1. Rozmieszczenie elementów konstrukcyjnych

1.1 Dane wyjściowe

A= 10,0 m

B= 12,2 m

H= 3,60 m

q= 7,6 kN/m²

2. Ustalenie liczby przęseł płyty jednokierunkowo-zbrojonej

l_p=(1,50 2,50) m

$$\frac{A}{2,1} = \frac{10,0}{2,1} = 4,76$$

Przyjęto n=5 przęseł.

l_p=$\frac{10,0}{5} = 2,0\ m$

Przyjęto długość przęseł pośrednich l_pp= 2,10 m

Długość przęseł skrajnych :

l_ps= 0,5 ∙ (10,0 - 3∙2,1) = 1,85 m

Sprawdzenie czy płyta może być projektowana jako element jednokierunkowo zginany:

2,91 ≥ 2,0

Warunek spełniony.

1. Wstępne wymiarowanie konstrukcji

2.1 Poz. 1. Płyta jednokierunkowo zginana

Przyjęto l_eff = l_pp = 2,1 m

$$d \geq \frac{210}{25} = 8,4\ \text{cm}$$

Przyjęto wstępnie a₁ = 3,0 cm

h ≥ d + a₁ = 8,4 + 3,0= 11,4 cm

Przyjęto h = 12 cm

Zestawienie wyników wstępnego wymiarowania dla pozycji nr 1 [ cm ] :

d	8,0
h	12,0
a1	3,0
b	100

2. Poz. 2. Żebro

Przyjęto l_eff = 1,05 ∙ 0,5B = 1,05 ∙ 0,5 ∙ 1220 = 640 cm

$$d \geq \frac{640}{20} = 32,0\ \text{cm}$$

Przyjęto wstępnie a₁ = 4,0 cm

h ≥ d + a₁ = 32,0 + 4,0 = 36,0 cm

Przyjęto wysokość żebra :

h = 60 cm

Szerokość żebra :

b = ($\frac{1}{2,5} \div \frac{1}{3})\ h = \left( 24,0 \div 20,0 \right)\text{cm}$

Przyjęto szerokość :

b = 24 cm

Zestawienie wyników wstępnego wymiarowania dla pozycji nr 2 [ cm ] :

d	32,0
h	60,0
a1	4,0
b	24,0

2. Poz. 3. Podciąg

Przyjęto l_eff = 1,05 ∙ 0,5A = 1,05 ∙ 0,5 ∙ 1000 = 525 cm

$$d \geq \frac{525}{18} = 30,0\ \text{cm}$$

Przyjęto wstępnie a₁ = 5,0 cm

h ≥ d + a₁ = 30,0 + 5,0 = 35,0 cm

Przyjęto wysokość podciągu :

h = 70 cm

Szerokość podciągu :

b = ($\frac{1}{2,5} \div \frac{1}{3})\ h = \left( 28,0 \div 23,33 \right)\text{cm}$

b = 28 cm

Zestawienie wyników wstępnego wymiarowania dla pozycji nr 3 [ cm ] :

d	30,0
h	70,0
a1	5,0
b	28,0

2.4. Poz. 4. Słup

Przyjęto wstępnie b = h = b_podciągu = 28,0 cm

2.5. Poz. 5. Stopa fundamentowa

Przyjęto wstępnie :

h = 60,0 cm

B = L =D= 150,0 cm

3. Projekt wstępny

3.1. Dobór materiałów

3.1.1. Beton

Klasa ekspozycji betonu - XC1

Przyjęto klasę betonu C 20/25

Charakterystyczna wytrzymałość na ściskanie:

f_ck= 20,0 MPa

Współczynnik uwzględniający efekty długotrwałe oraz niekorzystne wpływy, wynikające ze sposobu przyłożenia obciążenia:

α_cc= 1,0

Współczynnik częściowy dla trwałej sytuacji obliczeniowej:

γ_c= 1,4

Obliczeniowa wytrzymałość na ściskanie:

3.1.2. Stal

Przyjęto stal klasy A-IIIN B500SP

Charakterystyczna granica plastyczności:

f_yk= 500 MPa

Współczynnik częściowy dla trwałej sytuacji obliczeniowej:

γ_s= 1,15

Obliczeniowa granica plastyczności:

4. Poz.1. Zebranie obciążeń

Lp.	Wyszczególnienie [kN/m^3 ∙m]	Wartość charakterystyczna [kN/m^2]	Współczynnik γf	Wartość obliczeniowa [kN/m^2]
1.	Posadzka cementowa 19∙0,02	0,380	1,35	0,513
2.	Warstwa wyrównawcza 19∙0,03	0,570	1,35	0,770
3.	Styropian 0,45∙0,05	0,023	1,35	0,031
4.	Płyta żelbetowa 25∙0,12	3,000	1,35	4,05
I.	Obciążenia stałe	3,973	1,35	5,364
II.	Obciążenia zmienne	7,600	1,50	11,400

4. Poz.1. Obliczenia statyczne

   1. Schemat statyczny

Rys. Schemat statyczny Poz. 1.

Efektywna długość przęseł pośrednich:

l_eff,p= l_pp= 2,10 m

Efektywna długość przęseł skrajnych:

l_eff,s= l_ps+a_n

a_n= min{ 0,5h ; 0,5t} = min {0,5∙0,12 ; 0,5∙ 0,38} = 0,06 m

stąd :

l_eff,s= 1,85 + 0,06= 1,91 m

1. Wyniki obliczeń statycznych

Obliczenia przeprowadzono przy użyciu programu Soldis.

Wyniki zamieszczono w załączniku.

4. Poz. 1. SGN

   1. Ustalenie grubości otuliny zbrojenia i wysokości użytecznej przekroju

Przyjęto:

- klasa konstrukcji S4,

- klasa ekspozycji XC1,

- klasa odporności pożarowej D,

- klasa odporności ogniowej R30,

- średnica zbrojenia –Φ = 8 mm

- nominalny, maksymalny wymiar ziaren kruszywa – d_g= 16 mm

Otulina minimalna:

Minimalne otulenie ze względu na przyczepność:

C_min,b { Φ dla d_g ≤ 32 mm ; Φ + 5 mm dla d_g> 32 mm}

C_min,b = 8 mm

Minimalne otulenie ze względu na warunki środowiska:

C_min,dur= 15 mm

Składnik dodawany ze względu na bezpieczeństwo:

Δc_dur,y= 0

Zmniejszenie minimalnego otulenia ze względu na stosowanie stali nierdzewnej:

Δc_dur,st= 0

Zmniejszenie minimalnego otulenia ze względu na stosowanie dodatkowej ochrony betonu:

Δc_dur,add= 0

Obliczenie otuliny minimalnej:

C_min= max { c_min,b ; c_min,dur + Δc_dur,y ; Δc_dur,st - Δc_dur,add ; 10 mm} = 15 mm

Sprawdzenie i ewentualna korekta otuliny z uwagi na wymagania przeciwpożarowe

Minimalna osiowa odległość zbrojenia do powierzchni przekroju:

a= c_min + $\frac{\Phi}{2}$ = 15 + 4 ≥ a_min = 10

Uwzględnienie odchyłek otulenia w obliczeniach:

Δc_der = 10 mm

Obliczenie otuliny nominalnej:

c_nom= c_min + Δc_der = 15 + 10 = 25 mm

Obliczenie wysokości użytecznej:

a₁ = c_nom +$\frac{\Phi}{2}$ = 25 +4 = 29 mm

d = h – a₁ = 12,0 – 2,9 = 9,1 cm

1. Zbrojenie główne – przęsła

Obliczeniowy moment zginający:

M_Ed = 4,633 kNm

Parametry metody uproszczonej:

λ = $\left\{ \begin{matrix} 0,8\ \ \ ,\text{dla}\ \ \leq 50\ MPa \\ 0,8\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd λ = 0,8

η = $\left\{ \begin{matrix} 1,0\ \ \ ,\text{dla}\ \ \leq 50\ MPa \\ 1,0\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd η = 1,0

Względny moment zginający:

S_C = $\frac{4,633}{1,0 \bullet 14300 \bullet 1,000 \bullet 0,091 \bullet 0,091}$ = 0,039

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d= ∙ 9,1 = 4,49 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d= ( 1 – $\sqrt{1 - 2 \bullet 0,039}$ ) ∙ 9,1 = 0,36 cm < X_eff,lim = 4,49 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d- 0,5∙ x_eff = 9,1 – 0,5∙ 0,36 = 8,92 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{4,633}{0,0892 \bullet 435000}$ = 1,19 cm⁴

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na kruche zniszczenie:

A_s1,min = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{f_{\text{ctm}}}{f_{\text{yk}}} \bullet b \bullet d \\ 0,0013\ \bullet b \bullet d \\ \end{matrix} \right.\ $ = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \frac{1,9}{500} \bullet 100 \bullet 9,1 \\ 0,0013 \bullet 100 \bullet 9,1 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 1,18 cm²

