glavni projekt mosta bandalova kosa s čeličnom rasponskom konstrukcijom i ortotropnom pločom -...

SVEUČILIŠTE U SPLITU FAKULTET GRAĐEVINARSTVA, ARHITEKTURE I GEODEZIJE

DIPLOMSKI RAD

Rudolf Grljušić

Split, 2012.

SVEUČILIŠTE U SPLITU

FAKULTET GRAĐEVINARSTVA, ARHITEKTURE I GEODEZIJE

Rudolf Grljušić

Glavni projekt mosta Bandalova Kosa s čeličnom rasponskom konstrukcijom i ortotropnom pločom

Diplomski rad

Split, 2012.

SVEUČILIŠTE U SPLITU FAKULTET GRAÐEVINARSTVA, ARHITEKTURE I GEODEZIJE Split, Matice hrvatske 15

STUDIJ: DIPLOMSKI SVEUČILIŠNI STUDIJ GRAĐEVINARSTVA KANDIDAT: Rudolf Grljušić BROJ INDEKSA: 099 KATEDRA: Katedra za metalne i drvene konstrukcije PREDMET: Diplomski rad

ZADATAK ZA DIPLOMSKI RAD Tema: Glavni projekt mosta Bandalova Kosa s čeličnom rasponskom konstrukcijom i ortotropnom pločom

Opis zadatka: Za most ukupnog raspona 238 m dimenzionirana je čelična rasponska konstrukcija s dva glavna nosača i ortotropnom pločom kao gornjim pojasem. Rad sadrži proračun elemenata nosivog sustava i karakteristične građevinske nacrte.

U Splitu, listopad 2011.

Voditelj diplomskog rada: Predsjednik Povjerenstva za završne i diplomske ispite:

Prof. dr. sc. Ivica Boko Prof. dr. sc. Vesna Denić-Jukić

Glavni projekt mosta Bandalova Kosa s čeličnom rasponskom konstrukcijom i ortotropnom pločom

Sažetak:

Za most ukupnog raspona 238 m dimenzionirana je čelična rasponska konstrukcija sa dva glavna nosača i ortotropnom pločom kao gornjim pojasem. Rad sadrži proračun elemenata nosivog sustava i karakteristične građevinske nacrte

Ključne riječi:

ortotropna ploča, most, čelična rasponska konstrukcija, glavni nosač, uzdužna rebra

Main project of bridge Bandalova Kosa with steel loadbearing construction and orthotropic plate deck

Abstract:

A steel bridge with an overall span of 238 m has been designed with two main girders and an orthotropic plate as the top cord. Project includes calculation of main structural elements and characteristic construction designs

Keywords:

orthotropic plate, bridge, steel loadbearing construction, main girder, longitudinal stiffeners

Mojim roditeljima, koji su mi oduvijek bili najveća potpora u životu

Rudolf Grljušić, 099 Diplomski rad

176

SADRŽAJ

1 TEHNIČKI OPIS I POSEBNI TEHNIČKI UVJETI GRADNJE............... 1

1.1 Opće napomene.................................................................................................1

1.2 Nosiva konstrukcija mosta ................................................................................2

1.2.1 Rasponski sklop mosta .................................................................................... 2

1.2.2 Stupovi mosta.................................................................................................. 4

1.2.3 Upornjaci mosta .............................................................................................. 6

1.3 Gradiva mosta ...................................................................................................7

1.3.1 Čelik S355 ...................................................................................................... 7

1.3.2 Beton .............................................................................................................. 8

1.3.3 Betonski čelik................................................................................................ 10

1.4 Oprema i ostala rješenja .................................................................................. 10

1.4.1 Hidroizolacija................................................................................................ 10

1.4.2 Zastor............................................................................................................ 11

1.4.3 Prijelazne naprave ......................................................................................... 12

1.4.4 Ležajevi ........................................................................................................ 12

1.4.5 Vijenac, pješački hodnik i odbojnici .............................................................. 13

1.4.6 Odvodnja ...................................................................................................... 14

1.4.7 Uređenje pokosa nasipa................................................................................. 15

1.4.8 Uređenje okoliša ........................................................................................... 15

1.4.9 Zaštita od buke.............................................................................................. 15

1.4.10 Probno opterećenje........................................................................................ 16

1.4.11 Održavanje objekta i projektirani vijek trajanja.............................................. 16

1.4.12 Način zbrinjavanja građevnog otpada ............................................................ 17

1.5 Antikorozivna zaštita mosta ............................................................................ 18

1.6 Montaža rasponske konstrukcije mosta ........................................................... 20

2 ČELIČNA ORTOTROPNA PLOČA.......................................................... 21

2.1 Uvod ............................................................................................................... 21

2.2 Prednosti i mane ortotropnih ploča .................................................................. 22


177

2.3 Konstrukcijsko oblikovanje............................................................................. 23

2.4 Karakteristike ortotropne ploče ....................................................................... 25

2.4.1 Određivanje debljine lima ............................................................................. 25

2.4.2 Odabir tipa i dimenzija uzdužnog rebra ......................................................... 25

2.4.3 Određivanje efektivne širine ortotropne ploče................................................ 26

3 PRORAČUNSKI MODELI......................................................................... 31

3.1 Uvod ............................................................................................................... 31

3.2 Model za vertikalna opterećenja ...................................................................... 31

3.3 Model za horizontalna opterećenja .................................................................. 32

4 ANALIZA OPTEREĆENJA ....................................................................... 34

4.1 Model za vertikalna opterećenja ...................................................................... 34

4.1.1 Stalno opterećenje ("g") ................................................................................ 34

4.1.2 Dodatno stalno opterećenje ("Δg")................................................................. 34

4.1.3 Prometno opterećenje ("Q" i "q") .................................................................. 35

4.1.4 Nejednoliko linearno temperaturno opterećenje ("dT") .................................. 40

4.2 Model za horizontalna opterećenja .................................................................. 41

4.2.1 Jednoliko temperaturno opterećenje ("T")...................................................... 41

4.2.2 Opterećenje od kočenja i pokretanja vozila ("qk") .......................................... 43

4.2.3 Opterećenje vjetrom...................................................................................... 44

4.2.4 Potresno opterećenje ("S")............................................................................. 53

5 STATIČKI PRORAČUN............................................................................. 56

5.1 Uvod ............................................................................................................... 56

5.2 Kontrola progiba za granično stanje uporabljivosti.......................................... 57

5.2.1 Dopušteni vertikalni progibi u poljima .......................................................... 57

5.2.2 Mjerodavne kombinacije opterećenja za GSU ............................................... 57

5.3 Proračun potresa metodom spektra odgovora .................................................. 61

5.3.1 Modalna analiza mosta.................................................................................. 61

5.3.2 Udio aktivirane mase i proračun na potres ..................................................... 66


178

5.4 Rezultati statičkog proračuna za granično stanje nosivosti............................... 69

5.4.1 Rezultati statičkog proračuna za vertikalni model opterećenja ....................... 69

5.4.2 Mjerodavne kombinacije opterećenja za GSN ............................................... 79

5.4.3 Rezultati statičkog proračuna za horizontalni model opterećenja ................... 84

6 PRORAČUN PLOČASTIH ELEMENATA PREMA EC 3 ...................... 85

6.1 Uvod ............................................................................................................... 85

6.2 Nestabilnost hrpta nosača ................................................................................ 85

6.2.1 Metoda efektivne širine ................................................................................. 86

6.3 Posmična otpornost ......................................................................................... 91

6.4 Otpornost na djelovanje koncentrirane sile ...................................................... 92

6.5 Interakcijsko djelovanje .................................................................................. 93

6.5.1 Interakcija savijanja, posmika i uzdužne sile ................................................. 93

6.5.2 Interakcija savijanja, koncentrirane sile i uzdužne sile ................................... 93

7 DIMENZIONIRANJE GLAVNIH UZDUŽNIH NOSAČA ...................... 94

7.1 Uvod ............................................................................................................... 94

7.2 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača nad upornjakom "U1" ................ 95

7.2.1 Karakteristike poprečnog presjeka................................................................. 95

7.2.2 Računske unutrašnje sile u poprečnom presjeku ............................................ 95

7.2.3 Klasifikacija poprečnog presjeka ................................................................... 96

7.2.4 Posmična otpornost poprečnog presjeka ........................................................ 96

7.3 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača u polju "P1" ............................... 99

7.3.1 Karakteristike poprečnog presjeka................................................................. 99

7.3.2 Računske unutrašnje sile u poprečnom presjeku .......................................... 100

7.3.3 Klasifikacija poprečnog presjeka ................................................................. 100

7.3.4 Otpornost poprečnog presjeka na savijanje .................................................. 100

7.3.5 Posmična otpornost poprečnog presjeka ...................................................... 101

7.3.6 Stabilnost hrpta uslijed normalnih tlačnih napona........................................ 102

7.4 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača nad stupom "S1" ...................... 106

7.4.1 Karakteristike poprečnog presjeka............................................................... 106


179





7.4.6 Otpornost elementa na bočno izvijanje ........................................................ 110


7.5 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača u polju "P2" ............................. 115







8 DIMENZIONIRANJE POPREČNIH NOSAČA ..................................... 122

8.1 Uvod ............................................................................................................. 122

8.2 Određivanje efektivne širine ortotropne ploče ............................................... 123

8.3 Unutrašnje sile i mjerodavne kombinacije u poprečnom presjeku.................. 124

8.4 Dokaz nosivosti i stabilnosti poprečnog nosača na ležaju .............................. 125






8.4.6 Otpornost elementa na bočno izvijanje ........................................................ 127


8.5 Dokaz nosivosti i stabilnosti poprečnog nosača u polju ................................. 132







180


9 DIMENZIONIRANJE VJETROVNOG SPREGA .................................. 136

9.1 Uvod ............................................................................................................. 136

9.2 Opterećenje vjetrom ...................................................................................... 136

9.3 Rezultati proračuna ....................................................................................... 137

9.4 Dokaz nosivosti i stabilnosti elemenata vjetrovnog sprega ............................ 138




9.4.4 Otpornost poprečnog presjeka u vlaku......................................................... 139


9.4.6 Interakcija momenta savijanja i uzdužne sile ............................................... 139

9.4.7 Progibi elemenata vjetrovnog sprega ........................................................... 140

10 DIMENZIONIRANJE MONTAŽNOG NASTAVKA ............................. 141

10.1 Uvod ........................................................................................................... 141

10.2 Karakteristike nastavka i mjerodavna kombinacija opterećenja ..................... 141

10.2.1 Mjerodavne kombinacija za GSN i GSU ..................................................... 141

10.2.2 Karakteristike poprečnog presjeka nosača i nastavka................................... 142

10.2.3 Određivanje otpornosti elemenata nastavka ................................................. 144

10.3 Dimenzioniranje zavarenog spoja.................................................................. 152

11 DIMENZIONIRANJE STUPOVA............................................................ 153

11.1 Uvod ........................................................................................................... 153

11.2 Unutrašnje sile i mjerodavne kombinacije u poprečnom presjeku.................. 155

11.3 Dimenzioniranje stupova............................................................................... 157

11.3.1 Moment savijanja oko osi z - z (u smjeru mosta) ......................................... 157

11.3.2 Moment savijanja oko osi y - y (okomito na most) ...................................... 159

11.3.3 Poprečna sila ............................................................................................... 160

12 ODABIR LEŽAJEVA................................................................................ 164

12.1 Uvod ........................................................................................................... 164


181

12.2 Osnovna kombinacija opterećenja ................................................................. 165

12.3 Seizmička kombinacija opterećenja............................................................... 166

12.4 Odabir lončastih ležajeva .............................................................................. 168

13 ODABIR PRIJELAZNE NAPRAVE........................................................ 171

13.1 Uvod ........................................................................................................... 171

13.2 Osnovna kombinacija opterećenja ................................................................. 171

13.3 Seizmička kombinacija opterećenja............................................................... 172

13.4 Odabir prijelazne naprave.............................................................................. 172

14 GRAFIČKI PRILOZI................................................................................ 174

15 LITERATURA ........................................................................................... 175


1

1 TEHNIČKI OPIS I POSEBNI TEHNIČKI UVJETI GRADNJE

1.1 Opće napomene

Projektni zadatak je proračun čeličnog mosta s ortotropnom pločom "Bandalova Kosa" na

dionici brze ceste Solin - Klis. Ukupna duljina mosta je 238,00 m. Os prvog upornjaka mosta je

na stacionaži ST 5+536,000, a drugog na stacionaži ST 5+774,000. Osni razmak upornjaka je

238,00 m. Rasponska konstrukcija ima tri raspona, odnosno dva armirano-betonska stupa šupljeg

pravokutnog poprečnog presjeka, s odgovarajućim simetričnim osnim razmacima upornjaka i

stupova 74,00 m + 90,00 m + 74,00 m = 238,00 m, te čini jednu dilatacijsku cjelinu.

Slika 1.1 Prostorna lokacija projektiranog mosta

Poprečni nagib kolnika je konstantan na čitavoj duljini mosta i iznosi 7,000 %. Niveleta

mosta je u konstantnom uzdužnom nagibu od 5,904 %. Poprečni i uzdužni nagibi mosta su

zanemareni u statičkoj analizi i proračunu mosta izvršenom u programskom paketu Tower 6.

U poprečnoj dispoziciji vijadukt ima dva odvojena (dilatirana) kolnika, lijevi i desni, što

odgovara profilu brze ceste na kojoj nije predviđen zaustavni trak, ali je u radu projektiran samo

lijevi kolnik. Svaki dilatirani kolnik ima dva vozna traka širine po 3,75 m uz širinu zaštitnog

traka od 0,20 m, pa ukupna širina kolnika iznosi 2 3,75 + 0,20 = 7,70 m. Zajedno s širinama

hodnika na vanjskim rubovima kolnika od po 1,50 m svaki, ukupna širina lijevog dijela kolnika

je 7,70 + 2 1,50 = 10,70 m.

Projektirani most ima zatvoreni sustav odvodnje oborinskih voda, a oborinska voda se s

kolnika odvodi slivnicima u odvodne cijevi.


2

Armirano-betonski stupovi mosta temeljeni su na kvalitetnom temeljnom tlu (stijena)., a

dopušteno centrično naprezanje u tlu za osnovna opterećenja iznosi qdop = 0,60 MPa. Most se

nalazi u seizmičkoj zoni za koju je, uz vjerojatnost pojave od 66 % i povratni period od 500

godina, moguć potres intenziteta 7,8 MCS skale.

1.2 Nosiva konstrukcija mosta

1.2.1 Rasponski sklop mosta

Rasponski sklop je formiran od dva glavna uzdužna rasponska nosača, sekundarnih

poprečnih nosača i čelične kolničke ortotropne ploče. Na upornjaku "U2" i stupovima "S1" i "S2"

rasponski sklop se oslanja preko uzdužno ili svestrano pomičnih lončastih ležajeva, dok je na

upornjaku "U1" spriječen uzdužni pomak mosta fiksnim ležajem.

Vrhovi stupova "S1" i "S2" kruto su vezani s naglavnom gredom na koju se oslanja

rasponski sklop preko odgovarajuće proračunatih lončastih ležajeva, po 2 iznad svakog stupa i

upornjaka, ukupno 8 komada. Dilatacija rasponske konstrukcije predviđena je na mjestu

upornjaka "U2" na kojem je omogućen uzdužni i poprečni pomak rasponske konstrukcije

oslonjene na lončastim ležajevima, te je na tom mjestu postavljena odgovarajuća prijelazna

naprava koja omogućuje proračunate pomake uslijed vanjskih opterećenja.

Slika 1.2 Skica uzdužne dispozicije mosta

(i) Uzdužni rasponski nosači mosta

Usvojena su dva glavna uzdužna nosača u poprečnoj dispoziciji na međusobnoj udaljenosti

od 6,90 m (razmak ležajeva) izvedeni od 21 različitog segmenta, ukupno 2 21 = 42 komada za

cijeli most (20 9,00 m, 4 12,00 m, 4 13,00 m, 14 14,00 m). Uzdužni nosači su zavareni,

obrnutog "T" presjeka i izrađuju se u radionici s gotovim segmentima ortotropne ploče na njima,

tako da se odmah mogu postavljati u konačan položaj na mostu. Transport segmenata odvija se

cestom do mjesta postavljanja gdje se podizanje i montaža elemenata vrši dizalicama kojima je

omogućen pristup ispod mosta.


3

Zbog zahtjeva da se nastavljanje glavnih uzdužnih nosača odvija na mjestima nul-točaka

momenata savijanja i izbjegava nastavljanje na mjestu ekstremnih momenata savijanja od

vanjskih opterećenja, montažni segmenti su duljina 9,00 m, 12,00 m, 13,00 m i 14,00 m. Visina i

debljina hrpta obrnutih "T" nosača promjenjiva je po dužini mosta i kreće se u granicama od

2400 mm do 3600 mm, odnosno od 24 mm do 36 mm. Donje pojasnice nosača su konstantne

debljine 40 mm i promjenjive širine od 800 mm do 900 mm. Gornja pojasnica je čelična

ortotropna ploča s trapeznim uzdužnim ukrućenjima.

Na određenim mjestima duž segmenata uzdužnih nosača postavljena je lamela donjeg

pojasa, konstantne debljine 30 mm i promjenjive širine od 500 mm do 600 mm.

Usvojena debljina zavara svih elemenata glavnog nosača je 10 mm.

Za osiguranje stabilnosti donjih pojaseva glavne rasponske konstrukcije uslijed opterećenja

vjetrom, predviđen je vlačni vjetrovni spreg. Odabrani profil sprega je okrugli šuplji, poprečnog

presjeka 177,8/5 mm.

Slika 1.3 Skica zavarenog glavnog uzdužnog nosača mosta s lamelom i ortotropnom pločom

(ii) Kolnička ploča mosta

Ortotropnu kolničku ploču čine lim te uzdužna i poprečna rebra. Debljina lima ploče je 14

mm, ujedno i minimalno dozvoljena prema EC. Uzdužna rebra su zatvorenog trapeznog oblika i

usvojena su kao optimalna, konstantne debljine 8 mm, visine 300 mm, duljine horizontalnog

dijela 200 mm i osnim razmakom 600 mm. Poprečni nosači mosta služe ukrućenju ortotropne

ploče i određeno je da svaki drugi poprečni nosač istodobno bude i poprečno rebro za ukrutu

ortotropne ploče.


