5017x

18.12.2020

Klopení dřevěných konstrukcí | Příklady 2

V předchozím článku Klopení dřevěných konstrukcí | Příklady 1 jsme na jednoduchých příkladech předvedli praktický postup při stanovení kritického ohybového momentu M_crit nebo kritického ohybového napětí σ_crit pro klopení ohybového nosníku. V tomto příspěvku stanovíme kritický ohybový moment s přihlédnutím k pružnému uložení v důsledku ztužení.

Statický model

U konstrukce znázorněné na obr. 01 posoudíme příhradový nosník na klopení. V rovině střechy se nachází šest vazníků jako rovnoběžných nosníků o délce 18 m se dvěma ztuženími. Nosníky na stranách štítu jsou podepřeny sloupy a při výpočtu se nezohlední. Na příhradové nosníky působí návrhové zatížení q_d 10 kN/m.

Statický model

Údaje o modelu

L	18	m	délka nosníku
b	120	mm	Šířka nosníku
h	1,200	mm	Výška nosníku
GL24h			Materiál podle EN 14080
I_z	172.800.000	mm⁴	Moment setrvačnosti
I_T	647.654.753	mm⁴	Moment tuhosti v prostém kroucení
q_d	10	kN/m	Návrhové zatížení
a_z	600	mm	Poloha břemene
e	600	mm	Poloha základu

Pozor: I když následující rovnice pro E a G výslovně v indexu neodkazují na hodnoty 5% kvantilu, zohlednili jsme je odpovídajícím způsobem.

Prostý nosník s vidlicovým uložením bez mezilehlého podepření

Pro úplnost nejdříve analyzujeme příhradový nosník bez bočního podepření (viz obrázek 02). Délka náhradního prutu se stanoví při působení zatížení na horní stranu příhradového nosníku s a₁ = 1,13 a a₂ = 1,44 následovně:

l_{ef} = \frac{L}{a_{1} \cdot (1 - a_{2} \cdot \frac{a_{z}}{L} \cdot \sqrt{\frac{E_{0, 05} \cdot I_{Z}}{G_{0, 05} \cdot I_{T}}})}

l_ef	délka náhradního prutu
L	délka nosníku, vzdálenost bočních podpor
a₁,a₂	součinitele klopení
a_z	vzdálenost působiště zatížení od středu smyku
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
I_T	moment setrvačnosti v kroucení

Délka náhradního prutu

l_ef = 17,79 m

Kritický ohybový moment lze pak spočítat následovně:

M_{crit} = \frac{π \cdot \sqrt{E_{0, 05} \cdot I_{Z} \cdot G_{0, 05} \cdot I_{tor}}}{l_{ef}}

M_crit	kritický ohybový moment
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
I_T	moment setrvačnosti v kroucení
l_ef	délka náhradního prutu

Kritický ohybový moment

M_crit = 134,52 kNm

V našem příkladu nebudeme uvažovat zvýšení součinu 5% kvantilů tuhosti v důsledku homogenizace nosníků z lepeného lamelového dřeva.

Výsledný ohybový moment působící na příhradové nosníky je tak:

M_{d} = \frac{q_{d} \cdot L^{2}}{8}

M_d	návrhový moment
q_d	návrhové zatížení
L	délka nosníku

Návrhový moment

M_d = 405,00 kNm

Výsledkem analýzy vlastních čísel v přídavném modulu RF-/FE-LTB je součinitel kritického zatížení 0,3334. Z toho plyne kritický ohybový moment

M_crit = 0,3334 ⋅ 405 kNm = 135,03 kNm

a shoduje se tedy s výsledkem analytického řešení.

Výsledek analýzy vlastních čísel u prostého nosníku s vidlicovým uložením bez mezilehlých podpor

Jak se u tohoto nepodepřeného štíhlého příhradového nosníku dalo očekávat, je působící ohybový moment větší (3krát) než kritický ohybový moment, a příhradový nosník tak není dostatečně zajištěn proti klopení. Proti tomu by však mělo působit ztužení, které nyní při výpočtu zohledníme.

