1
Poz.3.2. Żebro
Poz.3.2.1. Schemat statyczny i geometria przekroju
Zgodnie z planem stropu (rys.1.) żebro jest belką trójprzęsłową
(rys.5.)
Rozstaw osiowy podciągów (stanowiących podpory dla żeber) wynosi
5,70 m.
wymiary przekroju żebra: b = 0,30 m i h = 0,45 m
wymiary przekroju podciągu: b = 0,45 m i h = 1,00 m
Rys. 5. Schemat statyczny żebra
rozpiętość żeber w świetle podciągów
l
n
= 5,70 – 0,45 = 5,25 m
a
A
= min {0,5h ; 0,5t} = min {0,5
0,45 ; 0,5 0,45} = 0,225 m
a
B
= min {0,5h ; 0,5t} = min {0,5
0,45 ; 0,5 0,45} = 0,225 m
a
C
= a
B
= 0,175 m
rozpiętości obliczeniowe
l
ABeff
= l
n
+ a
A
+ a
B
= 5,25 + 2
0,225 = 5,70 m
l
BCeff
= l
n
+ a
B
+ a
C
= 5,25 + 2
0,225 = 5,70 m
wysokość użyteczna przekroju:
w przęśle
d = h – c
nom
– 0,5
–
s
= 450 – 20 – 0,5
20 – 8 = 412 mm
w osi podpór z uwzględnieniem sosu ukrytego
d = h – c
nom
– 0,5
–
s
+
3
5
0
t
,
= 412 +
3
450
5
0
,
= 487 mm
efektywna szerokość półki przekrojów teowych
b
eff
= min{b
w
+ 0,2
l
0
; b
w
+ 12 · h
f
; b
w
+ b
1
+ b
2
}
2
dla przęsła skrajnego
l
0
= 0,85 · l
eff
= 0,85 · 5,70 = 4,845 m
b
eff,AB
= min{b
w
+ 0,2
l
0
; b
w
+ 12 · h
f
; b
w
+ b
1
+ b
2
} =
= min{0,30 + 0,2
4,845 ; 0,30 + 12 · 0,1 ; 0,30 + 1,688} =
= min{1,269 ; 1,500 ; 1,988} = 1,27 m
dla przęsła środkowego
l
0
= 0,70 · l
eff
= 0,70 · 5,70 = 3,990 m
b
eff,BC
= min{b
w
+ 0,2
l
0
; b
w
+ 12 · h
f
; b
w
+ b
1
+ b
2
} =
= min{0,30 + 0,2
3,990 ; 0,30 + 12 · 0,1 ; 0,30 + 1,688} =
= min{1,098 ; 1,500 ; 1,988} = 1,10 m
Poz.3.2.2. Zestawienie obciążeń
Na żebro działają obciążenia z pasma o szerokości 1,988 m
Obciążenie obliczeniowe
Lp Rodzaj obciążenia
i jego wartość
charakterystyczna
f
> 1
f
< 1
f
> 1
f
< 1
[kN/m
2
]
[kN/m
2
]
OBCIĄŻENIA STAŁE (g)
1 ciężar płyty + warstwy
3,63
1,988 = 7,22
4,20
1,988
= 8,35
3,16
1,988
= 6,28
2 żebro
0,30
(0,45 – 0,10)
25,0 = 2,62
1,1
0,9
2,89
2,36
Razem obciążenie stałe
g
k
= 9,84
g
des,1
=
11,24
g
des,2
=
8,64
OBCIĄŻENIA ZMIENNE (q)
3 grunt (piaski grube)
18,05
1,988 = 35,88
1,1
0
39,47
-
4 śnieg
0,7
1,988 = 1,39
1,4
0
1,95
-
Razem obciążenie
zmienne
q
k
= 37,27
q
des
= 41,42
-
3
Poz.3.2.3. Siły wewnętrzne
Wartości momentów w żebrze policzono w kolejnych przekrojach w
przęsłach skrajnych poczynając od przęseł skrajnych oraz środkowym
co 0,2
l
eff
posługując się wartościami współczynników podanych w
tablicach Winklera.
