Paweł Gałuszka

WBL sem.VI KBI

OBLICZENIA STATYCZNE HALI PRZEMYSŁOWEJ Z USTROJEM NOŚNYM ŻELBETOWYM MONOLITYCZNYM

1.0 PŁYTA

1.1 - ZEBRANIE OBCIĄŻEŃ:

- Posadzka betonowa 0.05 x 21 x 1.3 = 1.365kN/m²

- Płyta żelbetowa 0.08 x 24 x 1.1 = 2.112 kN/m²

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 1.3 = 0.371 kN/m²

Razem: g = 3.848 kN/m²

OBCIĄŻENIE ZMIENNE

Obciążenie użytkowe 5.00 x 1.3 = 6.5 kN/m²

Razem: p= 6.50 kN/m²

- SCHEMAT STATYCZNY

Przyjęto schemat belki trójprzęsłowej.

1.3 - OBLICZENIA STATYCZNE BELKI TRÓJPRZĘSŁOWEJ

SCHEMAT I SCHEMAT II SCHEMAT III SCHEMAT IV SCHEMAT V

p=6.5 kN/m² g= 3.848kN/m² l₀=2.6m b=0.2m

1.4 - WYMIAROWANIE

Przyjęto B-30

Stal klasy A I

Minimalna ilość zbrojenia

x 100%

Wartości minimalne - 0.1 %

Wartości optymalne 0.8 - 1.5 %

Przekrój	b [m]	h0 [m]	M [kNm]	Sb	Ksi	Dzeta	Fa obl [m^2]	Przyjęto średnica ilość Fa [mm] prętów/m [m^2]
12 dołem	1	0.065	6.519	0.09023	0.09472	0.95264	0.00050	12	8	0.00090
22 dołem	1	0.065	3.940	0.05453	0.05611	0.97195	0.00030	12	8	0.00090
12 górą	1	0.065	0.709	0.00981	0.00986	0.99507	0.00005	8	- --> [Author:(null)] *	-
22 górą	1	0.065	1.908	0.02641	0.02677	0.98662	0.00014	8	4	0.00020
2	0.20	0.098	7.742	0.23571	0.27296	0.86352	0.00026	12	4	0.00045
[2]	0.20	0.065	6.308	0.43655	0.64378	0.67811	0.00041	12	4	0.00045

*) uśredniony moment w przęśle M₁₂ < 0.292⋅bh₀²⋅R_bbz = 1.419 kNm

Zbrojenie rozdzielcze - przyjęto 3 pręty φ8 na 1 m płyty

STANY GRANICZNE UŻYTKOWANIA

- UGIĘCIA

Dla betonu B30 i stali AI, przyjęto schemat wolnopodparty jako bardziej niekorzystny.

Przęsło 12

Ugięcia dopuszczalne są przekroczone - należy zwiększyć grubość płyty do 10 cm

Przęsło 22

Ugięcia dopuszczalne są przekroczone - należy zwiększyć grubość płyty do 10 cm

- ZARYSOWANIA

Dla betonu B30 i stali AI oraz dopuszczalnego rozwarcia rys 0.3 mm.

Przęsło 12

φ = 12 mm <φ_dop = 32 mm

Dopuszczalne szerokości rozwarcia rys nie są przekroczone

Przęsło 22

φ = 12 mm <φ_dop = 32 mm

Dopuszczalne szerokości rozwarcia rys nie są przekroczone

2.0 ŻEBRO

2.1 - ZEBRANIE OBCIĄŻEŃ:

- Posadzka betonowa 0.05 x 21 x 2.6 x 1.3 = 3.549kN/m

- Płyta żelbetowa 0.10 x 24 x 2.6 x 1.1 = 5.491kN/m

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 2.6 x 1.3 = 0.965kN/m

- Ciężar własny żebra 0.20 x (0.40-0.10) x 24 x 1.1=1.690kN/m

Razem: g = 11.695kN/m

OBCIĄŻENIE ZMIENNE

Obciążenie użytkowe 5.00 x 2.6 x 1.3 = 16.9kN/m

Razem: p= 16.900kN/m

2.2- SCHEMAT STATYCZNY

Przyjęto schemat belki pięcioprzęsłowej.

