Online manuály RFEM 6 / RSTAB 9 | Posouzení železobetonových konstrukcí

Zpět k online manuálům

960x

005936

Ann-Kathrin Dannwerth, B.Sc.

23.1.2025

Vybrat manuál

Přehled

Addon Posouzení betonových konstrukcí

Základy teorie

Parametry výpočtu

Zadání posouzení

Dimenzování,

Výsledky

Dokumentace

Přímý výpočet deformace

pomocí metody efektivní tuhosti (ESM)

1. Popis teoretického pozadí

Pro analýzu deformací v rámci návrhu betonových konstrukcí se používá analytický postup pro 2D konstrukce a 1D prvky, které jsou vystaveny normálovým silám a ohybovým momentům. Tento postup vychází ze stanovení efektivních tuhostí (metoda efektivní tuhosti) na úrovni průřezu s ohledem na stav trhlin, jakož i na efekty, jako je tension stiffening a jednoduché dlouhodobé účinky (smršťování a dotvarování).

1.1. Základní předpoklady materiálu a geometrie

Pro přímou analýzu deformací při návrhu betonových konstrukcí se předpokládá lineárně elastické chování v tlaku a lineárně elastické chování až do dosažení pevnosti v tahu. Takové předpoklady jsou pro posouzení použitelnosti dostačující. Pokud napětí překročí pevnost betonu v tlaku, probíhá rozvoj poškození podle EN 1992-1-1, čl. 7.3.4.
Výpočet je založen na jednoduchém izotropním modelu lomové mechaniky, který je definován samostatně pro oba směry výztuže. Podle EN 1992-1-1 se efektivní matice tuhosti materiálu vypočítá interpolací mezi nepoškozeným stavem (stav I) a porušeným stavem (stav II) podle čl. 7.4.3, rovnice (7.18). Železobeton je tak modelován jako ortotropní materiál. Přitom se zohledňují efekty jako tension stiffening a jednoduché dlouhodobé účinky (smršťování a dotvarování).
Výpočet matic tuhosti materiálu je implementován pro modely 2D-XY (u_z / φ_x / φ_y) a 3D. U 3D modelu se navíc v matici tuhosti zohledňuje vliv excentricit ideálních těžišť.

1.2. Vnitřní návrhové síly

Jak je uvedeno výše, výpočet tuhostí je založen na lineárně elastických předpokladech. Vnitřní síly se transformují kolmo ke směru výztuže ф a na obě povrchové strany s (horní a dolní). Získané vnitřní síly – ohybové momenty m_s,ф a normálové síly n_s,ф (torzní momenty jsou transformací eliminovány) – závisí na:
(a) typu modelu;
(b) výpočetním postupu;
(c) klasifikačním kritériu.

1.3. Kritický povrch

Pro určení kritického povrchu se každý směr výztuže ф posuzuje samostatně. Napěťový stav se analyzuje na spodním povrchu (ve směru lokální osy +z) a na horním povrchu (ve směru lokální osy -z). Jako rozhodující se považuje ten povrch, na kterém je větší tahové napětí v betonu. Vnitřní síly na kritických površích se označují jako n_ф a m_ф.

Normálová síla n_ф,s, transformovaná do směru výztuže ф, má pro oba povrchy stejnou hodnotu (n_ф = n_ф,oben = n_ф,dole). Proto nejsou normálové síly pro určení kritického povrchu rozhodující; posuzují se pouze ohybové momenty, aby se určil rozhodující povrch. Znaménka ohybových momentů m_ф,s se určují podle toho, zda momenty způsobují tah nebo tlak na daném povrchu. Kritický povrch je ten s větším ohybovým momentem (tedy povrch více namáhaný tahem).

Pro výpočet tuhostí se u kritického povrchu berou v úvahu pouze vnitřní síly n_ф a m_ф. Dosud se pojem „spodní povrch“ vztahoval na lokální osu +z. V dalším textu se však „spodní povrch“ vztahuje na rozhodující stranu povrchu.

1.4. Vlastnosti průřezu

Vlastnosti průřezu se určují pro oba směry výztuže a pro oba stavy průřezu c (porušený / neporušený). Pro stav I (neporušený průřez) se předpokládá lineárně elastické chování betonu v tahu. Pro stav II (porušený průřez) se pevnost betonu v tahu neuvažuje.

