Załącznik
Przykład obliczeniowy ścianki szczelnej
Zadanie
Wykonać obliczenia statyczne ścianki szczelnej przedstawionej na rysunku dla dwóch wariantów:
wariant 1  ścianka dołem wolno podparta w gruncie,
wariant 2  ścianka dołem utwierdzona w gruncie.
Obliczenia wykonać metodą analityczną i metodą numeryczną oraz porównać otrzymane wyniki.
p = 12 kN/m2
(1)
1.5 m 2.0 m
ściąg
(2)
(3) zwP
"hw = 1.5 m
zwL (4)
Piasek drobny (Pd)
4.5 m
ł = 18.5 kN/m3
ł = 10 kN/m3
Ć = 30�
E0 = 50 MPa
(5)
Piasek drobny (Pd)
ł = 18.5 kN/m3
t
ł = 10 kN/m3
Ć = 30�
E0 = 50 MPa
(6)
Obliczenia parcia i odporu gruntu
Przyjęto wstępnie zagłębienie : t = 4.0 m
Współczynniki parcia i odporu gruntu: przyjęto �a = 0, �p =  Ć/2 =  15�, �p = 0.85
Ć 30�
Ka = tg2( 45� - ) = tg2( 45� - ) = 0.333
2 2
cos2 Ć cos2 30�
K = = = 4.977
p
2 2
�ł łł �ł łł
sin(Ć -� )�"sinĆ sin(30� +15�) �"sin 30�
p
cos(-15�)�"
cos� �" 1-
�ł śł �ł1- śł
p
cos(-15�)
cos�
�ł �ł
�ł p śł
�ł �ł
2
K =� �" K = 0.85�" 4.977 = 4.230
p p p
Wartości jednostkowe parcia gruntu:
ea1 = 12.0�"0.333 = 4.0 kPa
ea2 = (12.0 +1.5�"18.5)�"0.333 = 13.24 kPa
ea3 = (12.0 + 2.0�"18.5)�"0.333 = 16.32 kPa
ea4 = (12.0 + 2.0�"18.5 +1.5�"10.0)�"0.333 = 21.31 kPa
ea5 = (12.0 + 2.0�"18.5 + 4.0�"10.0)�"0.333 = 29.64 kPa
ea6 = (12.0 + 2.0�"18.5 + 8.0�"10.0)�"0.333 = 42.96 kPa
Wartości jednostkowe odporu gruntu:
ep5 = 0.0,
ep6 = 4.0�"10�" 4.23 =169.2 kPa, składowa pozioma: eph6 = ep6 �"cos� =169.2�"cos(-15�) =163.44 kPa
p
Wartości parcia wody (przyjęto dla uproszczenia brak przepływu wody pod ścianką):
ew3 = 0.0 , ew4 = 1.5�"10.0 = 15.0 kPa , ew5 = ew6 = ew4 = 15.0 kPa
17
p = 12 kN/m2
4.0 4.0
(1)
1.5 m 1.5 m
(2)
13.24 13.24
(3) 0.5 m
zwP
16.32 16.32
ew [kPa]
ea+ew [kPa]
"hw = 1.5 m
ea [kPa]
zwL
(4)
21.31 36.31
15.0
4.5 m
2.5 m
(Pd)
(5) 29.64 44.64
an = 1.19 m
(Pd)
ep [kPa] e*p=ep-ea-ew [kPa]
t=4.0 m
105.48
(6)
42.96
163.44 15.0
Wyznaczenie głębokości an zerowania się wykresów parcia i odporu gruntu
44.64
an = �"4.0 = 1.19 m
105.48 + 44.64
Wariant I  ścianka dołem wolno podparta w gruncie
A. Rozwiązanie metodą analityczną
Wypadkowy wykres parcia i odporu gruntu zostanie podzielony na elementy trapezowe i trójkątne,
a następnie obliczone zostaną wypadkowe Eai z poszczególnych elementów wraz z promieniami
działania względem punktu A zaczepienia ściągu rAi.