4

(iii) Poprečni nosači mosta

Poprečni nosači povezuju i ukrućuju rasponske nosače te služe ravnomjernijoj raspodjeli

vanjskih opterećenja. Postavljeni su na razmacima od 4,00 m i 5,00 m i konstantnog su obrnutog

"T" presjeka. Visina hrbata je 800 mm, a debljina 16 mm, širina donje pojasnice je 300 mm, a

debljina 18 mm. S vanjskih strana uzdužnih nosača, poprečni nosači čine konzolu duljine 1,90 m,

s promjenjivom visinom presjeka prema kraju konzole. Krajnji presjek konzole ima manju visinu

hrpta od 500 mm, dok su ostale vrijednosti jednake prethodnima.

1.2.2 Stupovi mosta

Slika 1.4 Dimenzije sandučastog poprečnog presjeka stupa mosta

Predviđeni su stupovi sandučastog poprečnog presjeka, vanjskih izmjera 5,0 m (poprečno

na most) 3,2 m (u smjeru mosta), sa stjenkama debljine 30 cm po čitavoj visini. Visine stupova

su oko 19,00 m za prvi stup "S1" i oko 22,00 m drugi stup "S2". Temelji stupova su klasični,

masivni, kaskadni, s visinama 2 1,50 = 3,00 m. Na vrhu stupova su klasične masivne naglavne

grede duljine 12,00 m i širine 3,60 m. Visina naglavne grede na čelu je 200 cm, a uz stup 250 cm.

Na vrhu stupova "S1" i "S2" su svestrano pomični klizni lončasti ležajevi. Dno stupa se

zapunjava mršavim betonom do visine od oko 20 cm iznad razine okolnog terena čime se postiže

sprječavanje zadržavanja vode u peti, te bolja upetost tijela stupa u temelj. Iznad najniže točke

mršavog betona, u peti stupa, predviđena je ugradnja PVC cijevi 150 mm za otjecanje dospjele

vode u unutrašnjost stupa te za provjetravanje. Radi što boljeg provjetravanja unutrašnjosti,

predviđena je ugradnja identične cijevi na vrhu. Vanjske otvore cijevi treba zaštiti mrežom zbog

eventualnog ulaska ptica i životinja.


5

Temeljne jame su dovoljno duboko ispod razine terena i prema izrađenom geotehničkom

elaboratu značajno ulaze u nosivu stijenu odnosno kvalitetno i dobro nosivo tlo, a vrh temelja je

ispod razine okolnog terena. Eventualne kaverne i špilje, te moguće produbljenje iskopa, zapunit

će se mršavim betonom. Nakon pregleda temeljne jame od strane odgovornog geotehničara,

treba izvesti sloj mršavog betona do projektirane kote dna temelja u visini 15 cm. Pokose jame

treba očistiti i osigurati od odrona za vrijeme betoniranja, te po potrebi stabilizirati betonom

(prskanje). Predviđeno je betoniranje temelja u dvije kampade, svaka po 1,50 m visine. Zbog

mogućeg štetnog utjecaja topline hidratacije cementa, beton i ugradnja trebaju udovoljavati

posebnim zahtjevima. Nagib gornje plohe temelja treba biti prema projektu, radi boljeg otjecanja

procjednih voda. Prilikom miniranja tla treba nastojati da se što manje degradira tlo.

Prostor iza i iznad temelja treba zapuniti kamenim materijalom i zbiti na MS 20 MPa.

Obvezno se treba izvesti kvalitetan nasip iza i iznad temelja radi bolje upetosti stupa (temelja) u

tlo, odnosno radi boljeg prijenosa horizontalnih sila s temelja na tlo i veće stabilnosti temelja i to

prije montaže. Na vrhu nasipa, u razini okolnog terena, treba izvesti plodni zemljani sloj debljine

40 cm, okolnog površinskog sastava tla, te ga zasaditi u skladu s okolišem.

Tijelo stupa izvodi se u klasičnoj prijenosnoj oplati, predviđene visine segmenta od 5 m.

Predviđena je kvalitetna glatka oplata koja može osigurati pouzdanu ugradnju betona i primjeran

izgled vanjskih ploha betona. Koristi se jednaka oplata za sve stupove. Posebnu pažnju treba

posvetiti ispravnoj ugradnji betona i nastavcima betoniranja koje treba dobro očistiti i

neposredno prije betoniranja dobro navlažiti, sukladno projektu betona. Za vrijeme izrade

stupova potrebna je stalna geodetska kontrola geometrije. Zapunjenje dna stupa mršavim

betonom vrši se naknadno, nakon izravnanja tla oko temelja, ali prije montaže rasponskih

nosača. Predviđeni visinski položaj donje cijevi za prozračivanje treba provjeriti na licu mjesta,

te prilagoditi stvarnim visinama okolnog terena. Donji dio stupa u dodiru s tlom treba

hidroizolirati bezbojnim vodonepropusnim premazima.

Na vrhu stupa izvodi se klasična masivna naglavna greda, armirana betonskim čelikom, a

izvodi na metalnoj skeli oslonjenoj na glavi stupa. Oplata treba biti glatka, a vanjska ploha

betona ujednačene boje. Izvedbeni projekt skele za izvedbu naglavne grede treba izraditi

Izvoditelj, a oplati treba dati kontraprogib, u veličini i obliku deformacija čelične skele. Čeone

plohe naglavne grede trebaju biti profilirane prema projektu.


6

Otvor stupa u vrhu zatvara se Omnia pločom debljine 15 cm koja su spreže s monolitnim

dijelom naglavne grede. Prije montaže ploča, rubove stupa treba izravnati. Pri montaži, na

ležajne plohe Omnia ploča treba nanijeti sloj svježeg cementnog morta (0 - 5 mm). Otvore

između ploča treba zabrtviti tako da ne dolazi do curenja cementnog mlijeka kod betoniranja.

Gornju plohu Omnia ploče treba ohrapaviti i neposredno prije betoniranja naglavne grede

navlažiti vodom.

Na vrhu naglavne grede stupova "S1" i "S2" treba izvesti po dvije betonske klupice.

Tlocrtne dimenzije i visinski položaj klupica će se uskladiti s izmjerama specijalnih lončastih

ležaja. Prostorni položaj klupica treba geodetski kontrolirati, te izvesti točno prema predviđenoj

geometriji. Prije izvedbe, vrh stupa na spoju s klupicom treba ohrapaviti, očistiti, navlažiti i

premazati SN vezom. Klupice se betoniraju specijalnim sitnozrnim betonom, a vrh im treba biti

ravan, horizontalan i na zahtijevanoj projektiranoj koti.

Na vrhu naglavnih greda stupova "S1" i "S2" treba izvesti "radne" klupice za ispravno

oslanjanje rasponskih nosača. Budući da su naglavne grede u poprečnom nagibu, na mjestu

oslanjanja uzdužnih rasponskih nosača treba izvesti horizontalno izravnanje zone oslanjanja

pomoću epoksidnog morta čvrstoće 50 MPa, uz obveznu geodetsku kontrolu vrha klupice.

1.2.3 Upornjaci mosta

Upornjaci mosta su klasični, masivni, s kruto vezanim paralelnim krilima. Usvojen je

jedinstveni (nedilatirani) upornjak za oba kolnika mosta. Visina stupa i krila upornjaka

prilagođena je nagibima terena na tom mjestu, s namjerom da se izbjegnu preveliki iskopi tla. Pri

iskopu temeljnih jama na lokaciji upornjaka treba postupiti sukladno navedenom za temelje

stupova, te za betoniranje i obradu nastavaka betoniranja također. Na vrhu naglavne grede

upornjaka potrebno je također izvesti klupice za oslanjanje ležajeva i uzdužnih rasponskih

nosača. Tlocrtne dimenzije klupica i njihov visinski položaj će se uskladiti s izmjerama

specijalnih lončastih ležaja.

Upornjaci su dovoljno kruti i armirani da mogu preuzeti sva opterećenja i djelovanja, uz

dostatnu sigurnost. U vrhu zidića naglavne grede treba ostaviti niše za ugradnju prijelazne

naprave prema građevinskim nacrtima. Vanjske vidljive plohe betona trebaju biti uzornog

izgleda, s profilacijama prema projektu. Geodetski treba kontrolirati traženu geometriju

upornjaka.


7

Prijelazne ploče na upornjacima su duljine 8 m i debljine 30 cm, s uzdužnim padom od 10

% prema trupu ceste. Izvode se na sloju mršavog betona, na prethodno dovoljno zbijenom

nasipu. Gornja ploha ploče treba biti zaglađena, da eventualne procjedne vode otječu što brže.

Iza stupa upornjaka, te duž krila, treba izvesti drenažnu cijev 250 mm, na sloju

podložnog betona, a iznad drenažne cijevi klasičnu kamenu drenažu.

Nasip na lokaciji upornjaka treba izvesti iz kamenog materijala, prema pravilima izvođenja

nasipa, kako bi se postiglo što manje slijeganje tla. Nasipavanje tla, uz odgovarajuće nabijanje,

vrši se u slojevima visine 30 - 50 cm. Na vrhu nasipa, ispod prijelazne ploče, treba postići

zbijenost tla s koeficijentom zbijenosti MS 80 MPa. Kvalitetna izvedba nasipa na lokaciji

upornjaka treba omogućiti što manje potiske tla, te veću sigurnost upornjaka na prijenos

horizontalnih sila. Nasip treba nastojati izvesti što ranije, odnosno gornji ustroj ceste što kasnije,

kako bi se što više smanjio štetni utjecaj vremenskih deformacija i slijeganja tla (konsolidacije).

Pokose nasipa oko upornjaka treba izvesti uredno, u projektiranom nagibu. Širina bankine uz

krila upornjaka treba iznositi 75 cm.

Pokos nasipa uz upornjak "U1" treba izvesti u nagibu 1:1. Predviđeno je oblaganje pokosa

grubo obrađenim kamenom ("roliranje"), prema pravilima struke. Pokos nasipa uz upornjak "U2"

treba izvesti u nagibu 1:1,5. Plohe pokosa treba hortikulturno "obraditi" tako da se što bolje

uklope u postojeći okoliš.

1.3 Gradiva mosta

Sva potrebna gradiva mosta, te njihovi sastojci, trebaju udovoljavati zahtjevima važećih

propisa, normi i pravila struke.

1.3.1 Čelik S355

Uzdužni nosači i poprečni nosači izvedeni su od čelika S355 (Fe510) s granicom

popuštanja od 355 N/mm2 i vlačnom čvrstoćom od 510 N/mm2.


8

1.3.2 Beton

Projekt betona za sve konstruktivne elemente i monolitne spojeve, odnosno za sve betone,

treba izraditi Izvoditelj i dostaviti ga na suglasnost Projektantu. Projekt betona treba izraditi

stručna osoba, detaljno i sveobuhvatno. U njemu treba precizno definirati za svaki element,

odnosno za svaki različiti beton:

- fizikalno-mehanička svojstva (kvalitetu)

- sastav (mješavinu)

- vodocementni faktor (konzistenciju)

- dodatke (superplastifikatori, ubrzivači, dodaci za prionjivost, bubrenje i sl.)

- način proizvodnje, transport i ugradnju

- način zbijanja (vibriranja)

- njegu

- obradu spojnica (nastavci betoniranja)

U nastavku će se dati okvirne smjernice i zahtjevi koje treba uvažiti projekt betona,

odnosno koje treba poštivati Izvoditelj.

Bridove svih elemenata, osim temelja, koji su između ploha pod kutom 90 treba zaobliti

ili "iskositi", tako da budu mehanički otporni i postojani. Ivice elemenata trebaju biti precizno

izvedene, ravne i u funkciji njihovog estetskog izgleda. U svemu treba poštivati predviđenu

geometriju elemenata, te njihov projektirani prostorni položaj. Osobito voditi računa o izgledu

vanjskih ploha betona. Sve vidljive plohe betona trebaju biti ravne, glatke i ujednačene boje.

Posebice treba voditi računa o primjernom izgledu i geometriji vijenca i ograde, jer o njihovu

izgledu ovisi ukupni dojam o kvaliteti izvedbe objekta. Nije dopuštena pojava segregacije u

betonu. U slučaju eventualne segregacije, nisu dopuštena "krpanja" cementnim mortom. Sanacije

takvih ploha treba obaviti stručno, prema posebnim rješenjima. Treba voditi računa o adekvatnoj

ugradnji i njezi betona. U načelu se koriste uobičajeni betoni C 16/20, C 25/30, C 30/37 i C

40/50. Za sve podbetone (podloge) koristi se beton C 12/15. Za sve betone C 25/30 treba

koristiti superplastifikatore.


9

(i) Stupovi

C 12/15 - ispuna dijela stupa iznad temelja do oko 50 cm iznad razine terena

C 25/30 - temelji

C 40/50 - tijela

- Omnia ploče

C 30/37 - naglavne grede

C 40/50 - klupice (agregat 16 mm; dodatak za prionjivost sa starim betonom; dodatak

za ugradivost)

Kod betoniranja tijela stupova, treba definirati rješenje nastavaka betoniranja, ugradnju i

njegu betona. Temelji i naglavne grede spadaju u tzv. masivni beton i treba definirati

maksimalnu temperaturu u bloku koju smije dosegnuti beton s obzirom na proces hidratacije, te

definirati temperaturni gradijent koji se formira od unutrašnjosti prema površini (maksimum

25/25 cm).

(ii) Upornjaci

C 25/30 - temelji

- zid

- krila

C 30/37 - naglavne grede

- zidić naglavne grede

C 40/50 - klupice (agregat 16 mm; dodatak za prionjivost sa starim betonom;

dodatak za ugradivost)

Kod betoniranja zidova treba definirati nastavke betoniranja, ugradnju i njegu betona.

Posebno treba projektom betona razraditi betoniranje masivnih betona.

(iii) Vijenac, hodnik

C 30/37 - vijenac (agregat 16 mm)

- hodnik

(iv) Ugradnja prijelaznih naprava


10

C 40/50 - agregat 16 mm; dodatak za prionjivost; dodatak za povećanje volumena

1.3.3 Betonski čelik

Koristi se betonski čelik RA 400/500-2 (B500B) za sve elemente. Zaštitni slojevi betona do

armature iznose 5 cm za temelje i 4 cm za ostale elemente.

Veličinu zaštitnog sloja treba osigurati dostatnim brojem kvalitetnih razmačnika

(distancera). Kvalitetu zaštitnog sloja treba osigurati kvalitetnom oplatom, ugradnjom betona,

njegom te dodacima betonu i ostalim rješenjima prema projektu betona. Veličina i kvaliteta

zaštitnog sloja betona presudni su za trajnost mosta. U potpunosti treba poštivati projektirani

raspored i položaj armaturnih šipki, koje trebaju biti nepomične kod betoniranja. Sva

upotrijebljena armatura treba imati odgovarajuće ateste o kakvoći.

1.4 Oprema i ostala rješenja

1.4.1 Hidroizolacija

(i) Kolnička ploča

Za hidroizolaciju kolničke ploče, predviđena je kvalitetna jednoslojna hidroizolacija iz

zavarenih bitumenskih traka debljine 5 mm. Traka treba biti otporna prema temperaturnim

promjenama, s postojanosti do temperature od +150C. Treba imati bitumenizirani uložak od

poliesterskog filca koji traci daje veliku tlačnu i vlačnu čvrstoću. Obostrano stabilizirani i

elastomerom oplemenjeni sloj traci treba dati fleksibilnost i veliku postojanost na starenje.

Podloga za izradu hidroizolacije treba biti potpuno suha, ravna i čista. Prije zavarivanja

bitumenskih traka, treba izvesti epoksidni premaz. Zavarivanje se obavlja plinskim plamenikom

tako da se rastali bitumenska masa ravnomjerno po čitavoj širini omota, stvarajući tzv. taljivi

bitumenski klin između omota i podloge. Rolanjem omota postiže se homogena veza s

podlogom, odnosno međuslojno. Preklopi traka trebaju iznositi 10 cm. Izvedbu trebaju obaviti

za to stručno osposobljene osobe, prema pravilima izvođenja hidroizolacije.

Uz slivnike hidroizolacija je zavarena na donji fiksni dio slivnika prema detalju u projektu,

omogućavajući otjecanje procjedne vode kroz asfalt u slivnik. Osobito treba paziti na ispravno

rješenje ovog detalja, kako bi spoj hidroizolacije i slivnika bio potpuno nepropustan, odnosno da

ne dođe do procjeđivanja vode na spoju sa slivnikom.


11

Uz prijelazne naprave, hidroizolacija je riješena prema detalju prijelazne naprave. Izvedbi

hidroizolacije treba posvetiti maksimalnu pažnju, jer o njenoj kvaliteti direktno ovisi i trajnost

mosta. Za vrijeme izvođenja hidroizolacije nužna je stalna nazočnost nadzornog inženjera.

(ii) Plohe stupa i upornjaka u dodiru s tlom

Plohe stupa i upornjaka koje su u dodiru s tlom treba hidroizolirati s bezbojnim

vodonepropusnim premazima koji penetriraju u unutrašnjost betona. Predviđena su dva sloja

premaza, definirano u dogovoru s Projektantom. Potrebno je obratiti pažnju na dobru izolaciju

spoja dna sandučastog stupa s temeljem, te dna zidova upornjaka na spoju s temeljem. Izvedba

hidroizolacije treba biti po pravilima struke i uputama proizvođača.

1.4.2 Zastor

(i) Rasponska konstrukcija

Zastor na kolničkoj ploči rasponske konstrukcije se formira od zaštitnog sloja asfalt-betona

AB-8 debljine 3,5 cm, ugrađenog iznad hidroizolacije, te habajućeg sloja splitmastiksasfalta SMA

11 debljine 3,5 cm. U zaštitnom i habajućem sloju kao vezivo treba primijeniti modificirani

bitumen PmB 50-90S. Kakvoća, kontrola i izvedba navedenih slojeva u svemu treba

zadovoljavati važeće norme i pravila struke.

Na spojevima zastora sa slivnicima i prijelaznom napravom, treba u zastoru ostaviti reške

dubine sve do hidroizolacije i širine 2 cm, a prema detaljima u projektu. Reške treba zaliti

masom za zalijevanje reški, koja mora biti trejnoelastična i vodonepropusna.