Výpočet geometrických parametrů je pro stav I nezávislý na vnitřních silách, takže je možné přímé určení. Pro stav II se hloubka neutrální osy vypočítává iterativně. Z numerických důvodů program používá minimální stupeň vyztužení ρ_min = 10^-4 pro oba rozhodující povrchy (horní i dolní), avšak pouze při kladné složce normálové síly. To znamená, že při absenci výztuže se uvažuje virtuální minimální plocha výztuže. Takto malá hodnota nemá významný vliv na výsledky (tuhosti).

Vypočtené ideální vlastnosti průřezu (vztažené na betonový průřez) v jednom směru výztuže ф a pro stav trhlin c jsou:
(a) moment setrvačnosti k ideálnímu těžišti I_c,ф
(b) moment setrvačnosti k geometrickému těžišti průřezu I_0,c,ф
(c) plocha průřezu A_c,ф
(d) excentricita ideálního těžiště e_c,ф

1.5. Dlouhodobé účinky

Smršťování a dotvarování jsou časově závislé vlastnosti betonu. Podle EN 1992-1-1 je nutné dlouhodobé účinky posuzovat samostatně.

1.5.1. Dotvarování

Účinky dotvarování se zohledňují snížením modulu pružnosti betonu E_c, přičemž se používá efektivní součinitel dotvarování ϕ_eff podle EN 1992-1-1, rovnice (7.20):

E_{c, eff} = \frac{E_{cm}}{1 + φ}

Účinný modul pružnosti podle k 7.4.3 (5) Rovnice 7.20

1.5.2. Smršťování

Při výpočtu průhybu podle EN 1992-1-1 existují dva aspekty, které jsou ovlivněny účinky smršťování.

1.5.2.1. Snížení tuhosti materiálu
Tuhost materiálu v každém směru výztuže φ se snižuje tzv. součinitelem vlivu smršťování k_sh,c,φ. Pro oba stavy trhlin c (porušený / neporušený) se smršťovací normálové síly n_sh,c,φ a ohybové momenty m_sh,c,φ stanoví z volné smršťovací deformace ε_sh:

n_{sh, ϕ} = - ε_{sh} \cdot E_{s} (a_{s 1} + a_{s 2})

m_{sh, ϕ} = n_{sh} \cdot e_{sh}

m_sh,φ	Přídavný moment ze smršťování v těžišti ideálního průřezu ve směru výztuže ф
n_sh,φ	Přídavná osová síla způsobená smršťováním ve směru výztuže ф
a_S1	Dolní plocha výztuže
a_S2	Horní plocha výztuže
E_s	Modul pružnosti výztužné ocele
ε_sh	Smyková přetvoření
e_sh	Excentricita sil smršťování (stav I a stav II) z těžiště ideálního průřezu

Přídavná normálová síla a moment v důsledku smršťování ve výztuži

Diagram znázorňující rozložení osových sil Nsh a momentů Msh na konstrukčním prvku.

Analýza vnitřních sil: N_sh a M_sh

Obr. 1.1: Vnitřní síly n_sh,ф a m_sh,ф
Pomocí těchto vnitřních sil od smršťování se vypočítá dodatečná křivost κ_sh,c,ф v analyzovaném bodě – bez vlivu okolního modelu. Následně se určí součinitel vlivu smršťování

k_{sh, c, ϕ} = (κ_{sh, c, ϕ} + κ_{ϕ}) / κ_{ϕ}

κ_ф	Zakřivení vyvolané vnějším zatížením bez vlivu smršťování ve směru výztuže
κ_sh,c,φ	Zakřivení vyvolané smršťováním (a uspořádáním výztuže) bez vlivu dotvarování ve směru výztuže

Zakřivení vyvolané smršťováním (a uspořádání výztuže) bez vlivu dotvarování ve směru výztuže

Součinitel k_sh,c,ф je omezen na interval k_sh,c,ф∈ (1, 100). Tuhost tedy nesmí být vlivem k_sh,c,ф snížena o více než 100násobek (z numerických i fyzikálních důvodů). Minimální hodnota k_sh,c,ф = 1,0 znamená, že vliv smršťování nelze uvažovat, pokud má opačnou orientaci než křivost κ_d vyvolaná zatížením. Je-li smršťování deaktivováno, odpovídá součinitel k_sh,c,ф = 1,0.
Vliv smršťování na membránovou tuhost se neuvažuje.

1.5.2.2. Výpočet distribučního součinitele
Druhý vliv smršťování se týká výpočtu distribučního součinitele (parametru poškození) ζ podle EN 1992-1-1, čl. 7.4.3, rovnice (7.18). Následující kapitola popisuje distribuční součinitel podrobně.