Do obliczania położenia wypadkowych z elementów trapezowych wykorzystano gotowy wzór:
e1
e1 + 2�"e2 h
r1
r1 = �"
h E
e1 + e2 3
r2
2�"e1 + e2 h
r2 = �"
e2
e1 + e2 3
Wypadkowe po stronie parcia:
4.0 +13.24 2�"4.0 +13.24 1.5
Ea1 = �"1.50 = 12.93 kN/m rA1 = �" = 0.62 m
2 4.0 +13.24 3
13.24 +16.32 13.24 + 2�"16.32 0.5
Ea2 = �"0.50 = 7.39 kN/m rA1 = �" = 0.26 m
2 13.24 +16.32 3
16.32 + 36.31 16.32 + 2�"36.31 1.5
Ea3 = �"1.50 = 39.47 kN/m rA4 = 0.5 + �" = 1.34 m
2 16.32 + 36.31 3
36.31+ 44.64 36.31+ 2�"44.64 2.5
Ea4 = �"2.50 = 101.19 kN/m, rA4 = 0.5 +1.5 + �" = 3.29 m
2 36.31+ 44.64 3
1.19
Ea5 = 0.5�"44.64�"1.19 = 26.56 kN/m rA4 = 0.5 +1.5 + 2.5 + = 4.90
3
18
p = 12 kN/m2
4.0
(1)
1.5 m 2.0 m
Ea1 = 12.93 kN/m
S S
(2)
13.24
A
Ea2 = 7.39 kN/m
(3) zwP
16.32
1.5 m
Ea3 = 39.47 kN/m
zwL
(4)
36.31
4.5 m
2.5 m
ym Ea4 = 101.19 kN/m
(Pd)
ea+w(ym)
Mmax
(5) 44.64
an=1.19 m Ea5 = 26.56 kN/m
(Pd)
E*p(t )
t=4.0 m
t*
e*p(t )
t*B
B
105.48
(6)
Równanie odporu efektywnego (pomniejszonego o parcie):
105.48
e* ( t* ) = �"t* = 37.54�"t*
p
4.0 -1.19
Wypadkowa odporu:
2 2
E* ( t* ) = 0.5�"37.54 �"t* �"t* = 18.77 �"t* rAE ( t* ) = 0.5 +1.5 + 2.5 +1.19 + t* = 5.69 + 0.667t*
*
p
p
3
Potrzebne zagłębienie t* ścianki zostanie wyznaczone z równowagi momentów względem punktu
B
zaczepienia ściągu A (ŁMA = 0)
= -12.93�"0.62 +7.39�"0.26 + 39.47�"1.34 +101.19 �"3.29 + 26.56�" 4.90 +
"M A
2 3
-18.77 �"t*2 �"( 5.69 + 0.667 �"t* ) = 509.85 -106.80�"t* -12.51�"t*
( t* ) = 0 �! 12.51�"t*3 +106.80�"t*2 - 509.85 = 0
"M A B B B
Równanie rozwiązano metodą iteracyjną i otrzymano wynik: t* = 1.97 m
B
Wartość wypadkowej odporu efektywnego:
2
E* ( tB* ) = 18.77�"1.972 = 72.84 kN/m
B
Wartość siły w ściągu S wyznaczona zostanie z równowagi sił poziomych (ŁX = 0):
"X = 0 �! S -12.93 - 7.39 - 39.47 -101.19 - 26.56 + 72.84 = 0 S = 114.7 kN/m
W celu określenia wartości maksymalnego momentu zginającego Mmax należy znalez
ć miejsce
zerowania się sił tnących w ściance - T(ym) = 0.
T4 = -12.93 +114.7 - 7.39 - 39.47 = 54.91 > 0
T5 = 54.91-101.19 = -46.28 < 0
Miejsce zerowania się sił tnących znajduje się pomiędzy punktami 4 i 5.