Momenty zginające w przęśle skrajnym
M
0,2max
= 0,060
11,24 5,70
2
+ 0,070
41,42 5,70
2
= 116,11 kNm
M
0,4max
= 0,080
11,24 5,70
2
+ 0,100
41,42 5,70
2
= 163,79 kNm
M
0,5max
= 0,075
11,24 5,70
2
+ 0,100
41,42 5,70
2
= 161,96 kNm
M
0,6max
= 0,060
11,24 5,70
2
+ 0,090
41,42 5,70
2
= 143,03 kNm
M
0,8max
= 0,000
11,24 5,70
2
+ 0,04022
41,42 5,70
2
= 54,12 kNm
M
0,2min
= 0,060
8,64 5,70
2
– 0,010
41,42 5,70
2
= 3,38 kNm
M
0,4min
= 0,080
8,64 5,70
2
– 0,020
41,42 5,70
2
= –4,46 kNm
M
0,6min
= 0,060
8,64 5,70
2
– 0,030
41,42 5,70
2
= –23,53 kNm
M
0,8min
= 0,000
8,64 5,70
2
– 0,04022
41,42 5,70
2
= –54,16 kNm
Momenty zginające w osi podpory B
M
Bmin
= –0,100
11,24 5,70
2
– 0,1167
41,42 5,70
2
= –193,53 kNm
Momenty zginające w przęśle środkowym (licząc od podpory B)
M
0,2max
= 0,000
11,24 5,70
2
+ 0,050
41,42 5,70
2
= 67,29 kNm
M
0,4max
= 0,020
11,24 5,70
2
+ 0,070
41,42 5,70
2
= 101,50 kNm
M
0,5max
= 0,025
11,24 5,70
2
+ 0,075
41,42 5,70
2
= 110,06 kNm
M
0,2min
= 0,000
8,64 5,70
2
– 0,050
41,42 5,70
2
= –67,29 kNm
M
0,4min
= 0,020
8,64 5,70
2
– 0,050
41,42 5,70
2
= –61,67 kNm
M
0,5min
= 0,025
8,64 5,70
2
– 0,050
41,42 5,70
2
= –60,27 kNm
dalej symetrycznie
Siła poprzeczna przy podporze skrajnej A
V
A
= 0,400 · 11,24
5,70 + 0,450 41,42 5,70 = 131,87 kN
4
Siła poprzeczna przy podporze B
V
Bl
= –0,600 · 11,24
5,70 – 0,6167 41,42 5,70 = –184,04 kN
V
Bp
= 0,500 · 11,24
5,70 + 0,5833 41,42 5,70 = 168,75 kN
Poz.3.2.4. Stan graniczny nośności – zginanie
beton B37: f
cd
= 20,0 MPa,
cc
= 0,85
stal A-III: f
yd
= 350 MPa
Moment graniczny przenoszony przez półkę
243
0
412
0
100
0
,
,
,
d
h
f
M
Rdp,eff
=
(1 – 0,5
)
d
2
b
eff
f
cd
=
= 0,243
(1 – 0,5 0,243) 0,412
2
1,10 0,85 20,0 = 0,6776 MNm
M
Rdp,eff
= 677,6 kNm > M
max
= 163,79 kNm
całe żebro pracuje jak belka pozornie teowa
Przęsło skrajne
M
Sd
= M
0,4max
= 163,79 kNm
b
eff
= 1,27 m, d = 0,412 m
2
2
cm
27
2
m
000227
0
412
0
30
0
410
9
2
26
0
26
0
,
,
,
,
,
,
d
b
f
f
,
A
w
yk
ctm
min
.