Maksymalne pole przekroju zbrojenia:

A_s1,max = 0,04 ∙ A_c = 0,04∙ b ∙ h = 0,04∙100∙12 = 48,00 cm²

Wymagany zostaw prętów:

s ≤ $\frac{A_{s}^{\Phi 8}}{A_{s1,\text{rqd}}}$ = $\frac{0,502}{1,18\ }$ = 42,5 cm

Rozstaw maksymalny:

s_{max, slabs} = $\left\{ \begin{matrix} 2h = 2 \bullet 12 = 24,0\ \text{cm} \\ 25,0\ \text{cm} \\ \end{matrix} \right.\ $ = 24,0 cm

Przyjęcie zbrojenia:

przyjęto : s = 20 cm

A_s1,prov = $\frac{A_{s}^{\Phi 8}}{s}$ = $\frac{0,502}{0,20}$ = 2,51 cm²

Przyjęto zbrojenie: Φ8- AIIIN co 20 cm

Obliczeniowy moment zginający w osi podpór pośrednich:

M_Ed = 5,988 kNm

Skorygowany moment zginający:

M’_Ed = M_Ed – 0,125 ∙ F_Ed,Sup ∙ t= 5,988 – 0,125∙ ( 0,087+ 30,655)∙ 0,2 = 5,219 kNm

Parametry metody uproszczonej:

λ =0,8

η = 1,0

Wysokość skorygowana:

h’ = h +$\frac{1}{6}$ ∙ b = 11 + $\frac{1}{6}$ ∙ 40 = 17,67 cm

Skorygowana wysokość użyteczna:

d’ = h’ –a₁ = 17,67 -2,9 = 14,77 cm

Względny moment zginający:

S_C = $\frac{5,219}{1,0 \bullet 14300 \bullet 1,0 \bullet {0,1477}^{2}}$ = 0,017

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d’ =∙ 14,77 = 5,43 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d’ = ( 1 – $\sqrt{1 - 2\ \bullet 0,017}$ ) ∙14,77 = 0,25 cm < X_eff,lim = 5,43 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d’ - 0,5∙ x_eff = 14,77 -0,5∙ 0,25 = 14,64 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}'}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{5,233}{0,1464 \bullet 435000}$ = 0,82 cm⁴

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na kruche zniszczenie:

A_s1,min = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{f_{\text{ctm}}}{f_{\text{yk}}} \bullet b \bullet d' \\ 0,0013\ \bullet b \bullet d' \\ \end{matrix} \right.\ $ = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{1,9}{500}\ \bullet 100 \bullet 14,77 \\ 0,0013 \bullet 100 \bullet 14,77 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 1,92 cm²

Maksymalne pole przekroju zbrojenia:

A_s1,max = 0,04 ∙ A_c = 0,04∙ b ∙ h= 0,04 ∙ 100∙ 12= 48,00 cm²

Wymagany zostaw prętów:

s ≤ $\frac{A_{s}^{\Phi 8}}{A_{s1,rqd}}$ = $\frac{0,502}{1,22}$ = 41,1 cm

Rozstaw maksymalny:

s_{max, slabs} = $\left\{ \begin{matrix} 2h = 2 \bullet 12 = 24,0\ cm\ \\ 25,0\ cm \\ \end{matrix} \right.\ $ = 24,0 cm

Przyjęcie zbrojenia:

przyjęto : s = 20 cm

A_s1,prov = $\frac{A_{s}^{\Phi 8}}{s}$ = $\frac{0,502}{0,20}$ = 2,51 cm²

Przyjęto zbrojenie: Φ8- AIIIN co 20 cm .

1. Lico podpór pośrednich

Obliczeniowe momenty zginające w licu podpór:

M_Ed^kl = 4,453 kNm

M_Ed^kp = M_Ed= 4,501 kNm

Parametry metody uproszczonej

λ = 0,8

η = 1,0

Względny moment zginający:

S_C = $\frac{4,501}{1,0 \bullet 14300 \bullet 1,000 \bullet 0,091 \bullet 0,091}$ = 0,038

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d= ∙ 9,1 = 4,49 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d= (1 – $\sqrt{1 - 2 \bullet 0,038}$ ) ∙9,1 = 0,35 cm < X_eff,lim =4,49 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d- 0,5∙ x_eff = 9,1 – 0,5∙ 0,35 = 8,93 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{4,501}{0,0893 \bullet 435000}$ = 1,16 cm² < A_{s1, prov} = 2,51 cm²

1. Zbrojenie główne – podpory skrajne

Z uwagi na możliwość wystąpienia momentu częściowo zamocowania przyjęto zbrojenie:

Φ 8 A – IIIN co 20 cm

1. Zbrojenie rozdzielcze

Przyjęto pręty rozdzielcze Φ 8 A – IIIN.

Rozstaw prętów rozdzielczych:

s_{max, slabs} = $\left\{ \begin{matrix} 3h = 3 \bullet 12,0 = 36,0\ cm \\ 40,0\ cm \\ \end{matrix} \right.\ $ = 36,0 cm

Przyjęcie zbrojenia:

przyjęto : s = 30 cm

A_s1,prov = $\frac{A_{s}^{\Phi 8}}{s}$ = $\frac{0,502}{30}$ = 1,67 cm² > 0,2 ∙ A_s1, prov^max = 0,2∙ 2,51 = 0,50 cm²

Przyjęto zbrojenie rozdzielcze: Φ8 A-IIIN co 30 cm.

1. Zbrojenie na ścinanie

Maksymalna obliczeniowa siła tnąca w licu podpory:

V_{Ed =} 15,393 kN

Obliczeniowa nośność na ścinanie:

ρ_l = $\frac{A_{\text{sl}}}{b \bullet d}$ = $\frac{2,51}{100 \bullet 9,1}$ = 0,003 < 0,020

C_Rd,c =$\frac{0,18}{\gamma_{c}}$ = $\frac{0,18}{1,15}$ = 0,156

k= 1 + $\sqrt{\frac{200}{d}}$ = 1 + $\sqrt{\frac{200}{91}}$ = 2,48 > 2,0

przyjęto k = 2,0

V_Rd,c = [ C_Rd,c ∙ k(100ρ_lf_ck)^1/3 )]∙b∙d = [ 0,156∙ 2,0(100∙0,003∙20)^1/3] ∙ 1000∙91 = 51,60 kN

ν_min = 0,035∙ k^3/2 ∙ f_ck^1/2 = 0,035 ∙ 2,00^3/2 ∙ 20^1/2 = 0,442

V_Rd,c = ν_min ∙b∙d = 0,442∙ 1000∙ 91 = 40,222 kN

V_Ed = 15,393 kN < V_Rd,c = 40,222 kN

Zbrojenie na ścinanie nie jest wymagane.

4. Poz. 1. – SGU

7.1 Szerokość rozwarcia rys prostopadłych

Dokonano sprawdzenia zarysowania w przęśle skrajnym.

Moment zginający od charakterystycznej kombinacji obciążeń:

M_Ed^k = 3,114 kNm

Moment rysujący :

M_cr = W_C ∙ f_cteff = $\frac{b\ h^{2}}{6}$ ∙ f_cteff = $\frac{1,0 \bullet {0,12}^{2}}{6}$ ∙ 2200 = 5,28 kNm > M_Ed^k = 3,114 kNm

Przekrój nie ulegnie zarysowaniu.

7.2 Ugięcie

Dokonano sprawdzenia ugięcia w przęśle skrajnym.

Porównawczy stopień zbrojenia:

ρ_o = $\sqrt{f_{\text{ck}}}$ ∙ 10^-3 = $\sqrt{20}$ ∙ 10^-3 = 0,004

Stopień zbrojenia :

ρ = $\frac{A_{s1,\ prov}\ }{b \bullet d}$ = $\frac{2,51}{100 \bullet 9,1}$ = 0,003 < ρ_o

Graniczna wartość stosunku rozpiętości do wysokości użytecznej :

K = 1,3

($\frac{l}{d}$ )_max = K [11+1,5$\ \sqrt{f_{\text{ck}}}\ \bullet \frac{\rho_{0}}{\rho}$ +3,2 $\sqrt{f_{\text{ck}}}$ ∙ ($\frac{\rho_{0}}{\rho}$ -1 )^3/2 ] ∙$\frac{500}{\frac{f_{\text{yk}\ \bullet \ A_{s1,\text{req}}}}{A_{s1,\text{prov}}}}$ = 62,24

Sprawdzenie ugięcia :

$\frac{l}{d}$ = $\frac{191,0}{9,1}$ =20,99 < ($\frac{l}{d}$ )_max = 62,24

Ugięcie nie przekroczy wartości dopuszczalnej.

