziroma je število končnih elementov ali stopnja interpolacijskih funkcij


čim večja. MKE uporabljamo v mehaniki za reševanje statičnih in dinamičnih problemov,

prav tako pa tudi za analize prehoda toplote, za reševanje problemov v mehaniki fluidov in

pri analizi elektromagnetnih polj [19].

3.2 Zasnova in opis konstrukcije

Obravnavani industrijski objekt se bo nahajal v Veliki vasi, na 159 metrov nadmorske

višine. Armirano betonsko montažno halo bo sestavljalo 12 okvirjev, med katerimi bo

raster 5,0 m. Stavba bo tlorisnih dimenzij 55,0 m krat 25,0 m. Objekt bo enoetažen, višina

stavbe v slemenu bo 16,5 m, v kapu pa 9,5 m. Streha objekta bo enoladijska dvokapnica,

naklona 27°. Širina napušča bo 60,0 cm.

3.3 Konstrukcijski elementi

Konstrukcijski elementi obravnavane stavbe bodo prefabricirani armirano betonski

elementi, in sicer stebri, prečnega prereza 60/60 cm, ki bodo vsajeni v armirano betonske

čašaste temelje. Na stebrih bodo členkasto povezani nosilci z lomljeno osjo, ki so

spremenljivega prečnega prereza. Stebri bodo na vrhu v vzdolžni smeri členkasto povezani

z AB gredami, prečnega prereza 20/40 cm. Hala bo zaprta z montažnimi stenami debeline

22 cm (8 cm betona, 8 cm stiropora in 6 cm betona). Stene so izvedene kot horizontalni

paneli, sidrane so na stebre in nosilce z lomljeno osjo. Fasada objekta bo pran kulir.

Objekt bo temeljen s točkovnimi temelji, tlorisnih dimenzij 440 x 300 cm, ki bodo

medsebojno povezani s temeljnimi gredami prečnega prereza 30/120 cm. Za nosilnost

terena je predpostavljena dopustna obremenitev, ko že upoštevamo konsolidacijo tal pod

obtežbo in jo mora preveriti geomehanik pred pričetkom del. Pri izračunu je uporabljen

projektni pristop PP2 in predpostavljene karakteristike zemljine strižni kot: ϕ(o) = 28

º,

kohezija c' (kPa) = 0 in prostorninska teža tal: γ (kN/m3) = 19. Vsak okvir bo na višini 9,42

m povezan z Dywidag threadbar tipa 18 WR, ki zmanjšuje obremenitve na stebre in

temelje, zaradi vertikalnih obtežb na okvir. Sila, s katero bo Dywidag navojna palica

napeta, je 105,0 kN na vmesnih okvirjih. Na obeh krajnih okvirjih pa bo navojna palica

napeta s silo 70,00 kN.


Preko nosilcev z lomljeno osjo bodo položeni sekundarni nosilci, ki bodo nosili strešno

kritino. Nosilci so jekleni, iz jekla S235 in prečnega prereza HEA180. Streha bo pokrita s

kritino Trimoterm SNV 200. Na strehi je predvidena sončna elektrarna.

3.4 Materialne karakteristike uporabljenih materialov

Materialne karakteristike betona C30/37

C30/37

3.0 kN/

3.7 kN/

0.29 kN/

0.20 kN/

3.30E+03 kN/

2.2 ‰

3.5 ‰

Materialne karakteristike betona C25/30

C30/37

2.0 kN/

3.0 kN/

0.26 kN/

0.18 kN/

3.10E+03 kN/

2.1 ‰

3.5 ‰

Materialne karakteristike armature S500(B)

S500(B)

50.0 kN/

2.0E+04 kN/

77.01 kN/


KoMaterialne karakteristike jekla S235

S235

2.10E+04 kN/

8.0E+03 kN/

23.50 kN/

0.3

12.00E-06 1/K

2.2 ‰

3.5 ‰

Materialne karakteristike jekla za prednapenjanje Y 1050 H

Y 1050 H

2.05E+04 kN/

8.0E+03 kN/

950E+03 kN/

1050E+03 kN/


4 GRADBENE OBTEŽBE

4.1 Stalna teža

4.1.1 Lastna teža

Sestava strehe:

trimoterm SNV 200 = 0.357 kN/

fotovoltaični planeli = 0.280 kN/

inštalacije = 0.150 kN/

= 0.787 kN/

Lastne teže konstrukcijskih elementov program Tower 7 upošteva samodejno, saj elementu

pripišemo prečni prerez in materialne karakteristike. Na podlagi teh dveh podatkov

program določi linijsko obtežbo.

Slika 1: Stalna obtežba (Vir: lasten)


4.1.2 Sila v zategi

Silo v zategi smo določili tako, da smo privzeli, da nam zatega prevzame vso horizontalno

obremenitev stalne teže na strehi in lastne teže nosilcev z lomljeno osjo ter jeklenih

nosilcev HEA180. Za določitev sile je bil izdelan poseben 3D model. Iz modela smo

izvzeli stebre, nosilce z lomljeno osjo pa smo podprli z vrtljivimi podporami. Obtežbe smo

pomnožili z delnim faktorjem za stalne vplive ( ).

Slika 2: 3D model za izračun sile v zategi (Vir: lasten)

Velikost sile v zategi smo izbrali na podlagi horizontalne reakcije v podporah. Povprečna

vrednost reakcije je bila 101,93 kN. Tako smo ugotovili približno vrednost sile, na podlagi

katere moramo obremenjevati konstrukcijo, da bi dobili najmanjše obremenitve na stebre

in temelje. Z večkratnim preračunavanjem smo določili končno silo v zategi, ki znaša 105

kN na vmesnih okvirjih in 70 kN na obeh krajnih okvirjih.


4.2 Spremenljiva obtežba

4.2.1 Koristna obtežba

Koristne obtežbe, določene po [2]

Talna plošča:

Kategorija E2:

Streha:

Kategorija H

4.2.2 Obtežba snega

Obtežba snega je določena po [3] in [4]. Glede na lokacijo objekta smo iz karte, ki določa

območja z enakim porastom snežne obtežbe z višino, določili cono.

Slika 3: Območja z enakim porastom snežne obtežbe z višino (povratna doba 50 let) (Vir:

SIST EN 1991-1-3)


Cona: A2

Nadmorska višina: 159 m

Obtežbo snega na strehi za trajna oziroma začasna projektna stanja določimo po:

(4.1)

kjer so:

– oblikovni koeficient obtežbe snega

– koeficient izpostavljenosti, ki ga določa vrsta terena, na katerem se nahaja objekt. V

našem primeru gre za običajno vrsto terena (

– toplotni koeficient se upošteva za zmanjšanje obtežbe snega pri strehah z veliko

toplotno prevodnostjo. Za ostale primere velja vrednost koeficienta

– karakteristična obtežba snega na tleh v

Karakteristično obtežbo snega smo določili glede na cono, v kateri se nahaja objekt:

(4.2)

– nadmorska višina

Oblikovni koeficient obtežbe snega je določen glede na obliko strehe. Zunanja geometrija

strehe povzroča, da se lahko sneg na določenem delu kopiči, posledično pa se močno

poveča tudi obtežba. Z oblikovnim koeficientom računsko predvidimo takšne slučaje.

Kadar so na strehi snegobrani ali se nagib strehe spremeni zaradi parapetov, oblikovni

koeficient ne sme biti manjši od 0.8.


Slika 4: Oblikovni koeficient obtežbe snega pri dvokapnici (Vir: SIST EN 1991-1-3)

Tabela 4.1: Oblikovna koeficienta obtežbe snega

Nagib strehe

1.6

Obtežba snega je taka:

Ko jo prevedemo na površino strehe, pa dobimo vrednost:

Za obtežbo snega smo definirali dva obtežna primera, in sicer simetrični ter nesimetrični.


Slika 5: Simetrična obtežba snega (i) (Vir: lasten)

Slika 6: Nesimetrična obtežba snega (ii) (Vir: lasten)


4.2.3 Obtežba vetra

Obtežba vetra ima neposreden vpliv na objekt. Na objekt deluje v obliki srkov ali tlakov. V

resnici je veter dinamična obtežba, vendar jo v analizi upoštevamo kot statično obtežbo.

Veter lahko na objekt deluje tudi v obliki sile trenja, ampak mora delovati na velike

površine. V statični analizi upoštevamo sile vetra, ki so enake skrajnim vplivom

turbulentnega vetra.

Obtežbo vetra smo določili po [5] in [6].

Osnovna hitrost vetra:

(4.3)

– osnovna hitrost vetra, določena kot funkcija smeri vetra in letnega časa 10 m nad

terenom II. kategorije

– smerni faktor za različne smeri vetra, priporočena vrednost je 1.0

– faktor letnega časa, priporočena vrednost je 1.0

Temeljna vrednost osnovne hitrosti vetra je 10-minutna hitrost vetra, ne glede na smer

in letni čas, na višini 10 m nad odprtim terenom z nizkim rastjem in posameznimi ovirami,

v oddaljenosti najmanj 20-kratne višine objekta.

Slika 7: Projektne hitrosti vetra (Vir: SIST EN 1991-1-4)


Cona 1

Nadmorska višina 159 m < 800 m

Slika 8: Kategorija terena II (Vir: SIST EN 1991-1-4)

Kategorija terena II (področje z nizkim rastlinjem in posameznimi ovirami (drevesi,

stavbami) na razdalji najmanj 20 višin ovir).

Tlaki pri največji hitrosti ob sunkih vetra se izračunajo po enačbi:

(4.4)

kjer so:

– intenziteta vetrne turbulence

– gostota zraka, ki je odvisna od nadmorske višine, temperature in zračnega tlaka,

pričakovanega med neurjem na obravnavanem območju

– srednja hitrost vetra

– osnovni tlak vetra

– faktor izpostavljenosti, ki se izračuna po izrazu

(4.5)

(4.6)


Faktor izpostavljenosti izračunamo po enačbi:

(4.7)

– turbulenčni faktor

– faktor terena

– faktor oblike terena

– faktor hrapavosti, ki upošteva spreminjanje srednje hitrosti vetra na kraju konstrukcije

zaradi višine nad tlemi in hrapavosti tal na privetrni strani konstrukcije v smeri vetra

Faktor terena izračunamo po:

(4.8)

– hrapavostna dolžina

– hrapavostna dolžina za kategorijo terena II

Za faktor oblike terena upoštevamo vrednost .