(ii) Trup ceste između krila upornjaka

Kolnički zastor na armirano-betonskoj konzoli krila upornjaka formiraju slojevi kao i na

kolničkoj ploči rasponske konstrukcije, a između krila predviđena su rješenja sukladna onima na

prilaznim dijelovima ceste, odnosno kao u cestarskom projektu. Izvedba gornjeg ustroja ceste

između krila nije predmet projekta i troškovno je sadržana u izvedbi trupa ceste prije mosta.

Slika 1.5 Slojevi kolnika ceste


12

1.4.3 Prijelazne naprave

Predviđene su uobičajene vodonepropusne prijelazne naprave, koje udovoljavaju svim

tehničkim zahtjevima. Naprave trebaju imati mogućnost dilatiranja 120 mm. Tip naprave

odabran je na temelju preciznog proračuna maksimalnih očekivanih pomaka.

Za ugradnju naprava potrebno je u zidiću upornjaka i kolničkoj ploči ostaviti utore.

Ugradnju treba izvršiti kod srednje temperature od oko +10C (do +15C).

Ugradnja naprave treba biti kvalitetna, tako da ona bude funkcionalna, trajna,

vodonepropusna i što manje "primjetna" u vožnji. Ugradnju treba obaviti pod stručnim nadzorom

proizvođača naprave, sukladno ovom projektu i radioničkim nacrtima isporučitelja.

1.4.4 Ležajevi

Iznad upornjaka "U1" predviđeni su tipični nepomični lončasti ležaj i svestrano klizni ležaj,

a iznad upornjaka "U2" te stupova "S1" i "S2" tipični jednostrano ili svestrano pomični lončasti

ležajevi, koji trebaju zadovoljavati zahtjeve definirane u proračunu.

Slika 1.6 Dijelovi kliznog lončastog ležaja


13

1.4.5 Vijenac, pješački hodnik i odbojnici

(i) Vijenac

Visina vijenca pri bočnom pogledu na most iznosi 70 cm, a ploha treba biti vertikalna.

Vijenac je formiran od predgotovljenih montažnih elemenata duljine 40 cm, koji se

betoniraju u kvalitetnoj metalnoj oplati. Osobitu pozornost treba posvetiti ugradnji i njezi betona,

a vijenac treba biti uzornog izgleda. Elementi se polažu na razmaku od 1 cm. Monolitizacija

elemenata vrši se u sklopu betoniranja pješačkog hodnika.

Dilatacija između elemenata vijenca na mjestu dilatacijske naprave (razmak elemenata

odgovara potrebama ugradnje naprave) zatvara se pocinčanim čeličnim limom debljine 3 mm.

Još jednom treba skrenuti pažnju na potrebu uzornog izgleda vijenca, jer o njemu ovisi

ukupan dojam o kvaliteti izvedbe čitavog objekta. Linija vijenca treba u potpunosti pratiti

vertikalni i horizontalni tijek nivelete mosta.

(ii) Pješački hodnik

Pješački hodnik se betonira nakon montaže elemenata vijenca. Predviđen je beton C 30/37,

koji treba biti dobro vibriran. Gornja ploha hodnika treba biti u projektiranom nagibu, te posebno

obrađena (u dogovoru s Projektantom) tako da bude otporna na habanje i klizanje.

(iii) "New Jersey" odbojnici

Budući da se radi o brzoj cesti i vodozaštitnom području potrebno je postaviti

prefabricirane betonske "New Jersey" odbojnike koji se sidre i postavljaju na pješački hodnik te

na taj način potpuno sprječava izlijevanje i prskanje vode s mosta. Treba paziti na spoj odbojnika

s betonom ispod njega i izvedbu hidroizolacije da bi se odgovarajuće spriječio protok vode ispod

odbojnika.

Slika 1.7 Izgled odbojnika i vijenca mosta


14

1.4.6 Odvodnja

U projektu je predviđen zatvoreni sustav odvodnje obaju kolnika budući da se radi o

vodozaštitnom području. Naime, vode se s kolnika preko slivnika prihvaćaju u odvodne cijevi, te

na kraju objekta (iza krila) odvode u sabirnu šahtu. Duž objekta, uz lijevi rub lijevog kolnika,

prolazi odvodna cijev 350 do stacionaže ST 5+610,000, zatim slijedi 400 do stacionaže ST

5+700,000, a dalje do kraja objekta cijev 500. Ona je ujedno i tranzitna cijev za odvodnju ceste,

a služi za odvodnju vode s lijevog kolnika.

Slika 1.8 Cijev za odvodnju mosta

Slivnici su položeni na nižoj strani kolnika odnosno na lijevoj strani lijevog kolnika.

Lokacije slivnika su uz oslonce i u polovici raspona rasponske konstrukcije. Slivnik se sastoji od

donjeg i gornjeg fiksnog dijela i kišne rešetke. Tlocrtne dimenzije kišne rešetke su 40 50 cm, a

promjer vertikalne odvodne cijevi je 120 mm. Slivnik omogućava prihvat površinskih i

procjednih voda i treba biti kvalitetan, trajan, te precizno i ispravno ugrađen.

Hidroizolaciju kolničke ploče treba zalijepiti na donji dio slivnika tako da se spriječi

procjeđivanje vode kroz kolničku ploču oko slivnika, odnosno da se omogući ispravno ulijevanje

procjednih voda u slivnik. Kolnički zastor oko slivnika treba oblikovati tako da se postignu

predviđeni padovi. Oko slivnika treba ostaviti rešku do visine hidroizolacije, koju treba

naknadno zaliti elastičnom masom za zalijevanje.

Voda iz slivnika odvodi se u sabirnu cijev koja prati zakrivljenost ruba kolnika. Vješanje

cijevi o ploču izvršeno je na razmaku od oko 1,5 m. Cijev je bočno pridržana za glavne nosače

na razmacima do oko 4,5 m. Svi čelični elementi za vješanje i bočno učvršćenje cijevi trebaju

biti vruće pocinčani (debljina t = 120 m).


15

Cijevi za odvodnju trebaju udovoljavati svim tehničkim zahtjevima. Spojevi elemenata

moraju biti vodonepropusni i trebaju omogućavati postizanje zahtijevane zakrivljenosti

cjevovoda (objekta). Na mjestima dilatacija rasponske konstrukcije cijev treba imati specijalni

element koji prati dilatiranje konstrukcije.

1.4.7 Uređenje pokosa nasipa

Pokosi trebaju biti stabilni i otporni na djelovanje atmosferilija, uz primjeran izgled i

uklapanje u okoliš.

1.4.8 Uređenje okoliša

Nakon izgradnje građevine, potrebno je izvršiti sanaciju okoliša gradilišta kako bi se

građevina što bolje uklopila u ambijent. Na taj bi se način smanjio osjećaj devastacije okoliša, te

udovoljilo ekološkim aspektima. Zahvaćeni i devastirani okoliš potrebno je biološki sanirati.

Stoga je potrebno sve nasipe, iskope i ostale površine ozeleniti autohtonim biljnim vrstama.

Prilikom sanacije okoliša gradilišta, posebnu pozornost potrebno je obratiti na slijedeće:

- posječena stabla i panjeve ukloniti, te zatrpati sve udubine materijalom

- sve putne prilaze gradilištu urediti prema vizualnim zahtjevima okoliša, a one putove koji

trajno ostaju u funkciji sanirati i urediti sukladno potrebama

- prethodno oformljene deponije i pozajmišta urediti i sanirati kako bi se u što većoj mjeri

uklopili u prirodni okoliš, a u što manjoj mjeri ugrozili susjedne građevine

- sve privremene građevine, opremu gradilišta, neutrošeni materijal, otpad i slično treba

ukloniti, a predmetno zemljište adekvatno sanirati i dovesti u prvotno stanje

- kompletnu zonu, devastiranu zahvatom, dostatno urediti i dovesti na razinu blisku

izvornom stanju

U cilju zaštite životinjskog svijeta, potrebno je sve devastirane površine oko objekta

zasaditi autohtonom vegetacijom, odnosno potrebno je poduzeti sve mjere da se omogući

životinjskim vrstama brže privikavanje na nove pravce kretanja.

1.4.9 Zaštita od buke

U skladu s uvjetima, a prema Zakonu o zaštiti od buke ("Narodne Novine" br: 17/90, i

26/93), te Pravilniku o najviše dopuštenim razinama buke u sredini u kojoj ljudi rade i borave

("Narodne Novine" br: 39/90), na mostu nije predviđena izgradnja građevina za zaštitu od buke

jer sama konstrukcija objekta predstavlja građevinu kojom se postiže maksimalno prigušenje.


16

1.4.10 Probno opterećenje

Prije stavljanja mosta u uporabu, potrebno je izvršiti probno ispitivanje glavne rasponske

konstrukcije objekta sukladno važećim propisima. Ispitivanja treba obaviti prema prethodno

izrađenom programu od strane mjerodavne institucije. Svrha probnog ispitivanja je utvrđivanje

je li se izvedena konstrukcija ponaša u skladu s projektiranim stanjem. U tom smislu, nužno je

utvrđivanje stanja pomaka (deformacija) i naprezanja tipičnih glavnih rasponskih nosača objekta,

te utvrđivanje dinamičkih karakteristika dilatacijskih jedinica.

1.4.11 Održavanje objekta i projektirani vijek trajanja

Most ne zahtijeva poseban tretman što se tiče održavanja jer nije u jako agresivnoj sredini,

a projektirani vijek trajanja je 100 godina. Preduvjet za postizanje očekivanog vijeka trajanja je

pravilno održavanje u skladu s zahtjevima te zakonima i pravilima struke. Zbog izloženosti

atmosferilijama ipak zahtijeva mjere opreza i pojačani nadzor nad konstruktivnim i

nekonstruktivnim elementima.

Objekt se treba održavati u stanju projektom predviđene sigurnosti i funkcionalnosti, a

sukladno odredbama odgovarajućih zakona, normativa i pravila struke. Tehnološkim mjerama

navedenima u projektu pokušalo se dobiti što kvalitetniju i trajniju konstrukciju te je nužno

poštivati mjere za postizanje kvalitete materijala i konstrukcija, kao i posebne tehničke uvjete.

Prije puštanja objekta u uporabu, mora se izvršiti detaljan vizualni pregled objekta i nulto

mjerenje stanja elemenata prema kojem će se tijekom uporabe kontrolirati deformacije. Kontrole

preglede treba provoditi bar jednom godišnje.

Ako se vizualnim pregledom stanja konstrukcije uoče promjene i defekti koji mogu

umanjiti ili ugroziti sigurnost objekta u uporabi, treba odmah izmjeriti deformacije glavnih

elemenata pod stalnim opterećenjem. Na osnovu povećanja deformacija u odnosu na početno

stanje, treba utvrditi eventualno smanjenje sigurnosti i propisati daljnje mjere za održavanje

projektirane i propisane sigurnosti. Prije sanacije potrebno je provesti istražne radove da se

utvrdi stvarno stanje te nakon njih napraviti plan sanacije i hitno provesti mjere za dovođenje

konstrukcije u ispravno stanje.


17

Redoviti detaljni pregled u svrhu održavanja treba provesti svakih 5 godina, a izvanredne

preglede nakon iznimnih događaja (potres, eksplozija) ili prema zahtjevu inspekcije. U slučaju

uočenog oštećenja tokom vizualnog godišnjeg pregleda potrebno je provesti redoviti detaljni

pregled. Sve radove pregleda i sanacije potrebno je povjeriti za to osposobljenim i ovlaštenim

osobama. Tekućim (kontrolnim) pregledima potrebno je, između ostalog, kontrolirati:

- stanje pukotina, progiba/deformacija (slijeganja)

- eventualna oštećenja rasponske konstrukcije, stupova i upornjaka (sa svim dijelovima)

- stanje zaštitnog sloja armature na vidljivim plohama armirano-betonskih elemenata

- stanje i funkcioniranje ležajeva

- stanje i funkcioniranje sustava odvodnje

- stanje zastora kolnika i stupanj ugroženosti hidroizolacije kolničke ploče

- stanje i funkcioniranje prijelaznih naprava

- stanje instalacija

- stanje čeličnih elemenata (korozija, otpadanje boje)

- deformabilnost (slijeganje) kolnika ceste na nasipu ispred rasponske konstrukcije

- stanje spojeva elemenata

Sve uočene nedostatke i oštećenja potrebno je što hitnije otkloniti, kako bi se postiglo

projektirano stanje, odnosno povećala sigurnost, trajnost i funkcionalnost objekta. Da bi se

smanjili troškovi održavanja objekta i povećala njegova uporabna vrijednost, odabrana su

rješenja, materijali i oprema koji imaju dostatnu kvalitetu i trajnost.

1.4.12 Način zbrinjavanja građevnog otpada

Način zbrinjavanja otpada mora biti u skladu s propisima o otpadu:

- "Zakon o otpadu NN 34/95"

- "Pravilnik o vrstama otpada NN 27/96"

- "Pravilnik o uvjetima za postupanje s otpadom NN 123/97"

Prema zakonu o otpadu građevni otpad spada u interni otpad jer na sadrži tvari koje

podliježu fizikalnoj, kemijskoj i biološkoj razgradnji pa ne ugrožava okoliš, a nakon završetka

radova gradilište treba očistiti te dovesti teren u prvobitno stanje.


18

Pravilnikom o vrstama otpada određeno je da proizvođač otpada čija se vrijedna sredstva

mogu iskoristiti, dužan otpad razvrstati i odvojeno skupljati te osigurati skladištenje u svrhu

ponovne obrade. Mogući postupci s otpadom su kemijsko-fizikalna obrada, biološka i termička

obrada, kondicioniranje i odlaganje.

Pravilnik o uvjetima za postupanje s otpadom predviđa termičku obradu za drvo, plastiku i

katran,a kondicioniranje za azbestne elemente, katran i proizvode s katranom, izolaciju koja

sadrži azbest, miješani otpad i otpad od rušenja.

Većina otpada može se odvesti na javni deponij i to su beton, cigle, keramika, gips, drvo,

plastika, staklo, bakar, aluminij, olovo, cink, željezo, čelik, kamenje, kabeli.

1.5 Antikorozivna zaštita mosta

Svi dijelovi čelične konstrukcije moraju biti zaštićeni od korozije prema ´´Pravilniku o

tehničkim mjerama i uvjetima za zaštitu čeličnih konstrukcija od korozije´´. Kao vrsta

antikorozivne zaštite odabrana je zaštita vrućim pocinčavanjem i premazom boja. Ukupna

debljina zaštitnog sloja je 200 mikrona, a zaštita od korozije se provodi u radionici.

Za antikorozivnu zaštitu čeličnih dijelova, treba u skladu sa stupnjem korozijskog

opterećenja, tj. razreda korozijske klime u kojoj se most nalazi i važećim propisima, izraditi

zasebno projektno rješenje te utvrditi i uvjetovati način pripreme površine za izvedbu zaštite,

zatim izbor, svojstva i uvjete kakvoće zaštite, izbor izvođača i postupak te način održavanja.

Pri projektiranju i primjeni treba razlikovati sljedeće vrste zaštite: premaze i prevlake,

metalne i anorganske. Projektom konstrukcije treba za svaki dio čelične konstrukcije izraditi

tehničke uvjete izvedbe antikorozivne zaštite.

Prema svojstvima i trajnosti razlikuju se sljedeći sustavi organskih zaštitnih premaza:

klorkaučukovi, epoksidni, poliuretanski, bitumenski i kombinirani. Klorkaučukovi premazi

primjenjuju se kao kvalitetnija zaštita, koja se sastoji od dva temeljna i dva pokrivna sloja

debljine 25 do 35 mikrona ili od temeljnog međusloja i završnog sloja. Pojačana zaštita

konstrukcija koje nisu izložene dužem djelovanju sunčevih zraka izvodi se epoksidnim

premazima u tri sloja debljine 120 do 180 mikrona. Vremenski pomak nanošenja pojedinih

slojeva može biti najviše 24 do 72 sata i ne smije se nanositi pri temperaturi ispod 10°C.


19

Pojačana zaštita konstrukcija izloženih sunčevom zračenju izvodi se poliuretanskim

premazima. Nanose se 3 do 4 sloja ukupne debljine 140 do 210 mikrona. Moguća je, često i

poželjna, kombinacija epoksidnih i poliuretanskih premaza. Kombinirani sustavi zaštite čeličnih

elemenata od korozije primjenjuju se ovisno o posebnim okolnostima utvrđenim projektom.

Metalne antikorozivne zaštite izvode se pocinčavanjem ili metalizacijom. Toplim

pocinčavanjem obično se izvode elementi koji se mogu uranjati u odgovarajuće kade s

rastaljenim cinkom. Pocinčavanje treba biti ravnomjerno bez nakupina pjene cinka (salmijaka) i

nepokrivenih površina. Debljina sloja cinka treba biti u skladu s EN ISO 1461. U jače agresivnim

uvjetima može se zaštita pocinčavanjem pojačati organskim premazima (dupleks-sustavi).

Metalizacija je postupak prskanja čeličnog elementa rastaljenim zaštitnim metalom

(cinkom, aluminijem, olovom) pomoću posebnih pištolja. Najmanju debljinu takve zaštite treba,

prema važećim propisima uvjetovati projektom, a ovisno o vrsti i uvjetima uporabe konstrukcije.

Cink se treba nanositi na neposredno pjeskarenjem očišćenu površinu, najkasnije 4 sata od

završene pripreme i ne smije se izvoditi po kišnom ili maglovitu vremenu niti pri relativnoj vlazi

zraka iznad 80 %. Po potrebi se i ove zaštite mogu pojačavati organskim premazima. Popravci

montažom oštećenih metalnih zaštita izvedenih vrućim pocinčavanjem ili metalizacijom izvode

se premazima na bazi cinka (97,5 % do 99,5 % cinka), a oštećeno mjesto treba dobro očistiti i

napraviti blage prijelaze rubova te na površinu nanijeti dva sloja premaza bogatog cinkom.

Popravke zaštite izvedene metalizacijom aluminijem treba izvoditi premazom na bazi

aluminijske paste.