4. Poz. 2. Zebranie obciążeń

   1. Ciężar własny żebra

g_wl^k = b ∙ (h-h_pł ) ∙ 25,0 = 0,15∙ (0,40-0,12) ∙25,0 = 1,05 $\frac{\text{kN}}{m}$ ; γ_G = 1,35

1. Obciążenia stałe z płyty

g_pl^k = 3,973∙ l_p,p = 3,723 ∙ 2,1 = 7,818 $\frac{\text{kN}}{m}$ ; γ_G = 1,35

1. Obciążenia stałe razem

g^k = g_wl^k +g_pl^k = 1,05 + 7,818 = 8,868 $\frac{\text{kN}}{m}$ ; γ_G = 1,35

1. Obciążenia zmienne

q^k = 7,6 ∙ l_p,p = 7,6 ∙ 2,1 = 15,96 $\frac{\text{kN}}{m}$ ; γ_G = 1,5

4. Poz. 2. – Obliczenia statyczne

   1. Schemat statyczny

Rys. Schemat statyczny Poz. 2.

Efektywna długość przęseł :

l_eff = 0,5B + a_n

a_n = min{ 0,5h ; 0,5t} = min {0,5∙0,4 ; 0,5∙ 0,38} = 0,19 m

stąd :

l_eff = 0,5∙ 12,2 + 0,19 = 6,29 m

1. Wyniki obliczeń statycznych

Obliczenia przeprowadzono przy użyciu programu SOLDIS.

Wyniki zamieszczono w załączniku.

4. Poz. 2. SGN

10.1 Ustalenie grubości otuliny zbrojenia i wysokości użytecznej przekroju

Przyjęto:

- klasa konstrukcji S4,

- klasa ekspozycji XC1,

- klasa odporności pożarowej D,

- klasa odporności ogniowej R30,

- średnica zbrojenia –Φ = 16 mm,

- średnica strzemion –Φ = 6 mm,

- nominalny, maksymalny wymiar ziaren kruszywa – d_g= 16 mm.

Otulina minimalna:

Minimalne otulenie ze względu na przyczepność:

C_min,b { Φ dla d_g ≤ 32 mm ; Φ + 5 mm dla d_g> 32 mm}

C_min,b = 16 mm

Minimalne otulenie ze względu na warunki środowiska:

C_min,dur= 15 mm

Składnik dodawany ze względu na bezpieczeństwo:

Δc_dur,y= 0

Zmniejszenie minimalnego otulenia ze względu na stosowanie stali nierdzewnej:

Δc_dur,st= 0

Zmniejszenie minimalnego otulenia ze względu na stosowanie dodatkowej ochrony betonu:

Δc_dur,add= 0

Obliczenie otuliny minimalnej:

C_min= max { c_min,b ; c_min,dur + Δc_dur,y - Δc_dur,st - Δc_dur,add ; 10 mm} = 16 mm

Sprawdzenie i ewentualna korekta otuliny z uwagi na wymagania przeciwpożarowe:

Minimalna osiowa odległość zbrojenia do powierzchni przekroju:

a= c_min + $\frac{\Phi}{2}$ + Φ= 16+ $\frac{16}{2}$ + 6 = 30 ≥ a_min = 10

Uwzględnienie odchyłek otulenia w obliczeniach:

Δc_der = 10 mm

Obliczenie otuliny nominalnej:

c_nom= c_min + Δc_der = 16 + 10 = 26 mm

Obliczenie wysokości użytecznej:

a₁ = c_nom +$\frac{\Phi}{2}$ + Φ_s= 26 +$\frac{16}{2}$ + 6 = 40 mm

d = h – a₁ = 60,0 – 4,0 = 56 cm

10.2 Zbrojenie główne- przęsła

Obliczeniowy moment zginający:

M_Ed = 177,601

Parametry metody uproszczonej:

λ = $\left\{ \begin{matrix} 0,8\ \ \ ,\text{dla}\ \ \leq 50\ MPa \\ 0,8\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd λ = 0,8

η = $\left\{ \begin{matrix} 1,0\ \ \ ,\text{dla}\ \ \leq 50\ MPa \\ 1,0\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd η = 1,0

Względny moment zginający:

S_C = $\frac{99,901}{1,0 \bullet 14300 \bullet 0,24 \bullet 0,56 \bullet 056}$ = 0,17

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d= ∙ 56 = 27,63 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d= ( 1 – $\sqrt{1 - 2 \bullet 0,17}$ ) ∙ 56 = 10,51 cm < X_eff,lim = 27,63 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d- 0,5∙ x_eff = 56 – 0,5∙ 10,51 = 50,74 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{177,601}{0,5074 \bullet 435000}$ = 7,55 cm⁴

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na kruche zniszczenie:

A_s1,min = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{f_{\text{ctm}}}{f_{\text{yk}}} \bullet b \bullet d \\ 0,0013\ \bullet b \bullet d \\ \end{matrix} \right.\ $ = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \frac{2,2}{500}24 \bullet 56 \\ 0,0013 \bullet 24 \bullet 56 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 1,75 cm²

Maksymalne pole przekroju zbrojenia:

A_s1,max = 0,04 ∙ A_c = 0,04∙ b ∙ h = 0,04∙ 24 ∙ 60 = 57,60 cm²

Wymagana liczba prętów:

n ≥ $\frac{A_{s1,rqd}}{A_{s}^{\Phi 16}}$ = $\frac{7,55}{2,01}$ = 3,76

Przyjęcie zbrojenia n =4

A_s1,prov = A_s^Φ16 ∙ n = 2,01 ∙ 4 = 8,04 cm²

Minimalny rozstaw prętów w świetle :

s_min = max $\left\{ \begin{matrix} \Phi \\ d_{g} + \ 5 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 21,0 cm

Sprawdzenie czy zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie :

b_min = 2c_nom +2Φ_s +4Φ + 3s_min = 2∙2,6 + 2∙ 0,6 +4∙1,6 + 3∙ 2,1 = 19,1 cm < b = 24 cm

Zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie.

Przyjęto zbrojenie :

4Φ 16 EPSTAL B500SP.

10.3. Zbrojenie główne – podpora pośrednia

Obliczeniowy moment zginający:

M_Ed = 99,901

Parametry metody uproszczonej:

λ = $\left\{ \begin{matrix} 0,8\ \ \ ,dla\ \ \leq 50\ MPa \\ 0,8\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd λ = 0,8

η = $\left\{ \begin{matrix} 1,0\ \ \ ,dla\ \ \leq 50\ MPa \\ 1,0\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd η = 1,0

S_C = $\frac{99,901}{1,0 \bullet 14300 \bullet 0,24 \bullet 0,56 \bullet 056}$ = 0,09

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d= ∙ 56 = 27,63 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d= ( 1 – $\sqrt{1 - 2 \bullet 0,09}$ ) ∙ 56 = 9,04 cm < X_eff,lim = 27,63 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d- 0,5∙ x_eff = 56 – 0,5∙ 9,04 = 51,48 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{99,901}{0,5148 \bullet 435000}$ = 4,46 cm⁴

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na kruche zniszczenie:

A_s1,min = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{f_{\text{ctm}}}{f_{\text{yk}}} \bullet b \bullet d \\ 0,0013\ \bullet b \bullet d \\ \end{matrix} \right.\ $ = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \frac{2,2}{500}24 \bullet 56 \\ 0,0013 \bullet 24 \bullet 56 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 1,75 cm²

Maksymalne pole przekroju zbrojenia:

A_s1,max = 0,04 ∙ A_c = 0,04∙ b ∙ h = 0,04∙ 24 ∙ 60 = 57,60 cm²

Wymagana liczba prętów:

n ≥ $\frac{A_{s1,rqd}}{A_{s}^{\Phi 16}}$ = $\frac{4,46}{2,01}$ = 2,22

Przyjęcie zbrojenia n =3

A_s1,prov = A_s^Φ16 ∙ n = 2,01 ∙ 3 = 6,03 cm²

Minimalny rozstaw prętów w świetle :

s_min = max $\left\{ \begin{matrix} \Phi \\ d_{g} + \ 5 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 21,0 cm

Sprawdzenie czy zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie :

b_min = 2c_nom +2Φ_s +3Φ + 2s_min = 2∙2,6 + 2∙ 0,6 +3∙1,6 + 2∙ 2,1 = 15,4 cm < b = 24 cm

Zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie.

Przyjęto zbrojenie :

3Φ 16 EPSTAL B500SP.

10.4. Zbrojenie główne – podpory skrajne

Z uwagi na możliwość wystąpienia momentu częściowo zamocowania przyjęto zbrojenie:

3Φ 16 EPSTAL B500SP.