Faktor hrapavosti terena izračunamo po izrazu:

(4.9)

Tlak vetra na zunanje ploskve:

(4.10)

kjer so:

– največji tlak pri sunkih vetra


– referenčna višina za zunanji tlak

– koeficient zunanjega tlaka

Veter smer y (pravokotno na sleme)

Razporeditev tlakov se po višini objekta spreminja. Kakšna je razporeditev, ugotovimo iz

razmerja med višino in širino objekta.

To razmerje nam pove, da je razporeditev tlakov po višini konstantna.

Slika 9: Referenčne višine ,v odvisnosti od h, b in profila tlakov vetra (Vir: SIST EN

1991-1-4)

Veter smer y (pravokotno na sleme)

Tlaki se ne razdelijo samo po višini, ampak se celoten ovoj stavbe razdeli na posamezna

področja. Na razporeditev področij vplivajo naslednji podatki:

(4.11)

– širina na smer vetra

– višina objekta


Slika 10: Razdelitev sten na področja – veter y (Vir: SIST EN 1991-1-4)

Slika 11: Razdelitev strehe na področja – veter y (Vir: SIST EN 1991-1-4)


Tabela 4.2: Obtežbe vetra (veter v smeri y)

Cona

A 1.0 0.67

B 0.8 0.54

C 0.5 0.33

D + 0.8 + 0.54

E 0.3 0.20

F + 0.7 + 0.47

G + 0.7 + 0.47

H + 0.4 + 0.27

I 0.0 0.00

J 0.0 0.00

Veter smer x (vzporedno s slemenom)

Tako kot v smeri y, se tudi v smeri x obtežba vetra razporedi na cone. Razporeditev con je

odvisna od naslednjih podatkov:

(4.12)

– širina na smer vetra

– višina objekta


Slika 12: Razdelitev sten na področja – veter x (Vir: SIST EN 1991-1-4)

Slika 13: Razdelitev strehe na področja – veter x (Vir: SIST EN 1991-1-4)

Tabela 4.3: Obtežbe vetra (veter v smeri x)

Cona

A 1.0 0.67

B 0.8 0.54

C 0.5 0.33

D + 0.8 +0.54

E 0.3 0.20

F + 1.1 0.74

G 1.4 0.94

H 0.8 0.54


I 0.5 0.33

4.2.4 Potresna obtežba

Potresne obremenitve so bile določene po [9].

Lokacija objekta: Velika vas (Krško)

Tip tal: C (Globoki sedimenti gostega ali srednje gostega

peska, proda ali toge gline, globine nekaj deset ali

več sto metrov)

Kategorija pomembnosti za stavbe: II (Običajne stavbe, ki ne sodijo v drugo skupino)

Projektni pospešek tal: g = 0.200

Slika 14: Karta potresne nevarnosti – Projektni pospešek tal (Vir: [17])

Izračun faktorja obnašanja:

(4.13)


– osnovna vrednost faktorja obnašanja, ki je odvisna od vrste konstrukcijskega sistema

in njegove pravilnosti po višini

– faktor, ki upošteva prevladujoč način rušenja pri konstrukcijskih sistemih s stenami.

(1.0 za okvirje in okvirjem enakovredne mešane sisteme)

Osnovne vrednosti faktorja obnašanja za sisteme, ki so pravilni po višini:

(4.14)

– faktor, s katerim se pomnoži vodoravni potresni projektni vpliv (medtem ko se vsi

ostali projektni vplivi zadržijo konstantni) tako, da se v prvem elementu konstrukcije

doseže upogibna odpornost (upogibni plastični členek)

– faktor, s katerim se pomnoži vodoravni potresni projektni vpliv (medtem ko se vsi

ostali projektni vplivi zadržijo konstantni) tako, da nastanejo plastični členki v zadostnem

številu prerezov za nastop globalne nestabilnosti konstrukcije (plastičnega mehanizma)

Ker je obravnavana konstrukcija montažna, je potrebno faktor obnašanja zmanjšati za

redukcijski faktor kp, ki je odvisen od sposobnosti sipanja energije montažne konstrukcije.

Na podlagi tega izberem redukcijski faktor, ki znaša kp = 0,75.

(4.15)

V SIST EN 1998-1:2006 se nahaja pogoj o nosilnosti temeljev. Pravi, da morajo biti učinki

potresnega vpliva za temelje določeni ob uporabi metode načrtovanja nosilnosti in ob

upoštevanju možne dodatne nosilnosti. Ni potrebno, da so vrednosti večje od vrednosti,

dobljenih pri potresnem projektnem stanju, ob predpostavki, da je obnašanje elastično.

Če pa so bili učinki potresnih vplivov določeni ob upoštevanju faktorja obnašanja q, ki

ustreza konstrukcijam z majhno stopnjo sipanja energije, uporabimo metode načrtovanja

nosilnosti temeljev iz prej navedenega pogoja.

Zahtevana nosilnost in sposobnost sipanja energije sta odvisni od obsega izkoriščanja

nelinearnega odziva. Vrednosti faktorja obnašanja q in pripadajoča opredelitev duktilnosti,

ki so dane v posameznih delih EN 1998, določajo odnos med nosilnostjo in sposobnostjo

sipanja energije v operativnem smislu. V mejnem primeru, to je pri projektiranju


konstrukcij, ki se uvrščajo med tiste, ki so sposobne sipati malo energije, se ne upošteva

sipanje histerezne energije in faktor obnašanja na splošno ne more biti večji od 1.5.

Na podlagi gornjih pogojev smo se odločili izbrati faktor obnašanja . Tako smo

dobili malo večje obremenitve na stebre in nosilce, temelje pa smo lahko dimenzionirali

glede na učinke iz potresnega vpliva na temelje in tako ni bilo potrebno upoštevati dodatne

nosilnosti temeljev.

Tabela 4.4: Vrednosti parametrov, ki opisujejo priporočeni elastični spekter odziva

tipa 1 [9]

Tip tal S

C 1.15 0.2 0.6 2.0

Potresne obremenitve na objekt smo izračunali s pomočjo programskega paketa. Najprej

smo z modalno analizo preračunali nihajne čase in nihajne oblike. Nato smo v Tower 7

vnesli zgoraj navedene vhodne podatke ter tako pridobili obremenitve na konstrukcijo.

Slika 15: Prikaz vnašanja vhodnih podatkov za izračun potresne obremenitve (Vir: lasten)


4.2.5 Analiza lastnega nihanja konstrukcije

Modalno analizo smo opravili na prostorskem modelu konstrukcije v programu Tower 7.

Preračunali smo 22 nihajnih oblik, tako smo v seizmičnem preračunu upoštevali 100 %

mase v smeri x in 84.69 % mase v smeri y. V spodnji tabeli navajamo vrednosti nihajnih

časov in lastnih frekvenc.


Tabela 4.5: Nihajni časi in lastne frekvence konstrukcije

Nihajna

oblika Nihajni čas

[s]

Lastna

frekvenca [Hz]

1 0.8905 1.1229

2 0.6421 1.5571

3 0.6197 1.6136

4 0.5913 1.6910

5 0.5705 1.7528

6 0.5209 1.9197

7 0.4987 2.0052

8 0.4772 2.0956

9 0.4631 2.1595

10 0.4452 2.2464

11 0.4270 2.3420

12 0.2319 4.3125

13 0.2279 4.3882

14 0.2254 4.4367

15 0.2240 4.4640

16 0.2225 4.4935

17 0.2188 4.5705

18 0.2180 4.5870

19 0.2008 4.9798

20 0.1864 5.3635

21 0.1813 5.5166

22 0.1765 5.6658

Slika 16: Prva nihajna oblika (Vir: lasten)


Slika 17: Druga nihajna oblika (Vir: lasten)

Slika 18: Tretja nihajna oblika (Vir: lasten)


4.2.6 Lezenje in krčenje

V statični analizi objekta lezenja in krčenja betona nismo upoštevali kot obtežbo na

konstrukcijo. Montažni AB elementi so izdelani v proizvodnem obratu in so pred vgradnjo

na objektu skladiščeni na centralni deponiji. Čas ležanja elementov na deponiji je večji od

28 dni, tako je strjevanje betona ob vgraditvi elementa končano. Na podlagi teh dejstev

smo se odločili, da reologije betona v preračunu konstrukcije ne upoštevamo.

4.3 Kombinacije gradbenih obtežb

4.3.1 Mejno stanje nosilnosti

Pri statični analizi konstrukcije smo za mejno stanje nosilnosti upoštevali spodnjo

kombinacijo [1].

(4.16)

Glede na obtežne primere smo dobili naslednje kombinacije:

Tabela 4.6: Kombinacije mejnega stanja nosilnosti

MSN1:

MSN2:

MSN3:

MSN4:

MSN5:

MSN6:

MSN7:

MSN8:

MSN9:

MSN10:

MSN11:

MSN12:

MSN13:

MSN14:

MSN15:


MSN16:

MSN17:

MSN18:

MSN19:

MSN20:

MSN21:

MSN22:

MSN23:

MSN24:

MSN25:

MSN26:

MSN27:

MSN28:

4.3.2 Mejno stanje uporabnosti

Preverjanje konstrukcije po mejnem stanju uporabnosti smo kombinacije izračunali po

naslednjih enačbah [1]:

Karakteristična kombinacija

(4.17)

Pogosta kombinacija

(4.18)

Navidezno stalna kombinacija

(4.19)

Tabela 4.7: Kombinacije mejnega stanja uporabnosti

MSU1:

MSU2:

MSU3:

MSU4:

MSU5:

MSU6:

MSU7:


MSU8:

MSU9:

MSU10:

MSU11:

MSU12:


5 DIMENZIONIRANJE ELEMENTOV

5.1 Osnove zahtev za projektiranja konstrukcije

Projektiranje, izgradnja in vzdrževanje gradbene konstrukcije ter njenih elementov morajo

zagotoviti, da bo med načrtovano življenjsko dobo z zadostno verjetnostjo in na

ekonomičen način:

vzdržala vplive, ki bodo delovali nanjo v času gradnje in predvidene uporabe tako,

da mejna stanja nosilnosti ne bodo presežena;

ostala v takšnem stanju, da ob upoštevanju vseh predvidenih vplivov ne bodo

prekoračena mejna stanja uporabnosti;

imela dovolj veliko trdnost;

ob požaru obdržala zadostno nosilnost določen čas.