Prostý nosník s vidlicovým uložením a tuhými mezilehlými podporami

Pokud je ztužení dostatečně tuhé, uvažuje se v praxi často jako náhradní délka prutu pro posouzení klopení vzdálenost bočních podpor (například vaznic). Tento postup jsme již popsali v předchozím článku Klopení dřevěných konstrukcí | Příklady 1. Jako L se tedy uvažuje 2,25 m. V případě a₁ = 1,00 a a₂ = 0,00 platí:

l_{ef} = \frac{L}{a_{1} \cdot (1 - a_{2} \cdot \frac{a_{z}}{L} \cdot \sqrt{\frac{E_{0, 05} \cdot I_{z}}{G_{0, 05} \cdot I_{T}}})}

l_ef	délka náhradního prutu
L	délka nosníku, vzdálenost bočních podpor
a₁,a₂	součinitele klopení
a_z	vzdálenost působiště zatížení od středu smyku
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
I_T	moment setrvačnosti v kroucení

Délka náhradního prutu

l_ef = 2,25 m

Kritický ohybový moment je tak:

M_{crit} = \frac{π \cdot \sqrt{E_{0, 05} \cdot I_{Z} \cdot G_{0, 05} \cdot I_{tor}}}{l_{ef}}

M_crit	kritický ohybový moment
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
I_T	moment setrvačnosti v kroucení
l_ef	délka náhradního prutu

Kritický ohybový moment

M_crit = 1 063,51 kNm

Vzhledem k tomu, že ohybový moment působící na nosník je menší než kritický ohybový moment, není nosník při uvažování tuhých mezilehlých podpor náchylný ke klopení.

Výsledkem analýzy vlastních čísel v přídavném modulu RF-/FE-LTB je součinitel kritického zatížení 2,7815. Z toho plyne kritický ohybový moment

M_{crit} = η \cdot M_{d}

M_crit	kritický ohybový moment
η	součinitel kritického zatížení
M_d	návrhový moment

Kritický ohybový moment

M_crit = 2,7815 ⋅ 405 kNm = 1 126,50 kNm

Výsledek analýzy vlastních čísel u prostého nosníku s vidlicovým uložením a tuhými mezilehlými podporami

Prostý nosník s vidlicovým podepřením a pružným uložením prutu

Jak jsme popsali v příspěvku Klopení dřevěných konstrukcí | Teorie, v [1] se v případě prutů s pružným uložením výpočet délky náhradního prutu rozšiřuje o součinitel α a β. Lze tak zohlednit smykovou tuhost ztužení pro klopení příhradových nosníků. Smykovou tuhost ztužení lze stanovit například podle [2], obr. 6.34. Jak je zřejmé, závisí na typu ztužení, osové tuhosti diagonál a svislic, sklonu diagonál a poddajnosti spojovacích prostředků. V případě ztužení znázorněného na obr. 01 je smyková tuhost:

s_{id} = E_{D} \cdot A_{D} \cdot \sin (^{α) 2} \cdot \cos (α)

s_id	ideální smyková tuhost ztužení
E_D	5 % kvantil modulu pružnosti diagonál
A_D	průřezová plocha diagonál
α	úhel mezi diagonálou a pásnicí

Ideální smyková tuhost ztužení

Přitom E_D je modul pružnosti diagonál a A_Djejich průřezová plocha. Výše uvedená rovnice ovšem nezahrnuje poddajnost spojovacích prostředků diagonál. Lze ji spolu s protažením diagonál zohlednit fiktivní průřezovou plochou A_D'. Z toho plyne:

s_{id} = E_{D} \cdot A_{D}' \cdot \sin (^{α) 2} \cdot \cos (α)

s_id	ideální smyková tuhost ztužení
E_D	5 % kvantil modulu pružnosti diagonál
A_D'	fiktivní průřezová plocha diagonál
α	úhel mezi diagonálou a pásnicí

Ideální smyková tuhost ztužení

kde

A_{D}' = \frac{A_{D}}{1 + \frac{E_{D} \cdot A_{D}}{L_{D}} \cdot \sum \frac{1}{K_{ser}}}

A_D'	fiktivní průřezová plocha diagonál
A_D	průřezová plocha diagonál
E_D	5 % kvantil modulu pružnosti diagonál
L_D	délka diagonál
K_ser	modul posunutí spoje

Fiktivní průřezová plocha diagonál

Diagonály mají rozměry š/v = 120/200 mm a délku L_D 4,59 m. Modul posunutí spoje na každé straně diagonál by měl být 110 000 N/mm.