Antikorozivna zaštita ne smije se izvoditi na vlažnoj površini, pri relativnoj vlazi zraka

iznad 80 % , pri temperaturi zraka ispod +5 °C i iznad +40 °C ili na nečisti prethodni sloj.

Pri izvedbi antikorozivne zaštite treba u dnevniku voditi evidenciju temperature i vlažnosti

zraka, stanja površine, vrste i jačine vjetra, stupnja pripremljenosti površine za svaki sloj

premaza, debljine i prianjanje pojedinih slojeva premaza, uzimanja kontrolnih uzoraka materijala

za kontrolu svojstava, broja pakiranja i datuma proizvodnje materijala te potvrde sukladnosti

pojedinih materijala i sustava zaštite u cjelini.

Evidenciju i ukupnu kontrolu nabave i primitka materijala i izvedbe antikorozivne zaštite

treba provoditi kvalificirano osoblje, s iskustvom, a u uskoj suradnji s institucijom ovlaštenom za

ispitivanje i potvrđivanje sukladnosti materijala i radova antikorozivne zaštite. Ako izvođač

nema osposobljeno osoblje i odgovarajuću opremu, treba ga povjeriti ovlaštenoj instituciji.


20

1.6 Montaža rasponske konstrukcije mosta

Zbog zahtjeva da se nastavljanje glavnih uzdužnih nosača odvija na mjestima nul-točaka

momenata savijanja, a izbjegava nastavljanje na mjestu ekstremnih momenata savijanja od

vanjskih opterećenja, montažni segmenti su duljina 9,00 m, 12,00 m, 13,00 m i 14,00 m.

2 glavna uzdužna nosača u poprečnoj dispoziciji kolnika izvedeni su od 21 različitog

segmenta, ukupno 2 21 = 42 komada (20 9,00 m, 4 12,00 m, 4 13,00 m, 14 14,00 m)

segmenata za cijeli most.

Radionički segmenti rasponske konstrukcije će se izrezati u radionici te transportirati na

gradilište. Glavni nosači izrađuju se s gotovom ortotropnom pločom i kao takvi postavljaju na

projektirani položaj. Potrebno je posebnu pažnju obratiti na montažu i transport da bi se izbjegla

nepotrebna oštećenja.

Na mjestu montaže vrši se podizanje dijela konstrukcije koji premošćuje čitavi raspon u

polju, a gdje su glavni nosači već vijčano spojeni na tlu te se vrši montaža dijela rasponske

konstrukcije preko jednog raspona pomoću dizalica odgovarajuće nosivosti kojima je omogućen

pristup ispod mosta. Nakon montaže rasponske konstrukcije u tri odvojena dijela preko tri

raspona, vrši se spajanje postavljenih dijelova na rubovima središnjeg raspona čime je montaža

rasponske konstrukcije mosta završena. Izvođač je dužan izraditi plan montaže rasponske

konstrukcije kojeg treba zajedno s transportnim planom dostaviti nadzornoj službi.

Također, potrebno je poduzeti sve mjere u skladu s ´´Pravilnikom o zaštiti na radu´´.


21

2 ČELIČNA ORTOTROPNA PLOČA

2.1 Uvod

Tijekom proteklih 100 godina došlo je do razvoja različitih tipova konstrukcija radi

ostvarivanja osnovnih ekonomskih zahtjeva za cestovne mostove, ali su najbolji rezultati

postignuti primjenom armirano betonske ploče u spregu s čeličnim glavnim nosačima ili čelične

ortotropne ploče čvrsto spojene s čeličnim glavnim nosačima.

Kod spregnutih konstrukcija betonska ploča predstavlja znatan stalni teret i mora nositi

samu sebe pa joj ostaje samo dio nosivosti za uporabna opterećenja mosta te se iz tog razloga

pristupilo pronalasku novih i lakših tipova konstrukcija poput čelične ortotropne ploče. Ona je

relativno lagana konstrukcija na koju se izravno lijepi asfaltni zastor.

Čelična ortotropna ploča sastoji se iz ravnog lima s nizom uzdužnih i poprečnih rebara.

Razmak poprečnih rebara je oko 10 puta veći od razmaka uzdužnih pa otud i naziv ortogonalna

ploča, a opterećuje konstrukciju s 2 - 3 kN/m2.

Slika 2.1 Čelična ortotropna ploča mosta


22

2.2 Prednosti i mane ortotropnih ploča

Najveća prednost ortotropne ploče je mala vlastita težina. Na znatnom broju konstrukcija

dokazana je ekonomičnost primjene za cestovne mostove srednjih i velikih raspona, a vrlo dobra

rješenja postignuta su i na željezničkim mostovima. Prednost je i u izradi, jer se ploča može

raditi u zatvorenoj radionici, neovisno o vremenskim uvjetima u strogo definiranoj okolini te ju

je moguće naknadno podizati na postavljene glavne nosače ili se može izraditi zajedno sa

segmentima glavnih nosača te kao takva transportirati na mjesto montaže.

Za postizanje optimalnih konstruktivnih karakteristika najčešće se rabi sustav s težinom

180 - 250 kg/m2, a isplativost ortotropne ploče u velikoj mjeri ovisi o maksimalnom rasponu

konstrukcije. Za raspone 30 - 50 m može se koristiti ortotropna ploča, za 50 - 100 m provodi se

studija, a za raspone > 100 m se isključivo koristi.

Mana je velika složenost izvedbe konstrukcije, pa je primjena uvjetovana potpunim

ovladavanjem tehnološkog procesa proizvodnje i montaže u radionici i na gradilištu. Poseban se

naglasak stavlja na potpunu automatizaciju proizvodnje, ne samo zbog ekonomskog aspekta, već

i zbog smanjivanja mogućnosti pojave ljudske pogreške.

Još jedan od uvjeta za primjenu ortotropne ploče je kvalitetna izvedba hidroizolacije ispod

kolničkog zastora. Vidljivi čelični dijelovi mosta mogu se kontrolirati i kontinuirano premazivati

za zaštitu od korozije, ali kolnički je lim u velikoj opasnosti, jer je procjedna voda osobito

agresivna u zimskim uvjetima zbog soli koje sadrži, a tada se i u asfaltu pojavljuje najviše

pukotina. Iako se u današnje vrijeme mogu pronaći visoko kvalitetni materijali za hidroizolaciju,

neophodna je besprijekorna ugradnja.


23

2.3 Konstrukcijsko oblikovanje

Dio ortotropne ploče je ravni lim (kolovozna tabla) minimalne debljine 14 mm na koji se

direktno postavlja asfaltni zastor debljine 5 - 7 mm iznad kvalitetne hidroizolacije.

Ukrućenja ortotropne ploče su uzdužna i poprečna rebra, međusobno kruto vezana.

Uzdužna rebra vare se na osnom razmaku od 600 mm dok je razmak poprečnih 1800 mm - 4500

mm. Cijeli sustav kruto je vezan s glavnim nosačima preko poprečnih rebara i lima ploče.

Glavni nosači su najčešće izvedeni kao obrnuti "T" profili, pa ih lim ploče pretvara u "I"

profil gdje ploča s rebrima preuzima ulogu gornje pojasnice. Lim ujedno predstavlja i zajednički

pojas uzdužnih i poprečnih rebara.

Slika 2.2 Dijelovi ortotropne ploče

Uzdužna rebra mogu biti otvorena ("L", "T", "I"), ali su danas uglavnom izbačena iz

upotrebe za cestovne mostove zato što imaju manju krutost u odnosu na zatvorena pa ih je

neophodno postavljati na manjem razmaku i zavarivanja ima dvostruko više pa je ploča teža

nego ona s zatvorenim rebrima,a i neprikladni su u tlačnim pojasevima glavnih nosača. Izvedba

zatvorenih (trapezna, polukružna, "U", "Y") uzdužnih rebara je mnogo složenija pa je nužno

zadovoljiti uvjete od strane proizvođača te se posebna pažnja pridaje preciznoj i kvalitetnoj

izvedbi. Prednosti zatvorenih rebara su povoljno rasprostiranje opterećenja, velika krutost na

savijanje i dvostruko manje zavarivanja.


24

Slika 2.3 Usporedba otvorenih i zatvorenih rebara ortotropne ploče

Oblikovanje rebara vrši se hladnim savijanjem limova debljine 5 - 8 mm, a mogu se raditi i

valjanjem. Polukružna zatvorena rebra su u prednosti nad trapeznim zbog većeg radijusa

savijanja, iako im torzijska krutost može biti manja od trapeznih, a mogu se izvesti rezanjem

bešavnih cijevnih profila što je jeftinije.

U slučaju klasifikacije poprečnih presjeka potrebno je zadovoljavanje minimalnih kriterija

za presjeke klase 3, pa čak i ako su klase 1 i 2, uzimamo ih kao da su klase 3.

Prije montaže segmenata nužno je kvalitetno izvesti antikorozivnu zaštitu budući da je

naknadna zaštita i intervencija otežana. Poprečna rebra su obrnutog "T" oblika i postavljaju se

okomito na uzdužna rebra. Moguće je da uzdužna rebra prolaze kroz poprečna ili se čeono vare

na hrbat poprečnih, ali pazeći da poprečno rebro ne bude previše oslabljeno na tom mjestu.


25

2.4 Karakteristike ortotropne ploče

U nosivi sustav, ortotropna ploča ulazi sa svojom sudjelujućom širinom dobivenom

uzimajući u obzir "shear lag" efekt, a preuzima ulogu gornjeg pojasa glavnih nosača. Poprečni

presjek ortotropne ploče čine lim i neprekinuta uzdužna rebra. Dobiveni podaci o efektivnim

širinama ortotropne ploče korišteni su u postupku dimenzioniranja glavnih nosača mosta.

2.4.1 Određivanje debljine lima

Debljina izabranog ravnog lima ploče je 14 mm i izabrana je prema EC 3 uz kontrolu:

30722,0 pat

gdje su:

t - debljina lima

a - razmak između uzdužnih rebara

p - tlak kotača (kN/cm2) na površinu rasprostiranja, uvećan za dinamički faktor 1,3

2/ 122,030,1 40,0 40,0

150 300 30

4,1 14

cmkNcmcm

kNp

cmcmacmmmt

cmcmt 07,1122,00,300722,0 40,1 3 ✓

Kontrola debljine lima ortotropne ploče zadovoljava!!!

2.4.2 Odabir tipa i dimenzija uzdužnog rebra

Za cestovne mostove prikladnija su zatvorena rebra, a najčešće se izvode hladnim

savijanjem i stoga su osjetljiva mjesta oštri rubovi. Iako su zbog toga bolja zaobljena rebra, kao

optimalno je odabrano trapezno rebro zbog veće torzijske krutosti.

Veliku ulogu u određivanju dimenzija uzdužnog rebra ima i razmak poprečnih rebara.

Povećavanjem razmaka poprečnih rebara rastu naprezanja u uzdužnim rebrima te je potrebno

povećati njegove dimenzije ili debljinu lima.


26

Pri odabiru tipa rebra (omjer visine rebra i širine pojasnice) poštivana je preporuku EC 3

koja kaže kako je minimalni preporučeni moment tromosti za zatvoreni tip rebara 4000 - 20000

cm4. Minimalna debljina lima i razmak uzdužnih rebara usvojeni su po EC 3 i iznose 8 mm,

odnosno 300 mm za razmak uzdužnih rebara.

Slika 2.4 Odabrano uzdužno rebro ortotropne ploče

2.4.3 Određivanje efektivne širine ortotropne ploče

Određivanje efektivne širine ortotropne ploče izvršeno je prema EC 3, Dio 1.5. Poglavlje

3.2.1. Definicija efektivne širine vidljiva je iz sljedeće slike:

Slika 2.5 Definicija efektivne širine ortotropne ploče

Efektivna širina ortotropne ploče se određuje na upornjacima, ležajevima i u sredini

raspona, a rubne četvrtine raspona se linearno interpoliraju. Pri dimenzioniranju nosača uzeta su

samo ona rebra koja su cijelom širinom ušla u efektivnu širinu ploče.


27

Slika 2.6 Efektivna širina duž nosača

Potrebno je odrediti površinu svih rebara uključenih u "b0", a zatim i bezdimenzionalne parametre "α0" i "κ":

islsl AA , tb

Asl

00 1

eLb00

Odgovarajući "β" računa se iz pripadajućeg "κ" prema sljedećoj tablici:

Tablica 2.1 Određivanje koeficijenta κ ovisno o položaju presjeka i predznaku momenta

savijanja

κ Područje nosača β

02,0 0,1

Pozitivni momenti savijanja 21 4,61

1

70,002,0

Negativni momenti savijanja

22

2

6,12500

10,61

1

Pozitivni momenti

savijanja

9,51

1 70,0

Negativni momenti savijanja

6,81

2

za sve κ Krajnji oslonac 110025,055,0

za sve κ Kontinuirani nosač β = β2 na osloncu i na kraju


28

Efektivna širina se računa prema izrazu:

0bbeff

Za širinu mosta od 10,70 m prema modelu i razmak glavnih nosača od 6,90 m računa se

širina pojasnice:

cmb 1901,0 - vanjska pojasnica

cmb 3452,0 - unutrašnja pojasnica

Efektivni rasponi konstrukcije su izračunati u sljedećoj tablici:

Tablica 2.2 Efektivni rasponi mosta

Položaj nosača Stvarni raspon Efektivni raspon

Upornjaci U1 i U2 L1 = 7400 cm Le = 0,85 L1 = 6290 cm

Polja P1 i P3 L1 = 7400 cm Le = 0,85 L1 = 6290 cm

Stupovi S1 i S2 L1 = 7400 cm, L2 = 9000 cm Le = 0,25 (L1 + L2) = 4100 cm

Polje P2 L2 = 9000 cm Le = 0,70 L2 = 6300 cm

2, 0,64 cmA isl - površina poprečnog presjeka jednog uzdužnog rebra

22, 0,512 0,648 cmcmAA islsl - površina svih rebara

71,14,1190

0,51210

v - vanjska pojasnica (b0,1)

44,14,1345

0,51210

u - unutrašnja pojasnica (b0,2)

(i) Upornjaci "U1" i "U2"

05,06290

19071,11,00

e

vv

Lb

0,02 < κ < 0,70

110025,055,0

21 4,611


29

98,005,04,61

121

98,003,198,005,0

025,055,0 10

98,01

cmb veff 2,18619098,0 - efektivna širina vanjske pojasnice

08,06290

34544,12,00

e

uu

Lb

0,02 < κ < 0,70

96,008,04,61

121

96,083,096,008,0

025,055,0 10

83,00

cmbueff 4,28634583,0 - efektivna širina unutrašnje pojasnice

(ii) Polja "P1" i "P3"

05,06290

19071,11,00

e

vv

Lb

0,02 < κ < 0,70

98,005,04,61

121


08,06290

34544,12,00

e

uu

Lb

0,02 < κ < 0,70

96,008,04,61

121



30

(iii) Stupovi "S1" i "S2"

08,04100

19071,11,00

e

vv

Lb

0,02 < κ < 0,70

22

2

6,12500

10,61

1

68,008,06,1

08,02500108,00,61

12

2

2


12,04100

34544,12,00

e

uu

Lb

0,02 < κ < 0,70

58,012,06,1

12,02500112,00,61

12

2

2


(iv) Polje "P2"

05,06300

19071,11,00

e

vv

Lb

0,02 < κ < 0,70

98,005,04,61

121


08,06300

34544,12,00

e

uu

Lb

0,02 < κ < 0,70

96,008,04,61

121



31

3 PRORAČUNSKI MODELI

3.1 Uvod

Statička analiza mosta provedena je u programskim paketima Tower 6 i Feat 2000.

Ukupna duljina mosta je 238,00 m. Nosivi sustav mosta aproksimiran je kontinuiranim nosačem

preko 3 polja za fazu uporabe s odgovarajućim rasponima od 74 m, 90 m i 74 m.

3.2 Model za vertikalna opterećenja

Uzdužni glavni nosači su promjenjive geometrije duž mosta i modelirani kao obrnuti "T"

presjeci s ortotropnom pločom određene širine kao gornjom pojasnicom. Glavni nosač definiran

je s 12 različitih segmenata do polovice središnjeg raspona i simetrično na drugu stranu, odnosno

ukupno 48 komada za oba nosača. Visina glavnog nosača je promjenjiva duž mosta te je najveća

iznad stupova, a najmanja u sredini centralnog polja i na upornjacima.

Poprečni nosači su obrnutog "T" presjeka, konstantnih dimenzija i visina, a kojima lim

ortotropne ploče nadomješta gornju pojasnicu te su postavljeni na 4,0 ili 5,0 m razmaka.

Veza uzdužnih i poprečnih nosača je kruta, pa je model "štapni roštiljni", sastavljen od 2

glavna rasponska nosača i poprečnih nosača na razmacima od 4,0 ili 5,0 m.

Slika 3.1 Model mosta za vertikalna opterećenja


32

Ležajevi su modelirani kao vertikalno kruti, a omogućuju uzdužno deformiranje na kraju

mosta, dok je na početku spriječen uzdužni pomak pomoću nepokretnog ležaja na mjestu

upornjaka "U1". Na upornjaku "U2" je spriječen poprečni pomak mosta. Na desnom glavnom

nosaču su ležajevi klizni u svim smjerovima da se omogući nesmetana uzdužna i poprečna

deformacija mosta.

Slika 3.2 Dispozicija ležajeva s omogućenim pomacima mosta

3.3 Model za horizontalna opterećenja

Model za horizontalna opterećenja čini prostorni štapni sustav formiran od elemenata

stupova, naglavne grede, prethodno definirane rasponske konstrukcije i ležajeva.

Slika 3.3 Model mosta za horizontalna opterećenja


33

U odnosu na model za vertikalna opterećenja dodani su stupovi "S1" i "S2" visina h1 = 1900

cm i h2 = 2200 cm upeti u tlo, te naglavna greda na njima na koju se oslanja rasponski sklop kao

roštiljni štapni model.

Naglavne grede su kruto spojene sa stupovima, dimenzija 250 360 cm, s klupicama i

lončastim ležajevima na kojima je oslonjen rasponski sklop.

Slika 3.4 Dimenzije poprečnih presjeka stupa i naglavne grede

Ležajevi su modelirani tako da je svaki ležaj predstavljen s tri okomita štapa od kojih su

dva u horizontalnoj ravnini, a treći je vertikalan te su na jednom kraju vezani za rasponsku

konstrukciju, a na drugom kraju za podlogu uz istovjetna pridržanja kao u vertikalnom modelu.