10.5. Zbrojenie na ścinanie – podpora pośrednia

Maksymalna obliczeniowa siła tnąca w licu podpory:

V_{Ed =} 141,178 kN

Obliczeniowa nośność na ścinanie:

ρ_l = $\frac{A_{\text{sl}}}{b \bullet d}$ = $\frac{6,03}{24,0 \bullet 56,0}$ = 0,005 < 0,020

C_Rd,c =$\frac{0,18}{\gamma_{c}}$ = $\frac{0,18}{1,15}$ = 0,156

k= 1 + $\sqrt{\frac{200}{d}}$ = 1 + $\sqrt{\frac{200}{560}}$ = 1,6 < 2,0

przyjęto k = 1,6

V_Rd,c = [ C_Rd,c ∙ k(100ρ_lf_ck)^1/3 )]∙b∙d = [ 0,156∙ 1,6(100∙0,005∙20)^1/3] ∙ 240∙560= 72,27 kN

ν_min = 0,035∙ k^3/2 ∙ f_ck^1/2 = 0,035 ∙ 1,60^3/2 ∙ 20^1/2 = 0,317

V_Rd,c = ν_min ∙b∙d = 0,317∙ 240∙ 560 = 42,605 kN

V_Ed = 141,178 kN >V_Rd,c = 72,27 kN

Należy zaprojektować zbrojenie z warunku nośności.

Przyjęto strzemiona dwucięte Φ6 EPSTAL B500SP.

cotθ = 1,75

Rozstaw strzemion : s ≤ $\frac{A_{\text{sw}} \bullet z\ \bullet f_{ywd\ \bullet cot\theta}}{V_{\text{Ed}}}$ = $\frac{2 \bullet 0,283 \bullet 10^{- 4} \bullet 0,9 \bullet 0,56 \bullet 435000 \bullet 1,75}{141,178}$ = 15,38 cm

Sprawdzenie nośności ze względu na ściskanie betonu :

α_cw = 1,0

ν_l = 0,6

V_{Rd,max =} $\frac{\alpha_{\text{cw}\ } \bullet b \bullet \ z\ \bullet \ \nu_{l}\ \bullet \ f_{\text{cd}}}{\text{cotθ} + \text{tanθ}}$ = $\frac{1,0\ \bullet 0,24\ \bullet 0,9 \bullet 0,56 \bullet 0,6 \bullet 14300}{1,75 + 0,571}$ = 447,151 kN > V_{Ed =} 141,178 kN

Rozstaw minimalny :

s ≥ 5 cm

Rozstaw maksymalny :

s ≤ s_l,max = 0,75∙ d = 0,75 ∙ 56 = 42 cm

Przyjęto rozstaw :

s = 13 cm

Sprawdzenie minimalnego stopnia zbrojenia :

ρ_w = $\frac{A_{\text{sw}}}{s \bullet b_{w}}$ = $\frac{2 \bullet 0,317}{13 \bullet 24}$ = 0,002

ρ_w, min = 0,08∙ $\frac{\sqrt{f_{\text{ck}}}}{f_{\text{yk}}}$ = 0,08 ∙ $\frac{\sqrt{20}}{500}$ = 0,00071 < ρ_w = 0,002

Długość odcinka drugiego rodzaju :

l_t = $\frac{V_{\text{Ed}} - \ V_{Rd,c}}{g + q}$ = $\frac{141,178\ - 72,27}{8,868 \bullet 1,35 + 15,96\ \ \bullet 1,5}$ = 1,92 m

Φ 6 EPSTAL B500SP co 13 cm.

10.6. Zbrojenie na ścinanie – podpora skrajna

Maksymalna obliczeniowa siła tnąca w licu podpory:

V_{Ed =} 84,707 kN

Obliczeniowa nośność na ścinanie:

ρ_l = $\frac{A_{\text{sl}}}{b \bullet d}$ = $\frac{8,04}{24,0 \bullet 56,0}$ = 0,006 < 0,020

C_Rd,c =$\frac{0,18}{\gamma_{c}}$ = $\frac{0,18}{1,15}$ = 0,156

k= 1 + $\sqrt{\frac{200}{d}}$ = 1 + $\sqrt{\frac{200}{560}}$ = 1,6 < 2,0

przyjęto k = 1,6

V_Rd,c = [ C_Rd,c ∙ k(100ρ_lf_ck)^1/3 )]∙b∙d = [ 0,156∙ 1,6(100∙0,006∙20)^1/3] ∙ 240∙560= 76,80 kN

ν_min = 0,035∙ k^3/2 ∙ f_ck^1/2 = 0,035 ∙ 1,60^3/2 ∙ 20^1/2 = 0,317

V_Rd,c = ν_min ∙b∙d = 0,317∙ 240∙ 560 = 42,605 kN

V_Ed = 141,178 kN >V_Rd,c = 76,80 kN

Należy zaprojektować zbrojenie z warunku nośności.

Przyjęto strzemiona dwucięte Φ6 EPSTAL B500SP.

cotθ = 1,75

Rozstaw strzemion : s ≤ $\frac{A_{\text{sw}} \bullet z\ \bullet f_{ywd\ \bullet cot\theta}}{V_{\text{Ed}}}$ = $\frac{2 \bullet 0,283 \bullet 10^{- 4} \bullet 0,9 \bullet 0,56 \bullet 435000 \bullet 1,75}{84,707}$ = 25,63 cm

Sprawdzenie nośności ze względu na ściskanie betonu :

α_cw = 1,0

ν_l = 0,6

V_{Rd,max =} $\frac{\alpha_{\text{cw}\ } \bullet b \bullet \ z\ \bullet \ \nu_{l}\ \bullet \ f_{\text{cd}}}{\text{cotθ} + \text{tanθ}}$ = $\frac{1,0\ \bullet 0,24\ \bullet 0,9 \bullet 0,56 \bullet 0,6 \bullet 14300}{1,75 + 0,571}$ = 447,151 kN > V_{Ed =} 84,707 kN

Rozstaw minimalny :

s ≥ 5 cm

Rozstaw maksymalny :

s ≤ s_l,max = 0,75∙ d = 0,75 ∙ 56 = 42 cm

Przyjęto rozstaw :

s = 20 cm

Sprawdzenie minimalnego stopnia zbrojenia :

ρ_w = $\frac{A_{\text{sw}}}{s \bullet b_{w}}$ = $\frac{2 \bullet 0,317}{20 \bullet 24}$ = 0,001

ρ_w, min = 0,08∙ $\frac{\sqrt{f_{\text{ck}}}}{f_{\text{yk}}}$ = 0,08 ∙ $\frac{\sqrt{20}}{500}$ = 0,00071 < ρ_w = 0,001

Długość odcinka drugiego rodzaju :

l_t = $\frac{V_{\text{Ed}} - \ V_{Rd,c}}{g + q}$ = $\frac{84,707\ - \ 76,80\ }{8,868 \bullet 1,35 + 15,96\ \ \bullet 1,5}$ = 0,22 m

Φ 6 EPSTAL B500SP co 20 cm.

10.7. Zbrojenie na ścinanie – odcinek pierwszego rodzaju

Rozstaw minimalny :

s ≥ 5 cm

Rozstaw maksymalny :

s ≤ s_l,max = 0,75∙ d = 0,75 ∙ 56 = 42 cm

Przyjęto rozstaw :

s = 29 cm

Sprawdzenie minimalnego stopnia zbrojenia :

ρ_w = $\frac{A_{\text{sw}}}{s \bullet b_{w}}$ = $\frac{2 \bullet 0,283}{29 \bullet 24}$ = 0,00081

ρ_w, min = 0,08∙ $\frac{\sqrt{f_{\text{ck}}}}{f_{\text{yk}}}$ = 0,08 ∙ $\frac{\sqrt{20}}{500}$ = 0,00071 < ρ_w = 0,00081

4. Poz. 2 SGU

11.1 Szerokość rozwarcia rys prostopadłych

Dokonano sprawdzenia zarysowania w przęśle.

Moment zginający od charakterystycznej kombinacji obciążeń:

M_Ed^k = 69,068 kNm

Moment rysujący :

M_cr = W_C ∙ f_cteff = $\frac{\text{b\ }h^{2}}{6}$ ∙ f_cteff = $\frac{0,24 \bullet {0,6}^{2}}{6}$ ∙ 2200 = 31,68 kNm < M_Ed^k = 69,068 kNm

Przekrój ulegnie zarysowaniu.