Równanie parcia gruntu i wody pomiędzy punktami 4 i 5:
44.64 - 36.31
ea+w( ym ) = 36.31+ �" ym = 36.31+ 3.33�" ym
2.50
19
36.31+ 36.31+ 3.33�" ym
2
Wypadkowa: Ea+w( ym ) = �" ym = 36.31�" ym +1.67�" ym
2
Równanie sił tnących:
2
T( ym ) = 0 �! -12.93+114.7 - 7.39 - 39.47 - 36.31�" ym -1.67�" ym = 0
2
1.67�" ym + 36.31�" ym - 54.91 = 0 rozwiązanie: ym = 1.42 m
Wielkości pomocnicze do dalszych obliczeń:
ea+w( ym = 1.42 ) = 36.31+ 3.33�"1.42 = 41.04 kPa
Ea+w( ym = 1.42 ) = 36.31�"1.42 +1.67�"1.422 = 54.93 kN/m
2�"36.31+ 41.04 1.42
rm = �" = 0.70 m
36.31+ 41.04 3
Wartość maksymalnego momentu zginającego w ściance:
Mmax = M( ym ) = -12.93�"( 0.62 + 0.5 +1.5 +1.42 ) +114.7�"( 0.5 +1.5 +1.42 ) - 7.39�"( 0.5 - 0.26 +
+1.5 +1.42 ) - 39.47 �"( 2.0 -1.34 +1.42 ) - 54.93�"0.70 = 196.14 kNm/m
Wartość obliczeniowa momentu (do wymiarowania profilu ścianki):
Mmax = 1.25 �" 196.14 = 245.2 kNm/m
Przyjęcie profilu ścianki:
przyjęto stal St3S fd = 195 MPa
M 245.2�"102
max
potrzebny wskaz
nik wytrzymałości: W e" = = 1257 cm3/m
fd 195�"10-1
Przyjęto profil PU16 o Wx = 1600 cm3/m > 1257 cm3/m
Pozostałe parametry profilu: J = 30400 cm4/m, A = 159 cm2/m
Zagłębienie ścianki w gruncie poniżej dna basenu: tB = an + t*B = 1.19 + 1.97 = 3.16 m
Zagłębienie ścianki przyjęte do wykonania:
t = 1.25�"tB = 1.25�"3.16 = 3.95 m przyjęto t = 4.0 m
B. Rozwiązanie metodą numeryczną
W rozwiązaniu numerycznym przygotowany zastanie schemat obliczeniowy, w którym ścianka
wyrażona będzie w postaci pionowego pręta o sztywności giętnej EJs. Górą pręt podparty jest
ściągiem (rozporą), a dołem wprowadzony w sprężysto-plastyczny ośrodek gruntowy. Obciążeniem
pręta jest wykres parcia gruntu i wody. Wykres odporu jest zastąpiony podporami sprężystymi.
Parametry podpór sprężystych kxi wyznaczone zostaną na podstawie rozkładu modułu reakcji
poziomej gruntu Kx. W rozkładzie Kx przyjęto, że pierwotnie poziom dna przed ścianką znajdował się
3 m powyżej poziomu dna końcowego (projektowanego).
Moduł reakcji poziomej gruntu Kx.
Przyjęto: n1 = n2 = 1.0, Sn =1.0, � = 1.0, oraz dla Pd o ID = 0.50 E0 = 50 MPa, � = 0.45
Kx = n1 �" n2 �" Sn �"� �"� �" E0 = 0.45�"50000 = 22500kPa, przyjęto dla piasku głębokość zc = 5.0 m
Rozkład Kx zastąpiono układem podpór sprężystych o sztywnościach kxi, według rysunku poniżej
20
Schemat statyczny - wyjściowy
1
4.0 4.0
13.24 2 13.24
A
3
16.32 16.32
pierwotny poziom dna
36.31 4 36.31
3.0 m
EJ
s
Kx [kPa]
13500
44.64 44.64
5
<"1.20
an=1.19 m
Rgri [kN] kxi [kN/m]
6
0.3
5.68 11070 7
0.5
22500
15.01 11100 8
e*p
0.5
11250
24.40 9
0.5
33.78 11250 10
0.5
43.17 11
11250
0.5
22500
26.28
5625 12
105.48
Podpory sprężyste mają ograniczone nośności (reakcje graniczne Rgri), które wynikają z efektywnego
odporu granicznego e*p. Rgri = e*pi�"ai [kN/m] (ai  rozstaw podpór sprężystych).
Sztywność giętna ścianki szczelnej: dla profilu PU16 Js = 30400 cm4/m EJs = 63840 kNm2/m
Rozwiązania układu dokonano przy użyciu programu do statyki płaskich układów prętowych.
Obliczenia wykonano iteracyjnie. W trakcie iteracji kontrolowano wartości reakcji w podporach
sprężystych. W przypadku przekroczeń reakcji granicznych modyfikowano układ, zastępując
przeciążone podpory sprężyste reakcjami granicznymi.
Następnie ustalono potrzebne zagłębienie ścianki tak, aby pozostały jeszcze jedna lub dwie podpory
sprężyste o nie przekroczonych reakcjach granicznych. Otrzymany schemat końcowy wraz
z wynikami obliczeń przedstawiono na rysunku poniżej.