Ideální plocha tak činí

A_D' = 12 548 mm²

a tedy tuhost ztužení ve smyku s úhlem diagonál k pásnici 60,64 °

s_{id} = E_{D} \cdot A_{D}' \cdot \sin (^{α) 2} \cdot \cos (α)

s_id	ideální smyková tuhost ztužení
E_D	5 % kvantil modulu pružnosti diagonál
A_D'	fiktivní průřezová plocha diagonál
α	úhel mezi diagonálou a pásnicí

Ideální smyková tuhost ztužení

s_id = 44 864 kN

Uložení prutu na ztužení lze převést podle [2], vztahu 7.291 následovně:

K_{y}' = s_{id} \cdot \frac{π^{2}}{L^{2}}

K_{y}' = 44 864 kN \cdot \frac{π^{2}}{(^{18 m) 2}} = 1 367 \frac{kN}{m^{2}} = 1, 367 \frac{N}{{mm}^{2}}

K_y'	pružné uložení prutu na jednotlivá ztužení
s_id	ideální smyková tuhost ztužení
L	délka ztužení

Pružné uložení prutu na jednotlivá ztužení

Pro dvě ztužení a šest příhradových nosníků lze u každého nosníku uvažovat následující konstantu tuhosti:

K_{y} = \frac{2 \cdot K_{y}'}{6}

K_y	pružné uložení prutu na jednotlivé příhradové nosníky
K_y'	pružné uložení prutu na jednotlivá ztužení

Pružné uložení prutu na jednotlivé příhradové nosníky

K_y = 455,6 kN/m² = 0,456 N/mm²

Za předpokladu, že K_G = ∞, K_θ = 0, K_y = 0,456 N/mm², e = 600 mm, a₁ = 1,13 a a₂ = 1,44, je délka náhradního prutu:

l_{ef} = \frac{L}{a_{1} \cdot (1 - a_{2} \cdot \frac{a_{z}}{L} \cdot \sqrt{\frac{E_{0, 05} \cdot I_{z}}{G_{0, 05} \cdot I_{T}}})} \cdot \frac{1}{α \cdot β}

l_ef	délka náhradního prutu
L	délka nosníku, vzdálenost bočních podpor
a₁,a₂	součinitele klopení
a_z	vzdálenost působiště zatížení od středu smyku
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
I_T	moment setrvačnosti v kroucení
α, β	součinitele pro zohlednění podloží prutu

Délka náhradního prutu

l_ef = 0,13

Kritický ohybový moment má tak ideální hodnotu:

M_{crit} = \frac{π \cdot \sqrt{E_{0, 05} \cdot I_{Z} \cdot G_{0, 05} \cdot I_{tor}}}{l_{ef}}

M_crit	kritický ohybový moment
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
I_T	moment setrvačnosti v kroucení
l_ef	délka náhradního prutu

Kritický ohybový moment

M_crit = 18 482,84 kNm

Očekávat bychom mohli podobnou hodnotu jako u systému s tuhými mezilehlými podporami. Jak jsme již zmínili v článku Klopení dřevěných konstrukcí | Teorie, platí pro uplatnění rovnice rozšířené o součinitele α a β omezení. Přísně vzato tato rovnice platí pouze v případě, že dochází k podélnému zakřivení v jediném velkém sinusovém oblouku. To znamená, pokud je podloží velmi měkké. V našem příkladu se ovšem nejedná o tento případ. Vlastní funkce o několika vlnách, které vedou při větších konstantách tuhosti k minimálnímu kritickému zatížení, uvedená rovnice nepostihuje, protože je založena na jednoduchém sinusovém průběhu.

Jak vidíme na obr. 07, výsledkem analýzy vlastních čísel je vlastní tvar s několika vlnami.