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na zarysowanie:

k_c = 0,4

k=0,895

f_{ct eff} = f_ctm = 2,2 MPa

A_ct= 0,5 ∙ b ∙ h = 0,5 ∙ 24 ∙ 60 = 720 cm²

A_s1,min = k_c ∙ k ∙ $\frac{f_{ct,eff}}{\sigma_{s}}$ ∙ A_ct

A_s1,min = 0,4 ∙ 0,895 ∙ $\frac{2,2}{500}$ ∙ 720 = 1,13 cm²

A_s1,min = 1,13 cm² < A_s1,prov = 8,04 cm²

Sprawdzenie szerokości rozwarcia rys metodą uproszczoną:

ρ_l =$\ \frac{A_{s1,prov}}{b\ \bullet d}\ $= $\frac{8,04}{24,00\ \ \bullet \ 56,00}$ ∙ 100% = 0,60 % , stąd ζ = 0,85

σ_s = $\frac{M_{\text{Ed}}^{k}}{\zeta\ \bullet \ \ d\ \bullet \ \ A_{s1,prov}}$ = $\frac{69,068\ }{0,85\ \bullet \ \ 0,56\ \bullet \ \ 8,04 \bullet \ \ 10^{- 4}}$ = 180MPa

w_max = 0,4

ϕ_s^* = 16 mm

Maksymalną średnicę prętów, otrzymaną z Tablicy 7.2 N, należy zmodyfikować wg wzoru:

ϕ_s^lim = ϕ_s^* ∙ $\frac{f_{ct,eff}}{2,9}$ ∙ $\frac{k_{c}\ \bullet \ \ h_{\text{cr}}}{2(h - d)}$ = 16 ∙ $\frac{2,2}{2,9}$ ∙ $\frac{0,4\ \bullet \ \ 0,5\ \bullet \ \ 60}{2(60 - 56)}$ = 18,20 mm > ϕ = 16mm

Dopuszczalna szerokość rys nie zostanie przekroczona.

11.2 Ugięcie

Porównawczy stopień zbrojenia:

ρ_o = $\sqrt{f_{\text{ck}}}$ ∙ 10^-3 = $\sqrt{20}$ ∙ 10^-3 = 0,00447

Stopień zbrojenia :

ρ = $\frac{A_{s1,\ prov}\ }{b \bullet d}$ = $\frac{6,03\ }{24 \bullet 56}$ = 0,00448 > ρ_o

Graniczna wartość stosunku rozpiętości do wysokości użytecznej :

K = 1,3

($\frac{l}{d}$ )_max = K [11+1,5$\ \sqrt{f_{\text{ck}}}\ \bullet \frac{\rho_{0}}{\rho - \ \rho'}$ +$\frac{1}{12}\sqrt{f_{\text{ck}} \bullet \frac{\rho'}{\rho_{0}}}$ ] ∙ $\frac{500}{\frac{f_{\text{yk}\ \bullet \ A_{s1,\text{req}}}}{A_{s1,\text{prov}}}}$ = 1,3 [11+1,5$\ \sqrt{20}\ \bullet \frac{0,00447}{0,00448 - \ 0,00081}$ +$\frac{1}{12}\sqrt{20 \bullet \frac{0,00081}{0,00447}}$ ] ∙ $\frac{500}{\frac{500\ \bullet 4,46}{6,03}}$ = 34,25

Sprawdzenie ugięcia :

$\frac{l}{d}$ = $\frac{629,0}{56}$ =11,23< ($\frac{l}{d}$ )_max = 34,25

Ugięcie nie przekroczy wartości dopuszczalnej.

4. Poz. 3. – Zebranie obciążeń

Obciążenie z belek żelbetowych przekazywane jest na podciąg w postaci sił skupionych. Siłą skupioną działającą na podciąg jest reakcja podporowa na podporze pośredniej- model dwuprzęsłowy żebra.

Przyjęto, że modelem obliczeniowym podciągu będzie belka żelbetowa dwuprzęsłowa obciążona siłami skupionymi od reakcji z belek żelbetowych oraz obciążeniem ciągłym od ciężaru własnego podciągu.

1. Ciężar własny podciągu

Obciążenie stałe wynikające z ciężaru własnego podciągu:

g_wl^k= b ∙ (h – h_pł) ∙ 25,0 = 0,20 ∙ (0,50– 0,12) ∙ 25,0 = 1,900 kN/m γ_G = 1,35

1. Reakcje z belek stropowych

Siły skupione przypadające na podciąg zależą od rozpiętości belek a także od szerokości pasma płytowego jakie przypada na daną belkę. W naszym przypadku rozpiętości wszystkich żeber są takie same, a szerokości pasma płytowego dwie.

Aby uprościć obliczenia przyjęto do obliczeń szerokość pasma płytowego 2,10m – jest to większa wartość dająca bardziej niekorzystny efekt oddziaływania obciążenia.

Obciążenie:	STAŁE	ZMIENNE
Pasmo płytowe:	2,10 m	2,10 m
Rozpiętość (leff ) :	5,19 m	5,19m
Współczynnik częściowy:	γG=1,35	γQ=1,50
Wartość reakcji:	69,725 kN	125,486 kN

4. Poz. 3 – Obliczenia statyczne

   1. Schemat statyczny

Rys. Schemat statyczny Poz. 2.

Efektywna długość przęseł :

l_eff = 0,5A + a_n

a_n = min{ 0,5h ; 0,5t} = min {0,5∙0,5 ; 0,5∙ 0,38} = 0,19 m

stąd :

l_eff = 0,5∙ 10+ 0,19 = 5,19 m

1. Wyniki obliczeń statycznych

Obliczenia przeprowadzono przy użyciu programu Soldis.

Wyniki zamieszczono w załączniku.

4. Poz. 3. – SGN

   1. Ustalenie grubości otuliny zbrojenia i wysokości użytecznej przekroju

Przyjęto:

- klasa konstrukcji S4,

- klasa ekspozycji XC1,

- klasa odporności pożarowej D,

- klasa odporności ogniowej R30,

- średnica zbrojenia –Φ = 20 mm,

- średnica strzemion –Φ_S = 8 mm,

- nominalny, maksymalny wymiar ziaren kruszywa – d_g= 16 mm.

Otulina minimalna:

Minimalne otulenie ze względu na przyczepność:

C_min,b { Φ dla d_g ≤ 32 mm ; Φ + 5 mm dla d_g> 32 mm}

C_min,b = 20 mm

Minimalne otulenie ze względu na warunki środowiska:

C_min,dur= 15 mm

Składnik dodawany ze względu na bezpieczeństwo:

Δc_dur,y= 0

Zmniejszenie minimalnego otulenia ze względu na stosowanie stali nierdzewnej:

Δc_dur,st= 0

Zmniejszenie minimalnego otulenia ze względu na stosowanie dodatkowej ochrony betonu:

Δc_dur,add= 0

Obliczenie otuliny minimalnej:

C_min= max { c_min,b ; c_min,dur + Δc_dur,y - Δc_dur,st - Δc_dur,add ; 10 mm} = 20 mm

Sprawdzenie i ewentualna korekta otuliny z uwagi na wymagania przeciwpożarowe:

Minimalna osiowa odległość zbrojenia do powierzchni przekroju:

a= c_min + $\frac{\Phi}{2}$ + Φ_S= 20+ $\frac{20}{2}$ + 8 = 38 ≥ a_min = 15 mm

Uwzględnienie odchyłek otulenia w obliczeniach:

Δc_der = 10 mm

Obliczenie otuliny nominalnej:

c_nom= c_min + Δc_der = 20 + 10 =30 mm

Obliczenie wysokości użytecznej:

a₁ = c_nom +$\frac{\Phi}{2}$ + Φ_s= 30 +$\frac{20}{2}$ + 8= 48 mm

d = h – a₁ = 70,0 – 4,8 =65,2 cm

1. Zbrojenie główne – przęsło

Obliczeniowy moment zginający:

M_Ed = 351,463 kNm

Parametry metody uproszczonej:

λ = $\left\{ \begin{matrix} 0,8\ \ \ ,dla\ \ \leq 50\ MPa \\ 0,8\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd λ = 0,8

η = $\left\{ \begin{matrix} 1,0\ \ \ ,dla\ \ \leq 50\ MPa \\ 1,0\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd η = 1,0

Względny moment zginający:

S_C = $\frac{351,463}{1,0 \bullet 14300 \bullet 0,28 \bullet 0,652 \bullet 0,652}$ = 0,21

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d= ∙ 65,2= 32,17 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d= ( 1 – $\sqrt{1 - 2 \bullet 0,21}$ ) ∙ 65,2 = 15,25 cm < X_eff,lim = 32,17 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d- 0,5∙ x_eff = 65,2 – 0,5∙ 15,25= 57,58 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{351,463}{0,5758 \bullet 435000}$ = 14,03 cm²

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na kruche zniszczenie:

A_s1,min = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{f_{\text{ctm}}}{f_{\text{yk}}} \bullet b \bullet d \\ 0,0013\ \bullet b \bullet d \\ \end{matrix} \right.\ $ = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \frac{2,2}{500} \bullet 28 \bullet 65,2 \\ 0,0013 \bullet 28 \bullet 65,2 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 2,37cm²

Maksymalne pole przekroju zbrojenia:

A_s1,max = 0,04 ∙ A_c = 0,04∙ b ∙ d = 0,04∙ 28∙ 65,2 = 73,024 cm²

Wymagana liczba prętów:

n ≥ $\frac{A_{s1,rqd}}{A_{s}^{\Phi 20}}$ = $\frac{14,03}{3,14}$ = 4,47

Przyjęcie zbrojenia n = 5

A_s1,prov = A_s^Φ20 ∙ n = 3,14 ∙ 5= 15,7 cm²

Minimalny rozstaw prętów w świetle :

s_min = max $\left\{ \begin{matrix} \Phi \\ d_{g} + \ 5 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 21,0 cm

Sprawdzenie czy zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie :

b_min = 2c_nom +2Φ_s +5Φ + 4s_min = 2∙3,0 + 2∙ 0,8 + 5∙2,0 + 4 ∙ 2,1 = 26 cm < b = 28 cm

Zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie.