Wyniki obliczeń
Schemat statyczny  po iteracji
�x= -11.8 mm
1 1
4.0
S = 114.7 kN/m
2 13.24 2
3 3
16.32
4 36.31 4
EJ
s
Mmax=196.6
�x=19.2 mm
kNm/m
44.64
5 5
Ri [kN]
6 6
5.68 7 5.68 7
15.01 8 15.01 8
24.40 9 24.40 9
10 29.70 10
11250
11 11  1.72
5625
Potrzebne zagłębienie ścianki: do węzła nr 11 tB = 1.20 + 0.3 + 4 �" 0.5 = 3.50 m
Porównanie wyników otrzymanych metodą analityczną (A) i numeryczną (B).
Metoda A Metoda B
- siła w ściągu : S = 114.7 kN/m S = 114.7 kN/m
- moment maksymalny : Mmax = 196.1 kNm/m Mmax = 196.6 kNm/m
- zagłębienie obliczeniowe: t = 3.16 m t = 3.50 m
Wniosek: z obu metod obliczeniowych otrzymano bardzo zbliżone (prawie identyczne) wyniki.
21
c
z = 5.0 m
Wariant II  ścianka dołem utwierdzona w gruncie
A. Rozwiązanie metodą analityczną (uproszczoną)
Podobnie jak w wariancie I wykres parcia został podzielony na elementy trapezowe i trójkątne,
i obliczone zostały wypadkowe Eai z poszczególnych elementów wraz z promieniami działania
względem punktu A zaczepienia ściągu rAi i względem punktu B zerowania się parcia i odporu rBi.
Wypadkowe i promienie rAi są takie same jak w wariancie I:
Ea1 = 12.93 kN/m rA1 = 0.62 m rB1 = 0.62 + 5.69 = 6.31m
Ea2 = 7.39 kN/m rA2 = 0.26 m rB2 = 5.69 - 0.26 = 5.43 m
Ea3 = 39.47 kN/m rA3 = 1.34 m rB3 = 5.69 -1.34 = 4.35m
Ea4 = 101.19 kN/m rA4 = 3.29 m rB4 = 5.69 - 3.29 = 2.40 m
Ea5 = 26.56 kN/m rA5 = 4.90 m rB5 = 5.69 - 4.90 = 0.79 m
p = 12 kN/m2
4.0 4.0 Eai [kN/m]
(1)
1.5 m 2.0 m
Ea1 = 12.93
S S S
(2)
13.24 13.24
A A
Ea2 = 7.39
(3) zwP
16.32 16.32
1.5 m
Ea3 = 39.47
zwL
(4)
36.31 36.31
y1m
M1max
ea+w(ym)
4.5 m
2.5 m
Ea4 = 101.19
(Pd)
(5) 44.64 44.64
Ea5 = 26.56
an=1.19 m
RB RB
(Pd) B
B
y2m
t*
t=4.0 m
e*p(t*)
E*p
M2max
t*C
RC
(6)
C
C
105.48 105.48
Równania odporu efektywnego i jego wypadkowej są również takie same jak w wariancie I:
e* ( t* ) = 37.54�"t* , E* ( t* ) = 18.77 �"t*2
p p
Zgodnie z przyjętą metodą obliczeniową ścianka została myślowo podzielona na dwie belki
połączone wzajemnie przegubem w punkcie B (założenie przybliżone).
Wartość siły S w ściągu wyznaczona zostanie z równowagi momentów względem punktu B,
a wartość reakcji RB z równowagi momentów względem punktu A dla górnej belki:
= 0 �! S �"5.69 -12.93�"6.31- 7.39 �"5.43- 39.47�" 4.35 -101.19�" 2.40 - 26.56�"0.79 = 0
"M B
557.34
S �"5.69 - 557.34 = 0 S = = 97.95 kN/m
5.69
= 0 �! -12.93�"0.62 + 7.39�"0.26 + 39.47 �"1.34 +101.19�"3.29 + 26.56�" 4.90 - RB �"5.69 = 0
"M A
22
509.85
509.85 - RB �"5.69 = 0 RB = = 89.60 kN/m
5.69
Sprawdzenie: ŁX = 0 ŁX = 97.95+89.60-12.93-7.39-39.47-101.19-26.56 = 0.0 O.K.