2.3-OBLICZENIA STATYCZNE BELKI PIĘCIOPRZĘSŁOWEJ

p=16.900 kN/m² g= 11.695kN/m² l₀=6.2m b_r=0.4m

SCHEMAT I SCHEMAT II SCHEMAT III SCHEMAT IV SCHEMAT V

- WYMIAROWANIE ZE WZGLĘDU NA ZGINANIE

Ze względu na powyższe warunki uwzględniam udział płyty w przenoszeniu obciążeń.

Wyznaczenie szerokości płyty współpracującej z żebrem:

półka w strefie ściskanej

- dla przęsła skrajnego

Przy obustronnym wysięgu żebra:

- dla przęsła wewnętrznego

Przy obustronnym wysięgu żebra:

Ostateczna szerokość przekroju teowego

półka w strefie rozciąganej

Wyznaczenie momentów przenoszonych przez beton

dla momentów ściskających półkę (+)

b) dla momentów rozciągających półkę (-)

Ponieważ momenty przenoszone przez beton są znacznie mniejsze niż momenty rzeczywiste występujące w przekroju niezbędne jest jego zazbrojenie.

h_o=38cm

Dla momentów krawędziowych ( dwa rzędy prętów)

h_o=36cm

Dla momentów podporowych

h_o=44cm

Moment płytowy

Ponieważ moment płytowy jest większy niż max moment w każdym z przęseł, więc oś obojętna przechodzi przez półkę, czyli żebro pracuje jako przekrój pozornie teowy.

W tym przypadku przekrój oblicza się jako belkę o wymiarach b'_t h_o.

Minimalny stopień zbrojenia:

Przekrój	b [m]	h0 [m]	M [kNm]	Sb	Ksi	Dzeta	Fa obl [m^2]	Przyjęto średnica ilość Fa [mm] prętów/m [m^2]
12 dołem	1.32	0.36	100.074	0.03421	0.03482	0.98259	0.00081	16	5	0.00101
23 dołem	1.32	0.36	66.007	0.02256	0.02282	0.98859	0.00053	16	3	0.00060
33 dołem	1.32	0.36	76.313	0.02609	0.02644	0.98678	0.00061	16	4	0.00080
12 górą	0.20	0.38	-11.396	0.02308	0.02335	0.98833	0.00009	8	2	0.00020
23 górą	0.20	0.38	-43.318	0.08772	0.09194	0.95402	0.00034	16	2	0.00040
33 górą	0.20	0.38	-28.305	0.05732	0.05906	0.97047	0.00022	12	2	0.00023
2	0.20	0.44	-124.510	0.18805	0.21013	0.89494	0.00090	16	5	0.00101
[2]	0.20	0.36	-104.922	0.23672	0.27436	0.86282	0.00097	16	5	0.00101
3	0.20	0.44	-107.625	0.16255	0.17847	0.91076	0.00077	16	4	0.00080
[3]	0.20	0.36	-88.561	0.19981	0.22515	0.88742	0.00079	16	4	0.00080

2.5- WYMIAROWANIE ZE WZGLĘDU NA ŚCINANIE

Siła dopuszczalna

Siła nieprzekraczalna

a) przy podporze 1

przy podporze 2

przy podporze 3

Wyznaczenie sił miarodajnych do wymiarowania na ścinanie

R_i - siła ścinająca z lewej lub prawej strony przekroju

g+p. - całkowite obciążenie

b_r - szerokość rygla

Ponieważ , więc w każdym przekroju konieczne jest zbrojenie na ścinanie.

Ponieważ w każdym przekroju przypodporowym znajdują się dwa pręty odgięte 16 obliczam wartość siły T_O przenoszonej przez te pręty

Przy podporze 1:

Wynika stąd , że pręty odgięte w zupełności wystarczą do przeniesienia sił tnących. Jednak zgodnie z warunkiem normowym minimum 1/3 siły tnącej musi zostać przeniesiona przez strzemiona i beton.