Visina i površina štapova istovjetna je odabranim lončastim ležajevima. Vertikalni štap

ima uzdužnu krutost EV = 103 MPa, a horizontalni EH = G = 1,2 MPa i predstavljaju posmičnu

krutost ležaja. Ležajevi nad stupovima "S1" i "S2" imaju dodatna četiri beskonačno kruta štapa

koji služe samo za pridržanje s krutošću E = 106 MPa.

Slika 3.5 Modeliranje ležajeva u programu Tower

Ležajevi su odabrani tako da se na upornjaku "U2" omogući produženje rasponskog sklopa

i ugradi prijelazna naprava, dok masivni upornjak "U1" preuzima horizontalna opterećenja.


34

4 ANALIZA OPTEREĆENJA

4.1 Model za vertikalna opterećenja

4.1.1 Stalno opterećenje ("g")

Slika 4.1 Stalno g i dodatno stalno Δg opterećenje

Vlastite težine uzdužnih nosača s ortotropnom pločom, poprečnih nosača i stupova mosta

uzeti su obzir u programu Tower 6.

4.1.2 Dodatno stalno opterećenje ("Δg")

Dodatna stalna opterećenja javljaju se od opreme mosta i nekonstruktivnih dijelova tj.

nadgradnje i to su težine kolnika, hodnika, vijenaca, odbojnika, ograda, cijevi za odvodnju, cijevi

za instalacije, rasvjete, zaštitnih mreža i ostaloga.

Dodatna stalna opterećenja računata su kao površinska na definiranim dijelovima mosta te

su nanesena na vertikalni model u programu Tower 6, a onda naredbom za konvertiranje

pretvorena u linijska raspodijeljena po uzdužnim i poprečnim nosačima mosta.

23 / 68,1/ 0,24 07,0 mkNmkNm - kolnički zastor

232 / 1,17 1,50 // 75,1/ 0,25 07,0 mkNmmkNmkNm - vijenac

232 / 4,17 ,50 /1/ 25,6/ 0,25 25,0 mkNmmkNmkNm - "New Jersey" odbojnik

2/ 1,07 ,50 /1 / 60,1 mkNmmkN - cijev za odvodnju


35

Treba naglasiti da se cijev za odvodnju nalazi samo s lijeve, vanjske strane mosta, a

vijenac i betonski "New Jersey" odbojnik se nalaze s obe strane mosta. Također, betonski hodnik

i metalna ograda na projektiranom mostu na brzoj cesti nisu predviđeni.

Slika 4.2 Dodatno stalno opterećenje Δg u prvom polju

4.1.3 Prometno opterećenje ("Q" i "q")

Ovisno o kategoriji ceste definira se prometno opterećenje. Širina računskih prometnih

trakova je 2,7 - 3,0 m što ovisi o ukupnoj širini ceste, a maksimalan broj trakova je 3.

Tablica 4.1 Određivanje broja računskih trakova n

Širina kolnika (m) Broj trakova (n) Širina traka (m) Ostatak kolnika (m)

mw 4,5 1 3 3 - w

mwm 0,6 4,5 2 2 / w 0

mw 0,6 3) / ( ln wtn 3 nw 3 -


36

U slučaju projektiranog mosta na brzoj cesti širine 10,70 m slijedi proračun broja i širine

voznih trakova:

- širina kolnika mw ,70720,075,32

- broj računskih voznih trakova 27,70/3ln/3ln twtn

- širina jednog voznog traka mbi 3,0

- širina preostale vozne površine mwR 1,73,02-7,70b2- i

Prometno opterećenje se sastoji od dvoosovinskog opterećenja (tandem) koje predstavlja

djelovanje teških vozila i jednoliko raspodijeljenog površinskog opterećenja koje predstavlja

kolonu osobnih vozila.

Kao mjerodavan je uzet Model 1 prometnog opterećenja poprečno raspodijeljenog na

mostu počevši od ruba kolnika. U najopterećenijoj traci zadaje se vozilo ukupne težine 600 kN,

odnosno 150 kN po kotaču ili 300 kN po osovini i površinsko opterećenje od 9,0 kN/m2. Razmak

tragova kotača dimenzija 40 40 cm je uzdužno 120 cm, a poprečno 200 cm. U ostale dvije trake

zadaju se vozila od 400 kN odnosno 200 kN i površinsko opterećenje od 2,5 kN/m2. Površinsko

opterećenje od 2,5 kN/m2 zadaje se i na preostalom dijelu mosta.

Slika 4.3 Položaj i veličina prometnih opterećenja (Q, q) računskih trakova


37

2x 150 kN 2x 150 kN2x 100 kN 2x 100 kN

Slika 4.4 Ilustrativni prikaz osovinskog opterećenja mosta Q dvama teškim vozilima

U uzdužnom smjeru je moguće rasporediti površinsko opterećenje preko svih raspona, u

neparnim i parnim poljima (šahovski) i u dvama uzastopnim poljima.

qik

qik

qik qik

qik

Slika 4.5 Uzdužni raspored prometnog površinskog opterećenja q u poljima

Slika 4.6 Pokretno dvoosovinsko opterećenje mosta Q s dva teška vozila (600 kN + 400 kN)


38

Slika 4.7 Površinsko opterećenje mosta q123 preko sva tri raspona

Slika 4.8 Površinsko opterećenje mosta q13 preko neparnih raspona


39

Slika 4.9 Površinsko opterećenje mosta q2 preko parnih raspona

Slika 4.10 Površinsko opterećenje mosta q12 preko prva dva raspona


40

4.1.4 Nejednoliko linearno temperaturno opterećenje ("dT")

Kota terena srednje točke mosta je KT ≈ 230 m. Most je cestovni, skupine 1 s čeličnom

kolničkom pločom na limenom nosaču, debljine zastora 70 mm pa treba interpolirati faktor Ksur.

Tablica 4.2 Vrijednosti faktora Ksur

Debljina zastora (mm) Čelični most Spregnuti most

Ksur Gornji rub topliji Donji rub topliji Gornji rub topliji Donji rub topliji

0 1,6 0,6 1,1 0,9

50 1,0 1,0 1,0 1,0

100 0,7 1,2 1,0 1,0

150 0,7 1,2 1,0 1,01,0

Karakteristična linearna temperaturna razlika između gornje i donje strane mosta javlja se

u dva oblika:

(i) Gornji rub topliji od donjeg

surKT 0,18posM, - interpolirano Ksur = 0,88

CKT surposMo

, 8,1588,00,180,18

(ii) Gornji rub hladniji od donjeg

surKT 0,13negM, - interpolirano Ksur = 1,08

CKT surnegMo

, 0,1408,10,130,13

Slika 4.11 Linearna promjena temperature dt2 po visini nosača zadana u programu Tower


41

4.2 Model za horizontalna opterećenja

4.2.1 Jednoliko temperaturno opterećenje ("T")

Jednolika temperatura djeluje jednoliko u osi i izaziva produljenje ili skraćenje mosta

ovisno o predznaku promjene temperature. Omogućeno je uzdužno produženje nosača na

upornjaku "U2" pa ovo opterećenje neće izazvati sile u nosaču.

Karakteristična računska maksimalna i minimalna vanjska temperatura zraka "Te,max" i

"Te,min" određuje se iz tablica najviših i najnižih temperatura za Hrvatsku ("Tmax50" i "Tmin50") za

danu nadmorsku visinu (KT ≈ 230 m), a ovisno o tipu mosta (skupina 1) uz pomoć slika

klimatskih zona Hrvatske za 50-godišnje razdoblje 1961. - 1990. te je očitano:

Te,max = +56,0 °C (zona V) Te,min = -14,0 °C (zona IV)

Montažna temperatura tj. temperatura kada je konstrukcija sagrađena je T0 = +10 °C.

Karakteristične vrijednosti najvećeg raspona pozitivne i negativne proračunske temperature

se računaju na sljedeći način:

(i) zagrijavanje tj. rastezanje mosta

CTTTTT eNposNo

0max,exp,, 0,460,100,56

(ii) hlađenje tj. skraćivanje mosta

CTTTTT econNnegNo

0min,,, 0,24100,14

(iii) maksimalna temperaturna razlika

CTTT eeNo

min,max, 0,70)0,14(0,56


42

Slika 4.12 Klimatske zone maksimalnih Tmax50 i minimalnih Tmin50 temperatura zraka

Slika 4.13 Računska maksimalna Te,max i minimalna Te,min vanjska temperatura zraka


43

4.2.2 Opterećenje od kočenja i pokretanja vozila ("qk")

Sila kočenja ili sila pokretanja vozila djeluju horizontalno u smjeru mosta na površini

kolničke ploče, ali u različitim smjerovima.

Vrijednost sile je zbroj 60 % težine najtežeg vozila (600 kN) u najopterećenijem voznom

traku (trak 1) i 10 % jednoliko raspodijeljenog površinskog opterećenja u istom traku (9,0

kN/m2), a maksimalno je 900 kN.

LwqQQ lkqkQk 1111 0,1020,60

kNQkQ 900180 1 kNQk 90080,0180 kNQkN k 900 441

kNkNQk 900 ,6930238,03,009,000,10,10300280,00,60

kNQk 900

mkNqk / 3,780900,0/238, - ukupna sila kočenja

mkNq nosack / 1,89/278,3, - sila kočenja po jednom glavnom nosaču

Slika 4.14 Sila kočenja qk na srednjem rasponu mosta


44

Slika 4.15 Sila kočenja qk u razini površine kolnika

4.2.3 Opterećenje vjetrom

Vjetar je definiran kao horizontalno opterećenje koje može djelovati iz dva pravca, u

smjeru osi mosta i poprečno na most.

Maksimalna visina rezultantne sile vjetra iznad kote terena je otprilike:

mhKTKNz GNe 7,32)2

2,603,60(206,60)-(236,17)(

gdje su:

KN i KT - kote nivelete mosta i kota terena ispod mosta

hGN - srednja visina glavnog nosača mosta

Rezultantna sila vjetra na rasponsku konstrukciju mosta je:

fxdeerefe cczcqw

gdje su:

qref - referentni pritisak pri srednjoj brzini vjetra

ce(ze) - koeficijent izloženosti (topografija, reljef, visina iznad tla)

cd - dinamički koeficijent

cfx - aerodinamički koeficijent

Referentni pritisak se računa prema izrazu:

2

2 refref vq

gdje su:

ρ = 1,25 kg/m3 - gustoća zraka

vref - referentna brzina vjetra


45

Referentna brzina vjetra računa se prema izrazu:

0,refALTTEMDIRref vcccv

gdje su:

cDIR = 1,0 - koeficijent smjera vjetra

cTEM = 1,0 - koeficijent ovisan o godišnjem dobu

cALT = 1 + 0,001 aS = 1 + 0,001 230 = 1,23 - koeficijent nadmorske visine aS

vref,0 = 30,0 m/s - osnovna referentna brzina vjetra (opterećen most)

vref,0 = 23,0 m/s - osnovna referentna brzina vjetra (neopterećen most)

Tablica 4.3 Vrijednosti brzina vjetra vref,0

Područja vref,0 (m/s) vref,x(m/s)

I 22 35

II 30 45

III 35 55

IV 40 65

V 50 75

Most je smješten u regiji P9 (južnojadransko priobalje, južno od Zadra), kategorija terena

je II pa slijedi da je vref,0 = 30,0 m/s i:

smvref / 9,360,3023,10,10,1 - opterećen (pun) most

smvref / 29,280,2323,10,10,1 - neopterećen (prazan) most

EC preporuča zatvaranje mosta za promet pri brzini vjetra od 23,0 m/s. U daljnjem tekstu

most će se nazivati opterećenim ako se podrazumijeva da su na njemu prisutna vozila tj.

prometno opterećenje, a neopterećenim ako prometa nema.


46

Slika 4.16 Bočno opterećenje vjetrom w na neopterećen i opterećen most

222 / 851,0/ 0,851)9,36(225,1 mkNmNqref - opterećen (pun) most

222 / 500,0/ 2,500)29,28(225,1 mkNmNqref - neopterećen (prazan) most

Slika 4.17 Zone opterećenja vjetrom


47

1

10

100

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 ce(z)

25

20

50

IIIIIIIV

10

100200

z (m)

Slika 4.18 Koeficijent izloženosti ce(ze) u ovisnosti o visini z i regiji

Za definiranu regiju i kategoriju terena te visinu nad tlom ze = 32,7 m očitana je vrijednost

koeficijenta izloženosti ce(ze) ≈ 4,65.

Za središnji raspon L = L2 = 90,0 m i ze = 32,7 m očitana je vrijednost dinamičkog

koeficijenta cd = 0,895 iz slijedeće slike:

Slika 4.19 Dinamički koeficijent vjetra cd u ovisnosti o visini (ze) i rasponu L


48

Slika 4.20 Aerodinamički koeficijent rasponskog sklopa cfx,0 u ovisnosti o dimenzijama mosta

(b/d)

Za rasponsku konstrukciju koeficijent aerodinamičnosti je cfx = cfx,0, a za stupove vrijedi:

0,fxfx cc

gdje je:

Ψλ - koeficijent umanjenja zbog vitkosti

Slika 4.21 Koeficijent umanjenja zbog vitkosti Ψλ ovisno o stupnju punoće φ

Koeficijent umanjenja zbog vitkosti "Ψλ" ovisi o stupnju punoće "φ" koji je u ovom slučaju

1,0 jer je A/Ac = 1,0.


49

Slika 4.22 Koeficijent punoće φ mosta

(i) Opterećen most

ze = 32,7 m - visina nad tlom

b = 10,95 m - ukupna širina mosta

d = 3,10 + 0,20 + 2,00 ≈ 5,30 m - visina na koju djeluje vjetar

b/d = 2,07 - omjer dimenzija, očitano cfx,0 = 1,95

- rasponska konstrukcija

cfx = cfx,0 = 1,95

- stup

λ = L/d = 90,0 / 5,30 ≈ 17,0 i φ = 1,0 - očitano Ψλ = 0,76

cfx = 1,95 0,76 = 1,48

(ii) Neopterećen most

ze = 32,7 m - visina nad tlom

b = 10,95 m - ukupna širina mosta

d = 3,10 + 0,20 + 2 x 0,80 ≈ 4,90 m - visina na koju djeluje vjetar

b/d = 2,23 - omjer dimenzija, očitano cfx,0 = 1,84

- rasponska konstrukcija

cfx = cfx,0 = 1,84

- stup

λ = L/d = 90,0 / 4,90 ≈ 18,4 i φ = 1,0 - očitano Ψλ = 0,77

cfx = 1,84 0,77 = 1,42

Rezultantne sile opterećenja vjetrom:


50

(i) Opterećen most

- rasponska konstrukcija 2/ 6,911,950,8954,650,851 mkNwrk

- stup 2/ 5,241,480,8954,650,851 mkNwst


- rasponska konstrukcija 2/ 3,831,840,8954,650,500 mkNwrk

- stup 2

st / 5,241,420,8954,650,500w mkN

Linijsko opterećenje vjetrom poprečno na most je za:

(i) Opterećen most

- rasponska konstrukcija mkNwrk / 36,625,306,91

- stup mkNwst / 16,773,205,24

- naglavna greda kNmkNwnagl 103,655,00/ 20,733,0091,6


- rasponska konstrukcija mkNwrk / 18,774,903,83

- stup mkNwst / 9,443,2095,2

- naglavna greda kNmkNwnagl 57,455,00/ 11,493,0083,3

Linijsko opterećenje vjetrom u smjeru mosta je za:

(i) Opterećen most

- rasponska konstrukcija (25 % od poprečnog) mkNwrk / 9,1636,620,25

- po jednom nosaču mkNwrk / 4,589,16/21,

- stup mkNwst / 20,265,0024,5

- naglavna greda mkNwnagl / 47,686,9091,6


51


- rasponska konstrukcija (25 % od poprečnog) mkNwrk / 4,6918,770,25

- po jednom nosaču mkNwrk / 2,354,69/21,

- stup mkNwst / 14,755,0095,2

- naglavna greda mkNwnagl / 26,436,9083,3

Slika 4.23 Dimenzije sandučastog poprečnog presjeka stupa mosta

Slika 4.24 Bočno opterećenje opterećenog mosta vjetrom wpun,bočno


52

Slika 4.25 Bočno opterećenje neopterećenog mosta vjetrom wprazan,bočno

Slika 4.26 Uzdužno opterećenje opterećenog mosta vjetrom wpun,uzdužno


53

Slika 4.27 Uzdužno opterećenje neopterećenog mosta vjetrom wprazan,uzdužno

4.2.4 Potresno opterećenje ("S")

Potresne sile proračunate su postupkom spektralne (modalne) analize u skladu s EC 8.

Most je smješten na rubu VIII. potresne zone visoke seizmičnosti prema važećoj seizmičkoj karti

Hrvatske, a računsko projektno ubrzanje tla je 0,18 g. Most je temeljen na kvalitetnom

stjenovitom tlu, što odgovara klasi tla "A", a parametri tla su sljedeći: S = 1,0; β = 2,5; TB = 0,10

s; TC = 0,40 s; TD = 3,00 s.

Faktor ponašanja je q = 1,5, što odgovara ograničeno duktilnim mostovima s armirano-

betonskim vertikalnim stupovima. Kategorija značaja mosta je III. s koeficijentom značaja "Ψ"

1,0, što odgovara mostovima prosječne važnosti.

Računski spektar odgovora dobiven je iz prethodnih podataka. Program Tower 6 pri

proračunu uzima u obzir ukupnu masu (težinu) mosta uključujući mase uzdužnih i poprečnih

nosača, ortotropnu ploču, naglavne grede i stupove, te dodatno stalno opterećenje i 20 %

prometnog opterećenja preko sva tri polja ("Ψ2" = 0,20).

Definiran je potres iz dva horizontalna smjera, u smjeru osi mosta i poprečno na most te je

proračunato prvih 60 "modova" slobodnih oscilacija mosta s odgovarajućim efektivnim masama

i periodima "T" i to s istovremenim uključenjem gibanja u smjeru osi mosta i poprečno na most.