Zahtevi o nosilnosti in uporabnosti sta medsebojno odvisni. V današnjem času so

konstrukcije objektov, ki so dovolj nosilne, tudi dovolj toge. Z razvojem tehnologij, bolj

trdnih materialov, novih metod analize in težnjo po vse manjših stroških med gradnjo pa

postajajo konstrukcije vse bolj vitke in posledično deformabilne. V takih primerih

postanejo odločilna merila za uporabnost in ne za nosilnost. Na vsak način pa je potrebno

zagotoviti trajnost konstrukcije.

V primeru požara mora konstrukcija predvideni čas prenesti predvidene obremenitve, da

je:

omogočena evakuacija oseb;

omogočen dostop gasilcem in

omogočena zaščita stavbe in lastnine v njej pred požarom.

Mejna stanja konstrukcije določajo, ali je stanje neke konstrukcije označeno kot

zadovoljivo (varno, uporabno) ali nezadovoljivo (nevarno, neuporabno). Ločimo mejno

stanje nosilnosti (MSN) in mejno stanje uporabnosti (MSU).


Mejno stanje nosilnosti se nanaša na porušitev ali podobno odpoved konstrukcije ali

njenega dela. Do porušitve ravnotežja v konstrukciji pride zaradi odpovedi ene od

komponent notranje dvojice (betona ali armature). Po konceptu mejnega stanja nosilnosti

je konstrukcija nosilna, dokler učinek obtežbe ( ) ne preseže projektne vrednosti

pripadajoče odpornosti ( ), ter nenosilna, ko je vrednost prekoračena zaradi učinka

obtežbe .

MSU se nanašajo, na delovanje konstrukcije in konstrukcijskega elementa v normalnih

pogojih, udobje ljudi ali na videz gradbenega objekta. V Evrokodu so podani trije kriteriji

uporabnosti:

pomiki in upogibi, ki vplivajo na uporabnost in izgled;

nihanja, ki negativno vplivajo na ugodnost bivanja in obratovanje konstrukcije;

razpoke, ki morajo biti znotraj določenih meja, da je preprečena korozija armature.

5.2 Vpliv faz montaže na dimenzioniranje AB elementov

Na obremenitve in s tem na samo dimenzioniranje posameznih konstrukcijskih elementov

imajo velik vpliv faze montaže objekta. Glede na specifike obravnavane konstrukcije je

kritična faza vnos sile v napenjalne palice.

V statični analizi konstrukcije smo preverili obremenitve na konstrukcije elemente v fazi

montaže objekta, tako smo ugotovili, v kateri fazi montaže objekta je najugodneje vnesti

silo v napenjalne palice. Glede na izvedeno dimenzioniranje elementov morajo faze

montaže slediti naslednjim korakom:

priprava podložne površine za temeljne čaše;

montaža temeljnih čaš;

montaža stebrov;

postavitev ločnih nosilcev;

montaža AB gred za povezavo okvirjev v prečni smeri;

montaža sekundarnih nosilcev HEA 180;

montaža strešne kritine Trimoterm SNV 200;

vnos sile v napenjalne palice;

montaža fasadnih sten.


Zgoraj navedene faze montaže so le tiste, ki povzročajo obremenitve na konstrukcijske

elemente in vplivajo na dimenzioniranje.

5.3 Steber po MSN

Slika 19: Prerez stebra (Vir: lasten)

Materialne karakteristike:

Beton C30/37

Armatura S500

Upogibno in strižno armaturo smo določili v skladu s [7], [8] in [9], pri čemer smo

uporabili vrednosti osne sile iz analize za potresno projektno stanje. Ob tem je potrebno


upoštevati, da vrednost normirane osne sile v primarnih potresnih stebrih ne sme preseči

0.65.

(5.1)

– projektna vrednost osne sile pri potresnem projektnem stanju

– ploščina prečnega preseka

– projektna vrednost tlačne trdnosti betona

5.3.1 Vzdolžna armatura v stebru

Ob konstruiranju primarnih potresnih stebrov smo za zagotovitev lokalne duktilnosti

upoštevali, da celoten prerez vzdolžne armature ne sme miti manjši od 0.01 in ne večji

od 0.04. V simetričnih prerezih se uporabi simetrična armatura ( ). Vzdolž vsake

stranice stebra je potrebno med vogalne armaturne palice postaviti vsaj še eno vmesno

palico, da se zagotovi integriteta vozlišč stebrov z gredami. Pozorni moramo biti, da v

tlačni coni ni nobena armaturna palica od pridržane palice oddaljena več kor 15 cm.

Maksimalna upogibna obremenitev nastopi pri obtežnem primeru MSN26 (Tabela 5.6). Na

sliki 20 so prikazane notranje statične količine.

Slika 20: Notranje statične količine upogibno najbolj obremenjenega stebra (Vir: lasten)


Izračun krovnega sloja betona

(5.2)

– nazivni krovni sloj betona

– najmanjši krovni sloj

– dovoljeno projektno odstopanje

(5.3)

ij – najmanjša debelina krovnega sloja, glede na zahteve sprijemnosti

– najmanjša debelina krovnega sloja, glede na pogoje okolja

– dodatni varnostni sloj

– zmanjšanje najmanjše debeline krovne plasti pri uporabi nerjavečega jekla

– zmanjšanje najmanjše debeline krovne plasti pri uporabi dodatne zaščite

Izbrali smo varnostni sloj

Vzdolžno armaturo smo izračunali glede na vse zahteve s pomočjo interakcijskih

diagramov za dimenzioniranje pravokotnih prečnih prerezov na osno upogibno

obremenitev [10].

(5.4)

(5.5)


(5.6)

Na podlagi in smo iz diagramov odčitali .

Slika 21: Interakcijski diagram za dimenzioniranje pravokotnih prečnih prerezov (Vir:

[10])

(5.7)


Vzdolžna armatura je bila izračunana tudi s pomočjo dimenzioniranja v programu Tower

7. Program je izračunal malo manj armature, saj upošteva kar veliko osno silo.

Slika 22: Prikaz vzdolžne armature [Enote: cm2] (Tower 7) (Vir: lasten)

Preveritev maksimalnega in minimalnega procenta armiranja.

(5.8)

(5.9)

5.3.2 Strižna armatura v stebru

Premer strižne armature (stremen, zank ali spiralne armature) ne sme biti manjši kot 6 mm

ali ena četrtina največjega premera vzdolžnih palic. Razdalja med stremeni po dolžini

stebra ne sme preseči .


(5.10)

Prečna armatura v kritičnem območju ob vpetju primarnih potresnih stebrov se lahko

opredeli, kot je določeno v [7], če je v potresnem projektnem stanju vrednost normirane

osne sile manjša od 0.2 in če vrednost v projektu uporabljenega faktorja obnašanja q ne

presega 2.0. Glede na navedeni pogoj smo morali strižno armaturo projektirati glede na

zahteve v SIST EN 1998-1:2006.

Projektno vrednost strižne odpornosti smo pridobili z naslednjim izrazom:

(5.11)

kjer so:

– procent armiranja vzdolžne armature

– karakteristična tlačna trdnost betona

– najmanjša širina prečnega prereza v območju natezne cone

– tlačna napetost zaradi osne sile

– statična višina

(5.12)


(5.13)

(5.14)

(5.15)

(5.16)

Računska strižna armatura v elementu ni potrebna, kadar je izpolnjen pogoj:

(5.17)

.

Ker je projektna prečna sila manjša od projektne strižne odpornosti betonskega prereza,

računska strižna armatura ni potrebna. Tako moramo zagotoviti le minimalno strižno

armaturo, ki se izračuna na podlagi naslednjega izraza:

(5.18)


.

Maksimalen razmik med stremeni določa:

(5.19)

– (mm) najmanjša dimenzija betonskega jedra

– najmanjši premer vzdolžnih armaturnih palic

Maksimalno razdaljo med stremeni določa tudi . Razdaljo med stremeni določa

manjša izmed izračunanih vrednosti in .

Na podlagi izračunanih vrednosti smo izbrali strižno armaturo .

Največjo razdaljo, ki smo jo določili, je potrebno zmanjšati s faktorjem 0.6, neposredno

nad gredjo oziroma ploščo in pod njo na oddaljenosti, ki jo določa .

(5.20)

Dolžino kritičnega območja pa smo določili:

(5.21)


5.3.3 Omejitev napetosti

Karakteristična kombinacija

(5.22)

Pogoj je izpolnjen!

Navidezno stalna kombinacija

(5.23)

Pogoj je izpolnjen!

5.3.4 Omejitev poškodb

Omenjeno poglavje najdemo v [9].

Upošteva se, da je zahteva po omejitvi poškodb izpolnjena, če so pri delovanju potresnega

vpliva, ki ima večjo verjetnost dogodka kot projektni potresni vpliv, ki ustreza zahtevi po

neporušitvi, etažni pomiki omejeni z enačbo:

(5.24)

pri čemer je potrebno poudariti, da ta enačba velja za stavbe z duktilnimi

nekonstrukcijskimi elementi:

– redukcijski faktor, ki upošteva manjšo povratno dobo potresa, povezano z zahtevo

po omejitvi poškodb (za kategorije pomembnosti II je )

– etažna višina


– projektni etažni pomik, določen kot razlika med povprečnima vodoravnima

pomikoma na vrhu in na dnu obravnavane etaže

– pomik točke konstrukcijskega sistema zaradi projektnega potresnega vpliva

(5.25)

– faktor obnašanja za pomike

– pomik iste točke konstrukcijskega sistema, določen z linearno analizo z uporabo

projektnega spektra

Slika 23: Ovojnica horizontalnih pomikov [Enote: mm] (Vir: lasten)

Zahteve po omejitvi poškodb so izpolnjene!


5.4 Nosilca z lomljeno osjo in spremenljivim prerezom

Kadar dimenzioniramo nosilec s spremenljivim prerezom, moramo najprej izračunati

kritično oddaljenost oziroma kritični prerez nosilca s spremenljivim prečnim

prerezom. Kritični prerez se pojavi na mestu, kjer je vrednost natezne sile v armaturi

maksimalna. S pomočjo maksimalne strižne napetosti, ki se pojavi v kateremkoli prerezu

na prehodu iz tlačne v natezno cono, izračunamo reducirano prečno silo.