Przyjęto zbrojenie :

5 ϕ 20 EPSTAL B500SP

1. Zbrojenie główne – podpora pośrednia

Obliczeniowy moment zginający:

M_Ed = 464,721 kNm

Parametry metody uproszczonej:

λ = $\left\{ \begin{matrix} 0,8\ \ \ ,dla\ \ \leq 50\ MPa \\ 0,8\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd λ = 0,8

η = $\left\{ \begin{matrix} 1,0\ \ \ ,dla\ \ \leq 50\ MPa \\ 1,0\ - \ \ \ \ \ ,\ dla\ 50 < \ \ \leq 90\ MPa \\ \end{matrix} \right.\ $

stąd η = 1,0

Względny moment zginający:

S_C = $\frac{464,721}{1,0 \bullet 14300 \bullet 0,28 \bullet 0,652 \bullet 0,652}$ = 0,27

Efektywny, graniczny zasięg strefy ściskanej betonu:

X_eff,lim = ∙ d= ∙ 65,2= 32,17 cm

Efektywny zasięg strefy ściskanej betonu:

x_eff = ( 1 – $\sqrt{1 - 2s_{c}}$ )∙ d= ( 1 – $\sqrt{1 - 2 \bullet 0,21}$ ) ∙ 65,2 = 21,27 cm < X_eff,lim = 32,17 cm

Efektywne ramię sił wewnętrznych:

z_eff = d- 0,5∙ x_eff = 65,2 – 0,5∙ 21,27= 54,56 cm

Wymagane z warunku nośności pole zbrojenia:

A_s1,rqd = $\frac{M_{\text{Ed}}}{z_{\text{eff}\ \bullet f_{\text{yd}}}}$ = $\frac{464,721}{0,5456 \bullet 435000}$ = 19,58 cm²

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na kruche zniszczenie:

A_s1,min = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \ \frac{f_{\text{ctm}}}{f_{\text{yk}}} \bullet b \bullet d \\ 0,0013\ \bullet b \bullet d \\ \end{matrix} \right.\ $ = max$\left\{ \begin{matrix} 0,26\ \bullet \frac{2,2}{500} \bullet 28 \bullet 65,2 \\ 0,0013 \bullet 28 \bullet 65,2 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 2,37cm²

Maksymalne pole przekroju zbrojenia:

A_s1,max = 0,04 ∙ A_c = 0,04∙ b ∙ d = 0,04∙ 28∙ 65,2 = 73,024 cm²

Wymagana liczba prętów:

n ≥ $\frac{A_{s1,rqd}}{A_{s}^{\Phi 20}}$ = $\frac{19,58}{3,14}$ = 6,23

Przyjęcie zbrojenia n = 7

A_s1,prov = A_s^Φ20 ∙ n = 3,14 ∙ 7= 21,98 cm²

Minimalny rozstaw prętów w świetle :

s_min = max $\left\{ \begin{matrix} \Phi \\ d_{g} + \ 5 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 21,0 cm

Sprawdzenie czy zbrojenie zmieści się w jednym rzędzie :

b_min = 2c_nom +2Φ_s +7Φ + 6s_min = 2∙3,0 + 2∙ 0,8 +7∙2,0 + 6 ∙ 2,1 = 34,2 cm > b = 28 cm

Zbrojenie nie zmieści się w jednym rzędzie.

Przyjęto zbrojenie :

7 ϕ 20 EPSTAL B500SP

14.4. Zbrojenie główne – podpory skrajne

Z uwagi na możliwość wystąpienia momentu częściowo zamocowania przyjęto zbrojenie:

3Φ 20 EPSTAL B500SP.

14.5. Zbrojenie na ścinanie – podpora pośrednia

Maksymalna obliczeniowa siła tnąca w licu podpory:

V_{Ed =} 432,124 kN

Obliczeniowa nośność na ścinanie:

ρ_l = $\frac{A_{\text{sl}}}{b \bullet d}$ = $\frac{21,98}{28,0 \bullet 65,2}$ = 0,012< 0,020

C_Rd,c =$\frac{0,18}{\gamma_{c}}$ = $\frac{0,18}{1,15}$ = 0,156

k= 1 + $\sqrt{\frac{200}{d}}$ = 1 + $\sqrt{\frac{200}{652}}$ = 1,55 < 2,0

przyjęto k = 1,6

V_Rd,c = [ C_Rd,c ∙ k(100ρ_lf_ck)^1/3 )]∙b∙d = [ 0,156∙ 1,55(100∙0,013∙20)^1/3] ∙ 400∙852= 127,47 kN

ν_min = 0,035∙ k^3/2 ∙ f_ck^1/2 = 0,035 ∙ 1,60^3/2 ∙ 20^1/2 = 0,317

V_Rd,c = ν_min ∙b∙d = 0,317∙ 280∙ 652 = 57,87 kN

V_Ed = 432,124 kN >V_Rd,c = 127,47 kN

Należy zaprojektować zbrojenie z warunku nośności.

Przyjęto strzemiona dwucięte Φ8 EPSTAL B500SP.

cotθ = 1,75

Rozstaw strzemion : s ≤ $\frac{A_{\text{sw}} \bullet z\ \bullet f_{ywd\ \bullet cot\theta}}{V_{\text{Ed}}}$ = $\frac{2 \bullet 0,503 \bullet 10^{- 4} \bullet 0,9 \bullet 0,652 \bullet 435000 \bullet 1,75}{432,124}$ = 10,40 cm

Sprawdzenie nośności ze względu na ściskanie betonu :

α_cw = 1,0

ν_l = 0,6

V_{Rd,max =} $\frac{\alpha_{\text{cw}\ } \bullet b \bullet \ z\ \bullet \ \nu_{l}\ \bullet \ f_{\text{cd}}}{\text{cotθ} + \text{tanθ}}$ = $\frac{1,0\ \bullet 0,4\ \bullet 0,9 \bullet 0,652 \bullet 0,6 \bullet 14400}{1,75 + 0,571}$ = 607,37 kN > V_{Ed =} 432,124 kN

Rozstaw minimalny :

s ≥ 5 cm

Rozstaw maksymalny :

s ≤ s_l,max = 0,75∙ d = 0,75 ∙ 65,2 = 48,9 cm

Przyjęto rozstaw :

s = 13 cm

Sprawdzenie minimalnego stopnia zbrojenia :

ρ_w = $\frac{A_{\text{sw}}}{s \bullet b_{w}}$ = $\frac{2 \bullet 0,503}{13 \bullet 28}$ = 0,0028

ρ_w, min = 0,08∙ $\frac{\sqrt{f_{\text{ck}}}}{f_{\text{yk}}}$ = 0,08 ∙ $\frac{\sqrt{20}}{500}$ = 0,00072 <ρ_w ρ_w = 0,0028

UWAGA!

W związku z tym , że podczas obliczeń zbrojenia na ścinanie mamy do czynienia z obciążeniem równomiernie rozłożonym pochodzącym od ciężaru własnego podciągu i obciążeniem skupionym pochodzącym od żeber, odcinki aw2 należy określić metodą graficzną.

aw2 = 1,05 m

Φ 8 EPSTAL B500SP co 13 cm.

14.6. Zbrojenie na ścinanie – podpora skrajna

Maksymalna obliczeniowa siła tnąca w licu podpory:

V_{Ed =} 174,889 kN

Obliczeniowa nośność na ścinanie:

ρ_l = $\frac{A_{\text{sl}}}{b \bullet d}$ = $\frac{15,7\ }{28,0 \bullet 65,2}$ = 0,008< 0,020

C_Rd,c =$\frac{0,18}{\gamma_{c}}$ = $\frac{0,18}{1,15}$ = 0,156

k= 1 + $\sqrt{\frac{200}{d}}$ = 1 + $\sqrt{\frac{200}{652}}$ = 1,55 < 2,0

przyjęto k = 1,6

V_Rd,c = [ C_Rd,c ∙ k(100ρ_lf_ck)^1/3 )]∙b∙d = [ 0,156∙ 1,55(100∙0,008∙20)^1/3] ∙ 400∙852= 113,94 kN

ν_min = 0,035∙ k^3/2 ∙ f_ck^1/2 = 0,035 ∙ 1,60^3/2 ∙ 20^1/2 = 0,317

V_Rd,c = ν_min ∙b∙d = 0,317∙ 280∙ 652 = 57,87 kN

V_Ed = 174,889 kN >V_Rd,c = 113,94 kN

Należy zaprojektować zbrojenie z warunku nośności.