Przyjęto 2 strzemiona 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

Przy podporze 2 z lewej:

Na odcinku c₁ znajdują się pręty odgięte, a więc:

Ze względów konstrukcyjnych przyjęto 5 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

Na odcinku c₂

Przyjęto 5 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

Przy podporze 2 z prawej:

Na odcinku c₀ znajdują się pręty odgięte, a więc:

Ze względów konstrukcyjnych przyjęto 8 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

Przy podporze 3 z lewej:

Na odcinku c₀ znajdują się pręty odgięte, a więc:

Ze względów konstrukcyjnych przyjęto 7 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

Przy podporze 3 z prawej:

Na odcinku c₀ znajdują się pręty odgięte, a więc:

Ze względów przyjęto 8 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

Na pozostałych odcinkach przyjęto zbrojenie konstrukcyjne strzemionami 8 ze stali A0 co 25 cm

STANY GRANICZNE UŻYTKOWANIA

- UGIĘCIA

Sprawdzenie ugięć przeprowadzono w przęśle skrajnym

Wartości charakterystyczne obciążeń:

- Posadzka betonowa 0.05 x 21 x 2.6 = 2.730kN/m

- Płyta żelbetowa 0.10 x 24 x 2.6 = 4.992kN/m

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 2.6 = 0.741kN/m

- Ciężar własny żebra 0.20 x (0.40-0.10) x 24=1.536kN/m

Razem: g^k = 9.999kN/m

OBCIĄŻENIE ZMIENNE

Obciążenie użytkowe 5.00 x 2.6 = 13.000kN/m

Razem: p^k= 13.000kN/m

Od obciążeń długotrwałych:

g^k=9.999kN/m E_a=210000 MPa

p^k=13.000=13.000 x 0.8=10.400kN/m E_b=32400 MPa

Określenie fazy pracy elementu:

Wartość momentu rysującego M_fp:

dla betonu B30 R_bkz=1.73MPa

Wyznaczenie wartości współczynnika - zależnego od stopnia zbrojenia przekroju

Ponieważ M_prz=79.991 kNm ( jest to moment ekstremalny ) jest większy niż M_fp=37.022 kNm, więc skrajne przęsło żebra pracuje w fazie II, jako element zarysowany

Ugięcie w fazie II:

f_k(k+d) - ugięcie początkowe od obciążenia całkowitego

f_k(d) - ugięcie początkowe od obciążenia długotrwałego

f_d(d) - ugięcie długotrwałe od obciążenia długotrwałego

Wartość f_k(k+d) :

Sztywność elementu w fazie II:

Ponieważ więc wartości obliczam powtórnie dla przekroju prostokątnego o szerokości

b) Wartość f_d(d) :

Ponieważ więc wartości obliczam powtórnie dla przekroju prostokątnego o szerokości

c) Wartość f_k(d) :

Ponieważ więc wartości obliczam powtórnie dla przekroju prostokątnego o szerokości

Ostateczna wartość ugięcia f:

f=0.009-0.007+0.010=0.012m

f_dop=0.025m>0.012m

Ugięcie dopuszczalne nie jest przekroczone.

- ZARYSOWANIA

Dopuszczalne rozwarcie rys nie jest przekroczone.