(5.26)

spodnji del nosilca se z dolžino spreminja. Na dolžini 14 m pade iz

višine prereza 0.70 m na 0.25 m.

– razdalja med težiščem in natezno cono armature

(5.27)

– prečna sila

– moment

– osna sila

– ročica notranje dvojice


– razdalja od težišča prereza do natezne armature

– naklon nosilca na zgornjem robu ( )

Za statično višino smo upoštevali:

(5.28)

– oddaljenost od spodnjega roba nosilca do težišča natezne armature


Natezne sile v armaturi in reducirane prečne sile, glede na maksimalen moment:

Tabela 5.1: Natezne sile v armaturi in reducirane prečne sile po vzdolžni osi nosilca z

lomljeno osjo

x

[m]

h(x)

[cm]

d(x)

[cm]

M(x)

[kNm]

V(x)

[kN]

N(x)

[kN]

V(x)

[kN]

Fs(x)

[kN]

0 25,00 21,00 0,00 105,34 -167,00 105,35 -103,54

1 28,21 24,21 104,28 89,54 -174,63 128,77 263,73

2 31,43 27,43 190,95 73,74 -182,25 148,34 499,05

3 34,64 30,64 260,01 57,94 -189,88 162,50 639,16

4 37,86 33,86 311,45 42,14 -197,50 170,28 708,29

4,81 40,46 36,46 340,20 29,35 -203,68 171,47 723,88

5 41,07 37,07 345,28 26,35 -205,13 171,05 723,12

6 44,29 40,29 361,49 10,55 -212,75 164,38 695,48

7 47,50 43,50 360,09 -5,25 -220,38 149,97 633,97

8 50,71 46,71 341,07 -21,05 -228,00 127,59 545,05

9 53,93 49,93 304,44 -36,85 -235,63 97,09 433,61

10 57,14 53,14 250,20 -52,65 -243,25 58,34 303,45

11 60,36 56,36 178,34 -68,45 -250,88 11,24 157,57

12 63,57 59,57 88,87 -84,25 -258,50 -44,28 -1,65

13 66,79 62,79 -18,21 -100,05 -266,13 -108,27 -172,29

14 70,00 66,00 -128,67 -115,85 -273,75 -180,80 -352,77

Kritični prerez je na razdalji 4.81 m. Na tem mestu nastopa tudi maksimalna natezna sila v

armaturi

Slika 24: Obremenitve na nosilec (Vir: lasten)


5.4.1 Mejno stanje nosilnosti

5.4.1.1 Vzdolžna armatura

(5.29)

(5.30)

(5.31)

Na podlagi in smo iz diagramov odčitali



[10])

(5.32)

Kontrola:


Kontrola odstotka armiranja:

(5.33)

(5.34)

Izračunana količina armature ustreza!

5.4.1.2 Prečna armatura

Odsek od 0.00 m do 2.00 m:


(5.35)


kjer so:






(5.36)

(5.37)

… vrednost iz statične analize (Tower 7)

(5.38)

(5.39)

(5.40)



(5.41)

.

Ker je projektna prečna sila večja od projektne strižne odpornosti betonskega prereza, je

računska strižna armatura potrebna.

Izberemo strižno armaturo

Minimalen razmik med stremeni določa:

(5.42)

Maksimalna oddaljenost med stremeni:

(5.43)

(naklon stremen)

Potrebna oddaljenost med stremeni:

(5.44)


Mejna prečna sila tlačne diagonale .


(5.45)

Pogoj ustreza!



(5.46)

kjer so:







(5.47)

(5.48)


(5.49)

(5.50)

(5.51)


(5.52)






(6.53)

.


(5.54)

(naklon stremen)


(5.55)



(5.56)

Pogoj ustreza!




(5.57)

kjer so:






(5.58)

(5.59)



(5.60)

(5.61)

(5.62)


(5.63)



Izberemo strižno armaturo .


(5.64)



(5.65)

(naklon stremen)


(5.66)



(5.67)

Pogoj ustreza!




(5.68)

kjer so:






(5.69)

(5.70)


(5.71)


(5.72)

(5.73)


(5.74)





(5.75)


(5.76)

(naklon stremen)



(5.77)



(5.78)

Pogoj ustreza!



(5.79)


kjer so:






(5.80)

(5.81)


(5.82)

(5.83)

(5.84)



(5.85)


računska strižna armatura ni potrebna.



(5.86)


(5.87)

(naklon stremen)



(5.88)


Pogoj ustreza!



(5.89)

kjer so:

– odstotek armiranja vzdolžne armature





(5.90)


(5.91)


(5.92)

(5.93)

(5.94)


(5.95)





(5.96)



(5.97)

(naklon stremen)



(5.98)

Pogoj ustreza!




(5.99)

kjer so:






(5.100)

(5.101)


(5.102)


(5.103)

(5.104)


(5.105)





(5. 106)


(5. 107)

(naklon stremen)




(5. 108)

Pogoj ustreza!

5.4.2 Mejno stanje uporabnosti

5.4.2.1 Kontrola povesa nosilca s spremenljivo višino

Omejitve navpičnih premikov konstrukcije oziroma njenih elementov so odvisne od

položaja konstrukcijskega elementa v stavbi. Obravnavani nosilec je del strešne

konstrukcije, zato je omejitev povesa podana z naslednjim izrazom:

(5. 109)

- končni upogibek

L – razpon med podporama oziroma dolžina nosilca s spremenljivo višino

Vrednost pomika wmax konstrukcijskega sistema smo izračunali s programom Tower 7.

Razpokanost prereza smo simulirali tako, da smo za polovico zmanjšali elastični modul

betona.

Slika 26: Vertikalni pomik nosilca s spremenljivim prerezom [Enote: mm] (Vir: lasten)


Iz slike je razvidno, da pride v navidezno stalni kombinaciji do dviga slemena konstrukcije

za 84.60 mm. Tudi ta pomik ustreza pogoju za maksimalne pomike strešne konstrukcije.

Pri razponu med podporama smo upoštevali celoten razpon strešne konstrukcije.

(5. 110)

5.5 Točkovni temelj

Za točkovni temelj smo uporabili naslednja materiala:

beton C25/30,

armatura S 500B.

Temeljna tla so srednje kategorije trdnosti (II. kategorija), kjer je dopustna napetost

na globini in na globini . Dimenzije stebra so

, predpostavljene so gladke kontaktne površine.

Slika 27: Prerez čašastega temelja (Vir: lasten)

Obremenitve na temelj:


5.5.1 Dimenzioniranje čaše temelja

5.5.1.1 Določitev višine in debeline čaše

Enačbi za približno oceno višine t:

(5. 111)

(5. 112)

(5. 113)

5.5.1.2 Določitev armature v čaši

Gladka površina čaše, tako smo ročico notranjih sil zapisali kot:

(5. 114)

5.5.1.3 Strižne sile v čaši

(5. 115)

(5. 116)


5.5.1.4 Vertikalna armatura v čaši

(5. 117)

(5. 118)

(5. 119)

Izračun potrebne vertikalne armature (Preglednice za dimenzioniranje pravokotnih prečnih

prerezov na osno upogibno obremenitev [10]):

(5. 120)

(5. 121)

Kontrola odstotka armiranja

(5. 122)

(5. 123)

Izračunana količina armature ustreza obema pogojema.


5.5.1.5 Horizontalna armatura v čaši

Horizontalno armaturo dimenzioniramo na silo . Čašo v analizi obravnavamo kot

okvir, ki je z ene strani podprt, z druge pa obremenjen z zvezno obtežbo.

(5. 124)

Iz obtežbe izračunamo moment .

Dimenzioniranje (Interakcijski diagrami)

(5. 125)

(5. 126)

(5. 127)

Iz diagramov odčitamo .

(5. 128)

(5. 129)


Kontrola procenta armiranja horizontalne armature

(5. 130)

(5. 131)


5.5.1.6 Kontrola natezne diagonale

(5.132)

kjer so:

– odstotek armiranja vzdolžne armature





(5.133)


(5.134)

(5.135)

(5.136)

(5.137)


(5.138)

Pogoj je izpolnjen! Dodamo le konstrukcijska stremena.


5.5.2 Temeljna peta

Po razpoložljivih podatkih znaša dopustna napetost temeljnih tal .

Ker nimamo podrobnih podatkov o zemljini, smo dimenzioniranje temeljev opravili na

podlagi maksimalnih obremenitev (reakcij). V primeru, da bo temeljenje izvedeno na

zemljini slabše kvalitete, bo potrebno izvesti sanacijo tal oziroma slabo nosilno zemljino

do dobro nosilnih peščenih in zemljenih prodov nadomestiti s plastjo komprimirane

peščeno-gramozne blazine ali pustim betonom.

5.5.2.1 Kontrola napetosti pod temeljem [21]

Obremenitve na temelj:

Lastna teža temelja:

Tabela 5.2: Lastna teža temelja

36.30 kN lastna teža čaše

198.00 kN lastna teža temeljne pete

148.50 kN obtežba zemljine

148.50 kN obtežba zemljine

22.50 kN obtežba povezovalnih gred

Ekscentričnost:

(5.139)


Pade iz jedra prereza! V tem primeru izločimo natezne kontaktne tlake, na ta račun pa

lahko na drugem robu kontaktne tlake določimo po enačbi:

(5.140)

(5.141)

Napetosti pod temeljem ustrezajo!

5.5.2.2 Dimenzioniranje armature v peti temelja

Slika 28: Napetosti pod temeljem (Vir: lasten)

Dimenzioniramo za del pete, široke 1.00 m.


Kontrola procenta armiranja horizontalne armature

(5. 142)

(5. 143)


5.5.2.3 Kontrola preboja v peti temelja

Najprej smo določili osnovni kontrolni obseg okoli obremenjenih ploskev, pri tem smo

upoštevali statično višino temeljne plošče

(5.144)

(5.145)

Pri centrični obremenitvi je čista delujoča vertikalna sila:

(5.146)

– delujoča strižna sila

– rezultirajoča navzgor usmerjena sila znotraj obravnavanega kontrolnega prereza, to

je navzgor usmerjen pritisk tal, od katere se odšteje lastna teža temelja


(5.147)

Tik ob stebru je prebojna strižna trdnost omejena na največ

(5.148)

(5.149)

(5.150)

Prebojno strižno odpornost plošče smo določili na osnovni kontrolnega prereza. Prebojno

strižno odpornost smo izračunali na naslednji način:

(5.151)


(5.152)

Dodatna strižna armatura ni potrebna. Potrebna je le minimalna.