Przyjęto strzemiona dwucięte Φ8 EPSTAL B500SP.

cotθ = 1,75

Rozstaw strzemion : s ≤ $\frac{A_{\text{sw}} \bullet z\ \bullet f_{ywd\ \bullet cot\theta}}{V_{\text{Ed}}}$ = $\frac{2 \bullet 0,503 \bullet 10^{- 4} \bullet 0,9 \bullet 0,652 \bullet 435000 \bullet 1,75}{171,889}$ = 25,69 cm

Sprawdzenie nośności ze względu na ściskanie betonu :

α_cw = 1,0

ν_l = 0,6

V_{Rd,max =} $\frac{\alpha_{\text{cw}\ } \bullet b \bullet \ z\ \bullet \ \nu_{l}\ \bullet \ f_{\text{cd}}}{\text{cotθ} + \text{tanθ}}$ = $\frac{1,0\ \bullet 0,4\ \bullet 0,9 \bullet 0,652 \bullet 0,6 \bullet 14400}{1,75 + 0,571}$ = 607,37 kN > V_{Ed =} 174,889 kN

Rozstaw minimalny :

s ≥ 5 cm

Rozstaw maksymalny :

s ≤ s_l,max = 0,75∙ d = 0,75 ∙ 65,2 = 48,9 cm

Przyjęto rozstaw :

s = 20 cm

Sprawdzenie minimalnego stopnia zbrojenia :

ρ_w = $\frac{A_{\text{sw}}}{s \bullet b_{w}}$ = $\frac{2 \bullet 0,503}{20 \bullet 28}$ = 0,0018

ρ_w, min = 0,08∙ $\frac{\sqrt{f_{\text{ck}}}}{f_{\text{yk}}}$ = 0,08 ∙ $\frac{\sqrt{20}}{500}$ = 0,00072 <ρ_w ρ_w = 0,0018

UWAGA!

W związku z tym , że podczas obliczeń zbrojenia na ścinanie mamy do czynienia z obciążeniem równomiernie rozłożonym pochodzącym od ciężaru własnego podciągu i obciążeniem skupionym pochodzącym od żeber, odcinki aw2 należy określić metodą graficzną.

aw2= 2,04m

Φ 8 EPSTAL B500SP co 20 cm.

14.7. Zbrojenie na ścinanie – odcinek pierwszego rodzaju

Rozstaw minimalny :

s ≥ 5 cm

Rozstaw maksymalny :

s ≤ s_l,max = 0,75∙ d = 0,75 ∙ 652 = 48,9 cm

Przyjęto rozstaw :

s = 20 cm

Sprawdzenie minimalnego stopnia zbrojenia :

ρ_w = $\frac{A_{\text{sw}}}{s \bullet b_{w}}$ = $\frac{2 \bullet 0,503}{20 \bullet 28}$ = 0,0018

ρ_w, min = 0,08∙ $\frac{\sqrt{f_{\text{ck}}}}{f_{\text{yk}}}$ = 0,08 ∙ $\frac{\sqrt{20}}{500}$ = 0,00072 <ρ_w ρ_w = 0,0018

4. Poz. 3 SGU

15.1 Szerokość rozwarcia rys prostopadłych

Dokonano sprawdzenia zarysowania w przęśle.

Moment zginający od charakterystycznej kombinacji obciążeń:

M_Ed^k = 241,751 kNm

Moment rysujący :

M_cr = W_C ∙ f_cteff = $\frac{\text{b\ }h^{2}}{6}$ ∙ f_cteff = $\frac{0,28 \bullet {0,7}^{2}}{6}$ ∙ 2200 = 50,31 kNm < M_Ed^k = 241,751 kNm

Przekrój ulegnie zarysowaniu.

Minimalne pole zbrojenia z uwagi na zarysowanie:

k_c = 0, 4

k = 0, 895

f_ct, eff = f_ctm = 2, 2 MPa

A_ct = 0, 5 • b • h = 0, 5 • 28 • 70 = 980 cm²

Sprawdzenie szerokości rozwarcia rys metodą dokładną:

Wysokość rozciąganego pola betonu

$$h = min\begin{Bmatrix} 2,5(h - d) \\ \frac{h}{2} \\ \end{Bmatrix} = 12\ cm$$

Efektywne pole rozciąganego betonu

A_c, eff = 12 • 28, 0 = 336, 0 cm²

St = 0, 85

$$\sigma_{s} = \frac{M_{\text{Ed}}^{k}}{{St} \bullet d \bullet A_{s1,prov}} = \frac{241,751\ }{0,85 \bullet 0,652 \bullet 15,7 \bullet 10^{- 4}} = 277,884\ MPa$$

$$\rho_{p,eff} = \frac{A_{s1,prov}}{A_{c,eff}} = \frac{15,7}{336,0} = 0,047$$

$$E_{c,eff} = \frac{E_{\text{cm}}}{1 + \varphi(\infty,t_{0})} = \frac{11000{(20 + 8)}^{0,3}}{1 + 3,2} = 7116,90\ MPa$$

$$\alpha_{e} = \frac{E_{s}}{E_{c,eff}} = \frac{200\ 000}{7116,90\ } = 28,10$$

k_t = 0, 4 – dla obciążeń długotrwałych

$$\varepsilon_{sm -}\varepsilon_{\text{cm}} = \frac{\sigma_{s} - k_{t}\frac{f_{ct,eff}}{\rho_{p,eff}}(1 + \alpha_{e}\rho_{p,eff})}{E_{s}} = \frac{277,884 - 0,4\frac{2,2 \bullet 10^{3}}{0,047}(1 + 28,10 \bullet 0,047)}{200000} = - 0,216 < 0,6\frac{\sigma_{s}}{E_{s}} = 0,0008$$

Przyjęto: ε_sm−ε_cm = 0, 0008

Maksymalny rozstaw rys

$$s_{r,max} = k_{3}c + k_{1}k_{2}k_{4}\frac{\varnothing}{\rho_{p,eff}} = 3,4 \bullet 30 + 0,8 \bullet 0,5 \bullet 0,425\frac{20}{0,047} = 174,34\ mm$$

Szerokość rys

w_k = s_r, max(ε_sm−ε_cm) = 174, 34 •  0, 0008 = 0, 14 mm < w_max

Dopuszczalna szerokość rys nie zostanie przekroczona.

Ugięcie (metoda dokładna)

Dokonano sprawdzenia ugięcia w przęśle.

u = b + 2(h−h_pl) = 144

$$h_{0} = \frac{2A_{c}}{u} = \frac{2A_{c}}{b + 2(h - h_{pl})} = \frac{2 \bullet 28 \bullet 70}{144} = 27,22\ cm$$

φ(∞,t₀) = 3, 2

Przyjęto na podstawie rysunku 3.1 zawartego w normie

$$E_{c,eff} = \frac{E_{\text{cm}}}{1 + \varphi(\infty,t_{0})} = \frac{11000{(20 + 8)}^{0,3}}{1 + 3,2} = 7116,90\ MPa$$

β = 0, 5

$$\frac{\sigma_{\text{sr}}}{\sigma_{s}} = \frac{M_{\text{cr}}}{M_{\text{Ed}}} = \frac{50,31}{241,751} = 0,21$$

$$\alpha_{e} = \frac{E_{s}}{E_{c,eff}} = \frac{200\ 000}{7116,90\ } = 28,10$$

$$\rho = \frac{A_{s1}}{b \bullet d} = \frac{15,7}{28 \bullet 65,2} = 0,0086$$

$$x_{1} = \frac{0,5bh^{2} + \alpha_{e}A_{s1}d}{bh + \alpha_{e}A_{s1}} = \frac{0,5 \bullet 28,0 \bullet {70,0}^{2} + 28,10 \bullet 15,7 \bullet 65,2}{28,0 \bullet 70,0 + 28,10 \bullet 15,7} = 40,55cm$$

$$x_{2} = \sqrt{d\rho\alpha_{e}\left( 2 + \rho\alpha_{e} \right)} - \rho\alpha_{e} = \sqrt{65,2 \bullet 0,0086 \bullet 28,1\left( 2 + 0,0086 \bullet 28,1 \right)} - 0,0086 \bullet 28,1 = 5,70\ cm$$

$$I_{1} = \frac{bh^{3}}{12} + bh{(x_{1} - \frac{h}{2})}^{2} + \alpha_{e}A_{s1}\left( d - x_{1} \right) = \frac{28 \bullet 70^{3}}{12} + 28 \bullet 70\left( 40,55\ - \frac{70}{2} \right)^{2} + 28,10 \bullet 15,70\left( 65,2 - 40,55 \right) = 871581,074\ \text{cm}^{4}$$

$$I_{2} = \frac{b{x_{2}}^{3}}{3} + \rho\alpha_{e}\text{bd}{(d - x_{2})}^{2} = \frac{28 \bullet {5,70\ }^{3}}{3} + 0,0086 \bullet 28,10 \bullet 28 \bullet 65,2\left( 65,2 - 5,70\ \right)^{2} = 3272581,074\ \text{cm}^{4}$$

$$\beta_{\infty} = \frac{E_{c,eff} \bullet I_{1}}{1 - \beta\left( \frac{\sigma_{\text{sr}}}{\sigma_{s}} \right)^{2}(1 - \frac{I_{2}}{I_{1}})} = \frac{7116,90 \bullet 871581,074}{1 - 0,5\left( 0,21 \right)^{2}(1 - \frac{3272581,074}{871581,074})} = 5,847748252 \bullet \ 10^{9}$$

$$I_{\text{bet}} = \frac{bh^{3}}{12} = \frac{28 \bullet 70^{3}}{12} = 800333,33$$

$$a = f\frac{E_{\text{cm}} \bullet I_{\text{bet}}}{\beta_{\infty}} = 0,44 \bullet \frac{29890,98 \bullet 800333,33}{5,847748252 \bullet \ 10^{9}} = 1,80$$

$$a_{\lim} = \frac{519}{250} = 2,08$$

a < a_lim

Ugięcie nie przekroczy wartości dopuszczalnej.