s
045
0
412
0
27
1
20
85
0
10
79
163
2
3
2
,
,
,
,
,
d
b
f
M
eff
cd
cc
Sd
eff
z tablicy 3.10 odczytano
eff
= 0,973 i
eff
= 0,05 <
eff,lim
= 0,53
2
2
3
1
cm
67
11
m
001167
0
350
412
0
973
0
10
79
163
,
,
,
,
,
f
d
M
A
yd
eff
Sd
s
przyjęto 4
20 A
s,prov
= 12,57 cm
2
> A
s,min
= 2,36 cm
2
Przęsło środkowe
M
Sd
= M
0,5max
= 110,06 kNm
b
eff
= 1,10 m, d = 0,412 m
5
035
0
412
0
10
1
20
85
0
10
06
110
2
3
2
,
,
,
,
,
d
b
f
M
eff
cd
cc
Sd
eff
z tablicy 3.10 odczytano
eff
= 0,982 i
eff
= 0,04 <
eff,lim
= 0,53
2
2
3
1
cm
77
7
m
000777
0
350
412
0
982
0
10
06
110
,
,
,
,
,
f
d
M
A
yd
eff
Sd
s
przyjęto 4
16 A
s,prov
= 8,04 cm
2
> A
s,min
= 2,36 cm
2
Podpora B
w osi podpory
M
Sd
= M
Bmin
= 193,53 kNm
b
w
= 0,30 m, d = 0,487 m
2
2
cm
69
2
m
000269
0
487
0
30
0
410
9
2
26
0
26
0
,
,
,
,
,
,
d
b
f
f
,
A
w
yk
ctm
min
.
s
160
0
487
0
30
0
20
85
0
10
53
193
2
3
2
,
,
,
,
,
d
b
f
M
w
cd
cc
Sd
eff
z tablicy 3.10 odczytano
eff
= 0,938 i
eff
= 0,12 <
eff,lim
= 0,53
2
2
3
1
cm
10
12
m
001210
0
350
487
0
938
0
10
53
193
,
,
,
,
,
f
d
M
A
yd
eff
Sd
s
przyjęto 4
20 A
s,prov
= 12,57 cm
2
> A
s,min
= 2,69 cm
2
w licu podciągu
M
Sd
= M
Bmin
+ V
Bp
(0,5 b
wP
) – 0,5
(g
des,1
+ q
des
)
(0,5 b
wP
)
2
=
= –193,53 + 168,75
(0,5 0,45) – 0,5 (11,24 +41,42) (0,5 0,45)
2
=
= 156,89 kNm
b
w
= 0,30 m, d = 0,412 m
181
0
412
0
30
0
20
85
0
10
89
156
2
3
2
,
,
,
,
,
d
b
f
M
w
cd
cc
Sd
eff
z tablicy 3.10 odczytano
eff
= 0,900 i
eff
= 0,20 <
eff,lim
= 0,53
6
2
2
3
1
cm
09
12
m
001209
0
350
412
0
900
0
10
89
156
,
,
,
,
,
f
d
M
A
yd
eff
Sd
s
przyjęto zbrojenie jak w osi podpory: 4
20 A
s,prov
= 12,57 cm
2
Poz.3.2.5. Stan graniczny nośności – ścinanie
beton B37: f
cd
= 20,0 MPa, f
ctd
= 1,33 MPa, f
ck
= 30 MPa
zbrojenie główne A-III: f
ywd2
= 350 MPa
strzemiona A-I: f
ywd1
= 210 MPa, f
yk
= 240 MPa
Minimalny stopień zbrojenia strzemionami
240
30
08
0
08
0
,
f
f
,
yk
ck
min
,
w
= 0,18%
Maksymalny rozstaw strzemion
s
max
= min{0,75
d ; 400 mm} = min{0,75 412 ; 400} = 309 mm
przyjęto s
max
= 300mm
Poz.3.2.5.1. Podpora A
Siła poprzeczna w odległości d od lica podpory
V
SdA
= V
A
– (g
des,1
+ q
des
)
(a
A
+ d) =
= 131,87 - (11,24 +41,42)
(0,225 + 0,412) = 98,32 kN
Wyznaczenie nośności przekroju nie zbrojonego na ścinanie – V
Rd1
V
Rd1
= 0,35
k f
ctd
(1,2 + 40
L
)
b
w
d
Przyjęto, że do podpory doprowadzono dołem 2
20
A
sL
= 12,57 cm
2
L
=
d
b
A
w
sL
=
2
41
30
57
12
,
,
= 0,010
0,01
k = 1,6 – d = 1,6 – 0,412 = 1,188 > 1,0
7
V
Rd1
= 0,35
k f
ctd
(1,2 + 40
L
)
b
w
d =
= 0,35
1,188 1,33 10
3
(1,2 + 40 0,01) 0,30 0,412 = 109,36 kN
V
SdA
= 100,96 kN < V
Rd1
= 98,32 kN - odcinek pierwszego rodzaju
Zbrojenie na ścinanie należy przyjąć z warunków konstrukcyjnych
(rozstaw s
max
= 300 mm).