RAMA

3.1 SCHEMATY OBCIĄŻEŃ

ZEBRANIE OBCIĄŻEŃ NA 1 m² STROPODACHU

- Papa 0.18 x 1.2 = 0.216 kN/m²

- Warstwa wyrównawcza 0.03 x 23 x 1.2 = 0.828 kN/m²

- Styropian 0.15 x 0.45 x 1.2 = 0.081 kN/m²

- Płyta żelbetowa 0.10 x 24 x 1.1 = 2.772 kN/m²

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 1.3 = 0.371 kN/m²

Razem: g = 4.268 kN/m²

ZEBRANIE OBCIĄŻEŃ WYPADAJĄCYCH NA JEDNO ŻEBRO STROPODACHU

a) pośrednie

- obciążenie równomiernie rozłożone 4.268 x 2.6 = 11.097 kN/m

- żebro 1.1 x 24 x 0.20 x 0.295 = 1.558 kN/m

• = 12.655 kN/m

skrajne

- obciążenie równomiernie rozłożone 4.268 x 1.4 = 5.975 kN/m

- żebro 1.1 x 24 x 0.20 x 0.295 = 1.558 kN/m

Σ = 7.533 kN/m

OBCIĄŻENIE ŚNIEGIEM NA 1 m² STROPODACHU

OBCIĄŻENIE ŚNIEGIEM PRZYPADAJĄCE NA JEDNO ŻEBRO

pośrednie S₁ = 0.784 x 2.6 = 2.038 kN/m

skrajne S₂ = 0.784 x 1.4 = 1.098 kN/m

ZEBRANIE OBCIĄŻEŃ DLA STROPU MIĘDZYPIĘTROWEGO

żebro pośrednie wg pozycji 2.1

- Posadzka betonowa 0.05 x 21 x 2.6 x 1.3 = 3.549kN/m

- Płyta żelbetowa 0.10 x 24 x 2.6 x 1.1 = 5.491kN/m

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 2.6 x 1.3 = 0.965kN/m

- Ciężar własny żebra 0.20 x (0.40-0.10) x 24 x 1.1=1.690kN/m

Razem: g = 11.695kN/m

OBCIĄŻENIE ZMIENNE

Obciążenie użytkowe 5.00 x 2.6 x 1.3 = 16.9kN/m

Razem: p= 16.900kN/m

żebro skrajne

- Ściana z pustaka MAX 0.19 x 3.4 x 14.5 x 1.1 = 10.304 kN/m

- Gzyms 0.42 x 0.10 x 24 1.3 = 1.310 kN/m

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 7.8 x 1.3 = 2.890kN/m

- Posadzka betonowa 0.05 x 21 x 1.4 x 1.3 = 1.911kN/m

- Płyta żelbetowa 0.10 x 24 x 1.4 x 1.1 = 3.881kN/m

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 1.4 x 1.3 = 0.519kN/m

- Ciężar własny żebra 0.20 x (0.40-0.10) x 24 x 1.1=1.558kN/m

Razem: g = 22.373kN/m

OBCIĄŻENIE ZMIENNE

Obciążenie użytkowe 5.00 x 1.4 x 1.3 = 9.100kN/m

Razem: p= 9.100kN/m

WYZNACZENIE MAKSYMALNYCH REAKCJI

Do obliczeń przyjęto drugą ramę licząc od skraju hali. Zadecydowała o tym maksymalna wartośc reakcji na drugiej od skraju podporze belki ciągłej - żebra.

Reakcje ze stropodachu

- żebro pośrednie

ciężar własny g = 12.655 kN/m R₁ = 1.132 x 12.655 x 6.2 = 88.818 kN

śnieg p = 2.038 kN/m R₂ = 1.218 x 2.038 x 6.2 = 15.390 kN

- żebro skrajne

ciężar własny g = 7.533 kN/m R₁ = 1.132 x 7.533 x 6.2 = 52.870 kN

śnieg p = 1.098 kN/m R₂ = 1.218 x 1.098 x 6.2 = 8.292 kN

Reakcje ze stropu międzypiętrowego

- żebro pośrednie

ciężar własny g = 11.695 kN/m R₁ = 1.132 x 11.695 x 6.2 = 82.080 kN

użytkowe p = 16.900 kN/m R₂ = 1.218 x 16.900 x 6.2 = 127.622 kN

- żebro skrajne

ciężar własny g = 22.373 kN/m R₁ = 1.132 x 22.373 x 6.2 = 157.023 kN

użytkowe p = 9.100 kN/m R₂ = 1.218 x 9.100 x 6.2 = 68.720 kN

CIĘŻAR WŁASNY 1 mb RYGLA

W celu uproszczenia obliczeń przyjęto na całej długości stałą wysokość rygla równą 0.7m