*
Potrzebne zagłębienie tC ścianki zostanie wyznaczone z równowagi momentów względem punktu C
dla dolnej belki (ŁMC = 0)
3
* *
tC tC
* *
= 0 �! - RB �"tC + E* ( tC )�" = 0 �! - 89.60�"t* +18.77�" = 0
"MC p c
3 3
*
Po rozwiązaniu równania otrzymano wynik: tC = 3.78 m
W celu określenia wartości maksymalnego momentu zginającego w górnej belce M1max należy
znalez
ć miejsce zerowania się sił tnących w tej belce - T(y1m) = 0.
T4 = -12.93 + 97.95 - 7.39 - 39.47 = 38.16 > 0
T5 = 38.16-101.19 = -63.03 < 0
Miejsce zerowania się sił tnących znajduje się pomiędzy punktami 4 i 5.
Równanie parcia gruntu i wody pomiędzy pkt. 4 i 5 oraz wypadkowej  takie same jak w wariancie I:
2
ea+w( y1m ) = 36.31+ 3.33�" y1m Ea+w( y1m ) = 36.31�" y1m +1.67�" y1m
Równanie sił tnących:
2
T( y1m ) = 0 �! 38.16 - 36.31�" y1m -1.67�" y1m = 0
Rozwiązanie równania: y1m = 1.01 m
Wielkości pomocnicze do dalszych obliczeń:
ea+w( y1m = 1.01) = 36.31+ 3.33�"1.01 = 39.67 m
Ea+w( y1m = 1.01) = 36.31�"1.01+1.67�"1.012 = 38.38 kN/m
2�"36.31+ 39.67 1.01
r1m = �" = 0.50 m
36.31+ 39.67 3
Wartość maksymalnego momentu zginającego w górnej belce:
M1max = M( y1m ) = -12.93�"( 0.62 + 0.5 +1.5 +1.01) + 97.95�"( 0.5 +1.5 +1.01) - 7.39�"( 0.5 - 0.26 +
+1.5 +1.01) - 39.47 �"( 2.0 -1.34 +1.01) - 38.38�"0.50 = 142.47 kNm/m
W celu określenia wartości maksymalnego momentu zginającego w dolnej belce M2max należy
znalez
ć miejsce zerowania się sił tnących w tej belce - T(y2m) = 0.
Równanie sił tnących:
2
T( y2m ) = 0 �! - 89.60 +18.77�" y2m = 0
Rozwiązanie równania: y2m = 2.18 m
E* ( y2m = 2.18 ) = 18.77 �" 2.182 = 89.60 kN/m
p
Wartość maksymalnego momentu zginającego w dolnej belce:
2.18
M2max = - 89.60�"2.18 + 89.60�" = -130.22 kNm/m
3
23
Spośród momentów M1max i M2max większą bezwzględna wartość uzyskał moment M1max:
Mmax = max{M1max , M }= max{142.47, 130.22}= 142.47 kNm/m
2 max
Wartość obliczeniowa momentu zginającego i siły w ściągu (do wymiarowania elementów):
Mmax = 1.25 �" 142.47 = 178.1 kNm/m
S = 1.25 �" 97.95 = 122.4 kN/m
Przyjęcie profilu ścianki:
przyjęto stal St3S fd = 195 MPa
M 178.1�"102
max
potrzebny wskaz
nik wytrzymałości: W e" = = 913.3 cm3/m
fd 195�"10-1
Przyjęto profil Larssen IIn o Wx = 1100 cm3/m > 913.3 cm3/m
Pozostałe parametry profilu: J = 14900 cm4/m, A = 156 cm2/m
Zagłębienie całkowite ścianki w gruncie poniżej dna basenu: tC = 1.19 + 3.78 = 4.97 m
Zagłębienie ścianki przyjęte do wykonania:
t = 1.25�"tC = 1.25�"4.97 = 6.21 m przyjęto t = 6.20 m
B. Rozwiązanie metodą numeryczną
W rozwiązaniu numerycznym przygotowany zastanie bardzo podobny schemat obliczeniowy jak w
wariancie I. Różnica polega jedynie na przyjęciu większego zagłębienia ścianki w celu uzyskania
utwierdzenia w gruncie. Zagłębienie to przyjęto wstępnie takie, jakie otrzymano w metodzie
analitycznej. Parametry podpór sprężystych wyznaczono w taki sam sposób jak w wariancie I.
Przyjęty, wyjściowy schemat statyczny przedstawiono na rysunku poniżej.