Nośności krzyżulców betonowych – V
Rd2
V
Rd2
= 0,5
f
cd
b
w
z
= 0,6
(1 – f
ck
/ 250) = 0,6
(1 – 30 / 250) = 0,528
z = 0,9
d = 0,9 0,412 = 0,371 m
V
Rd2
= 0,5
f
cd
b
w
z = 0,5 0,528 20 10
3
0,30 0,371 =
= 587,66 kN
V
SdA
= 98,32 kN < V
Rd2
= 587,66 kN – warunek spełniony
Poz.3.2.5.2. Podpora B z lewej strony
Siła poprzeczna w odległości d od lica podpory
V
Sd,ab
= V
Bl
– (g
des,1
+ q
des
)
(a
B
+ d) =
= 184,04 - (11,24 +41,42)
(0,225 + 0,412) = 150,50 kN
Wyznaczenie nośności przekroju nie zbrojonego na ścinanie – V
Rd1
V
Rd1
= 0,35
k f
ctd
(1,2 + 40
L
)
b
w
d
Przyjęto, że do podpory doprowadzono górą co najmniej 3
20
A
sL
= 9,43 cm
2
L
=
d
b
A
w
sL
=
2
41
30
43
9
,
,
= 0,008 < 0,01
V
Rd1
= 0,35
k f
ctd
(1,2 + 40
L
)
b
w
d =
= 0,35
1,188 1,33 10
3
(1,2 + 40 0,008) 0,30 0,412 = 103,9 kN
V
Sd,ab
= 150,50 kN > V
Rd1
= 103,9 kN - odcinek drugiego rodzaju
8
długość odcinka drugiego rodzaju
m
885
0
42
41
24
11
9
103
50
150
1
1
,
,
,
,
,
q
g
V
V
l
des
,
des
Rd
ab
,
Sd
t
Rys. __.6. Podział na odcinki przy podporze B
Na odcinku l
t
założono zbrojenie w postaci strzemionami dwuciętych
o średnicy
8 (A
sw1
= 1,00 cm
2
). Na długości odcinka dwa razy po
jednym pręcie
20 (A
sw2
= 3,14 cm
2
) pod kątem
= 45
. Odcinek
podzielono na trzy odcinki (rys. __.6)
Odcinek ab
l
t1
= s
a
+ d – a
2
s
a
= min{50 mm ; 0,2
h} = min{50 ; 0,2 450} = 50 mm
s
b
= 0,2
h = 0,2 450 = 90 mm
l
t1
= s
a
+ d – a
2
= 0,05 + 0,412 – 0,038 = 0,424 m
ctg
=
d
,
l
t
9
0
1
=
412
0
9
0
424
0
,
,
,
= 1,143 1 < ctg
< 2
Siła przenoszona przez pręt odgięty – V
Rd32
sin
ctg
ctg
z
s
f
A
V
ywd
sw
Rd
)
(
2
2
2
32
=
=
707
0
)
1
,143
1
(
412
0
9
0
464
0
10
350
10
14
3
3
4
,
,
,
,
,
= 133,06 kN
V
Rd32
= 133,06 kN > 0,5
V
Sd,ab
= 0,5
150,50 = 75,25 kN
Ponieważ strzemiona muszą przenosić co najmniej 50% siły
poprzecznej dlatego należy je zaprojektować na siłę V
Rd31
= 75,25 kN
9
Rozstaw strzemion – s