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 1.8 x 1.3 = 0.667kN/m

- Ciężar własny rygla 0.40 x (0.70-0.10) x 24 x 1.1=6.283kN/m

Razem: g = 6.950 kN/m

CIĘŻAR WŁASNY 1 mb SŁUPA

- Tynk cem - wap 0.015 x 19 x 1.8 x 1.3 = 0.667kN/m

- Ciężar własny słupa 0.40 x 0.50 x 24 x 1.1 = 5.280kN/m

Razem: g = 5.947 kN/m

CIĘŻAR WŁASNY 1 mb ŚCIANY OSŁONOWEJ I BELKI PODWALINOWEJ

- Ściana osłonowa z cegły dziurawki 7.80 x 14.5 x 0.12 x 1.1 = 14.929 kN/m

- Styropian 7.80 x 0.45 x 0.05 x 1.2 = 0.211 kN/m

- Ściana nośna z pustaka MAX 4.00 x 14.5 x 0.19 x 1.1 = 12.122 kN/m

- Tynk cem - wap 7.80 x 19 x 0.015 x 1.3 = 2.890 kN/m

- Belka podwalinowa (1.30 x 0 .30 + 0.1 x 0.05) x 24 x 1.1=10.428 kN/m

Razem: g = 40.580 kN/m

SIŁA PRZYPADAJĄCA NA JEDNĄ STOPĘ

P_SC = 6.2 x 40.580 = 251.596 kN

OBCIĄŻENIE WIATREM

q_k - charakterystyczne ciśnienie prędkości wiatru w strefie II równe 350

C_e - dla terenu otwartego A i wysokości H ≤ 10.0 m równy 1

C - współczynnik aerodynamiczny

Dla H = 8.75 m C = -0.4 dla ssania

B = 8.24 m

L = 31.50 m C = 0.7 dla parcia

β - współczynnik działania porywów wiatru równy 1.8

χ_f - współczynnik obliczeniowy równy 1.3

- parcie

- ssanie

Przyjęto, że obciążenie wiatrem przenosi się poprzez ścianę wypełniającą na ramę

DZIAŁANIE WIATRU NA 1 mb DŁUGOŚCI SŁUPA

SCHEMATY OBCIĄŻEŃ

Przyjęto 5 schematów obciążeń:

I - obciążenie stałe

B - obciążenie wiatrem z lewej strony

C - obciążenie wiatrem z prawej strony

D - obciążenie śniegiem

E - obciążenie użytkowe

WYMIAROWANIE RYGLA NA ZGINANIE

Na podstawie uzyskanych wyników otrzymano najniekorzystniejsze wartości momentów zginających dla rygla dolnego.

a) przekrój przy słupie

M= -345.31kNm ( kombinacja CDEI )

Ponieważ górne włókna są rozciągane przekrój liczymy jako prostokątny. Założono wstępnie ułożenie zbrojenia w dwóch rzędach, więc wysokość obliczeniowa przekroju jest liczona do środka ciężkości wkładek z uwzględnieniem skosu rygla.

b) przekrój w środku rygla

M=305.00kNm ( kombinacja BEI )

Ponieważ grubość płyty t'=0.105 m jest większa od 0.05 h=0.05 x 0.7=0.035 m i jest większa od 30 mm więc w obliczeniach uwzględniono współpracę płyty z ryglem ramy w przenoszeniu obciąźeń. Przekrój jest liczony jako przekrój teowy.

Ustalenie szerokości współpracującej

Wartość l_d przyjęto jako:

Jednostronny wysięg płyty współpracującej b_p':

Wartość momentu płytowego M_pł

Ponieważ M = 305.00 kNm < M_pł = 1656.124 kNm, więc przekrój jest pozornie teowy.

Na całej długości rygla przyjęto 5 prętów φ 14 górą jako zbrojenie konstrukcyjne

a WYMIAROWANIE RYGLA GÓRNEGO NA ZGINANIE

Na podstawie uzyskanych wyników otrzymano najniekorzystniejsze wartości momentów zginających dla rygla górnego.

a) przekrój przy słupie

M= -175.83kNm ( kombinacja CDEI )

Ponieważ górne włókna są rozciągane przekrój liczymy jako prostokątny. Założono wstępnie ułożenie zbrojenia w dwóch rzędach, więc wysokość obliczeniowa przekroju jest liczona do środka ciężkości wkładek z uwzględnieniem skosu rygla.

b) przekrój w środku rygla

M=177.63kNm ( kombinacja BDI )

Ponieważ grubość płyty t'=0.105 m jest większa od 0.05 h=0.05 x 0.7=0.035 m i jest większa od 30 mm więc w obliczeniach uwzględniono współpracę płyty z ryglem ramy w przenoszeniu obciąźeń. Przekrój jest liczony jako przekrój teowy.