Schemat statyczny - wyjściowy
1
4.0 4.0
13.24 2 13.24
A
3
16.32 16.32
pierwotny poziom dna
36.31 4 36.31
3.0 m
EJ
s
K [kPa]
x
13500
44.64 44.64
5
1.20
an=1.19 m
Rgri [kN] kxi [kN/m]
6
0.3
5.68 11070 7
0.5
22500
15.01 11100 8
0.5
11250
24.40 9
0.5
e*p
33.78 11250 10
0.5
43.17 11
11250
0.5
105.48
12
52.56 11250
0.5
61.95 11250 13
0.5
22500
143.02
35.87 14
5625
W trakcie wstępnych obliczeń, z profilem Larssen IIn stwierdzono nadmierne ugięcie ścianki
szczelnej, dlatego zwiększono profil do PU16 : Js = 30400 cm4/m EJs = 63840 kNm2/m
24
c
z = 5.0 m
Obliczenia układu, podobnie jak w wariancie I wykonano iteracyjnie. W trakcie iteracji kontrolowano
reakcje w podporach sprężystych i modyfikowano układ.
Następnie ustalono potrzebne zagłębienie ścianki metodą kolejnych prób. Poczynając od zagłębienia
do węzła nr 13 zwiększano co 0.5 m zagłębienie ścianki, obserwując zmiany w sile w ściągu S. Jako
ostateczne przyjęto zagłębienie takie, od którego dalsze jego zwiększanie nie powodowało już
istotnych zmian w wartości siły S (mniej niż 1%):
- zagłębienie do węzła nr 13 siła S = 112.0 kN/m
- zagłębienie do węzła nr 14 siła S = 109.7 kN/m
- zagłębienie do węzła nr 15 siła S = 107.5 kN/m �! przyjęto jako końcowe
- zagłębienie do węzła nr 16 siła S = 105.9 kN/m
- zagłębienie do węzła nr 17 siła S = 105.0 kN/m
Otrzymany schemat końcowy wraz z wynikami obliczeń przedstawiono na rysunku poniżej.
Wyniki obliczeń
Schemat statyczny  po iteracji
�x= -10.0 mm
1 1
4.0
S = 107.5 kN/m
2 13.24 2
3 3
16.32
4 36.31 4
EJ
s
M1max=172.6
�x=15.7 mm
kNm/m
44.64
5 5
Ri [kN]
6 6
5.68 7 5.68 7
15.01 8 15.01 8
24.40 9 24.40 9
33.78 10 33.78 10
11 27.42 11 M2min=-55.6
5625
kNm/m
12 10.84 12
11250
13 13 3.89
11250
14 14 17.55
11250
15 15 15.40
5625
Potrzebne zagłębienie ścianki: do węzła nr 15 tC = 1.20 + 0.3 + 8 �" 0.5 = 5.50 m
Porównanie wyników otrzymanych metodą analityczną (A) i numeryczną (B).
Metoda A Metoda B
- siła w ściągu : S = 97.95 kN/m S = 107.5 kN/m
- moment maksymalny M1: M1max = 142.5 kNm/m M1max = 172.6 kNm/m
- moment maksymalny M2: M2max =  130.2 kNm/m M1max =  55.6 kNm/m
- zagłębienie obliczeniowe: t = 4.97 m t = 5.50 m
Wniosek: otrzymane wyniki z obu metod obliczeniowych wykazują dość istotne różnice. Bardziej
niekorzystne wartości otrzymano w metodzie numerycznej i te wartości należy przyjąć jako
miarodajne do dalszych obliczeń wytrzymałościowych.
Wartość obliczeniowa momentu zginającego i siły w ściągu:
Mmax = 1.25 �" 172.6 = 215.8 kNm/m
S = 1.25 �" 107.5 = 134.4 kN/m
25
Sprawdzenie profilu ścianki:
M 215.8�"102
max
potrzebny wskaz
nik wytrzymałości: W e" = = 1107 cm3/m
fd 195�"10-1
Przyjęty profil PU16 o Wx = 1600 cm3/m > 1107 cm3/m.
Zagłębienie ścianki przyjęte do wykonania (ze względu na dokładniejsze obliczenia w metodzie
numerycznej przyjęto jako wystarczający zapas 15 %):
t = 1.15�"tC = 1.15�"5.50 = 6.33 m przyjęto ostatecznie t = 6.30 m
Opracowanie:
dr inż. Adam Krasiński
Katedra Geotechniki, Geologii i Bud. Morskiego PG
26