Izračun potrebne strižne armature:

(5.153)

– statična višina plošče

– površina prereza ene plošče

– razmik med palicami za preboj

– kontrolni obseg

Ko smo enačbo preoblikovali, smo dobili naslednji izraz:

S tem smo dokazali, da dodatna strižna armatura ni potrebna!


Kontrola tlačne diagonale

(5.154)

ž

Pogoj ustreza!

5.6 Dimenzioniranje zatege

S podrobno statično analizo smo izračunali silo, s katero moramo napeti okvirje montažne

hale, da dobimo najbolj optimalne obremenitve na konstrukcijske elemente. Preračunali

smo, da mora znašati sila v življenjski dobi objekta v vmesnih okvirjih 105 kN, v obeh

krajnih pa 70 kN.

Za vnos sile v okvir smo izbrali Dywidag-ov sistem napenjalnih palic. Palice so iz jekla za

prednapenjanje Y 1050 H (po prEN 10138-4). Glede na vnešeno silo v napenjalno palico

smo izbrali rebrasto navojno palico 18WR.


Tabela 5.3: Tehnični podatki Dywidag napenjalnih palic [14]

Označba Enota mere 18WR

Premer 17.5

Prečni presek 241

Teža na tekoči meter

1.96

Značilna porušna

obremenitev 255

Maksimalna sila

prednapenjanja 204

Maksimalna

preobremenitvena

sila

219

5.6.1 Preračun sile prednapenjanja in izgub sile

Poznamo dve vrsti izgub sile prednapenjanja. Časovno neodvisne ali trenutne izgube sile

prednapenjanja so:

trenje in valovanje (Ob prednapenjanju pride do raztezkov in s tem do trenja med

vbetoniranimi rebrastimi PVC ali jeklenimi cevmi, slednje ovira raztezanje kablov.

Sila trenja, ki nastane ob napenjanju, je enaka produktu koeficienta trenja med

kablom in cevjo ter normalne komponente odklonske sile kabla. Valovanje oziroma

nenačrtovana neravnost se pojavi zaradi netočne izvedbe in neravnosti kablov.

Zaradi tega pride do dodatnih odklonskih sil, ki povzročijo dodatno trenje.);

zdrs na napenjalni glavi in spojki (Ob prenosu sile iz napenjalke na napenjalno

glavo pride do zdrsa kabla. Velikost zdrsa je odvisna od napenjalnega sistema in

velikosti sile vklinjanja. Kadar napenjamo kratke kable, ima lahko zdrs velik vpliv,

saj lahko padec sile znaša tudi do 15 %.).

V našem primeru upoštevamo le izgubo sile napenjanja zaradi zdrsa na napenjalni glavi in

sponki, saj je v evropskem tehničnem soglasju (ETA-05/0123) zapisano, da se izgube sile

napenjanja zaradi trenja in valovanja v napenjalnih palicah, ki potekajo izven betonskega

preseka, ne upošteva. Velikost zdrsa smo določili na podlagi istega soglasja in znaša:

1.0 mm (na napenjalni glavi),

2.0 mm (na sponki).


Časovno odvisne izgube sile napenjanja pa so:

padec napetosti zaradi zmanjšane deformacije kablov, ki je posledica povečane

deformacije betona zaradi krčenja in lezenja pod vplivom dolgotrajnih obtežb;

relaksacija jekla (Povzroči prirastek deformacij pri konstantni sili v določenem

časovnem obdobju. Odvisna je od stopnje prednapetosti in znaša od 2 do 15 %).

Glede na karakteristike konstrukcije in načina gradnje smo pri časovno odvisnih izgubah

upoštevali le relaksacijo jekla. Ker doseže beton dokončno trdnost, saj je ob nanosu sile

beton starejši od 28 dni, lezenja in krčenja ne upoštevamo. Velikost relaksacije jekla pa

znaša [14]:

(5.155)

Na podlagi naslednjih enačb smo izračunali silo, s katero je potrebno napeti palico tako, da

bomo po vseh izgubah dobili v palici želeno napenjalno silo.

Dolžina vpliva izgube zaradi zdrsa:

Ker velja za majhen x, , dobimo:

(5.156)

Povezava med napetostmi in deformacijami:

(5.157)

padec napetosti zaradi izgube v sidrišču

zdrs pri napenjanju palice


Glede na enačbi 5.156 in 5.157 smo v programu MatLab izračunali:

začetno silo napenjanja,

dolžino vpliva zaradi zdrsa,

silo po zdrsu na napenjalni glavi in sponki,

končno silo v napenjalni palici.

Spodaj je prikazana koda, s katero smo v programu MatLab izračunali silo, ki jo moramo

ob napenjanju vnesti v palico, da bomo zagotovili končno silo 105 kN:

syms Lslip Dslip

as = 241;

mi = 0.5;

theta = 0;

k = 8.7*10^(-3);

es = 205;

relaksacija = 0.12;

for F = 60:1:160

[d l] = solve((F/as)*(1-mi*(theta+k*Lslip))==((F/as)-

Dslip)*(1+mi*(theta+k*Lslip)),(0.004/Lslip)==(0.5*(Dslip/es))

, Lslip,Dslip);

l = double(l);

d = double(d);

if (104.5<(F-d(1,1)*as)*(1-relaksacija) && (F-

d(1,1)*as)*(1-relaksacija)<105.5)

fprintf('Vrednosti sile F znasa %d kN\n',F);

fprintf('Vrednosti Lslip znasa %d m\n',l);

fprintf('Vrednosti Sigma_slip znasa %d GPa\n',d);

Fzdrs = F - d(1,1)* as;

fprintf('Vrednosti sile Fzdrs po zdrsu znasa %4.2f

kN\n',Fzdrs);

Fkoncna = Fzdrs *(1-relaksacija);

fprintf('Vrednosti sile Fkoncna po relaksaciji znasa

%4.2f kN\n',Fkoncna);

end

end

Slika 29: Izpis rezultatov v programu MatLab za silo F = 105 kN (Vir: lasten)


Iz slike 29 so razvidni naslednji podatki:

začetna sila napenjanja

dolžina vpliva zaradi zdrsa je

sila v napenjalni palici po zdrsu znaša

končna sila po relaksaciji jekla je

Spodaj pa je prikazana koda, s katero smo v programu MatLab izračunali silo, ki jo

moramo ob napenjanju vnesti v palico, da bomo zagotovili končno silo 70 kN:

syms Lslip Dslip

as = 241;

mi = 0.5;

theta = 0;

k = 8.7*10^(-3);

es = 205;

relaksacija = 0.12;

for F = 60:1:160

[d l] = solve((F/as)*(1-mi*(theta+k*Lslip))==((F/as)-

Dslip)*(1+mi*(theta+k*Lslip)),(0.004/Lslip)==(0.5*(Dslip/es))

, Lslip,Dslip);

l = double(l);

d = double(d);

if (69.5<(F-d(1,1)*as)*(1-relaksacija) && (F-

d(1,1)*as)*(1-relaksacija)<70.5)

fprintf('Vrednosti sile F znasa %d kN\n',F);

fprintf('Vrednosti Lslip znasa %d m\n',l);

fprintf('Vrednosti Sigma_slip znasa %d GPa\n',d);

Fzdrs = F - d(1,1)* as;

fprintf('Vrednosti sile Fzdrs po zdrsu znasa %4.2f

kN\n',Fzdrs);

Fkoncna = Fzdrs *(1-relaksacija);

fprintf('Vrednosti sile Fkoncna po relaksaciji znasa

%4.2f kN\n',Fkoncna);

end

end

Slika 30: Izpis rezultatov v programu MatLab za silo F = 70 kN (Vir: lasten)


Iz slike 30 so razvidni naslednji podatki:

začetna sila napenjanja

dolžina vpliva zaradi zdrsa je

sila v napenjalni palici po zdrsu znaša

končna sila po relaksaciji jekla je

V statični analizi konstrukcije smo predvideli in preračunali obremenitve na

konstrukcijske elemente ob različnih vrednostih sile v palici. Elemente smo

dimenzionirali glede na najbolj neugodne kombinacije vplivov.

5.6.2 Elementi Dywidag-ovega sistema

5.6.2.1 Kupolasta sidrna matica 2001

Na osnovi izbrane natezne palice smo izbrali kupolasto sidrno matico 2001[14].

Slika 31: Kupolasta sidrna matica

2001 (Vir: ETA-05/0123)

Tabela 5.4: Tehnični podatki

(Kupolasta sidrna matica 2001)

[mm] 17.5

AF [mm] 36

[mm] 50

h [mm] 55


5.6.2.2 Sidrna ploščica

Na osnovi izbrane natezne palice smo izbrali sidrno ploščico, pravokotna 2012[14].

Slika 32: Pravokotna sidrna ploščica 2012 (Vir: ETA-05/0123)

Tabela 5.5: Tehnični podatki (Pravokotna sidrna ploščica 2012)

[mm] 17.5

a [mm] 100

b [mm] 130

c [mm] 30

[mm] 28

[mm] 45

Pod sidrno ploščico je po ETA-05/0123 potrebna dodatna armatura. Položaj in premer

armaturnih palic smo prikazali na Sliki 33 in v Tabeli 5.6.

Slika 33: Prikaz položaja dodatne armature pod sidrno ploščico ter minimalnih odmikov

med sosednjimi palicami ter robom betonskega elementa (Vir: ETA-05/0123)


Tabela 5.6: Pravokotna sidrna ploščica 2012, dodatna armatura, minimalni razmik

med sosednjimi palicami in robom betonskega elementa

17.5

Dimenzije

sidrne ploščice

a 100

b 130

c 30

e 46

25

Minimalna tlačna trdnost

betona ob napenjanju

palic v

20 30 40

Razmik med palicami Ax 130 120 120

Razmik med palicami Ay 150 150 150

Odmik od roba Ry

Dodatna

armatura

n 4 4 4

10 10 10

m 30 30 30

l 20 20 20

hx 110 100 100

hy 130 130 130


5.6.2.3 Sponka

Na osnovi izbrane natezne palice smo izbrali sponko L 3003[14].