1
ctg
z
V
f
A
s
Rd
ywd
sw
31
1
1
1
,143
1
412
0
9
0
25
75
10
210
10
00
1
3
4
1
,
,
,
,
s
= 0,118 m
przyjęto strzemiona dwucięte
8 co 100 mm
30
10
00
1
1
1
,
b
s
A
w
sw
w
= 0,33% >
w,min
= 0,18%
Sprawdzenie warunku: V
Sd
V
Rd3
ctg
z
s
f
A
V
ywd
sw
Rd
1
1
1
31
=
,143
1
412
0
9
0
100
0
10
210
10
00
1
3
4
,
,
,
,
=
89,00 kN
V
Rd3
= V
Rd31
+ V
Rd32
= 89,00 + 133,06 = 222,06 kN
V
Rd3
= 222,06 kN > V
Sd,ab
= 150,50 kN – warunek spełniony
Sprawdzenie nośności krzyżulców betonowych: V
Sd
V
Rd2
V
Rd2
=
f
cd
b
w
z
2
1 ctg
ctg
+
cos
z
s
f
A
ywd
sw
2
2
2
=
= 0,528
20 10
3
0,30 0,371
2
143
1
1
143
1
,
,
+
+
707
0
371
0
464
0
10
350
10
14
3
3
4
,
,
,
,
= 582,45 + 62,13 =
= 644,58 kN >> V
Bl
= 184,04 kN – warunek spełniony
Jednocześnie
10
f
cd
b
w
z
ctg
ctg
ctg
ctg
ctg
2
1
2
= 0,528
20 10
3
0,30
0,371
1
143
1
2
1
143
1
1
143
1
2
,
,
,
= 177,25 kN >
cos
z
s
f
A
V
ywd
sw
Rd
2
2
2
= 62,13 kN
Sprawdzenie nośności zbrojenia głównego przy ścinaniu
ctg
V
V
ctg
V
,
z
M
F
Rd
Rd
*
Sd
*
Sd
td
3
32
5
0
< F
t,max
Siła poprzeczna w licu podpory:
V
Sd
*
= V
Bl
– (g
des,1
+ q
des
)
a
B
=
= 184,04 - (11,24 +41,42)
0,225 = 172,19 kN
Moment zginający w licu podpory:
M
Sd
*
= M
Bmin
+ V
Bp
(0,5 b
wP
) – 0,5
(g
des,1
+ q
des
)
(0,5 b
wP
)
2
=
= –193,53 + 168,75
(0,5 0,45) – 0,5 (11,24 +41,42) (0,5 0,45)
2
=
= 156,89 kNm
1
06
222
06
133
143
1
19
172
5
0
412
0
9
0
89
156
,
,
,
,
,
,
,
,
F
td
= 469,93 kN
F
t,max
= A
s
f
yd
= 12,57
10
–4
350 10
3
= 439,95 kN
F
td
= 469,93 kN < F
t,max
= 439,95 kN – warunek spełniony
Odcinek bc
l
t2
= l
t
– l
t1
= 0,885 – 0,424 = 0,461 m
Na odcinku bc założono zbrojenie jak na odcinku ab.
V
Sd,bc
= V
Bl
– (g
des,1
+ q
des
)
(a
B
+ l
t1
) =
= 184,04 - (11,24 +41,42)
(0,225 + 0,424) = 149,86 kN
11
Ponieważ V
Sd,bc
V
Sd,ab
(różnica nie przekracza 1%) na odcinku bc
przyjęto zbrojenie jak na odcinku ab: strzemiona dwucięte
8 co
100mm i pręt odgięty
20.