Výsledek analýzy vlastních čísel u prostého nosníku s vidlicovým podepřením a pružným uložením

V tomto případě lze použít odvozenou metodu Prof. Dr. Heinricha Kreuzingera (2020). Kritický ohybový moment se vypočítá následovně:

M_{crit} = \frac{(2 \cdot e \cdot c^{*} - a_{z}^{*} \cdot B^{*}) + \sqrt{(^{2 \cdot e \cdot c^{*} - a_{z}^{*} \cdot B^{*}) 2} + 4 \cdot 1, 0 \cdot (B^{*} \cdot T^{*} - e^{*} \cdot {c^{*}}^{2})}}{2}

c^{*} = K_{y} \cdot \frac{L^{2}}{π^{2} \cdot n^{2}}

a_{z}^{*} = \frac{a_{z}}{n^{2}}

B^{*} = E_{0, 05} \cdot I_{Z} \cdot \frac{π^{2} \cdot n^{2}}{L^{2}} + c^{*}

T^{*} = G_{0, 05} \cdot I_{T} + c^{*} \cdot e^{2}

n = 1, 2, 3 . . .

M_crit	kritický ohybový moment
a_z	vzdálenost působiště zatížení od středu smyku
e	vzdálenost pružného uložení prutu od středu smyku
K_y	pružné uložení prutu na jednotlivé vazníky
L	délka nosníku
n	n-té vlastní číslo
E_0,05	5 % kvantil modulu pružnosti
I_z	moment setrvačnosti okolo vedlejší osy
G_0,05	5 % kvantil smykového modulu
I_T	moment setrvačnosti v kroucení

Kritický ohybový moment

Konstanta n označuje 1., 2., 3. ... vlastní číslo. Je tak třeba vyšetřit několik vlastních čísel a rozhodující je pak nejmenší kritický ohybový moment. Pro n = 1 ... 30 se stanoví následující kritické ohybové momenty.

n	M_crit [kNm]	n	M_crit [kNm]
1	9 523,25	16	2 214,63
2	4 281,26	17	2 339,17
3	2 294,32	18	2 464,92
4	1 605,56	19	2 591,63
5	1 354,68	20	2 719,14
6	1 282,70	21	2 847,30
7	1 294,12	22	2 976,00
8	1 348,81	23	3 105,16
9	1 428,05	24	3 234,71
10	1 522,29	25	3 364,60
11	1 626,24	26	3 494,77
12	1 736,77	27	3 625,20
13	1 851,94	28	3 755,84
14	1 970,50	29	3 886,67
15	2 091,60	30	4 017,68

Pro n = 6 dostaneme minimální hodnotu M_crit, a to 1 282,70 kNm.

Řešením vlastních čísel v přídavném modulu RF-/FE-LTB (viz obr. 07) se stanoví:

M_crit = 3,4376 ⋅ 405 kNm = 1 397,25 kNm

Oba výsledky se téměř shodují. Nicméně analytické řešení je na straně bezpečnosti, protože se při něm zjednodušeně vychází z konstantního průběhu ohybového momentu. Konstantnímu kritickému ohybovému momentu M_crit se pak přiřadí kritická síla q_crit.

q_{crit} = \frac{M_{crit} \cdot 8}{L^{2}}

q_crit	kritická síla
M_crit	kritický ohybový moment
L	délka nosníku

Kritická síla

Protože uložení prutu v našem příkladu se má uvažovat jako velmi tuhé a konstantní po délce příhradového nosníku, dostaneme mírně vyšší kritické ohybové momenty než v případě tuhých bodových podpor.

Podle [3], kap. 9.2.5.3 (2) musí být ztužení tak tuhá, aby nebyl překročen vodorovný průhyb L/500. Při výpočtu se přitom musí vycházet z návrhových hodnot tuhostí (viz [1], kap. NCI k 9.2.5.3).

Pro k_crit = 0,195, H = 5 m a q_p = 0,65 kN/m² jako maximální dynamický tlak se stanoví následující zatížení (viz [3], kap. 9.2.5.3):

N_{d} = (1 - k_{crit}) \cdot \frac{M_{d}}{h}

N_d	stabilizační síla pro tlačený pás
k_crit	součinitel klopení
M_d	návrhový moment
h	výška nosníku

Stabilizační síla pro tlačený pás

N_d = (1 - 0,195) ⋅ 405 / 1,2 = 271,68 kN

q_{d} = \sqrt{\frac{15}{L}} \cdot \frac{n \cdot N_{d}}{k_{f, 3} \cdot L}

q_d	zatížení výztuže
n	počet vazníků
L	délka nosníku
k_f,3	modifikační součinitel únosnosti výztuže