Ustalenie szerokości współpracującej

Wartość l_d przyjęto jako:

Jednostronny wysięg płyty współpracującej b_p':

Wartość momentu płytowego M_pł

Ponieważ M = 177.63 kNm < M_pł = 1656.124 kNm, więc przekrój jest pozornie teowy.

Na całej długości rygla przyjęto 4 prętów φ 14 górą jako zbrojenie konstrukcyjne

WYMIAROWANIE RYGLA NA ŚCINANIE

Wartość siły dopuszczalnej

Wartość siły nieprzekraczalnej

a)

R=247.52 kN c₀=2.6m ( od kombinacji obciążeń CDEI )

Ponieważ R=247.52 kN > Q_d = 220.800 kN więc konieczne jest wymiarowanie rygla na ścinanie.

Ponieważ w każdym przekroju przypodporowym znajdują się 3 pręty odgięte 14 obliczam wartość siły T_O przenoszonej przez te pręty

Siła rozwarstwiająca:

Przyjęto 20 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 13 cm

b)

R = 19.75 kN c₀ = 2.6 m ( od kombinacji obciążeń CDEI )

Ponieważ R=19.75 kN < Q_d = 220.800 kN więc nie konieczne jest wymiarowanie rygla na ścinanie.

Ze względów konstrukcyjnych przyjęto 5 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 50 cm

a WYMIAROWANIE RYGLA GÓRNEGO NA ŚCINANIE

Wartość siły dopuszczalnej

Wartość siły nieprzekraczalnej

a)

R=133.76 kN c₀=2.6m ( od kombinacji obciążeń CDEI )

Ponieważ R=133.76 kN < Q_d = 220.800 kN więc nie jest konieczne wymiarowanie rygla na ścinanie.

Ze względów konstrukcyjnych przyjęto 12 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 23 cm

b)

R = 11.48 kN c₀ = 2.6 m ( od kombinacji obciążeń CDEI )

Ponieważ R=11.48 kN < Q_d = 220.800 kN więc nie konieczne jest wymiarowanie rygla na ścinanie.

Ze względów konstrukcyjnych przyjęto 5 strzemion 8 ze stali A0 w rozstawie co 50 cm

ZBROJENIE PODCIĄGU

Maksymalna reakcja przekazywana z żebra na ramę

Ponieważ R_max = 225.743 kN < Q = 588.800 kN więc dodatkowo przyjęto oprócz zbrojenia na ścinanie dwa strzemiona 8 ze stali A0 z każdej strony - pierwsze w odległości 2 cm, drugie 7 cm od krawędzi żebra.

STAN GRANICZNY UŻYTKOWANIA RYGLA

Maksymalna średnica prętów, przy której nie są przekroczone dopuszczalne szerokości rozwarcia rys dla stali AIII, a_dop = 0.3 mm i

wynosi φ_max = 14. Wobec zastosowania właśnie takich prętów warunek ten jest spełniony.

Maksymalna wartość stosunku rozpiętości obliczeniowej do wysokości obliczeniowej , przy której nie są przekroczone ugięcia dopuszczalne wynosi dla stali AIII, =0.5 % i schematu belki zamocowanej

Dla rygla - ugięcia dopuszczalne nie są przekroczone.

SŁUP DOLNY

Wyznaczenie długości obliczeniowej słupa l₀

słup górny

słup dolny

rygiel

Wartość mimośrodu niezamierzonego e_n

Wartości sił wewnętrznych:

Przekrój górny:

M = -99.65 kNm N = 674.06 kN N_d = 454 + 0.8 x 196.34 = 611.072 kN

Przekrój dolny

M = 44.12 kNm N = 707.96 kN N_d = 487.93 + 0.8 x 196.34 = 645.050 kN

PRZEKRÓJ GÓRNY

M = -137.29 kNm N = 687.21 kN N_d = 454 + 0.8 x 196.34 = 611.072 kN

Wartość mimośrodu statycznego e_s:

Wartość mimośrodu początkowego e₀:

PIERWSZA ITERACJA

Uwzględniono smukłość elementów żelbetowych.