Slika 34: Sponka L 3003 (Vir: ETA-05/0123)

Tabela 5.7: Tehnični podatki (Sponka L 300)

[mm] 17.5

[mm] 36

[mm] 100

[mm] 115

5.6.2.4 Antikorozijska zaščita natezne palice

Dywidag sistemi imajo razvito trajno antikorozijsko zaščito nateznih navojnih palic. V

našem primeru smo uporabili njihov tipski detajl antikorozijske zaščite, ki je prikazan na

sliki 35, mere pa so zapisane v tabeli 5.8 [14].

Slika 35: Trajna antikorozijska zaščita natezne palice (Vir: ETA-05/0123)


Tabela 5.8: Trajna antikorozijska zaščita natezne palice

Tip natezne palice 18WR

Antikorozijska cev

(heatshrinking sleeve)

tip e.g. 35/12

Maksimalen premer kanala v

sidrišču

63.3

Povezovalna cev (PE-cev) max

50

min

43

PE-cev max

41

min

34

Povezovalna cev (jeklena) max

50

min

43

Jeklena cev max

42

min

34


6 MONTAŽA OBJEKTA

6.1 Splošno

Montaža armirano betonskih elementov se smatra kot delo s povečano stopnjo nevarnosti

za zdravje in življenje delavcev. Delavci, zaposleni pri montaži, morajo poznati in

upoštevati vse predpisane varnostne ukrepe in normative ter dosledno uporabljati vso

zahtevano osebno varovalno opremo. Montažo mora voditi in nadzirati stalno prisotna

strokovno usposobljena odgovorna oseba, ki je pooblaščena za izvajanje takih del.

Odgovorni vodja montaže mora biti seznanjen z vso tehnično dokumentacijo, kakor tudi s

programom montaže in normativi za varno delo pri montaži elementov hale.

Preden se montaža objekta lahko prične, morajo biti zagotovljeni naslednji pogoji:

teren, kjer bo potekala montaža, mora biti zadostno utrjen;

zagotovljene morajo biti transportne poti, kjer upoštevamo maksimalne še dopustne

vzdolžne naklone transportnih ramp, zavijalne radije vozil in osne obremenitve

naloženih avtovlačilcev;

pravilno in točno izvedeni temelji, predvsem zadostna trdnost temeljnih tal, če je

potrebna sanacija temeljnih tal.

Ključnega pomena med montažo objekta je varnost. Za zagotavljanje varnosti morajo

delavci pri montaži:

biti starejši od 18 let;

biti strokovno in fizično sposobni za izvajanje takih del;

biti zdravstveno sposobni za izvajanje del na višini, kar dokazujejo z veljavnim

zdravniškim spričevalom. Vsako zdravstveno okvaro, ki bi lahko ogrožala njihovo

varnost ali varnost sodelavcev, morajo takoj sporočiti vodji montaže;


imeti veljavno potrdilo o praktičnem in teoretičnem usposabljanju za varno delo;

poznati celoten potek montažne gradnje, z vsemi zahtevanimi varstvenimi ukrepi;

poznati težo posameznih elementov;

poznati signalizacijo za sporazumevanje z vodjem dvigala ter način privezovanja

posameznih elementov;

stalno uporabljati zahtevano osebno varovalno opremo.

Med izvajanjem montaže ne sme biti v ogroženem območju nobene nepoklicane osebe. V

kolikor izvajajo dela na gradbišču tudi drugi izvajalci, je vodja montaže dolžan, skladno s

predpisi, z ustreznim dogovorom določiti skupne varstvene ukrepe in pooblastiti določeno

odgovorno osebo za usklajeno izvajanje takih ukrepov.

Na izvajanje del na gradbišču imajo velik vpliv tudi vremenski pogoji. V primeru, da je

ogrožena varnost delavcev zaradi neprimernih vremenskih pogojev, je potrebno montažo

prekiniti do izboljšanja pogojev. Pogoji, ki ogrožajo varnost delavcev, so:

dež,

močan veter,

nizke temperature,

sneženje,

zmrzal,

visoki vodostaji rek in podtalnih voda.

Za izvajanje montaže imajo pomembno vlogo tudi izbrana delovna sredstva za montažo.

Avtodvigalo mora, glede dosega in nosilnosti, ustrezati teži posameznih elementov. Da

lahko zagotovimo pravilno in varno delovanje avtodvigal, mora biti teren na njihovem

delovnem območju uravnan in zadostno utrjen. Vodja dvigala in vodja montaže morata

redno pregledovati ustreznost navezovalnih sredstev, ki se uporabljajo pri montaži. Vse

operacije je potrebno izvajati po navodilih proizvajalca dvigala, ob upoštevanju vseh

navodil, opisanih v osnovnih navodilih varstva pri delu za montažo AB ločne hale. Za

zavarovanje in prenos montažnih elementov se morajo uporabljati pomožna navezovalna

sredstva, ki so namensko izdelana na osnovi izračunov in atestiranega materiala. Za

navezovanje in transport montažnih elementov se uporabljajo edino v ta namen izdelana

pomožna sredstva.


6.2 Izbira ustreznega avtodvigala

Na izbiro avtodvigala vplivajo naslednji parametri, ki so odvisni od objekta in njegovih

elementov:

teža posameznih elementov; odločujoča je maksimalna teža in odvisnost teže ter

dometa avtodvigala;

maksimalna višina dvigovanja in maksimalen domet avtodvigala;

obseg del, ki ga je potrebno izvesti pri montaži armirano betonske konstrukcije;

konfiguracija terena in nosilnost tal zaradi rešitve upiranja avtodvigala v tla;

karakter in vrsta montažnih del;

rok dokončanja del.

6.3 Transport elementov do gradbišča

Elemente na gradbišče transportiramo z ustreznimi tovornjaki. Vrstni red dovažanja

elementov na gradbišče mora biti usklajen z izvajanjem montaže objekta, kar preprečuje

ustvarjanje nepotrebnih deponij na delovišču. Elemente se s tovornjakov razklada z

avtodvigali. V primeru, da se montaža ne izvaja direktno s transportnih sredstev, se

elemente deponira po pozicijah montaže. Izvajanje montaže direktno s transportnih

sredstev je logistično zahtevnejše, vendar na ta način prihranimo veliko prostora na

delovišču, saj ne potrebujemo prostora za deponijo elementov.

Glede na upoštevanje karakteristik smo izbrali naslednja dvigala:

Avtodvigalo, nosilnosti 55 ton, ki ga bomo uporabljali za montažo temeljnih čaš,

stebrov in nosilcev z lomljeno osjo. V času montaže nosilcev z lomljeno osjo bomo

potrebovali dve avtodvigali, z nosilnostjo 55 ton.

Avtodvigalo, nosilnosti 30 ton, ki ga bomo uporabljali za montažo povezovalnih

gred, jeklenih strešnih leg, temeljnih gred in ostalih lažjih elementov armirano

betonske konstrukcije.


Slika 36: Dvižni diagram avtodvigala, nosilnosti 55 ton (Vir: www.liebherr.com 2014)

Slika 37: Dvižni diagram avtodvigala, nosilnosti 30 ton (Vir: www.liebherr.com 2014)


6.4 Montaža točkovnih temeljev

Pred izvedbo izkopov na mestih temeljnih čaš in njihovo montažo je potrebno opraviti

zakoličbo objekta. Elementi za temelj se montirajo na že pripravljeno temeljno podlogo, na

suho mešanico cementa in frakcije 0–4 mm. V tej fazi je zelo pomembna pravilna

določitev višin, saj je od pravilne izvedbe temeljev odvisna končna višina objekta.

Izvedeni so točkovni temelji, dimenzij 300/440 cm. Višine čaš točkovnih temeljev so 120

cm, višina pete temeljev pa je 60 cm. Točkovni temelji so medsebojno povezani s

temeljnimi gredami 30/120 cm. Vodja del mora vsak element pred vgraditvijo preveriti, da

njegove dimenzije in ostale karakteristike ustrezajo projektnim, tako da se morebitne

napake ugotovijo, preden je element vgrajen.

Slika 38: Zmontirani točkovni temelj in temeljna greda (Vir: lasten)

Element se dviga tako, da se kavlje pritrdi na za to pripravljena sidra. Vrvi za dviganje

morajo biti enako dolge. Med dviganjem mora biti temeljna čaša opremljena z dvokrako

vrvjo za uravnavanje elementov ob transportu z avtodvigalom s transportnega sredstva do

mesta montaže. Med dviganjem in prenašanjem elementa z avtodvigalom je z območja

manipulativnega prostora potrebno odstraniti vse delavce. Na mestu vgradnje se element


centrira s pomočjo navezane vrvi. Tako centrirani element se spusti na pripravljeno

podlago, natančna namestitev pa se izvrši s pomočjo vzvodov.

6.5 Montaža stebrov

Pred montažo stebrov je potrebno opraviti kontrolo višin dna točkovnih temeljev. V

temeljno peto je potrebno izvrtati luknjo za trn, ki je vgrajen na dnu stebra in služi za

centriranje stebra. Z jarmom in avtodvigalom stebre dvignemo iz horizontalnega v

vertikalni položaj. Steber se postavi v čašo temelja, kjer se ga fiksira z lesenimi hrastovimi

klini in znivelira. Niveleto stebra se preveri s teodolitom. Ko je steber v pravilnem

vertikalnem položaju in fiksiran s klini, se odpne obešalno napravo. Po končani postavitvi

vseh stebrov v pravilen položaj, se ležišče v točkovnih temeljih zalije z betonsko malto

predpisane kvalitete.

Slika 39: Montaža stebrov (Vir: lasten)


6.6 Montaža povezovalnih gred

Da lahko pričnemo z montažo nosilcev, mora zalivni beton med čašo temelja in stebrom

doseči predpisano trdnost. Avtodvigalo dvigne nosilec z deponije ali tovornjaka z

dvokrako jekleno vrvjo. Nosilec opremimo z dvokrako vrvjo za uravnavanje elementa in

nameščanje v ležišče. Delavca, ki s pomočjo vrvi uravnavata element, morata biti pozorna,

da nosilec naleže točno v ležišče na stebru. Na znak signalista vodja dvigala popusti vrv,

delavca monterja pa odpneta navezovalno sredstvo.