1.6. Distribuční součinitel

Výpočet distribučního součinitele ζ_d je uveden pro směr výztuže ф. Nejprve program vypočítá maximální tahové napětí v betonu σ_max,ф za předpokladu lineárně elastického chování materiálu. Pokud jsou aktivovány dlouhodobé účinky (dotvarování nebo smršťování), musí se maximální napětí vypočítat dvakrát, jinak pouze jednou.

Krátkodobý výpočet: Ověřuje, zda trhliny vznikají bezprostředně po zatížení.
Dlouhodobý výpočet: Zohledňuje chování trhlin s vlivem dotvarování nebo smršťování na konci posuzovaného časového období.

Výpočetní kroky:
Při aktivovaném dotvarování: Vypočítají se krátkodobé geometrické parametry a maximální napětí.
Při aktivovaném smršťování: Stačí přepočítat pouze krátkodobé napětí. Poté se konečné maximální napětí σ_max,ф určí jako maximum z dlouhodobého napětí σ_max,lt,ф a krátkodobého napětí σ_max,st,ф.

σ_{\max, lt, φ} = \frac{n_{φ} + n_{sh, φ}}{A_{I, φ}} + \frac{m_{φ} - n_{φ} \cdot (z_{I, φ} - h / 2) + m_{sh, I, φ}}{I_{I, φ} \cdot (h - z_{I, φ})}

σ_{\max, st, φ} = \frac{n_{φ}}{A_{I, st, φ}} + \frac{m_{φ} - n_{φ} \cdot (z_{I, st, φ} - h / 2)}{I_{I, st, mo>mrow>ho> φ /mo>/mo>/mo>/mo>} mo>₂/m>mo>/mi>mrow> - z_{I, st, φ})} /mo>)mrow> mrow>σ_{\max, φ} = \max (σ_{\max, st, φ}, σ_{\max, lt, φ})

n_ф	Osová síla vlivem vnějšího zatížení
n_sh,ф	Přídavná osová síla v důsledku smršťování
m_ф	Moment od vnějšího zatížení
m_sh,I,φ	Přídavný moment způsobený smršťováním ve stavu I
h	Výška průřezu
z_I,φ	Vzdálenost středu ideálního průřezu od povrchu betonu v tlaku ve stavu I
A_I,φ	Ideální plocha průřezu ve stavu I
I_I,φ	Ideální moment setrvačnosti ve stavu I
z_I,st,φ	Vzdálenost těžiště ideálního průřezu od povrchu betonu v tlaku ve stavu I ve směru výztuže ф, krátkodobé zatížení
A_I,st,ф	Ideální plocha průřezu ve stavu I ve směru výztuže ф, krátkodobé zatížení
I_I,st,φ	Ideální moment setrvačnosti ve stavu I ve směru výztuže ф, krátkodobé zatížení

Konečné maximální napětí

Vliv smršťovací síly na maximální tahové napětí σ_max,ф je zohledněn dodatečnými vnitřními silami od smršťování. Výpočet distribučního součinitele ζ_d,ф závisí na tom, zda je při výpočtu deformací podle EN 1992-1-1 uvažováno tension stiffening.

1.6.1. Distribuční součinitel ζ_d,ф s uvažováním tension stiffening

Pro σ_{\max, ф} > f_{ctm} : ζ_{d, ϕ} = 1 - β \cdot {(\frac{fctm}{σ_{maxϕ}})}^{n}

a pro σ_{\max, ф} \leq f_{ctm} : ζ_{d, ϕ} = 0

β	Parametr zohledňující dobu působení zatížení
f_ctm	Střední pevnost v tahu
n	= 2 pro EN 1992-1-1

Součinitel distribuce ζ se zohledněním napětí

1.6.2. Distribuční součinitel ζ_d,ф bez uvažování tension stiffening

1.6.3. Zjištění stavu trhlin

Zjištění stavu trhlin lze nastavit v konfiguraci použitelnosti (Serviceability Configuration). K dispozici jsou následující možnosti:
(a) stav trhlin se vypočítá na základě příslušného zatížení;
(b) stav trhlin na základě příslušné charakteristické kombinace (CO) návrhové situace SLS;
(c) stav trhlin jako obálka ze všech návrhových situací SLS;
(d) stav trhlin nezávisle na zatížení.

Rozhraní zobrazující nastavení konfigurace pro detekci stavu trhlin s technickými parametry.