Poz.3.2.5.3. Podpora B z prawej strony
Różnica sił poprzecznych z obu stron podpory B nie przekracza 10%.
Dlatego bez wykonywania szczegółowych obliczeń przyjęto zbrojenie
takie samo jak po lewej stronie podpory B.
Poz.3.2.5.4. Sprawdzenie ścinania między środnikiem i półką dla
półki w strefie ściskanej
Przęsło skrajne
warunek nośności:
ctg
f
s
A
V
z
V
v
yd
f
sf
Rd
Sd
f
Sd
3
długość rozpatrywanego odcinka:
4 ·
x = 0,85 · l
ABeff
= 0,85 · 5,70 = 4,845 m
x = 1,211 m
stosunek siły normalnej przenoszonej przez beton w półce po jednej
stronie środnika do całkowitej siły w rozpatrywanym przekroju:
f
=
AB
eff
AB
eff
b
b
,
,
1
=
27
,
1
5
,
0
)
30
,
0
27
,
1
(
= 0,382
ramię sił wewnętrznych:
z = 0,9 · d = 0,9 · 0,412 = 0,371 m
uśredniona wartość siły poprzecznej na rozpatrywanym odcinku:
V
Sd
= 0,75 · V
A
= 0,75 · 131,87 = 98,90 kN
podłużna siła ścinająca:
v
Sd
=
371
,
0
90
,
98
382
,
0
z
V
Sd
f
= 101,83 kN/m
zbrojenie płyty (dolne) -
8 co 90 mm:
f
sf
s
A
= 5,59 cm
2
ctg
f
s
A
V
yd
f
sf
Rd
3
= 5,59 · 10
-4
· 210 · 10
3
· 2 = 234,78 kN/m
12
v
Sd
= 101,83 kN/m
V
Rd3
= 234,78 kN/m – warunek spełniony
Ponieważ na drugim odcinku
x przęsła skrajnego występują dużo
mniejsze siły tnące a nośność półki na ścinanie pozostaje bez zmian,
nie przeprowadzano szczegółowych obliczeń.
Przęsło środkowe
x = 0,25 · 0,7 · l
BCeff
= 0,25 · 0,7 · 5,70 = 0,997 m
f
=
BC
eff
BC
eff
b
b
,
,
1
=
10
,
1
5
,
0
)
30
,
0
10
,
1
(
= 0,364
uśredniona wartość siły poprzecznej na rozpatrywanym odcinku:
V
Sd
=
BCeff
Bp
l
x
V
5
,
0
5
,
1
=
70
,
5
5
,
0
997
,
0
5
,
1
75
,
168
= 88,55 kN
v
Sd
=
371
,
0
55
,
88
364
,
0
z
V
Sd
f
= 86,88 kN/m
zbrojenie płyty (dolne) -
8 co 120 mm:
f
sf
s
A
= 4,19 cm
2
ctg
f
s
A
V
yd
f
sf
Rd
3
= 4,19 · 10
-4
· 210 · 10
3
· 2 = 175,98 kN/m
v
Sd
= 86,88 kN/m < V
Rd3
= 175,98 kN/m – warunek spełniony
Poz.3.2.6. Stan graniczny użytkowania – ugięcie
wg tabeli 13 PN-B-03264:2002
przęsło skrajne
moment od charakterystycznych obciążeń długotrwałych:
M
Sdk1,lt
= 0,060
9,84 5,70
2
+ 0,090
35,88 5,70
2
= 124,10 kNm
A
s,prov
= 12,57 cm
2
, d = 0,412 m, l
eff
= 5,70 m
2
41
30
57
12
,
,
d
b
A
w
prov
,
s
= 1,02 % dla
> 1,0 % –
= 0,80
4
3
1
10
57
12
412
0
8
0
10
1
124
,
,
,
,
A
d
M
prov
,
s
lt
,
Sdk
s