16. Zebranie obciążeń/obliczenia statyczno-wytrzymałościowe – Poz.4

16.1 Obliczeniowa siła przekazywana z podciągu na słup

Obliczeniową siłą przekazywaną na słup z podciągu jest reakcja na podporze pośredniej – model dwuprzęsłowy podciągu.

R_podc = 864,86 KN

16.2 Obliczeniowy ciężar własny słupa

G_wł = b ∙ h ∙ h_sł ∙ 25 ∙ γ_G

G_wł = 0,28 ∙ 0,28 ∙ 3,6 ∙ 25 ∙ 1,35= 9,53kN

16.3 Łączna obliczeniowa siła normalna przenoszona przez słup

N_Ed = 864,86 + 9,53 = 874,39 kN

17. SGN – Poz.4

Obliczenia słupa przeprowadzono za pomocą metody uproszczonej

Wytrzymałość betonu w konstrukcjach niezbrojonych i słabo zbrojonych :

α_cc,pl = 0,8

Długość efektywna słupa:

dla słupów: β = 1,0

l₀ = β ∙ l_w = 1,0 ∙ 3,6 = 3,6 m

Mimośród pierwszego rzędu: e₀= 0

Mimośród dodatkowy uwzględniający skutki imperfekcji geometrycznych:

e_i = $\frac{l_{0}}{400}$ = = 0,90 cm

Mimośród całkowity:

e_tot = e₀ + e_i

e_tot = 0 + 0,9cm = 0,9 cm

Współczynnik zależny od mimośrodu, uwzględniający efekt drugiego rzędu i wpływ pełzania:

Φ = 1,14 ∙ (1 – 2 ∙ $\frac{e_{\text{tot}}e_{\text{tot}}}{h_{w}}$ ) – 0,02 ∙ $\frac{\text{ll}_{0}}{h_{w}}$ < (1 – 2 ∙ $\frac{e_{\text{tot}}e_{\text{tot}}}{h_{w}}$)

Φ

Warunek nośności słupa betonowego:

N_Rd ≥ N_Ed

N_Rd = b ∙ h_w ∙ f_cd,pl ∙ Φ

N_Rd = 0,28 ∙ 0,28 ∙ 14300 ∙ 0,810 = 908,107 kN

N_Rd = 908,107 kN > N_Ed = 874,39 kN

Warunek nośności został spełniony.

Minimalne pole zbrojenia:

A_s,min = max $\left\{ \begin{matrix} \frac{{0,10\ \bullet \ N}_{\text{Ed}}}{f_{\text{yd}}} = 1,57 \\ {0,002\ A}_{c} = 0,002\ \bullet b\ \bullet \ h_{w} = 2,45 \\ \end{matrix} \right.\ $ = 1,57

Przyjęto zbrojenie podłużne:

2 Φ 12 EPSTAL B500SP

A_s,prov = 2 ∙ 1,13 = 2,26cm²

Maksymalny rozstaw strzemion:

s_cl,tmax = min $\left\{ \begin{matrix} 20\phi \\ b = \ h_{w} \\ 400\ \text{mm} \\ \end{matrix} \right.\ $ = 400,00 mm = 40,00 cm

Przyjęto zbrojenie poprzeczne :

Φ6 EPSTAL B500SP co 24 cm

SGN nie został przekroczony , słup został zaprojektowany poprawnie.

18. Poz. 5. – Stopa fundamentowa

1. Zebranie obciążeń

Obciążenie przekazywane przez słup:

N_Ed = 874,39 kN

Obciążenie ciężarem fundamentu oraz ciężarem gruntu na odsadzkach:

N_Ed^gr + f = B • L • D • γ_g + f • 1, 35 = 1, 50 • 1, 50 • 1, 50 • 22, 0 • 1, 35 = 100, 24 kN

Całkowite obciążenie przenoszone na fundament:

1. Sprawdzenie nośności podłoża gruntowego:

   1. Założono, że fundament jest posadowiony na piasku średnim. I_D = 0, 40, Ø = 32º

Przyjęto wymiary fundamentu: B = L = 1,50 m

Wyznaczenie nośności obliczeniowej gruntu:

R_k = A^′ • (c_k•N_c•b_c•s_c•i_c+q^′•N_q•b_q•s_q•i_q+0,5•γ^′•B^′•N_γ•b_γ•s_γ•i_γ)

R_kR_k - wartość charakterystyczna oporu granicznego,

AA^′- efektywne obliczeniowe pole powierzchni fundamentu,

BB - szerokość fundamentu,

B^′ - efektywna szerokość fundamentu,

q^′ - obliczeniowe efektywne naprężenie od nadkładu w poziomie posadowienia fundamentu,

γ^′ - obliczeniowy efektywny ciężar objętościowy gruntu poniżej poziomu posadowienia,

c_k - charakterystyczna wartość spójności,

N_c,  N_q,  N_γ- współczynniki nośności,

s_c,  s_q,  s_γ - współczynniki kształtu podstawy fundamentu,

i_c,  i_q,  i_γ - współczynniki nachylenia obciążenia

b_c,  b_q,  b_γ - wartości obliczeniowe współczynników nachylenia podstawy

q^′ = D • ρ_g • g = 1, 00 • 1, 85 • 10 = 18, 5 kPa

$$\gamma^{'} = 1,85 \bullet 10 = 18,5\ \frac{\text{kN}}{m^{3}}$$

$$N_{q} = e^{\pi \bullet tg\varnothing} \bullet \text{tg}^{2}\left( \frac{\pi}{4} + \frac{\varnothing}{2} \right) = 23,18$$

N_c = (N_q−1) • ctg⌀=35, 50

N_γ = (N_q−1) • tg⌀=27, 72

$$s_{q} = 1 + \frac{B}{L} \bullet sin\varnothing = 1,53$$

$$s_{c} = \frac{s_{q} \bullet N_{q} - 1}{N_{q} - 1} = 1,55$$

$$s_{\gamma} = 1 - 0,3\frac{B}{L} = 0,70$$

przyjeto − b_c =  b_q =  b_γ = 1, 0

przyjeto − i_c =  i_q =  i_γ = 1, 0

c_k = 0, 00

R_k = A^′ • (c_k•N_c•b_c•s_c•i_c+q^′•N_q•b_q•s_q•i_q+0,5•γ^′•B^′•N_γ•b_γ•s_γ•i_γ) = 2, 25 • (0,00+18,5•23,18•1,53•1,0•1,0+0,5•18,5•27,72•1,0•0,7•1,0) = 1880, 093 kN

$$R_{d} = \frac{R_{k}}{\gamma_{R}} = \frac{1880,093}{1,4} = 1342,92\ kN$$

Nośność podłoża nie zostanie przekroczona.

Nośność fundamentu ze względu na zginanie:

Wyznaczenie długości użytecznej przekroju:

Wzdłuż boku B

d_B = h − c − 12 − 6 = 60 − 5 − 1, 2 − 0, 6 = 53, 2 cm

d_L = h − c − 6 = 60 − 5 − 0, 6 = 54, 4 cm

Wyznaczenie maksymalnego momentu zginającego:

Moment zginający:

Stopa będzie betonowana na warstwie chudego betonu przyjęto minimalne otulenie zbrojenia 40 mm, przy tolerancji otulenia 10 mm i zbrojeniu z prętów Ø 14 wysokość użyteczna wynosi:

Niższe zbrojenie:

Wyższe zbrojenie:

Średnio

Zbrojenie ze stali A-III

Przyjęto zbrojenie poprzeczne:

8 Ø 14 EPSTAL B500SP

Odległość przekroju krytycznego od krawędzi słupa

Długość obwodu krytycznego:

Zredukowana siła podłużna:

Stopa ma wystarczającą wytrzymałość na przebicie.