Konfigurace mezního stavu použitelnosti | Detekce stavu trhlin

Obr. 1.2: Konfigurace použitelnosti
Je-li zvolena možnost Stav trhlin se vypočítá na základě příslušného zatížení, pak se stav trhlin (distribuční součinitel ζ_d) určuje pouze na základě aktuálního zatížení (kombinace zatížení).
Je-li zvolena možnost Stav trhlin na základě příslušné charakteristické kombinace (CO) návrhové situace SLS, pak se distribuční součinitel ζ_d vypočítá jako maximum ze všech příslušných zatížení. Příslušná zatížení lze definovat v zadání kombinace zatížení.

Odpovídající kombinace zatížení

Obr. 1.3: Příslušná zatížení
Je-li zvolena možnost Stav trhlin jako obálka ze všech návrhových situací SLS, pak se distribuční součinitel ζ_d vypočítá jako maximum ze všech návrhových situací. Je-li zvolena možnost Stav trhlin nezávisle na zatížení, je distribuční součinitel vždy 1,0.

1.6.4. Návrhové situace

Obecně se průhyb počítá pro kvazistálá zatížení. Je však možné zvolit požadované návrhové situace (v konfiguraci použitelnosti, možnost Vlastní přiřazení typu návrhové situace), pro které se má průhyb vypočítat.
Lze vybrat následující typy návrhových situací použitelnosti:
- kvazistálá,
- častá,
- charakteristická.
Pro každý typ lze stanovit mezní hodnotu průhybu (viz Obr. 1.2). Kromě toho se požadované návrhové situace stanovují i pro návrh betonových konstrukcí.

Uživatelské rozhraní zobrazující konfigurovatelné parametry navrhování betonových konstrukcí s technickými možnostmi.

Nastavení návrhu pro navrhování betonových konstrukcí

Obr. 1.4: Nastavení návrhových situací pro návrh betonových konstrukcí
Pro zjištění stavu trhlin (zejména při volbě, zda se zjištění provede z příslušných zatížení nebo ze všech návrhových situací použitelnosti) je rozhodující nastavení v návrhu betonových konstrukcí.
Jinými slovy:
- Pokud je návrhová situace v konfiguraci použitelnosti deaktivována, ale v nastavení návrhu betonových konstrukcí aktivována, bude tato návrhová situace zohledněna.
- Pokud je návrhová situace v konfiguraci použitelnosti aktivována, ale v nastavení návrhu betonových konstrukcí deaktivována, tato návrhová situace zohledněna nebude.

1.7. Vlastnosti průřezu pro analýzu deformací

V matici tuhosti materiálu D pro analýzu deformací potřebuje program vlastnosti průřezu v každém směru výztuže v závislosti na stavu trhlin. Jsou to:
(a) moment setrvačnosti k ideálnímu těžišti I_ф;
(b) moment setrvačnosti k geometrickému těžišti průřezu I_0,c;
(c) ideální plocha průřezu A_ф;
(d) excentricita ideálního těžiště e_ф vzhledem ke geometrickému těžišti.
Střední přetvoření ε_ф a střední křivost κ_ф se vypočítají interpolací mezi porušeným a neporušeným stavem podle EN 1992-1-1, rovnice (7.18):

ε_{ϕ} = ζ_{d, ϕ} \cdot ε_{II, ϕ} + (1 - ζ_{d, ϕ}) \cdot ε_{I, ϕ}

κ_{ϕ} = ζ_{d, ϕ} \cdot κ_{II, ϕ} + (1 - ζ_{d, ϕ}) \cdot κ_{I, ϕ}

Střední přetvoření a střední zakřivení

Deformace v neporušeném a porušeném stavu c (stav I a II) se vypočítají podle následujících rovnic:

ε_{c, ϕ} = \frac{n_{ϕ}}{E \cdot A_{c, ϕ}}

κ_{c, ϕ} = k_{sh, c, ϕ} \cdot \frac{m_{ϕ} - n_{ϕ} \cdot e_{c, ϕ}}{E \cdot I_{c, ϕ}}

c. deformace ve stavu bez trhlin a ve stavu s trhlinami

Ideální vlastnosti průřezu se počítají k ideálnímu těžišti průřezu. Vliv smršťování se zohledňuje součinitelem k_sh,c,ф:

A_{f, ϕ} = \frac{A_{I, ϕ} \cdot A_{II, ϕ}}{ζ_{d, ϕ} \cdot A_{I, ϕ} + (1 - ζ_{d, ϕ}) \cdot A_{II, ϕ}}