= 299,5 MPa
13
z tablicy 13 odczytano:
d
l
eff
max = 22 (dla
s
= 250 MPa)
d
l
eff
max = 22
5
299
250
,
= 18 >
412
0
70
5
,
,
d
l
eff
= 14
można nie przeprowadzać szczegółowych obliczeń
przęsło środkowe
moment od charakterystycznych obciążeń długotrwałych:
M
Sdk2,lt
= 0,025
9,84 5,70
2
+ 0,075
35,88 5,70
2
= 95,42 kNm
A
s,prov
= 8,04 cm
2
, d = 0,412 m, l
eff
= 5,70 m
2
41
30
04
8
,
,
d
b
A
w
prov
,
s
= 0,65 % –
= 0,85
4
3
1
10
04
8
412
0
85
0
10
42
94
,
,
,
,
A
d
M
prov
,
s
lt
,
Sdk
s
= 335,3 MPa
z tablicy 13 odczytano:
d
l
eff
max = 32 (dla
s
= 250 MPa)
d
l
eff
max = 32
3
335
250
,
= 24 >
412
0
70
5
,
,
d
l
eff
= 14
można nie przeprowadzać szczegółowych obliczeń
Poz.3.2.7. Stan graniczny użytkowania – rysy prostopadłe;
wg tabeli D.1 PN-B-03264:2002
przęsło skrajne
Dla
s
= 300 MPa oraz
= 0,65 % maksymalna średnica prętów przy
której szerokość rozwarcia rys prostopadłych jest ograniczona do w
lim
= 0,3 mm wynosi
max
= 28 mm >
prov
= 20 mm
można nie przeprowadzać szczegółowych obliczeń
przęsło środkowe
Dla
s
= 335 MPa oraz
= 1,02 % maksymalna średnica prętów przy
której szerokość rozwarcia rys prostopadłych jest ograniczona do w
lim
= 0,3 mm wynosi
max
= 18 mm >
prov
= 16 mm
14
można nie przeprowadzać szczegółowych obliczeń
Poz.3.2.8. Stan graniczny użytkowania – rysy ukośne;
Sprawdzenie przeprowadzono dla najbardziej wytężonego odcinka ab
po lewej stronie podpory B.
w
k
=
ck
s
w
f
E
2
4
< w
lim
= 0,3 mm
Siła poprzeczna od obciążeń charakterystycznych
V
Sdk1,lt
= –0,600 · 9,84
5,70 – 0,6167 39,47 5,70 = –172,40 kN
Siła poprzeczna w odległości d od lica podpory
V
Sdk1,lt,ab
= V
Sdk1,lt
– (g
k
+ q
k,lt
)
(a
B
+ d) =
= 172,40 - (9,84 +39,47)
(0,225 + 0,412) = 139,76 kN
stopień zbrojenia:
strzemiona dwucięte
8 co 100mm:
30
10
00
1
1
1
1
,
b
s
A
w
sw
w
= 0,33%
pręt odgięty
20:
707
0
30
4
46
14
3
2
2
2
,
,
,
sin
b
s
A
w
sw
w
= 0,32%
w
=
w1
+
w2
= 0,33 + 0,32 = 0,65%
naprężenia tnące:
412
0
30
0
76
139
1
,
,
,
d
b
V
w
ab
,
lt
,
Sdk
= 1,131 MPa
1
2
2
2
1
1
1
3
1
w
w
=
1
02
0
7
0
0032
0
008
0
0
1
0033
0
3
1
,
,
,
,
,
,
= 0,520 m
szerokość rys ukośnych:
15
w
k
=
ck
s
w
f
E
2
4
=
30
10
200
0065
0
52
0
131
1
4
3
2
,
,
,
= 0,068 mm
w
k
= 0,068 mm < w
lim
= 0,3 mm – warunek spełniony