Zatížení výztuže

q_d = 2,76 kN/m

q_{d, vítr} = γ_{Q} \cdot (c_{pe, D} \cdot c_{pe, E}) \cdot q_{p} \cdot \frac{H}{2}

q_d,vítr	návrhové zatížení větrem
γ_Q	dílčí součinitel spolehlivosti pro proměnné zatížení
c_pe	součinitel vnějšího tlaku
q_p	maximální dynamický tlak
h	výška budovy

Návrhové zatížení větrem

q_d,vítr = 1,5 ⋅ (0,7 + 0,3) ⋅ 0,65 ⋅ 5 / 2 = 2,44 kN/m

Deformace ztužení je znázorněna na obr. 08. Zatížení se přitom opět rozdělila na polovinu, protože jsou zde dvě ztužení.

Vodorovný průhyb ztužení

Dovolená deformace činí:

\frac{L}{500} = \frac{18 m}{500} = 36, 00 mm \geq 4, 74 mm

Dovolená deformace

Tím se potvrzuje předpoklad velmi tuhého ztužení, což je v souladu s téměř stejnými kritickými ohybovými momenty konstrukce s tuhým mezilehlým podepřením a konstrukce s pružným uložením prutu.

Závěr

Ukázali jsme, jaké možnosti máme pro analýzu klopení ohybových nosníků v dřevěných konstrukcích. U běžných metod je důležité zajistit, aby ztužení bylo dostatečně tuhé, a bylo tak možné uvažovat tuhé podepření. Obdobně jsme předvedli varianty, pokud tento předpoklad neplatí. V zásadě je třeba ohybové nosníky a ztužení posoudit podle příslušné normy také na jejich únosnost a použitelnost, což ovšem není předmětem našeho článku.

Databáze znalostí

KB 001669 | Klopení dřevěných konstrukcí | Příklady 2

Autor

Ing. Rehm se podílí na vývoji programů pro dřevěné konstrukce a zajišťuje technickou podporu zákazníkům.

Odkazy

Reference

Nationaler Anhang - Eurocode 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauten - Teil 1-1: Allgemeines - Allgemeine Regeln und Regeln für den Hochbau; DIN EN 1995-1-1/NA:2013-08
Petersen, C.: Statik und Stabilität der Baukonstruktionen, 2. Auflage. Wiesbaden: Vieweg, 1982
Eurokód 5: Bemessung und Konstruktion von Holzbauten - Teil 1-1: Obecná pravidla – Společná pravidla a pravidla pro pozemní stavby; ČSN EN 1995-1-1:2006-12

Máte nějaké otázky?

Události

20.11.2024

Online školení

RFEM 6 | Studenti | Úvod do posouzení dřevěných konstrukcí

Videa

Databáze znalostí

KB 001669 | Klopení dřevěných konstrukcí | Příklady 2

Délka: 00:02:15 min

RFEM 6 pro studenty | Úvod do posouzení dřevěných konstrukcí

Akce

RFEM 6 pro studenty | Úvod do posouzení dřevěných konstrukcí | 30.4.2024

Délka: 01:08:02 min

FAQ 005511 | Co dělají jednotlivé možnosti v sekci "Výpočet kroucení" v sekci Únosnost...

FAQ

FAQ 005511 | Co dělají jednotlivé možnosti v sekci "Výpočet kroucení" v sekci Únosnost...

Délka: 00:00:16 min

FAQ

FAQ 005494 | Jak mohu modelovat dřevěný nosník s oboustranným vyztužením? (spojení)

Délka: 00:01:22 min

Funkce programu

Posouzení požární odolnosti ploch podle EN 1995, SIA 265, NDS a CSA O86

Délka: 00:00:56 min

Akce

Webinář | Výpočty dřevěných desek v programu RFEM 6

Délka: 00:00:00 min

Akce

RFEM 6 pro studenty | Úvod do posouzení dřevěných konstrukcí | 29.11.2023

Délka: 00:00:00 min

Funkce programu

Optimalizace průřezů

Délka: 00:00:56 min

Akce

Modelování a posouzení skeletových staveb v programu RFEM 6 za použití addonu Model budovy