I_{f, ϕ} = \frac{I_{I, ϕ} \cdot I_{II, ϕ}}{ζ_{d, ϕ} \cdot I_{I, ϕ} \cdot k_{sh, II, ϕ} + (1 - ζ_{d, ϕ}) \cdot I_{III, ϕ} \cdot k_{sh, I, ϕ}}

Vlastnosti ideálních průřezů s vlivem smršťování

Pokud je normálová síla různá od nuly, vlastnosti průřezu se počítají ke geometrickému těžišti průřezu s ohledem na excentricitu:

e_{f, ϕ} = \frac{m_{ϕ} - κ_{ϕ} \cdot E \cdot I_{ϕ}}{n_{ϕ}}

I_{0, f, ϕ} = I_{ϕ} + A_{ϕ} \cdot e_{ϕ}^{2}

Vlastnosti průřezu související s geometrickým středem průřezu pomocí excentrity

1.8. Matice tuhosti materiálu D (pruty)

Axiální tuhost EA a tuhost v ohybu EI_y,0 se v jednom směru výztuže ф = 1 (ve směru prutu) vypočítají takto:

{EA}_{f} = E_{c, eff} \cdot A_{f}

{EI}_{y, 0, f} = E_{c, eff} \cdot I_{y, 0, f}

Osová tuhost a ohybová tuhost

1.9. Matice tuhosti materiálu D (plochy)

Při výpočtu vlastností průřezu se počáteční hodnota Poissonova poměru ν_init v obou směrech nezávisle snižuje podle následující rovnice:

ν_{ϕ} = (1 - ζ_{d, ϕ}) \cdot ν_{init}

Průřezové charakteristiky

Matice tuhosti materiálu se vypočítá podle teorie pro ortotropní plochy.

1.9.1. Tuhost v ohybu - desky a stěny

Tuhosti v ohybu ve směrech výztuže ф se stanoví takto:
Pro stěny:

D_{d, d} = \frac{I_{0, f, d} \cdot E_{c, eff}}{1 - ν_{1} \cdot ν_{2}}

d	= {1,2} podle směru

Ohybové tuhosti ve směru výztuže ф pro skořepiny

Pro desky:

D_{d, d} = \frac{I_{f, d} \cdot E_{c, eff}}{1 - ν_{1} \cdot ν_{2}}

d	= {1,2} podle směru

Ohybová tuhost ve směrech vyztužení ф pro desky

Nediagonální složka matice tuhosti materiálu je pro desky i stěny shodná:

D_{1, 2} = D_{2, 1} = \sqrt{ν_{1} \cdot ν_{2} \cdot D_{1, 1} \cdot D_{2, 2}}

Nediagonální složka matice tuhosti materiálu pro desky a skořepiny

U stěn se rozdíly v ohybových tuhostech způsobené momenty setrvačnosti vyrovnávají excentrickými složkami v matici tuhosti materiálu.

1.9.2. Torzní tuhost desek a stěn

Prvky matice tuhosti se pro desky a stěny vypočítají takto:

D_{3, 3} = \frac{1 - \sqrt{v_{1} \cdot ν_{2}}}{2} \cdot \sqrt{D_{1, 1} \cdot D_{2, 2}}

Matice tuhosti pro desky a skořepiny

1.9.3. Smyková tuhost desek a stěn

Prvky matice tuhosti pro smyk se při analýze deformací nesnižují. Určují se ze smykového modulu G ideálního průřezu a výšky průřezu h. Výraz je pro stěny i desky shodný:

D_{3 + d, 3 + d} = 5 / 6 \cdot G \cdot h

d	= {1,2} podle směru

Matice tuhosti pro smyk z posouvu

1.9.4. Membránová tuhost stěn

Membránové tuhosti ve směrech výztuže ф se vypočítají takto:

D_{5 + d, 5 + d} = \frac{A_{f, d} \cdot E_{c, eff}}{1 - ν_{1} \cdot ν_{2}}

d	= {1,2} podle směru

Tuhosti membrán ve směrech výztuže

Nediagonální část matice tuhosti materiálu je určena:

D_{6, 7} = D_{7, 6} = \sqrt{ν_{1} \cdot ν_{2} \cdot D_{6, 6} \cdot D_{7, 7}}

Nediagonální část matice tuhosti materiálu

Podíl složky smykové tuhosti je:

