EN 1992-1-1, 5.8.6
Drugi przypadek obliczeniowy jest przeprowadzany zgodnie z ogólną metodą obliczeń EC 2 dla prętów ściskanych według teorii II rzędu.
W celu porównania wyników tworzony jest nowy przypadek dla EN 1992-1-1, 5.8.6. Ponieważ potrzebujemy niewielkiej ilości danych wejściowych, po prostu skopiujmy pierwszy przypadek obliczeniowy do menu Pręty RF-CONCRETE
- Plik → Kopiuj przypadek .
W oknie 1.1 Dane ogólne należy dostosować [Ustawienia] do obliczeń.
Dobór ogólnej metody prętów metodą ściskania osiowego jest przeprowadzany według teorii drugiego rzędu.
Nieliniowy wymiarowy stan końcowy dla elementów ściskanych według EN 1992-1-1, 5.8.6, oparty jest na podzielonej koncepcji bezpieczeństwa (patrz rozdział 2.4.7.2 ). W związku z powyższym należy obliczyć przy użyciu wartości średnich parametrów materiałowych dla metody Uodpornienia na rozciąganie . Częściowy współczynnik bezpieczeństwa γc wpływa bezpośrednio na zastosowaną wytrzymałość na rozciąganie: f ct, R = α ⋅ f ct / γ c . Dotyczy to również modułu sprężystości betonu.
Parametry w zakładce Parametry iteracji pozostają niezmienione.
In [14] wymagane zbrojenie A s, tot = 51,0 cm 2 jest obliczane przy użyciu podobnej metody obliczeniowej zgodnie z DIN 1045-1, 8.6.1. W celu porównania tych wyników z obliczeniami prętów RF-CONCRETE zgodnie z EN 1992-1-1, 5.8.6, w zbrojeniu 1.6 zbrojenie minimalne zostaje zmienione na A s, górna = A s, dół = 25 cm 2 .
Teraz modyfikacje są zakończone i możemy uruchomić [Obliczenia].
Dla wybranego zbrojenia uzyskuje się współczynnik bezpieczeństwa γ wynoszący 1,730 dla utwierdzonego położenia (dla porównania: γ = 1,995 dla obliczeń według EN 1992-1-1, 5.7).
Poniższy rysunek porównuje odkształcenia wyznaczone według teorii drugiego rzędu i obu nieliniowych metod obliczeń.
Wyniki można zilustrować za pomocą wykresu interakcji MN. Oprócz rezystancji przekroju (zweryfikowanych wartości kwantyli) rysunek 9.49 przedstawia krzywe wydajności dla obliczeń według liniowej analizy statycznej i analizy drugiego rzędu dla liniowego zachowania się materiału, a także według analizy drugiego rzędu dla nieliniowe zachowanie się materiału.
W przypadku naszego smukłego elementu ściskanego obliczenia według analizy II rzędu odbiegają już od obliczeń według liniowej analizy statycznej przy zastosowaniu niskiego poziomu obciążenia. Fizyczna nieliniowość staje się zauważalna tylko dla wyższego poziomu obciążenia, ale następuje bardzo szybko. Na koniec kolumna ulega uszkodzeniu z powodu utraty stateczności z powodu silnej redukcji sztywności występującej w tym procesie.
Jeżeli nieliniowa zależność od materiału nie jest uwzględniana, obliczenia przekrojów sił wewnętrznych KO1 według analizy II rzędu (fizycznie liniowe) stanowią wymagane zbrojenie A s, tot = 2 ⋅ 5,27 = 10,54 cm 2
Faktycznie wymagane zbrojenie jest zatem wyraźnie niedoszacowane. Obliczenia momentu i siły osiowej na podstawie obliczeń fizycznych nieliniowych prowadziłyby również do zbrojenia podtorza. Wynik dla M y = 195,22 kNm i N = -599,39 kN byłby zbrojeniem wymaganym dla A s, tj = 2 × 7,15 = 14,30 cm 2 . Wynika to z faktu, że siły wewnętrzne są obliczane w zależności od zastosowanego zbrojenia. Kolumna ulega jednak uszkodzeniu, zanim zostanie osiągnięta nośność ostateczna przekroju. W naszym przykładzie dzieje się to na moment około 441,5 kN. W oddziaływaniu z siłą osiową uzyskujemy zbrojenie A- s, wymagane = 2 ⋅ 25,40 = 50,80 cm 2 .