Przyjęto η = 1.1 e=ηe₀ =0.24m

Wstępnie zakładamy duży mimośród

Minimalna ilość zbrojenia Fac zależna od smukłości elementu:

Przyjęto Fac = min Fac = 4 cm­­²

Ponieważ

Ponieważ Fa < 0 wiec założenie początkowe o dużym mimośrodzie było błędne.

Przyjmuję mały mimośród, zakładam, że Fa = 0

Obliczanie wysokości strefy ściskania x

Ponieważ x < h, więc założenie, że Fa = 0 było słuszne, ale ponieważ x < x_gr, więc przyjęto x = x_gr

- 1.02 = 0.08 > δ = 0.05

DRUGA ITERACJA

Uwzględniono smukłość elementów żelbetowych.

Przyjęto η = 1.06 e=ηe₀ =0.23m

Wstępnie zakładamy duży mimośród

Minimalna ilość zbrojenia Fac zależna od smukłości elementu:

Przyjęto Fac = min Fac = 4 cm­­²

Ponieważ

Ponieważ Fa < 0 wiec założenie początkowe o dużym mimośrodzie było błędne.

Przyjmuję mały mimośród, zakładam, że Fa = 0

Obliczanie wysokości strefy ściskania x

Ponieważ x < h, więc założenie, że Fa = 0 było słuszne, ale ponieważ x < x_gr, więc przyjęto x = x_gr

1.02- 1.02 = 0 < δ = 0.05

Koniec iteracji

PRZYJĘTE ZBROJENIE

Fa

Ze względów konstrukcyjnych Fa = 4 cm ² Przyjęto 4 pręty φ 14 o fa_obl = 8.04 cm²

Fac

Ze względów konstrukcyjnych Fac = 4 cm ² Przyjęto 4 pręty φ 14 o fa_obl = 8.04 cm²

3.5.2 PRZEKRÓJ DOLNY

Przypadek I) M = 106.71 kNm N =721.11 kN N_d = 487.93 + 0.8 x 196.34 = 645.002 kN

Wartość mimośrodu statycznego e_s:

Wartość mimośrodu początkowego e₀:

PIERWSZA ITERACJA

Uwzględniono smukłość elementów żelbetowych.

Przyjęto η = 1.1 e=ηe₀ =0.19m

Wstępnie zakładamy duży mimośród

Minimalna ilość zbrojenia Fac zależna od smukłości elementu:

Przyjęto Fac = min Fac = 4 cm­­²

Ponieważ

Ponieważ Fa < 0 wiec założenie początkowe o dużym mimośrodzie było błędne.

Przyjmuję mały mimośród, zakładam, że Fa = 0

Obliczanie wysokości strefy ściskania x

Ponieważ x < h, więc założenie, że Fa = 0 było słuszne, ale ponieważ x < x_gr więc przyjęto x = x_gr

- 1.01 = 0.09 > δ = 0.05

DRUGA ITERACJA

Uwzględniono smukłość elementów żelbetowych.

Przyjęto η = 1.06 e=ηe₀ =0.18m

Wstępnie zakładamy duży mimośród

Minimalna ilość zbrojenia Fac zależna od smukłości elementu:

Przyjęto Fac = min Fac = 4 cm­­²

Ponieważ

Ponieważ Fa < 0 wiec założenie początkowe o dużym mimośrodzie było błędne.

Przyjmuję mały mimośród, zakładam, że Fa = 0

Obliczanie wysokości strefy ściskania x

Ponieważ x < h, więc założenie, że Fa = 0 było słuszne, ale ponieważ x < x_gr, więc przyjęto x = x_gr

1.01- 1.01 = 0 < δ =0.05

Koniec iteracji.