Da bi proračun zadovoljio potrebno je da se aktivira bar 90 % ukupne mase mosta.

Nakon proračuna "modova" proveden je i proračun unutrašnjih sila uslijed potresa.


54

Lončasto-elastomerni ležajevi omekšavaju čitavu konstrukciju mosta pa se javljaju manje

sile uslijed potresa, ali se time povećavaju pomaci mosta i periodi.

Slika 4.28 Projektni računski spektar odgovora na potres

Slika 4.29 Zone seizmičnosti


55

Tablica 4.2 Faktori ponašanja q konstruktivnih elemenata mosta

Postelastično ponašanje Duktilni elementi

Ograničeno duktilno Duktilno

Armirano-betonski stup

a) Vertikalni stup - savijanje

b) Nagnuti štap - savijanje

c) Kratki jaki stup

1,5

1,2

1,0

3,5

2,0

1,0

Upornjaci 1,0 1,0

Lukovi 1,2 2,0


56

5 STATIČKI PRORAČUN

5.1 Uvod

Za fazu uporabe mosta i granično stanje nosivosti (krajnje granično stanje) mjerodavna je

najnepovoljnija kombinacija od sljedećih djelovanja:

- stalno opterećenje

- dodatno stalno opterećenje - opterećenje mosta težinom nekonstruktivnih dijelova mosta:

kolničkim zastorom, opremom, instalacijama i slično (stalno opterećenje).

- raspodijeljeno prometno opterećenje - postavljeno tako da se superpozicijom njegova

djelovanja dobije što nepovoljniji utjecaj u presjecima mosta

- dvoosovinsko opterećenje - modelirano tako da se simulira kretanje vozila cijelom

dužinom mosta (anvelopa utjecaja)

- nejednoliko linearno temperaturno opterećenje (pozitivno i negativno)

Rezultati proračuna primijenjeni su u 7. poglavlju gdje je izvršen proračun nosivosti

glavnih nosača (GSN) i dokaz stabilnosti istih u svim karakterističnim poprečnim presjecima

("U1", P1", "S1", "P2") za najnepovoljnije kombinacije navedenih opterećenja.

Rezultati proračuna progiba odnosno graničnog stanja uporabljivosti (GSU) dani su u

ovom poglavlju za navedene kombinacije djelovanja.

U 8. poglavlju dan je dokaz nosivosti i stabilnosti poprečnih nosača. Oni su dimenzionirani

u dva karakteristična presjeka (spoj s glavnim nosačem i sredina raspona od 6,90 m) za

najnepovoljniju kombinaciju djelovanja i proračunati posebnim modelom u programu Feat 2000.


57

5.2 Kontrola progiba za granično stanje uporabljivosti

5.2.1 Dopušteni vertikalni progibi u poljima

(i) Polja "P1" i "P3"

mmcmLf 247 7,243007400

300P3P1,

dop

(ii) Polje "P2"

mmcmLf 300 0,30300

9000300

P2dop

5.2.2 Mjerodavne kombinacije opterećenja za GSU

Vrijednosti progiba su dobivene za prethodno postavljene kombinacije opterećenja u

programu Tower 6 u presjecima na sredini raspona tj. u poljima "P1" i "P2".

U obzir su uzete "kvazistalna" i "česta" kombinacija opterećenja za GSU.

Od prometnog opterećenja imamo više slučajeva prometnih površinskih opterećenja,

"q123", "q13", "q2" i "q12", i dva slučaja linearnih temperaturnih opterećenja "ΔT+" i "ΔT-".

Tablica 5.1 Kombinacije opterećenja za GSU

N GSU g dg Q q123 q2 q13 q12 dT+ dT-

1 kvazistalna(g+dg+Q+q13+dT+) 1,00 1,00 0,20 0 0 0,20 0 0,50 0

2 kvazistalna(g+dg+Q+q13+dT-) 1,00 1,00 0,20 0 0 0,20 0 0 0,50

3 kvazistalna(g+dg+Q+q2+dT+) 1,00 1,00 0,20 0 0,20 0 0 0,50 0

4 kvazistalna (g+dg+Q+q2+dT-) 1,00 1,00 0,20 0 0,20 0 0 0 0,50

5 česta(g+dg+Q+q13+dT+) 1,00 1,00 0,75 0 0 0,40 0 0,50

6 česta(g+dg+Q+q13+dT-) 1,00 1,00 0,75 0 0 0,40 0 0 0,50

7 česta(g+dg+Q+q2+dT+) 1,00 1,00 0,75 0 0,40 0 0 0,50

8 česta(g+dg+Q+q2+dT-) 1,00 1,00 0,75 0 0,40 0 0 0 0,50


58

(i) "Kvazistalna" kombinacija

kiikj QGGSU 2

TqQgg ffffff 50,0)(20,0)(00,1max

a) Polja "P1" i "P3"

Mjerodavna "kvazistalna" kombinacija opterećenja za GSU i progibe glavnog nosača u

vanjskim poljima "P1" i "P3" je ona s površinskim prometnim opterećenjem u vanjskim poljima

"q13" i s negativnim linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT-".

cmffffff TqQgg 1,1350,0)(20,0)(00,1 -13max

Slika 5.1 Progib glavnog nosača mosta u vanjskim poljima fP1,3 za kvazistalnu kombinaciju

opterećenja (u mm)

cmfcmf dop 7,24 1,13max ✓

Kontrola progiba za "kvazistalnu" kombinaciju opterećenja u poljima "P1" i "P3" zadovoljava!!!


59

b) Polje "P2"

Mjerodavna "kvazistalna" kombinacija opterećenja za GSU i progib glavnog nosača u

centralnom polju "P2" je ona s površinskim prometnim opterećenjem u centralnom polju "q2" i s

pozitivnim linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT+".

cmffffff TqQgg 2,1250,0)(20,0)(00,1 2max

Slika 5.2 Progib glavnog nosača mosta u centralnom polju fP2 za kvazistalnu kombinaciju

opterećenja (u mm)


Kontrola progiba za "kvazistalnu" kombinaciju opterećenja u polju "P2" zadovoljava!!!

(ii) "Česta" kombinacija

kiikkj QQGGSU 2111

TqQgg ffffff 50,040,075,0)(00,1max

a) Polja "P1" i "P3"

Mjerodavna "česta" kombinacija opterećenja za GSU i progibe glavnog nosača u vanjskim

poljima "P1" i "P3" je ona s površinskim prometnim opterećenjem u vanjskim poljima "q13" i s

negativnim linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT-".


60

cmffffff qQgg 8,1550,040,075,0)(00,1 -T13max

Slika 5.3 Progib glavnog nosača mosta u vanjskim poljima fP1,3 za čestu kombinaciju opterećenja

(u mm)


Kontrola progiba za "čestu" kombinaciju opterećenja u poljima "P1" i "P3" zadovoljava!!!

b) Polje "P2"

Mjerodavna "česta" kombinacija opterećenja za GSU i progib glavnog nosača u centralnom

polju "P2" je ona s površinskim prometnim opterećenjem u centralnom polju "q2" i s pozitivnim

linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT+".

cmffffff TqQgg 8,1550,040,075,0)(00,1 2max


61

Slika 5.4 Progib glavnog nosača mosta u centralnom polju fP2 za čestu kombinaciju opterećenja

(u mm)


Kontrola progiba za "čestu" kombinaciju opterećenja u polju "P2" zadovoljava!!!

5.3 Proračun potresa metodom spektra odgovora

5.3.1 Modalna analiza mosta

Definiran je potres u smjeru osi mosta i poprečno na most te je proračunato 60 "modova"

slobodnih oscilacija s odgovarajućim efektivnim masama i periodima "T". Efektivna masa

kazuje koliki dio ukupne mase aktivira pojedini "mod" i računa se za svaki smjer posebno. Da bi

proračun zadovoljio prema EC potrebno je da se aktivira bar 90 % ukupne mase mosta u svakom

od dva smjera i svi "modovi" koji uzimaju > 5% mase.


62

Tablica 5.2 Periodi T i frekvencije f vlastitih modova gibanja mosta

mod T (s) f (Hz) mod T (s) f (Hz) mod T (s) f (Hz)

1 2,4342 0,4108 21 0,2568 3,8944 41 0,2563 3,9018

2 2,2431 0,4458 22 0,2567 3,8955 42 0,2563 3,9018

3 1,8855 0,5304 23 0,2566 3,8965 43 0,2563 3,9018

4 1,8855 0,5304 24 0,2565 3,8983 44 0,2563 3,9019

5 1,8855 0,5304 25 0,2565 3,8988 45 0,2563 3,9019

6 1,8855 0,5304 26 0,2565 3,8993 46 0,2563 3,9019

7 1,8855 0,5304 27 0,2564 3,8999 47 0,2563 3,9020

8 1,1634 0,8596 28 0,2564 3,9003 48 0,2563 3,9020

9 0,8311 1,2032 29 0,2564 3,9003 49 0,2563 3,9020

10 0,6250 1,6001 30 0,2564 3,9006 50 0,2563 3,9020

11 0,6063 1,6493 31 0,2563 3,9009 51 0,2563 3,9021

12 0,4262 2,3465 32 0,2563 3,9010 52 0,2563 3,9021

13 0,3711 2,6950 33 0,2563 3,9010 53 0,2563 3,9021

14 0,2902 3,4459 34 0,2563 3,9013 54 0,2563 3,9021

15 0,2715 3,6833 35 0,2563 3,9014 55 0,2563 3,9022

16 0,2615 3,8235 36 0,2563 3,9014 56 0,2563 3,9022

17 0,2594 3,8549 37 0,2563 3,9015 57 0,2560 3,9069

18 0,2584 3,8701 38 0,2563 3,9016 58 0,2511 3,9820

19 0,2577 3,8798 39 0,2563 3,9016 59 0,2472 4,0456

20 0,2570 3,8906 40 0,2563 3,9017 60 0,2457 4,0693


63

Slika 5.5 Prvi vlastiti vektor mosta (T=2,4342 s)

Slika 5.6 Osmi vlastiti vektor mosta (T=1,1634 s)


64

Slika 5.7 Deveti vlastiti vektor mosta (T=0,8311 s)

Slika 5.8 Deseti vlastiti vektor mosta (T=0,6250 s)


65

Slika 5.9 Jedanaesti vlastiti vektor mosta (T=0,6063 s)

Slika 5.10 Dvanaesti vlastiti vektor mosta (T=0,4262 s)


66

Slika 5.11 Četrnaesti vlastiti vektor mosta (T=0,2902 s)

5.3.2 Udio aktivirane mase i proračun na potres

Potresne sile proračunate su postupkom spektralne analize. Most je smješten u VIII.

potresnoj zoni s računskim projektnim ubrzanjem tla od ag = 0,18 g i temeljen na stijeni ("A"), uz

parametre tla: S = 1,0; β = 2,5; TB = 0,10 s; TC = 0,40 s; TD = 3,00 s,. Faktor ponašanja je q = 1,5,

a kategorija značaja je III s koeficijentom značaja "Ψ" 1,0

Program Tower 6 pri proračunu uzima u obzir ukupnu težinu mosta ("g" i "Δg") i 20 %

prometnog opterećenja "q123" preko sva tri polja. Računski spektar odgovora dobiva se

redukcijom iz elastičnog i iz prethodnih podataka o tlu i zoni potresa koristeći sljedeće izraze:

Di

k

i

D

k

D

C

id

DiC

k

i

C

id

CiBid

BiB

iid

TTzaTT

TT

qSTS

TTTzaTT

qSTS

TTTzaq

STS

TTzaqT

TSTS

dd

d

20.0

20.0

011

21

1

0

0

0

0


67

gdje su:

Sd (Ti) - ordinata projektnog spektra

α - odnos projektnog ubrzanja od potresa i ubrzanja Zemljine teže (g)

S - parametar tla

0 - faktor amplifikacije spektralnog ubrzanja za prigušenje od 5 %

q - faktor ponašanja TB, TC, TD - granice intervala spektra ubrzanja

Ukupna seizmička sila dobiva se prema sljedećem izrazu:

gMTSS idii

gdje su:

Si - ukupna seizmička sila

γi - postotak mase i - tog "moda"

M - ukupna masa

Ψ - koeficijent važnosti (značaja)

Prema EC 8 najnepovoljniji utjecaj seizmičke sile se dobije ako se ta sila raspodijeli tako

da je geometrijski slična vlastitim vektorima značajnih "modova" pa je potrebno izračunati

vlastite vektore horizontalnog modela, pripadajuće periode vlastitih oscilacija T i efektivne

modalne mase prema izrazu:

jjij

jjij

efi m

mm 2

2

,

gdje je:

ij - vrijednost vlastitog vektora i - tog "moda" u j - tom čvoru

jm - masa u j - tom čvoru

Nakon što se dobije seizmičko opterećenje potrebno je izvršiti statičku analizu i pronaći

unutrašnje sile za svaki dio konstrukcije i naći njihovu vjerojatnu maksimalnu vrijednost "E"

prema CQC ("Complete Quadratic Combination") metodi.


68

Iz sljedeće tablice vidimo da je u prvih 18 "modova" aktivirano 92,11 % ukupne mase u

smjeru globalne osi x (u smjeru osi mosta) i 90,01 % ukupne mase u smjeru globalne osi y

(poprečno na os mosta).

Tablica 5.3 Postotak aktivirane mase mosta za prvih 60 vlastitih vektora

Ton UX (%)

UY (%)

UZ (%)

ΣUX (%)

ΣUY (%)

ΣUZ (%) Ton UX

(%) UY (%)

UZ (%)

ΣUX (%)

ΣUY (%)

ΣUZ (%)

1 0,00 22,42 0,00 0,00 22,42 0,00 31 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 2 0,00 0,00 0,00 0,00 22,43 0,00 32 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 3 0,00 0,00 0,12 0,00 22,43 0,12 33 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 4 0,00 0,00 0,12 0,00 22,43 0,24 34 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 5 0,00 0,00 0,12 0,00 22,43 0,36 35 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 6 0,00 0,00 0,12 0,00 22,43 0,48 36 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 7 0,00 0,00 0,12 0,00 22,43 0,60 37 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 8 0,00 36,17 0,00 0,00 58,59 0,60 38 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 9 92,09 0,00 0,00 92,09 58,59 0,60 39 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60

10 0,00 4,88 0,00 92,09 63,47 0,60 40 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 11 0,00 13,02 0,00 92,09 76,50 0,60 41 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 12 0,00 0,01 0,00 92,09 76,50 0,60 42 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 13 0,02 0,00 0,00 92,11 76,50 0,60 43 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 14 0,00 12,81 0,00 92,11 89,31 0,60 44 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 15 0,00 0,01 0,00 92,11 89,32 0,60 45 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 16 0,00 0,65 0,00 92,11 89,97 0,60 46 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 17 0,00 0,02 0,00 92,11 89,99 0,60 47 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 18 0,00 0,02 0,00 92,11 90,01 0,60 48 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 19 0,00 0,02 0,00 92,11 90,02 0,60 49 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 20 0,00 0,01 0,00 92,11 90,04 0,60 50 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 21 0,00 0,00 0,00 92,11 90,04 0,60 51 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 22 0,00 0,00 0,00 92,11 90,04 0,60 52 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,61 23 0,00 0,01 0,00 92,11 90,05 0,60 53 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,61 24 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 54 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,61 25 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 55 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,61 26 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 56 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,61 27 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 57 0,00 0,26 0,00 92,11 90,30 0,61 28 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 58 0,00 0,51 0,00 92,11 90,82 0,61 29 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 59 0,00 0,00 0,00 92,11 90,82 0,61 30 0,00 0,00 0,00 92,11 90,05 0,60 60 0,00 0,02 0,00 92,11 90,85 0,61

% 90% 11,92 UX ✓

% 90% 85,90 UY ✓

Kontrola udjela aktiviranih masa pri modalnoj analizi i proračunu mosta na potres zadovoljava!!!


69

5.4 Rezultati statičkog proračuna za granično stanje nosivosti

5.4.1 Rezultati statičkog proračuna za vertikalni model opterećenja

(i) Rezultati prikazani grafički (dijagram)

Slika 5.12 Momenti savijanja od stalnog opterećenja Mg

Slika 5.13 Poprečne sile od stalnog opterećenja Vg


70

Slika 5.14 Momenti savijanja od dodatnog stalnog opterećenja MΔg

Slika 5.15 Poprečne sile od dodatnog stalnog opterećenja VΔg


71

Slika 5.16 Momenti savijanja (anvelopa) od pokretnog prometnog tandemskog opterećenja MQ

Slika 5.17 Poprečne sile (anvelopa) od pokretnog prometnog tandemskog opterećenja VQ


72

Slika 5.18 Momenti savijanja od površinskog prometnog opterećenja Mq123

preko sva tri polja

Slika 5.19 Poprečne sile od površinskog prometnog opterećenja Vq123

preko sva tri polja


73

Slika 5.20 Momenti savijanja od površinskog prometnog opterećenja Mq13 u vanjskim poljima

Slika 5.21 Poprečne sile od površinskog prometnog opterećenja Vq13 u vanjskim poljima


74

Slika 5.22 Momenti savijanja od površinskog prometnog opterećenja Mq2 u centralnom polju

Slika 5.23 Poprečne sile od površinskog prometnog opterećenja Vq2 u centralnom polju


75

Slika 5.24 Momenti savijanja od površinskog prometnog opterećenja Mq12 u prva dva polja

Slika 5.25 Poprečne sile od površinskog prometnog opterećenja Vq12 u prva dva polja


76

Slika 5.26 Momenti savijanja od pozitivnog linearnog temperaturnog opterećenja MdT+

Slika 5.27 Poprečne sile od pozitivnog linearnog temperaturnog opterećenja VdT+


77

Slika 5.28 Momenti savijanja od negativnog linearnog temperaturnog opterećenja MdT-

Slika 5.29 Poprečne sile od negativnog linearnog temperaturnog opterećenja VdT-


78

(ii) Rezultati prikazani numerički u karakterističnim presjecima glavnog nosača

Slika 5.30 Karakteristični presjeci glavnog nosača

Tablica 5.4 Momenti savijanja (kNm) u karakterističnim presjecima nosača

PP g+dg Q q123 q13 q2 q12 dT+ dT-

1 0 0 0 0 0 0 0 0

2 17676 3321 8907 13371 -6967 7884 3289 -2914

3 -36493 -1961 -20242 -7595 -12645 -22337 5262 -4663

4 -36493 -1961 -20242 -7595 -12645 -22337 5262 -4663

5 13164 3110 6626 -5576 12199 9754 5262 -4663

Tablica 5.5 Poprečne sile (kN) u karakterističnim presjecima nosača

PP g+dg Q q123 q13 q2 q12 dT+ dT-

1 -1228 -236 -715 -842 145 -657 -72 63

2 726 176 452 292 161 488 -72 63

3 2303 261 1397 1132 266 1368 -72 63

4 -2178 -256 -1334 -162 -1172 -1397 0 0

5 -60 -160 0 0 0 0 0 0


79

5.4.2 Mjerodavne kombinacije opterećenja za GSN

Vrijednosti unutrašnjih sila za moguće kombinacije opterećenja su definirane kao ulazne

kombinacije s odgovarajućim koeficijentima djelovanja u programu Tower 6, a rezultati su

prikazani direktno grafički na dijagramima. Budući da različita vanjska opterećenja (pokretno,

temperatura, ostala) daju ekstremne vrijednosti u različitim presjecima glavnog nosača,

kombinacije nisu naknadno manualno računate nego su vrijednosti kombinacija očitane iz

dijagrama.