Délka: 00:40:46 min

Seznam videí

Modely ke stažení

1958x

53x

Prostý nosník ze dřeva s vidlicovým uložením

3214x

115x

Dřevěný vazník

494x

100x

Dřevěná rámová budova

Model 004809 | Stavba z křížem lepeného dřeva

409x

60x

Stavba z křížem lepeného dřeva

244x

27x

Dřevěný strop

Model 004717 | Strop s liniovými uvolněními

297x

31x

Strop s liniovými uvolněními

Model 004707 | Administrativní budova Komunálních služeb ve městě Kirchheim unter Teck

298x

Administrativní budova s dřevěnou konstrukcí a železobetonovými prvky

Model 004695 | Skladová hala firmy Siegrist Igor Carpenteria

523x

Dřevěná skladová hala firmy Siegrist Igor Carpenteria

506x

53x

Příhradová střecha

Články z databáze znalostí

Prostý nosník s vidlicovým uložením bez mezilehlých podpor

V článku Klopení dřevěných konstrukcí | Teorie přibližujeme teoretická východiska pro analytickou metodu stanovení kritického ohybového momentu M_crit, respektive kritického ohybového napětí σ_crit pro klopení ohybového nosníku. V následujícím příspěvku na příkladech ověříme analytické řešení výsledkem analýzy vlastních čísel.

Přečíst si více

Štíhlé nosníky namáhané ohybem s velkým poměrem h/b, které jsou zatíženy rovnoběžně s vedlejší osou, jsou náchylné ke ztrátě stability. K tomu dochází v důsledku vybočení tlačené pásnice.

Přečíst si více

Přečíst si více

KB 001848 | Posouzení dřevěného sloupu podle normy NDS 2018 v programu RFEM 6

Addon Posouzení dřevěných konstrukcí umožňuje posuzovat dřevěné sloupy metodou ASD (pomocí dovolených napětí) podle normy 2018 NDS. Přesný výpočet únosnosti v tlaku a součinitelů přizpůsobení dřevěných prutů je důležitý pro návrh a posouzení bezpečnosti. V následujícím příspěvku ověříme maximální kritickou pevnost ve vzpěru v addonu Posouzení dřevěných konstrukcí krok za krokem pomocí analytických rovnic podle NDS 2018 včetně součinitelů přizpůsobení v tlaku, upravené návrhové hodnoty pevnosti v tlaku a konečného využití.

Přečíst si více

Screenshoty

Statický model

Prostý nosník s vidlicovým uložením bez mezilehlého podepření

Výsledek analýzy vlastních čísel u prostého nosníku s vidlicovým uložením bez mezilehlých podpor

Prostý nosník s vidlicovým uložením a tuhými mezilehlými podporami

Výsledek analýzy vlastních čísel u prostého nosníku s vidlicovým uložením a tuhými mezilehlými podporami

Prostý nosník s vidlicovým podepřením a pružným uložením prutu

Výsledek analýzy vlastních čísel u prostého nosníku s vidlicovým podepřením a pružným uložením

Vodorovný průhyb ztužení

Deska z křížem lepeného dřeva s deformacemi v programu RFEM 6 | © ATP Architects Ingenieure

Funkce programů

Typ tloušťky "Nosníkový panel" umožňuje modelovat dřevěné deskové prvky ve 3D prostoru. Stačí zadat geometrii plochy a dřevěné deskové prvky se vygenerují na základě interní prutovo-plošné konstrukce, včetně simulace poddajnosti spoje.

K názornému videu

Přečíst si více

Funkce 002785 | Posouzení požární odolnosti ploch podle EN 1995 a SIA 265

Máte možnost posoudit plochy na požární odolnost metodou redukovaného průřezu. Redukuje se tloušťka plochy. Posuzovat lze všechny dřevěné materiály, které byly schváleny k posouzení.

U křížem lepeného dřeva lze v závislosti na typu lepidla zvolit, zda mohou jednotlivé zuhelnatělé části vrstev odpadávat, a je proto třeba počítat v některých oblastech se zvýšeným odhoříváním.