Przypadek II) M = -44.80 kNm N =721.11 kN N_d = 487.93 + 0.8 x 196.34 = 645.002 kN

Wartość mimośrodu statycznego e_s:

Wartość mimośrodu początkowego e₀:

PIERWSZA ITERACJA

Uwzględniono smukłość elementów żelbetowych.

Przyjęto η = 1.1 e=ηe₀ =0.09m

Wstępnie zakładamy duży mimośród

Minimalna ilość zbrojenia Fac zależna od smukłości elementu:

Przyjęto Fac = min Fac = 4 cm­­²

Ponieważ

Ponieważ Fa < 0 wiec założenie początkowe o dużym mimośrodzie było błędne.

Przyjmuję mały mimośród, zakładam, że Fa = 0

Obliczanie wysokości strefy ściskania x

Ponieważ x < h, więc założenie, że Fa = 0 było słuszne, ale ponieważ x < x_gr więc przyjęto x = x_gr

- 1.01 = 0.09 > δ = 0.05

DRUGA ITERACJA

Uwzględniono smukłość elementów żelbetowych.

Przyjęto η = 1.06 e=ηe₀ =0.08m

Wstępnie zakładamy duży mimośród

Minimalna ilość zbrojenia Fac zależna od smukłości elementu:

Przyjęto Fac = min Fac = 4 cm­­²

Ponieważ

Ponieważ Fa < 0 wiec założenie początkowe o dużym mimośrodzie było błędne.

Przyjmuję mały mimośród, zakładam, że Fa = 0

Obliczanie wysokości strefy ściskania x

Ponieważ x < h, więc założenie, że Fa = 0 było słuszne, ale ponieważ x < x_gr, więc przyjęto x = x_gr

1.01- 1.01 = 0 < δ =0.05

Koniec iteracji.

PRZYJĘTE ZBROJENIE

Fa

Ze względów konstrukcyjnych Fa = 4 cm ² Przyjęto 4 pręty φ 14 o fa_obl = 8.04 cm²

Fac

Ze względów konstrukcyjnych Fac = 4 cm ² Przyjęto 4 pręty φ 14 o fa_obl = 8.04 cm²

WYMIAROWANIE NA ŚCINANIE

Siła dopuszczalna

Maksymalna siła tnąca T = 29.56 kN

Wobec nieprzekroczenia siły dopuszczalnej przyjęto ze względów konstrukcyjnych 29 strzemion φ 8 ze stali A0 w rozstawie co 20 cm w słupie dolnym i 17 strzemion φ 8 ze stali A0 w rozstawie co 20 cm w słupie górnym..

STOPA FUNDAMENTOWA

Przypadek I)

Siły działające na stopę:

M = 106.71 kNm N = 721.11 kN T = - 48.59 kN

h₀ = 0.75 m

Stopę wykonano z betonu B15 R_b = 8.7 MPa R_bz = 0.75 MPa

Naprężenia pod stopą od obciążeń zewnętrznych

Naprężenia od ciężaru gruntu na odsadzkach i ciężaru stopy

Naprężenia całkowite

Sprawdzenie warunku nośności:

Warunek jest spełniony

Warunek na przebicie

Warunek jest spełniony

Przypadek II)

Siły działające na stopę:

M = -44.80 kNm N = 721.11 kN T = - 48.59 kN

h₀ = 0.75 m

Stopę wykonano z betonu B15 R_b = 8.7 MPa R_bz = 0.75 MPa

Naprężenia pod stopą od obciążeń zewnętrznych

Naprężenia od ciężaru gruntu na odsadzkach i ciężaru stopy

Naprężenia całkowite

Sprawdzenie warunku nośności:

Warunek jest spełniony

Warunek na przebicie

Warunek jest spełniony

Momenty zginające stopę

Ze względu na symetrię stopy obliczam moment tylko dla jednego kierunku

Wartości momentów zginających obliczono metodą trapezów

a) Momenty zginające w kierunku podłużnym

Potrzebne zbrojenie ( stal AII R_a =310MPa )

Przyjęto 10 prętów φ 10 w rozstawie 0.24 m

b) Momenty zginające i przyjęte zbrojenie w kierunku poprzecznym jak dla kierunku podłużnego.

---