D_{8, 8} = G \cdot h

Složka smykové tuhosti matice tuhosti materiálu

1.9.5. Excentricita – stěny

Prvky matice tuhosti pro excentricitu těžiště (ideální průřez) ve směru výztuže ф se vypočítají takto:

D_{d, d + 5} = D_{d + 5, d} = D_{5 + d, 5 + d} \cdot e_{f, d}

d	= {1,2} podle směru

Elementy matice tuhosti pro excentricitu těžiště (ideální průřez) ve směru výztuže

Nediagonální část matice tuhosti materiálu je určena:

D_{1, 7} = \frac{\sqrt{ν_{1} \cdot ν_{2}}}{2} \cdot (e_{f, 1} + e_{f, 2}) \cdot \sqrt{D_{6, 6} \cdot D_{7, 7}}

Nediagonální složka matice tuhosti materiálu

Složka excentricity pro torzi se vypočítá takto:

D_{3, 8} = \frac{1}{2} \cdot G \cdot h \cdot (e_{f, 1} + e_{f, 2})

Složky excentricity pro kroucení

1.9.6. Test na pozitivní definitnost

Pozitivní definitnost matice tuhosti materiálu D se testuje pomocí upraveného SYLVESTEROVA kritéria (s přihlédnutím k nulovým blokům).
Pokud matice tuhosti D není pozitivně definitní, nediagonální složky matice tuhosti materiálu se postupně nastavují na nulu. V krajním případě zůstanou zachovány pouze kladné složky hlavní diagonály.

1.10. Výpočet průhybů

Průhyby objektu (prutu nebo plochy) se určují pomocí předem vypočtené matice tuhosti D. Návrhový poměr (Design Ratio) se vypočítá z průhybu a mezní hodnoty.

1.10.1. Příslušné zatížení

Je-li příslušné zatížení přiřazeno hlavnímu zatížení, vypočítá se konečný průhyb jako součet jednotlivých hodnot. Hlavní kombinace zatížení se vypočítá bez časově závislých vlastností (dotvarování a smršťování), a měla by proto být krátkodobá (častá nebo charakteristická). Příslušná kombinace zatížení se naopak vždy počítá s časově závislými vlastnostmi a měla by proto být dlouhodobá (kvazistálá). Je-li přiřazeno více než jedno příslušné zatížení, zohlední se to s nejvyšší hodnotou průhybu.
Celkový průhyb se vypočítá takto:

u_{z} = u_{z, tot, QP, lt} + (u_{z, tot, st} - u_{z, tot, QP, st})

u_z,tot,QP,lt	Dlouhodobý průhyb (s dotvarováním a smršťováním) kvazistálého zatížení
u_z,tot,QP,st	Krátkodobé průhyby (bez dotvarování a smršťování) pro kvazistálé zatížení
u_z,tot,st	Krátkodobý průhyb (bez dotvarování a smršťování) současného (častého nebo charakteristického) zatížení

Celkový průhyb

1.11 Rozdíly mezi RFEM 5 a RFEM 6

Výpočet výšky betonové tlakové zóny
V RFEM 5 se výška betonové tlakové zóny vypočítává na základě čisté výšky průřezu, zatímco v RFEM 6 se používá hrubá výška průřezu. Tento postup zajišťuje rychlejší a přehlednější výpočet, který také umožňuje lepší dohledatelnost výsledků. Díky tomuto zjednodušení zůstává přesnost výpočtu na vysoké úrovni, takže výsledky se v praxi výrazně neliší. RFEM 6 tak nabízí efektivnější řešení při zachování přesných výsledků.

Distribuční součinitel výztuže
Distribuční součinitel, který popisuje rozdělení napětí v průřezu, byl v RFEM 5 určován výhradně na základě napětí působícího v dlouhodobém režimu. To znamená, že bylo uvažováno pouze napětí, které působí po delší dobu. V RFEM 6 byl výpočetní přístup dále rozvinut, takže se nyní zohledňuje maximum jak z dlouhodobého, tak z krátkodobého napětí. Tato změna zajišťuje realističtější zobrazení skutečných napěťových poměrů v průřezu.

Nadřazená kapitola

Omezení deformací

Další odkazy

Model železobetonového nosníku vystaveného tečení a smršťování

Přímá analýza deformací železobetonového nosníku se zohledněním dotvarování a smršťování

Nastavení výpočtu deformací v modulu RF-CONCRETE Deflect

Rozdělovací součinitel ζ při výpočtu deformací železobetonových dílců