Od površinskog prometnog opterećenja s obzirom na uzdužni razmještaj imamo slučajeve

"q123", "q13", "q2" i "q12", a od temperaturnog linearnog opterećenja "ΔT+" i "ΔT-". Za

koncentrirano pokretno dvoosovinsko opterećenje "Q" u programu Tower 6 definiran je korak od

1 m te su rezultati prikazani u obliku anvelope utjecaja koja definira ekstremne vrijednosti.

Vrijednosti unutrašnjih sila za kombinacije djelovanja očitane su za karakteristične

presjeke glavnog nosača na mjestima upornjaka, stupova i u poljima ("U12", "S12", "P13", "P2")

na slikama koje slijede u nastavku.

Kombinacije opterećenja za GSN su definirane na sljedeći način:

)()( 11 kiQiQiQQkjG QQGGSN

Tablica 5.6 Kombinacije opterećenja za GSN s pripadajućim koeficijentima djelovanja

N GSN g dg Q q123 q2 q13 q12 dT+ dT-

1 g+dg+Q+q13+dT+ 1,35 1,35 1,50 0 0 1,50 0 1,20 0

2 g+dg+Q+q13+dT- 1,35 1,35 1,50 0 0 1,50 0 0 1,20

3 g+dg+Q+q2+dT+ 1,35 1,35 1,50 0 1,50 0 0 1,20 0

4 g+dg+Q+q2+dT- 1,35 1,35 1,50 0 1,50 0 0 0 1,20

5 g+dg+Q+q12+dT) 1,35 1,35 1,50 0 0 0 1,50 1,20

6 g+dg+Q+q12+dT- 1,35 1,35 1,50 0 0 0 1,50 0 1,20

7 g+dg+Q+q123+dT+ 1,35 1,35 1,50 1,50 0 0 0 1,20

8 g+dg+Q+q123+dT- 1,35 1,35 1,50 1,50 0 0 0 0 1,20


80

Kombinacija 2 je mjerodavna za upornjake "U1" i "U2" i polja "P1" i "P3", kombinacija 3

za polje "P2", a kombinacija 6 za stupove "S1" i "S2". Vrijednost 1,20 za temperaturu dT je

dobivena množenjem koeficijenata 0,80 i 1,50.

(i) Upornjaci "U1" i "U2", polja "P1" i "P3"

Slika 5.31 Momenti savijanja MSd za mjerodavnu kombinaciju opterećenja nad upornjacima U1 i

U2 i u vanjskim poljima P1 i P3


81

Slika 5.32 Poprečne sile VSd za mjerodavnu kombinaciju opterećenja nad upornjacima U1 i U2 i

u vanjskim poljima P1 i P3

Iz dijagrama vidimo da je mjerodavna kombinacija opterećenja za GSN glavnog nosača

nad upornjacima i u vanjskim poljima "P1" i "P3" ona s površinskim prometnim opterećenjem u

vanjskim poljima "q13" i s negativnim linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT-".

a) Upornjaci "U1" i "U2"

kNmM Sd 0

-13 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV

kNVSd 4,3357 -očitano iz dijagrama

b) Polja "P1" i "P3"

-13 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd MMMMMM

kNmM Sd 8,51102 (20 m od ruba mosta) -očitano iz dijagrama

-13 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV

kNVSd 1,338 - očitano (interpolirano) iz dijagrama


82

(ii) Stupovi "S1" i "S2"

Slika 5.33 Momenti savijanja MSd za mjerodavnu kombinaciju opterećenja nad stupovima S1 i S2

Slika 5.34 Poprečne sile VSd za mjerodavnu kombinaciju opterećenja nad stupovima S1 i S2

Iz dijagrama vidimo da je mjerodavna kombinacija opterećenja za GSN glavnog nosača

nad stupovima "S1" i "S2" ona s površinskim prometnim opterećenjem u prva dva polja "q12" i s

negativnim linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT-".


83

TqQggSd MMMMMM 80,050,1)(50,1)(35,1 12

kNmM Sd 7,91305 - očitano iz dijagrama

-12 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV

kNVSd 7,5626 - očitano iz dijagrama

(iii) Polje "P2"

Slika 5.35 Momenti savijanja MSd za mjerodavnu kombinaciju opterećenja u centralnom polju P2


84

Slika 5.36 Poprečne sile VSd za mjerodavnu kombinaciju opterećenja u centralnom polju P2

Iz dijagrama vidimo da je mjerodavna kombinacija opterećenja za GSN glavnog nosača u

centralnom polju "P2" ona s površinskim prometnim opterećenjem u centralnom polju "q2" i s

pozitivnim linearnim temperaturnim opterećenjem "ΔT+".

TqQggSd VVVVVV 80,050,1)(50,1)(35,1 2


TqQggSd MMMMMM 80,050,1)(50,1)(35,1 2


5.4.3 Rezultati statičkog proračuna za horizontalni model opterećenja

Rezultati statičkog proračuna modela za horizontalna opterećenja mosta biti će dani u

kasnijim poglavljima kad budu odabirani ležajevi mosta i prijelazna naprava te dimenzionirani

vjetrovni spreg i stupovi mosta.


85

6 PRORAČUN PLOČASTIH ELEMENATA PREMA EC 3

6.1 Uvod

Konstrukcije koje razmatramo su obično vitke, većih raspona i treba se posvetiti pažnja

detaljima, proizvodnji, naprezanju pri montaži i korištenju te treba paziti na:

- vitkost hrpta i pojasnica te ukrućenja hrpta (uzdužna i poprečna)

- globalnu (izvijanje) i lokalnu (izobličenje) nestabilnost hrpta s gnječenjem

- nosivost na posmičnu silu te interakciju posmika i savijanja

- probleme zamora i zavarivanja

6.2 Nestabilnost hrpta nosača

U ovom slučaju dokazuje se stabilnost vitkih hrptova pri dimenzioniranju presjeka gdje se

hrbat tretira kao pravokutna ploča tlačno opterećena u vlastitoj ravnini i omjera dimenzija

stranica a/b, s razmakom poprečnih ukruta "a", širinom ploče "b" i debljinom "t".

Ploča opterećena tlakom gubi stabilnost ovisno o kvaliteti čelika, dimenzijama, intenzitetu

i rasporedu tlaka.

Slika 6.1 Geometrijska uvjetovanost problema izbočavanja i izvijanja čeličnih ploča

Za ploče s odnosima stranica > 2 uvijek je mjerodavno stanje koje se pojavljuje po kraćem

rasponu pa je za a/b >> 2 mjerodavno izbočavanje, a za a/b << 1 izvijanje. Za odnos stranica 1 :

1 do 1 : 2 i zbog kritičnih naprezanja izbočavanja u jednom, i izvijanja u drugom smjeru, kritično

stanje je negdje između, pa se vrši interpolacija.


86

6.2.1 Metoda efektivne širine

Za ploče izložene tlaku u svojoj ravnini primjenjuje se metoda efektivne širine pri dokazu

stabilnosti na izbočavanje/izvijanje po EC 3 uz interakciju s izbočavanjem uslijed posmika i

koncentrirane poprečne sile.

Dokaz stabilnosti definira faktor redukcije "ρ" kojim se reducira površina presjeka te se

indirektno snižava granica popuštanja čelika. Primarno se dokazuje stabilnost bez uzdužnih

ukruta, a ako element ne zadovolji, dodajemo ukrućenja i ponavljamo postupak.

U dokazu stabilnosti hrpta po EC 3 treba naći parametre za reduciranu površinu hrpta za:

a) ukrućene ploče cceffc AA ,

b) neukrućene ploče loceffcceffc AA ,,,

gdje su:

c

locclocc

effslloceffc tbAA ,,,,

Ac,eff - efektivna (reducirana) površina poprečnog presjeka ploče hrpta

ρ - faktor redukcije površine

Ac - ukupna površina poprečnog presjeka

Ac,eff,loc - efektivna površina svih tlačno naprezanih ukrućenja i "subpanela"

Asl,eff - efektivna površina svih uzdužnih ukrućenja u tlačnoj zoni

bc,loc - širina tlačnog dijela svakog subpanela (dio između ukruta)

ρloc - redukcijski faktor svakog subpanela

t - debljina hrpta

Faktor redukcije određuje se na tri načina, ovisno o odnosu a/b odnosno ρcr,p/ρcr,c koji se

računaju prema sljedećim izrazima:

Eppcr k ,, ; 2

22

22

190000)1(12

bt

btE

E

22

22

, )1(12 atE

ccr


87

gdje su:

σcr,p - kritični elastični napon izbočavanja ploče na tlačnom rubu u trenu pojave

najvećeg tlaka u presjeku

kσ,p - koeficijent izbočavanja ploče u ovisnosti od y (Tablica 4.1 EC3 Dio 1.5)

σE - idealno naprezanje izbočavanja trake debljine "t", širine "b", duljine "l"

σcr,c - kritični elastični napon izvijanja ploče (ekvivalentnog štapa) na tlačnom

rubu u trenu pojave najvećeg tlaka u presjeku

Definira se relativna krutost ploče odnosno hrpta za:

a) neukrućene ploče

k

tbf

pcr

yp

4,28,

b) ukrućene ploče pcr

ycAp

f

,

,

gdje su:

c

loceffccA A

A ,,, - omjer odgovarajućih površina

yf235

- usporedni faktor materijala

b - odgovarajuća širina

Faktori redukcije iznose:

0,1)3(055,0

2

p

p

- unutrašnji tlačni element poprečnog presjeka

0,1188,0

2

p

p

- vanjski tlačni element poprečnog presjeka


88

(i) "Štapno" ponašanje ploča

a) neukrućene ploče 22

22

, )1(12 atE

ccr

b) ukrućene ploče bbc

stcrccr ,,

gdje su:

2

2

, aAIE

st

ststcr

- naprezanje izvijanja na mjestu ukrute na najopterećenijem tlačnom rubu

Ist - moment tromosti uzdužnog ukrućenja (štapa)

Ast - površina poprečnog presjeka štapa

Slika 6.2 Geometrijske značajke ploče pri dokazu stabilnosti metodom efektivne širine


89

Štap obuhvaća ukrućenje i pripadajuće efektivne površine ploče hrpta koje iznose po 15 εt

sa svake strane ukrućenja i "bc" i " b " u skladu s prethodnom slikom.

Relativna vitkost ploče zbog efekta izvijanja štapa je za:

a) neukrućene ploče ccr

yc

f

,

b) ukrućene ploče ccr

ycAc

f

,

,

gdje su:

cc

loceffccA A

A ,,, - omjer odgovarajućih površina

Acc - ukupna površina tlačnog dijela poprečnog presjeka ukrućene ploče,

reducirane zbog "shear lag" efekta, ako postoji

Faktor redukcije određuje se iz slijedećih izraza:

0,1122

c

c

22 2,015,0 cce

eie /09,0

st

st

AIi

gdje su:

α - koeficijent imperfekcije ploče i iznosi:

0,21 - za neukrućene ploče

0,34 - za ukrućene ploče i zatvorene poprečne presjeke ukruta (krivulja b)

0,49 - za ukrućene ploče i otvorene poprečne presjeke ukruta (krivulja c)

e = max (e1, e2) - udaljenost osi ploče i zamišljenog štapa ili udaljenost težišta

štapa i težišta poprečnog presjeka ukrute (prema Slici 6.2)


90

(ii) Interpolacija između izvijanja i izbočavanja

Konačni faktor redukcije određuje se s obzirom na vrijednost faktora "ξ":

1,

, ccr

pcr

0 - kriterij izvijanja pa je ρc = χc

0 - kriterij izbočavanja pa je ρc = ρ

10 - interpolacija pa je ccc 2

Efektivna površina i moment otpora iznose za:

a) neukrućenu ploču cceffc AA ,

cceffc WW ,

b) ukrućenu ploču loceffcceffc AA ,,,

loceffcceffc WW ,,,

c) uzimanje u obzir i "shear lag" efekta effceff AA ,

effceff WW ,

(iii) Dokaz stabilnosti hrpta

0,1

000

,1

M

effy

NEdEd

M

effy

Ed

M

y

Edx

WfeNM

AfN

f

gdje su:

MEd - računski moment savijanja

NEd - računska uzdužna sila

eN - udaljenost težišta stvarnog i reduciranog presjeka

γM0 - parcijalni koeficijent sigurnosti


91

6.3 Posmična otpornost

Za hrptove ojačane i neojačane ukrutama otpornost poprečnog presjeka na posmik je:

31,

M

wwywvRdc

thfV

gdje je:

fwv - faktor doprinosa hrpta i pojasnice u otpornosti presjeka

Faktor doprinosa hrpta određuje se po EC 3 na temelju ojačanja nosača u blizini najvećeg

posmičnog djelovanja i parametra vitkosti hrpta.

Slika 6.3 Moguća ojačanja (ukrute) na krajevima hrpta

Tablica 6.1 Faktor doprinosa hrpta χw u ovisnosti o ojačanjima i vitkosti hrpta w

Rasponi vrijednosti Kruta ležajna

ukruta

Deformabilna

ležajna ukruta

/83,0w

08,1/83,0 w w/83,0 w/83,0

08,1w )7,0/(37,1 w w/83,0

Parametar vitkosti hrpta iznosi za:

a) hrptove s poprečnim ukrutama nad ležajevima 4,86/ww h

b) hrptovi s poprečnim ukrutama nad ležajevima, uzdužnim ukrućenjima i (ili)

rebrima između ležajeva: kthww 4,37/


92

"kτ" je minimalni koeficijent posmičnog izbočavanja hrpta i određuje se prema izrazu:

a) za 0,1wh

a st

w kah

k ,

2

00,434,5

b) za 0,1wh

a st

w kah

k ,

2

34,500,4

gdje je:

343

2

,1,29

w

st

w

stwst h

Itht

Iahk

- doprinos pojaseva u posmičnoj otpornosti

Zanemarivanjem otpornosti pojaseva pri posmiku smo na strani sigurnosti i vrijedi χv = χw.

Dokaz posmične otpornosti

0,1

31

3

M

ywwv

Ed

fthV

gdje su:

hw - razmak pojaseva

t - debljina hrpta

VEd - računska poprečna sila

χv - faktor doprinosa hrpta u posmičnoj otpornosti


6.4 Otpornost na djelovanje koncentrirane sile

EC 3 predviđa kontrolu poprečnog presjeka na lokalno izbočavanje na mjestima

koncentriranih poprečnih sila koje preko pojasa djeluju na hrbat, a otpornost presjeka je:

1M

weffywRd

tLfF


93

"Leff" je efektivna duljina rasprostiranja s uzimajući u obzir izbočavanje hrpta i iznosi:

yFeff lL

gdje su

yl - efektivna duljina rasprostiranja bez utjecaja izbočavanja hrpta

F - faktor redukcije

Dokaz nosivosti na koncentriranu silu

0,1

11

,2

M

weffyw

Ed

M

yw

Edz

tLfF

f

gdje su:

FEd - računska koncentrirana poprečna sila

fyw - naprezanje u zavaru


6.5 Interakcijsko djelovanje

6.5.1 Interakcija savijanja, posmika i uzdužne sile

Ako je η < 0,5, ne provodi se interakcija posmika s ostalim utjecajima, a inače vrijedi:

0,1121 23

,

,1

Rdpl

Rdf

MM

gdje su:

Mf,Rd - unutrašnji moment koji daju sile u pojasnicama (hrbat isključen)

Mpl,Rd - unutrašnji moment plastifikacije poprečnog presjeka (neovisno o klasi)

6.5.2 Interakcija savijanja, koncentrirane sile i uzdužne sile

Interakcija utjecaja provodi se prema sljedećem izrazu:

4,18,0 12


94

7 DIMENZIONIRANJE GLAVNIH UZDUŽNIH NOSAČA

7.1 Uvod

Dimenzionirani su zavareni glavni nosači uz izvršen dokaz nosivosti za karakteristične

poprečne presjeke: na upornjaku ("U1"), u sredini polja ("P1" i "P2") i na stupu ("S1").

Dokazuje se posmična otpornost i nosivost na savijanje presjeka, otpornost na bočno

izvijanje elementa i stabilnost hrpta uslijed normalnih tlačnih naprezanja u skladu s EC 3.

Glavni nosači su izvedeni kao obrnuti "T" profili, pa ih lim ploče pretvara u "I" profil gdje

ploča s rebrima preuzima ulogu gornje pojasnice glavnih nosača. Lim ujedno predstavlja i

zajednički pojas uzdužnih i poprečnih rebara. Efektivna širina ortotropne ploče određuje se na

upornjacima, stupovima i u poljima u sredini raspona te su pri dimenzioniranju uzeta samo ona

rebra koja su s cijelom širinom ušla u efektivnu širinu.

Preliminarne dimenzije glavnih nosača odabrane su prema preporukama iz literature, a

ovisno o rasponima mosta i ostalim parametrima. U nekoliko koraka (iterativno) dolazi se do

optimalnih dimenzija koje osiguravaju iskoristivost poprečnih presjeka glavnih nosača mosta 85

do 100 %.