Slika 40: Lega povezovalne gredi (Vir: lasten)

6.7 Montaža nosilca z lomljeno osjo

Element nosilca se dvigne z deponije in transportira do mesta vgradnje s pomočjo jarmov

za dvig. Jarem za dvig se montira na kapni in srednji odprtini. Spodnji del elementa je

potrebno opremiti z dvokrako vrvjo za uravnavanje elementa ob transportu z avtodvigalom

do mesta montaže. Zahtevana dvokraka vrv mora biti privezana na element v stebrni

odprtini. Delavca, ki s pomočjo vrvi uravnavata element, morata stati izven nevarnega

območja dosega dvigala. Med dviganjem in prenašanjem elementa z avtodvigalom je

potrebno na območju manipulativnega prostora odstraniti vse delavce.


Slika 41: Prikaz montaže nosilcev z lomljeno osjo (Vir: lasten)

Na dogovorjeni znak signalista žerjavist dvigne element, pri čemer ga dva delavca s tal

pridržujeta s pomočjo vrvi, da ne niha. Element se prenese na mesto vgradnje. Ko je

element prenesen nad mesto vgraditve, ga je potrebno centrirati s pomočjo navezane vrvi,

delavca, ki element centrirata, morata biti izven ogroženega območja. Tako centriran

element se spusti na mesto vgradnje (ležišče). Natančna namestitev se izvrši s pomočjo

vzvodov. Potek montaže drugega nosilca z lomljeno osjo je kot pri prvem, s tem, da je

potrebno zagotoviti povezavo stebrov v slemenu. Potem, ko sta stebra podprta s sidrnimi

drogovi, se s pomočjo vgrajenih vijakov v drogovih izvrši korekcija položajev ležišč v

slemenu, dokler se ne ujameta. Pri spajanju slemena stoji delavec na pomičnem delovnem

odru ali na delovnem dvigalu Genie, tip TZ-34/20. Ko sta oba elementa povezana v

slemenu in nameščena na ležišče ter podprta z dvema paroma sidrnih drogov, se lahko

odpnejo kavlji. Dostop do kavljev je omogočen z delovnim dvigalom Genie, tip TZ-34/20.

6.8 Montaža jeklenih strešnih leg

Ob prvih dveh ločnih nosilcih se predpisano postavi kovinski delovni oder ali se uporabi

delovno dvigalo Genie, tip TZ-34/20. Prenos leg na streho se izvaja z avtodvigalom, z

dvokrako vrvjo. Lege se privezujejo na koncih, tako da lahko delavca, ki stojita na odru ali


delovnem dvigalu, vrvi odpneta. Odpenjanje se izvede, ko je lega položena na ležišče ob

kovinski ploščici. Dokler delavec na eni strani vrv odpenja, jo drugi delavec pridržuje, da

ne bi zdrsnila v vzdolžni smeri. Nato delavca z vijakom pritrdita lego na kovinsko

ploščico, ki je vgrajena v strešnem delu nosilca.

Montaža se izvaja od spodaj navzgor. Ko je prvo polje zmontirano, se en delovni oder

prestavi v naslednje polje, drugi oder pa ni več potreben. V primeru uporabe delovnega

dvigala se ta pomakne v naslednje polje. Na strani, kjer so lege že položene, se delavec

giblje po delovni deski, pritrjeni na lesene strešne lege. Pri delu uporablja varnostni pas.

6.9 Pokrivanje strehe s trapezno pločevino

Pokrivanje se začne, ko so vse lege zmontirane. Plošče pločevine se transportirajo na

streho z dvigalom. Pritrjevanje plošč se izvaja s pomočjo delovne deske, širine 40 cm, in

pohodne deske, širine 80 cm. Delovna deska ima pribite letve 28/48 mm, na razdalji 35

cm. Pokrivanje naj se izvaja ob suhem in ne vetrovnem vremenu.

6.10 Napenjanje napenjalnih palic

Napenjanje palic se lahko izvaja šele, ko so končani vsi predhodno opisani postopki

montaže. Ob prvem loku se predpisano postavi kovinski delovni oder ali se uporabi

delovno dvigalo Genie, tip TZ-34/20. Palici se povežeta s sponko in se vstavita v kanal v

nosilcu z lomljeno osjo. Na koncih palic se zmontirata sidrna ploščica in kupolasta matica.

Sledi obojestranski vnos sile v napenjalne palice z napenjalko Dywidag, tip 60 Mp Series

04, ki jo poganja hidravlična črpalka Dywidag, tip 77193 A.

6.11 Montaža fasadnih sten

Elementi se dvigajo tako, da se kavlje pritrdi na za to pripravljena sidra. Vrvi morata biti

enako dolgi. Spodnji del elementa je potrebno opremiti z dvokrako vrvjo za uravnavanje

elementa ob transportu z avtodvigalom iz deponije do mesta montaže. Zahtevana dvokraka

vrv mora biti privezana na spodnje kljuke na elementu. Delavca, ki s pomočjo vrvi


uravnavata element, pa morata stati izven nevarne cone avtodvigala. Med dviganjem in

prenašanjem elementa z avtodvigalom je potrebno na območju manipulativnega prostora

odstraniti vse delavce. Na dogovorjeni znak signalista dvigne žerjavist element, pri čemer

ga dva delavca s tal pridržujeta s pomočjo vrvi, da ne niha. Element se prenese na mesto

vgradnje. Ko je element prenešen nad mesto vgradnje, ga je potrebno centrirati s pomočjo

navezane vrvi. Delavca, ki element centrirata, morata biti izven ogroženega območja. Tako

centriran element se spusti na mesto vgradnje. Natančna namestitev se izvrši s pomočjo

vzvodov. Po centriranju se element z vijaki pritrdi na steber in privari na temelj.

Slika 42: Montaža fasadnih sten (Vir: lasten)


7 SKLEP

Magistrsko delo prikazuje dimenzioniranje primera industrijskega objekta, karakteristike

katerega smo določili skupaj s podjetjem IGM Sava d.o.o. Predvideli smo konstrukcijski

sistem, ki ob širini objekta 25,0 m zagotavlja višino v kapu 9,50 m, vključno s tem, da

zadržimo dvokapno streho in čim manj spreminjamo osnovni konstrukcijski sistem

montažnih objektov podjetja IGM Sava d.o.o. V začetnem delu smo opisali zgodovino in

navedli osnovne montažne gradnje. Za določitev notranjih statičnih količin smo poleg

stalnih obtežb, obtežbe snega in vetra, upoštevali tudi potresno obtežbo, po katerih smo

kasneje izvedli dimenzioniranje objekta. Specifika tega montažnega objekta je ta, da smo v

vsak okvir vnesli natezno silo, ki zmanjšuje upogibne obremenitve na stebre in temelje

objekta zaradi vertikalnih obtežb na streho. Največje obremenitve smo dobili z

najneugodnejšo porazdelitvijo obtežb, pomnoženo z delnimi varnostnimi faktorji, kateri so

odvisni od tipa obtežbe. 3D model in statično analizo konstrukcije smo opravili s

programskim orodjem Tower 7.

Za preračun konstrukcije smo izdelali tri statične modele konstrukcije. S pomočjo prvega

modela smo določili okvirno velikost sile, ki je potrebna v nateznih palicah, da bi prevzela

celotno horizontalno silo, ki nastane zaradi lastne teže strešne konstrukcije. V drugem

modelu smo izdelali celoten model armirano betonske montažne hale, stebre smo togo

vpeli, temelje pa smo izvzeli iz analize. S tem preračunom smo pridobili maksimalne

obremenitve na stebre in nosilce z lomljeno osjo, na podlagi katerih smo tudi izvedli

dimenzioniranje teh elementov. Določili smo končno silo v nateznih palicah. V tretjem

modelu smo v analizo dodali še temelje, ki smo jih podprli z elastično površinsko podporo,

ki je simulirala karakteristike zemljine. Rezultati tega modela so nam prikazali napetosti v

temeljnih tleh.

Poleg vseh obtežnih kombinacij, ki so navedene v poglavju 5.3, smo preverili tudi

obremenitve na konstrukcijske elemente v času montaže in vnašanja sile v navojne palice.

Ugotovili smo, da maksimalne obremenitve na elemente nastopajo v okviru kombinacij, ki


so navedene v poglavju 5.3. Kritična faza je vnos sile v palice. Na tem mestu bomo še

enkrat poudarili, da je v analizi konstrukcije predvideno, da se vnos sile izvaja, ko je na

objektu zmontirana celotna strežna konstrukcija, vključno s kritino. V nasprotnem primeru

se v stebrih pojavijo prevelike upogibne obremenitve na mestu vpetja, kar bi lahko

povzročilo prevrnitev temeljev.

Da bi do izvedbe take zasnove montažne armirano betonske hale lahko prišlo, bi bilo po

našem mnenju potrebno opraviti še podrobno analizo vplivov na konstrukcijo, ki bi se

pojavili med požarom v objektu. Tako bi se predvidela primerna protipožarna zaščita

nateznih palic, ki so ključnega pomena za statično stabilnost takšne montažne hale.

Zanimiva bi bila tudi finančna analiza takšne zasnove objekta.

V magistrskem delu je razvidno, da je zasnova montažne armirano betonske hale korektna,

za njeno končno realizacijo pa bi bilo potrebno narediti še nekaj študij. Najpomembnejše

je, da je takšno halo mogoče izvesti, kar predstavlja novo tržno možnost za podjetja, ki

izdelujejo armirano betonske montažne objekte.


8 VIRI, LITERATURA

[1] SIST EN 1990 Evrokod Osnove projektiranja konstrukcij (istoveten z 1990:2000).

[2] SIST EN 1991-1-1:2004, Evrokod 1: Vplivi na konstrukcije 1-1. del: Splošni vplivi

Prostorninske teže, lastne teže, koristne obtežbe stavb.

[3] SIST EN 1991-1-3, Evrokod 1: Vplivi na konstrukcije 1-3. del: Splošni vplivi

Obtežbe snega.

[4] SIST EN 1991-1-3:2004/oA101, Evrokod 1: Vplivi na konstrukcije 1-3. del: Splošni

vplivi Obtežbe snega Nacionalni dodatek.