Přečíst si více

Funkce 002615 | Nástavby z křížem lepeného dřeva pro USA, Kanadu a Švýcarsko

V databázi skladeb vrstev jsou k dispozici následující výrobci křížem lepeného dřeva:

Binderholz (USA)
KLH (USA, CAN)
Kalesnikoff (USA, CAN)
Nordic Structures (USA, CAN)
Mercer Mass Timber
SmartLam
Sterling Structural
Skladby, které jsou uvedeny v edici Lignatec 32 "Křížem lepené dřevo švýcarské výroby"

Načtením skladby z databáze skladeb vrstev se vám automaticky převezmou všechny příslušné parametry. Databáze se pro vás neustále rozšiřuje.

Přečíst si více

Addon Posouzení dřevěných konstrukcí v programu RFEM 6 / RSTAB 9 je mnohostranný a kombinuje velké množství přídavných prvků. [*S16332764*] Addon pro návrh dřevěných konstrukcí pro RFEM 6

Přečíst si více

Často kladené dotazy (FAQ)

Jaký výpočet se provádí pro možnosti konfigurace pevnosti NDS "Výpočet kroucení"?

Jaké programy Dlubal doporučujete pro statické výpočty a posouzení zejména dřevěných konstrukcí?

Jak mohu modelovat dřevěný nosník se zesílením na obou stranách? (Styčníkový spoj)

Jak mohu v programu RFEM 6 nebo RSTAB 9 vygenerovat plošné zatížení na pruty pomocí buněk?

Jaké programy potřebuji pro laminátové a sendvičové konstrukce nebo křížem lepené dřevo (CLT)?

S jakými programy Dlubal mohu počítat a posuzovat dřevěné konstrukce?

Projekty zákazníků

Tělocvična v Metách jako ukázkový příklad inženýrství a udržitelnosti v moderním stavebnictví, Mety, Francie

Skladová hala firmy Siegrist Igor Carpenteria v Maggii, Švýcarsko

Administrativní budova Komunálních služeb ve městě Kirchheim unter Teck (renderování) | © MEDIA 4D GmbH

Administrativní budova Komunálních služeb ve městě Kirchheim unter Teck, Německo

Nová koncertní síň v La Roche-sur-Yon, Francie

Dřevěná střecha ze skládaných prken v Anoetě, Španělsko

Pavilon v Monbijouparku v Bernu, Švýcarsko

Most Krále Ludvíka v Kemptenu | © Konstruktionsgruppe Bauen AG

Most Krále Ludvíka v Kemptenu, Německo

Ukázkový projekt na náměstí Moritzplatz, Augsburg

Bytový dům BSH20A "Stories", Amsterdam, Nizozemsko

Doporučené produkty pro Vás

RFEM 6 | Hlavní program RFEM 6

RFEM 6

Hlavní program

3D MKP program nové generace slouží ke statickým výpočtům prutů, ploch a těles.

Cena první licence 4 170,00 USD

RFEM 6 | Posouzení

Posouzení dřevěných konstrukcí pro RFEM 6

Addon

Addon Posouzení dřevěných konstrukcí provádí posouzení únosnosti, použitelnosti a požární odolnosti dřevěných prutů podle různých norem.

Cena první licence 1 930,00 USD

RFEM 6 | Doplňkové analýzy

Stabilita konstrukce pro RFEM 6

Addon

Addon Stabilita konstrukce slouží k posouzení stability konstrukcí. Stanoví součinitele kritického zatížení a příslušné stabilitní tvary.

Cena první licence 1 300,00 USD

RSTAB 9 | Hlavní program RSTAB 9

RSTAB 9

Hlavní program

Moderní 3D program pro statické výpočty je vhodný pro statické a dynamické výpočty prutových konstrukcí a pro posouzení betonu, oceli, dřeva a dalších materiálů.

Cena první licence 2 910,00 USD

RSTAB 9 | Posouzení

Posouzení dřevěných konstrukcí pro RSTAB 9

Addon

Addon Posouzení dřevěných konstrukcí provádí posouzení únosnosti, použitelnosti a požární odolnosti dřevěných prutů podle různých norem.