[5] SIST EN 1991-1-4, Evrokod 1: Vplivi na konstrukcije 1-4. del: Splošni vplivi Vplivi

vetra.

[6] SIST EN 1991-1-4:2005/oA101, Evrokod 1: Vplivi na konstrukcije 1-4. del: Splošni

vplivi Obtežbe vetra Nacionalni dodatek.

[7] SIST EN 1992-1-1, Evrokod 2: Projektiranje betonskih konstrukcij 1-1. del: Splošna

pravila in pravila za stavbe.

[8] SIST EN 1992-1-1:2005/A101, Evrokod 2: Projektiranje betonskih konstrukcij 1-1.

del: Splošna pravila in pravila za stavbe Nacionalni dodatek.

[9] SIST EN 1998-1:2006, Evrokod 8: Projektiranje potresnoodpornih konstrukcij 1. del:

Splošna pravila, potresni vplivi in pravila za stavbe.

[10] Beg, D., Pogačnik, A., 2009. Priročnik za projektiranje gradbenih konstrukcij po

Evrokod standardih. Ljubljana, Inženirska zbornica Slovenije.

[11] Elliott, K. S., 2002. Precast concrete structures, Butterworth-Heinemann, An imprint of

Elsvier Science Linacre House, Jordan Hill, Oxford.


[12] Reinhardt, H. W., Bouvy, J. J. B. J. J., 1985. Demountable concrete structures.

Preceedings of the international syposium, held at Rotterdam, The Netherlands, May 30-

31, 1985, Delft University Press.

[13] Bedenik, B. S., 1998. Statika konstrukcij, Maribor, Fakulteta za gradbeništvo, 1998.

[14] ETA-05/0123 Post-Tensioning Kit for Prestressing of Structures with Bars, Internal

Bonded and Unbonded and External, Dywidag Systems.

[15] http://www.dywidag-systems.com/uploads/media/DSI-

DYWIDAG_Prestressing_Systems_using_Bars_EMEA.pdf [01.08.2014]

[16] http://down.bzxzw.com/prEN/prEN%2010138-

4%EF%BC%9A2000%20Prestressing%20steels%20%20Part%204%EF%BC%9ABar.pdf

[25.07.2014]

[17] http://www.arso.gov.si/potresi/potresna%20nevarnost/projektni_pospesek_tal.html

[15.07.2014]

[18] Žnidarič, B., 2011. Projektiranje montažne armirano betonske hale. Diplomsko delo,

Fakulteta za gradbeništvo, Maribor.

[19] http://www.radimpex.rs/download.php?id=1&lang=en [10.07.2014]

[20] Beg, D., 1999. Projektiranje jeklenih konstrukcij po Evropskem predstandardu ENV

1993-1-1, 2. izdaja, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo,

Ljubljana.

[21] Kastelic, D., 2010. Dimenzioniranje čašastih temeljev, Univerza v Ljubljani, Fakulteta za

gradbeništvo in geodezijo, Diplomska naloga, Ljubljana.

[22] http://www.wbcsdcement.org/pdf/CSI-RecyclingConcrete-FullReport.pdf [23.10.2014]


9 PRILOGE

9.1 Seznam slik

Slika 1: Stalna obtežba (Vir: lasten) .................................................................................... 12

Slika 2: 3D model za izračun sile v zategi (Vir: lasten) ...................................................... 13

Slika 3: Območja z enakim porastom snežne obtežbe z višino (povratna doba 50 let) (Vir:

SIST EN 1991-1-3) ...................................................................................................... 14

Slika 4: Oblikovni koeficient obtežbe snega pri dvokapnici (Vir: SIST EN 1991-1-3) ..... 16

Slika 5: Simetrična obtežba snega (i) (Vir: lasten) .............................................................. 17

Slika 6: Nesimetrična obtežba snega (ii) (Vir: lasten) ......................................................... 17

Slika 7: Projektne hitrosti vetra (Vir: SIST EN 1991-1-4) .................................................. 18

Slika 8: Kategorija terena II (Vir: SIST EN 1991-1-4) ....................................................... 19

Slika 9: Referenčne višine ,v odvisnosti od h, b in profila tlakov vetra (Vir: SIST EN

1991-1-4) ..................................................................................................................... 21

Slika 10: Razdelitev sten na področja – veter y (Vir: SIST EN 1991-1-4) ......................... 22

Slika 11: Razdelitev strehe na področja – veter y (Vir: SIST EN 1991-1-4) ...................... 22

Slika 12: Razdelitev sten na področja – veter x (Vir: SIST EN 1991-1-4) ......................... 24

Slika 13: Razdelitev strehe na področja – veter x (Vir: SIST EN 1991-1-4) ...................... 24

Slika 14: Karta potresne nevarnosti – Projektni pospešek tal (Vir: [17]) ............................ 25

Slika 15: Prikaz vnašanja vhodnih podatkov za izračun potresne obremenitve (Vir: lasten)

..................................................................................................................................... 27

Slika 16: Prva nihajna oblika (Vir: lasten) .......................................................................... 29


Slika 17: Druga nihajna oblika (Vir: lasten) ....................................................................... 30

Slika 18: Tretja nihajna oblika (Vir: lasten) ........................................................................ 30

Slika 19: Prerez stebra (Vir: lasten) .................................................................................... 36

Slika 20: Notranje statične količine upogibno najbolj obremenjenega stebra (Vir: lasten) 37


[10]) ............................................................................................................................. 39

Slika 22: Prikaz vzdolžne armature [Enote: cm2] (Tower 7) (Vir: lasten) .......................... 40

Slika 23: Ovojnica horizontalnih pomikov [Enote: mm] (Vir: lasten) ................................ 45

Slika 24: Obremenitve na nosilec (Vir: lasten) ................................................................... 47


[10]) ............................................................................................................................. 49

Slika 26: Vertikalni pomik nosilca s spremenljivim prerezom [Enote: mm] (Vir: lasten) . 69

Slika 27: Prerez čašastega temelja (Vir: lasten) .................................................................. 70

Slika 28: Napetosti pod temeljem (Vir: lasten) ................................................................... 77

Slika 29: Izpis rezultatov v programu MatLab za silo F = 105 kN (Vir: lasten) ................ 84

Slika 30: Izpis rezultatov v programu MatLab za silo F = 70 kN (Vir: lasten) .................. 85

Slika 31: Kupolasta sidrna matica 2001 (Vir: ETA-05/0123) ............................................. 86

Slika 32: Pravokotna sidrna ploščica 2012 (Vir: ETA-05/0123) ........................................ 87

Slika 33: Prikaz položaja dodatne armature pod sidrno ploščico ter minimalnih odmikov

med sosednjimi palicami ter robom betonskega elementa (Vir: ETA-05/0123) ........ 87

Slika 34: Sponka L 3003 (Vir: ETA-05/0123) .................................................................... 89

Slika 35: Trajna antikorozijska zaščita natezne palice (Vir: ETA-05/0123) ...................... 89

Slika 36: Dvižni diagram avtodvigala, nosilnosti 55 ton (Vir: www.liebherr.com 2014) .. 94

Slika 37: Dvižni diagram avtodvigala, nosilnosti 30 ton (Vir: www.liebherr.com 2014) .. 94

Slika 38: Zmontirani točkovni temelj in temeljna greda (Vir: lasten) ................................ 95

Slika 39: Montaža stebrov (Vir: lasten) .............................................................................. 96


Slika 40: Lega povezovalne gredi (Vir: lasten) ................................................................... 97

Slika 41: Prikaz montaže nosilcev z lomljeno osjo (Vir: lasten) ......................................... 98

Slika 42: Montaža fasadnih sten (Vir: lasten) ................................................................... 100


9.2 Seznam tabel

Tabela 4.1: Oblikovna koeficienta obtežbe snega .......................................................... 16

Tabela 4.2: Obtežbe vetra (veter v smeri y) .................................................................... 23

Tabela 4.3: Obtežbe vetra (veter v smeri x) .................................................................... 24

Tabela 4.4: Vrednosti parametrov, ki opisujejo priporočeni elastični spekter odziva

tipa 1 [9] ...................................................................................................................... 27

Tabela 4.5: Nihajni časi in lastne frekvence konstrukcije ............................................. 29

Tabela 4.6: Kombinacije mejnega stanja nosilnosti ....................................................... 31

Tabela 4.7: Kombinacije mejnega stanja uporabnosti .................................................. 32

Tabela 5.1: Natezne sile v armaturi in reducirane prečne sile po vzdolžni osi nosilca z

lomljeno osjo .............................................................................................................. 47

Tabela 5.2: Lastna teža temelja ....................................................................................... 76

Tabela 5.3: Tehnični podatki Dywidag napenjalnih palic [14] ..................................... 82

Tabela 5.4: Tehnični podatki (Kupolasta sidrna matica 2001) ..................................... 86

Tabela 5.5: Tehnični podatki (Pravokotna sidrna ploščica 2012) ................................ 87

Tabela 5.6: Pravokotna sidrna ploščica 2012, dodatna armatura, minimalni razmik

med sosednjimi palicami in robom betonskega elementa...................................... 88

Tabela 5.7: Tehnični podatki (Sponka L 300) ................................................................ 89

Tabela 5.8: Trajna antikorozijska zaščita natezne palice ............................................. 90

9.3 Naslov študenta

Matic Urbanč

Mrtvice 19

8273 Leskovec pri Krškem

e-mail: [email protected]


9.4 Kratek življenjepis

Rojen: 16.08.1989

Šolanje: 1996–2004 Osnovna šola Leskovec pri Krškem

2004–2008 Gimnazija Brežice

2008–2011 Fakulteta za gradbeništvo, Univerza v Mariboru, študijski

program gradbeništvo, 1. bolonjska stopnja

2011–2014 Fakulteta za gradbeništvo, Univerza v Mariboru, študijski

program gradbene konstrukcije, 2. bolonjska stopnja


9.5 Izjava o avtorstvu

Documents

PROJEKTIRANJE MONTAŽNE ARMIRANO BETONSKE HALE Z … · 3.2 ZASNOVA IN OPIS KONSTRUKCIJE..... 9 3.3 KONSTRUKCIJSKI ELEMENTI ... armirano betonske montažne hale, ki smo ga statično