Cena první licence 1 930,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Glued-Laminated Beam 2

Samostatný program

Posouzení dřevěných lepených lamelových nosníků o jednom nebo více polích podle Eurokódu 5 nebo DIN 1052

Cena první licence 1 120,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Continuous Beam 2

Samostatný program

Posouzení dřevěných jednoduchých, spojitých a Gerberových nosníků s konzolou nebo bez podle Eurokódu 5 nebo DIN 1052

Cena první licence 360,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Column 2

Samostatný program

Posouzení dřevěných sloupů s obdélníkovým a kruhovým průřezem podle Eurokódu 5 nebo DIN 1052

Cena první licence 360,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Purlin 2

Samostatný program

Posouzení dřevěných vaznic a spojitých nosníků podle Eurokódu 5 nebo DIN 1052

Cena první licence 360,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Frame 2

Samostatný program

Dřevěné konstrukce trojkloubových rámů se zubovitými spoji podle Eurokódu 5 nebo DIN 1052

Cena první licence 360,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Brace 2

Samostatný program

Posouzení dřevěných zpevňujících ztužení podle Eurokódu 5 nebo DIN 1052

Cena první licence 360,00 USD

RX-TIMBER 2 | Dřevěné konstrukce

RX-TIMBER Roof 2

Samostatný program

Posouzení dřevěných plochých, pultových a sedlových střech podle Eurokódu 5

Cena první licence 360,00 USD

RFEM 6 | Doplňkové analýzy

Analýza fází výstavby (CSA) pro RFEM 6

Addon

Pomocí addonu Analýza fází výstavby (CSA) lze v programu RFEM zohlednit proces výstavby konstrukcí (prutových, plošných a objemových).

Cena první licence 1 570,00 USD

RFEM 6 | Doplňkové analýzy

Vázané kroucení (7 stupňů volnosti) pro RFEM 6

Addon

Addon Vázané kroucení (7 stupňů volnosti) umožňuje zohlednit deplanaci průřezu jako další stupeň volnosti.

Cena první licence 1 480,00 USD

RFEM 6 | Posouzení

Analýza napětí-přetvoření pro RFEM 6

Addon

Addon Analýza napětí-přetvoření provádí obecnou analýzu napětí výpočtem stávajících napětí a jejich porovnáním s mezními napětími.

Cena první licence 1 210,00 USD

RFEM 6 | Posouzení

Posouzení železobetonových konstrukcí pro RFEM 6

Addon

Addon Posouzení železobetonových konstrukcí umožňuje různá posouzení podle mezinárodních norem. Lze v něm navrhovat pruty, plochy a sloupy a také provést posouzení na protlačení a deformace.

Cena první licence 2 550,00 USD

RFEM 6 | Posouzení

Posouzení ocelových konstrukcí pro RFEM 6

Addon

Addon Posouzení ocelových konstrukcí provádí posouzení únosnosti a použitelnosti ocelových prutů podle různých norem.

Cena první licence 2 550,00 USD

RFEM 6 | Posouzení

Posouzení zdiva pro RFEM 6

Addon

Addon Posouzení zdiva umožňuje posoudit zdivo metodou konečných prvků. Byl vyvinut v rámci výzkumného projektu DDMaS - Digitalizace návrhu zděných konstrukcí. Materiálový model simuluje nelineární chování kombinace cihel a malty s využitím makromodelování.

Cena první licence 1 660,00 USD

RFEM 6 | Posouzení

Posouzení hliníkových konstrukcí pro RFEM 6

Addon

Addon Posouzení hliníkových konstrukcí umožňuje posouzení mezního stavu únosnosti a použitelnosti hliníkových prutů podle různých norem.

Cena první licence 1 750,00 USD

RFEM 6 | Přípoje

Ocelové přípoje pro RFEM 6

Addon

Addon Ocelové přípoje pro RFEM vám umožňuje analyzovat ocelové přípoje pomocí MKP modelu. Vytvoření modelu probíhá zcela automaticky na pozadí a vy ho ovládáte jednoduchým a známým zadáváním komponent.

Cena první licence 2 110,00 USD

RSTAB 9 | Doplňkové analýzy

Stabilita konstrukce pro RSTAB 9

Addon

Addon Stabilita konstrukce provádí posouzení stability konstrukcí.

Cena první licence 1 300,00 USD

RSTAB 9 | Doplňkové analýzy

Vázané kroucení (7 stupňů volnosti) pro RSTAB 9

Addon

Addon Vázané kroucení (7 stupňů volnosti) umožňuje při výpočtu prutů zohlednit deplanaci průřezu jako další stupeň volnosti.

Cena první licence 1 480,00 USD

RSTAB 9 | Posouzení