Jedan od uvjeta odabira dimenzija nosača bio je da svi glavni nosači moraju biti klase 3

minimalno, a čak i ako su klase 1 ili 2, ipak ih uzimamo kao da su klase 3. Cilj je bio izbjeći

klasu 4 zbog vitkosti i problema sa stabilnosti.

Računska vrijednosti unutrašnjih sile preuzete su iz proračuna u 5. poglavlju gdje su

definirane najnepovoljnije kombinacije djelovanja za sve karakteristične poprečne presjeke

rasponske konstrukcije ("U1", "P1", "S1", "P2").

Glavni uzdužni nosači izvedeni su od čelika S355 (Fe510), s granicom popuštanja od 355

N/mm2 i vlačnom čvrstoćom od 510 N/mm2.


95

7.2 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača nad upornjakom "U1"

7.2.1 Karakteristike poprečnog presjeka

Slika 7.1 Dimenzije poprečnog presjeka glavnog nosača mosta nad upornjakom U1

Dimenzije nosača vidljive su iz slike, geometrijske karakteristike su očitane u programima

AutoCAD i Feat 2000, a ranije su definirane i dimenzije ortotropne ploče i rebara:

A = 1977,9 cm2 - površina

Iy = 17 185 404,1 cm4 - moment tromosti oko lokalne osi y

yT = 163,2245 cm - udaljenost težišta od donjeg ruba

Wyg = 223 839,7 cm3 - gornji uzdužni moment otpora

Wyd = 105 286,9 cm3 - donji uzdužni moment otpora

7.2.2 Računske unutrašnje sile u poprečnom presjeku

Mjerodavna kombinacija za GSN

-13 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV

kNmM Sd 0 - očitano iz dijagrama



96

7.2.3 Klasifikacija poprečnog presjeka

Odabrana vrsta čelika je S355 (Fe510) 81,0355235

Hrbat

44,10012475,9724

40-14-2400

wtd

- hrbat je u klasi 3

Pojasnica

34,111400,1040

2/800

ftc

- pojasnica je u klasi 3

- poprečni presjek je svrstan u klasu 3

7.2.4 Posmična otpornost poprečnog presjeka

Analizu stabilnosti hrpta na posmik prema EC 3, Dio 1.5, Poglavlje 5 nije potrebno vršiti

ako je ispunjen sljedeći uvjet uz preporuku da je η = 1,20 za čelik S355:

72

w

w

th

60,4881,020,1

7275,9724

2346

w

w

th

- potreban je dokaz stabilnosti

Računska otpornost poprečnog presjeka na posmik

1, 3 M

wwywvRdc

thfV

fwv - faktor doprinosa hrpta i pojasnice u posmičnoj otpornosti

Proračun doprinosa hrpta i pojasnica χv u posmičnoj otpornosti poprečnog presjeka

kth

w

ww

37,4 - parametar vitkosti hrpta

0,113,223465000

wh

a - omjer razmaka poprečnih ukruta i visine hrpta 1,0


97

stw kahk ,

2

00,434,5

- minimalni koeficijent posmičnog izbočavanja hrpta

0, stk - doprinos pojaseva u koeficijentu izbočavanja hrpta

a = 500 cm = 5,0 m - razmak poprečnih ukruta glavnog nosača

22,605000234600,434,5

2

k

29,122,681,0244,37

2346

w 08,1w

Iz Tablice 6.1, a u skladu s EC 3 Dio 1.5 Poglavlje 5.3 za 08,1w za krutu ležajnu

ukrutu vrijedi:

ww

7,0

37,1 - faktor doprinosa hrpta u posmičnoj otpornosti

69,029,17,0

37,1

w

EC 3 predviđa i proračun doprinosa pojaseva posmičnoj otpornosti presjeka , ali će se taj

doprinos zanemariti pa smo na strani sigurnosti:

χf = 0 - faktor doprinosa pojasnice u posmičnoj otpornosti

69,0069,0 v

Dokaz nosivosti

0,1

3 1

,3

M

wwywv

Sd

Rdc

Sd

thfV

VV

0,146,0

31,15,354,26,23469,0

3357,43

✓

5,03 - nije potrebna interakcija M - V

Kontrola poprečnog presjeka na posmik zadovoljava!!!

Poprečni presjek u potpunosti zadovoljava!!!


98

Iskoristivost poprečnog presjeka je oko 46 % što je manje od zahtijevanih i optimalnih 85 -

100 % , ali je čelik S355 bio potreban da bi presjeci na ostalim karakterističnim mjestima mosta

zadovoljili s obzirom na nosivost i stabilnost. Također, zbog estetskog efekta nije bilo u moguće

da se naglo mijenja tok linije intradosa prvog montažnog segmenta mosta, a ako bismo smanjili

debljinu hrpta nosača, izašli bismo iz područja klase 3 presjeka što je zahtijevani minimum.


99

7.3 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača u polju "P1"


Slika 7.2 Dimenzije poprečnog presjeka glavnog nosača mosta u polju P1









100




-13 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV





Hrbat

44,10012487,9430

40-14-2900

wtd


Pojasnica

34,111425,1140

2/900

ftc



7.3.4 Otpornost poprečnog presjeka na savijanje

Računska otpornost poprečnog presjeka na savijanje

0

,,

M

yydelRdc

fWM

kNmkNcmM Rdc 5,62679 2,62679541,1

35,53,194218,

kNmMkNmM SdRdc 8,51102 5,62679, ✓

Kontrola poprečnog presjeka na savijanje zadovoljava!!!


101



ako je ispunjen sljedeći uvjet uz preporuku da je η = 1,20 za čelik S355:

72

w

w

th

60,4881,020,1

7287,9430

2846

w

w

th



1, 3 M

wwywvRdc

thfV



kth

w

ww


0,176,128465000

wha - omjer razmaka poprečnih ukruta i visine hrpta 1,0

stw k

ahk ,

2

00,434,5




64,605000284600,434,5

2

k

22,164,681,0244,37

2846

w 08,1w


102


ukrutu vrijedi:

ww

7,0


71,022,17,0

37,1

w


doprinos zanemariti pa smo na strani sigurnosti:


71,0071,0 v

Dokaz nosivosti

0,1

3 1

,3

M

wwywv

Sd

Rdc

Sd

thfV

VV

0,103,0

31,15,350,36,28471,0

338,13

✓



7.3.6 Stabilnost hrpta uslijed normalnih tlačnih napona

Normalna naprezanja na gornjem i donjem rubu poprečnog presjeka su:

2/ 46,15330499,9

10051102,8 cmkNWM

yg

Sdg

- tlak

2/ 31,26194218,3

10051102,8 cmkNWM

yd

Sdd

- vlak

59,026,3115,46

d

g

- omjer naprezanja


103

-15,46

+26,31

Slika 7.3 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) u glavnom nosaču mosta u polju P1

Iz Tablice 4.1 EC 3 Dio 1.5 za omjer "Ψ" očita se izraz za izračun koeficijenta izbočavanja

ploče "kσ":

Tablica 7.1 Koeficijent izbočavanja ploče kσ ovisno o omjeru naprezanja Ψ

Unutrašnji tlačni element

Ψ +1 1>Ψ>0 0 0>Ψ>-1 -1 -1>Ψ >-2

kσ 4,0 8,2/(1,05-Ψ ) 7,81 7,81-6,29Ψ+9,78 Ψ2 23,9 5,98 (1-Ψ)2

alternativa za 1> Ψ>-1;

11112,01

165,022

k

01 278,929,681,7 k

93,14)59,0(78,9)59,0(29,681,7 2 k

Idealno naprezanje izbočavanja trake debljine "t", širine "b" i duljine "L" je:

2

22

22

22

22

/ 2,116,2840,3-112

0,321000-112

cmkNh

tE

w

wE

Kritično elastično naprezanje izbočavanja ploče na tlačnom rubu u trenu pojave najvećeg

tlaka u presjeku je:

2, / 50,3111,293,14 cmkNk Epcr


104

Kritično elastično naprezanje izvijanja ploče na tlačnom rubu u trenu pojave najvećeg tlaka

u presjeku je:

22

22

, -112 atE w

ccr

2

22

22

, / 68,05000,3-112

0,321000π cmkNccr

132,45168,050,311

,

, ccr

pcr

- vrijedi kriterij izbočavanja c

Budući da je ξ >> 1 vrijedi kriterij izbočavanja ploče bez utjecaja izvijanja pa faktor

redukcije iznosi:

2

)3(055,0

p

p

"λp" predstavlja relativnu vitkost neukrućene ploče uslijed izvijanja i po EC 3 Dio 1.5

poglavlje 4.5.3. i iznosi:

06,150,315,35

,

pcr

yp

f

83,006,1

)59,03(055,006,12

Efektivna površina i moment otpora iznose:

2, 5,21447,258383,0 cmAAA cceffceff

3, 2,1612013,19421883,0 cmWWW yceffceff

Dokaz

0,1

000

,1

M

effy

NEdEd

M

effy

Ed

M

y

Edx

WfeNM

AfN

f

0,198,0

1,12,1612015,35

001008,51102

1,12,23805,35

01

✓


105

Kontrola hrpta uslijed normalnih tlačnih napona zadovoljava!!!

Poprečni presjek i element u potpunosti zadovoljavaju!!!


106

7.4 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača nad stupom "S1"


Slika 7.4 Dimenzije poprečnog presjeka glavnog nosača mosta nad stupom S1





Iz = 8 104 080,1 cm4 - moment tromosti oko lokalne osi z





107

Torzijska konstanta "It" i konstanta krivljenja "Iω" izračunate su pomoću programa

Aspalathos Calculator i to ne uključujući uzdužna rebra ploče čime smo na strani sigurnosti:

It = 5930,3 cm4 - torzijska konstanta

Iω = 141 264 948 302,1 cm6 - konstanta krivljenja




TqQggSd MMMMMM 80,050,1)(50,1)(35,1 12

-12 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV





Hrbat

44,10012450,9836

40-14-3600

wtd


Pojasnica

34,111425,1140

2/900

ftc




108



0

,,

M

yygelRdc

fWM

kNmkNcmM Rdc 1,103329 7,103329101,1

35,57,320174,

kNmMkNmM SdRdc 7,91305 1,103329, ✓



72

w

w

th

60,4881,020,1

7250,9836

3546

w

w

th



1, 3 M

wwywvRdc

thfV



kth

w

ww


0,141,135465000

wh

a - omjer razmaka poprečnih ukruta i visine hrpta je 1,0

0,113,135464000

wh

a - omjer razmaka poprečnih ukruta i visine hrpta je 1,0


109

stw k

ahk ,

2

00,434,5



a) a = 500 cm = 5,0 m - razmak poprečnih ukruta glavnog nosača lijevo od stupa

b) a = 400 cm = 4,0 m - razmak poprečnih ukruta glavnog nosača desno od stupa

a) 35,705000354600,434,5

2

k

08,120,135,781,0364,37

3546

w 08,1w

b) 48,804000354600,434,5

2

k

08,112,148,881,0364,37

3546

w 08,1w

ww

7,0


a) 72,020,17,0

37,1

w

b) 75,012,17,0

37,1

w

75,072,0 desnow

lijevow - χlijevo je mjerodavan


72,0072,0 v

Dokaz

0,1

3 1

,3

M

wwywv

Sd

Rdc

Sd

thfV

VV


110

0,133,0

31,15,356,36,35472,0

5626,73

✓



7.4.6 Otpornost elementa na bočno izvijanje

Kritična sila bočnog izvijanja

2

22

22

22

2

1 gCIE

IGLkII

kkgC

LkIECM

z

t

z

w

w

zcr

-kritični moment

Faktori "k" i "kw" su faktori efektivne dužine, a iznos im varira između 0,5 za punu upetost

i 1,0 kad nema upetosti. Faktor "k" se odnosi na rotaciju krajeva u ravnini, a faktor "kw" na

krivljenje presjeka na krajevima. Krajevi nisu upeti pa faktori imaju vrijednost 1,0.

Tablica 7.2 Faktori efektivne dužine k i kw u ovisnosti o rubnim uvjetima

Faktori efektivne dužine

Za različite rubne uvjete savijanja u

ravnini

Za različite rubne uvjete krivljenja

krajeva

k = 1,0 kw = 1,0

k = 0,5

kw = 0,5

Faktore "C1" i "C2" određujemo iz F.1.1, EC 3 Dio 1-1 (ENV 1993-1-1:1992) u ovisnosti o

"Ψ" koji predstavlja omjer vrijednosti momenata na mjestu poprečnih nosača najbližih ležaju i

momenta na mjestu samog ležaja:

Ψ ≈ 0,75 ≈ + 3 / 4 C1 = 1,141, C2 = 0


111

Tablica 7.3 Faktori C1 i C2 u ovisnosti o faktorima k i kw

Vrijednosti faktora C1, C2, C3 za odgovarajuće vrijednosti

faktora k (djelovanje momenata na krajevima)

Djelovanje i ležajni

uvjeti

Dijagram momenata

savijanja κ C1 C2 C3

1,0

0,7

0,5

1,141

1,270

1,305

-

-

-

0,998

1,565

2,283

"L" je duljina mogućeg bočnog izvijanja i jednaka je razmaku poprečnih nosača. U ovom

slučaju uzeta je vrijednost od 500 cm da bi bili na strani sigurnosti. Opterećenje na nosač djeluje

u razini gornjeg pojasa pa veličinu razmaka između centra posmika i točke djelovanja

opterećenja ("g") uzimamo prema VIII.-84, Androić, Dujmović, Džeba: Metalne konstrukcije 1:

cmhg 1802

3602

cmL 500

E = 21 000 kN/cm2 - modul elastičnosti čelika

G = 8 077 kN/cm2 - modul posmika čelika

080,1 104 821000

3,593080775001,0080,1 104 8

02,114126494835001,0

080,1 104 8210001,141 2

2

2

2

crM

kNmkNcmM cr 1,10123310 1012331006

cr

yyel

cr

yyplwLT M

fWM

fW

,,

- relativna vitkost

0,1,

, ypl

yelw W

W - za klasu presjeka 3

4,011,01012331006

5,357,2017431,00,

LTLT - nije potreban dokaz stabilnosti

Kontrola elementa na bočno izvijanje zadovoljava!!!


112



2/ 52,28320174,7

10091305,7 cmkNWM

yg

Sdg

- vlak

2/ 00,34268538,8

10091305,7 cmkNWM

yd

Sdd

- tlak

84,034,0028,52

d

g

- omjer naprezanja

+28,52

-34,00

Slika 7.5 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) u glavnom nosaču mosta nad stupom S1


ploče "kσ":

Tablica 7.4 Koeficijent izbočavanja ploče kσ ovisno o omjeru naprezanja Ψ


Ψ +1 1>Ψ>0 0 0>Ψ>-1 -1 -1>Ψ >-2

kσ 4,0 8,2/(1,05-Ψ ) 7,81 7,81-6,29Ψ+9,78 Ψ2 23,9 5,98 (1-Ψ)2


11112,01

165,022

k

01 278,929,681,7 k


113

99,19)84,0(78,9)84,0(29,681,7 2 k


2

22

22

22

22

/ 1,966,3540,3-112

6,321000-112

cmkNh

tE

w

wE



2, / 18,3996,199,19 cmkNk Epcr


u presjeku je:

22

22

, -112 atE w

ccr

a) 2

22

22

, / 98,05000,3-112

6,321000π cmkNccr

198,38198,018,391

,

, ccr

pcr


b) 2

22

22

, / 54,14000,3-112

6,321000π cmkNccr

144,24154,118,391

,

, ccr

pcr



redukcije iznosi:

2

)3(055,0

p

p



95,018,395,35

,

pcr

yp

f


114

92,095,0

)84,03(055,095,02



3, 7,2945607,32017492,0 cmWWW yceffceff

Dokaz

0,1

000

,1

M

effy

NEdEd

M

effy

Ed

M

y

Edx

WfeNM

AfN

f

0,196,0

1,17,2945605,35

001007,91305

1,12,23805,35

01

✓




115

7.5 Dokaz nosivosti i stabilnosti glavnog nosača u polju "P2"


Slika 7.6 Dimenzije poprečnog presjeka glavnog nosača mosta u polju P2









116




TqQggSd MMMMMM 80,050,1)(50,1)(35,1 2

TqQggSd VVVVVV 80,050,1)(50,1)(35,1 2





Hrbat

44,10012450,9428

40-14-2700

wtd


Pojasnica

34,111425,1140

2/900

ftc





0

,,

M

yydelRdc

fWM

kNmkNcmM Rdc 0,58467 5,58467011,1

35,54,181165,

kNmMkNmM SdRdc 9,47046 0,58467, ✓



117



ako je ispunjen sljedeći uvjet uz preporuku da je η = 1,20 za S355:

72

w

w

th

60,4881,020,1

7250,9428

2646

w

w

th



1, 3 M

wwywvRdc

thfV



kth

w

ww


0,189,126465000

wha - omjer razmaka poprečnih ukruta i visine hrpta 1,0

stw k

ahk ,

2

00,434,5




46,605000264600,434,5

2

k

23,146,681,0244,37

2646

w 08,1w


118


ukrutu vrijedi:

ww

7,0


71,023,17,0

37,1

w


doprinos zanemariti pa smo na strani sigurnosti.


71,0071,0 v

Dokaz nosivosti

0,1

3 1

,3

M

wwywv

Sd

Rdc

Sd

thfV

VV

0,103,0

31,15,358,26,26471,0

316,23

✓





2/ 44,15304797,1

10047046,9 cmkNWM

yg

Sdg

- tlak

2/ 97,25181165,4

10051102,8 cmkNWM

yd

Sdd

- vlak

59,026,3115,46

d

g

- omjer naprezanja


119

-15,44

+25,97

Slika 7.7 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) u glavnom nosaču mosta u polju P2


ploče "kσ":

Tablica 7.5 Koeficijent izbočavanja ploče kσ u ovisnosti o Ψ


Ψ +1 1>Ψ>0 0 0>Ψ>-1 -1 -1>Ψ >-2

kσ 4,0 8,2/(1,05-Ψ ) 7,81 7,81-6,29Ψ+9,78 Ψ2 23,9 5,98 (1-Ψ)2


11112,01

165,022

k

01 278,929,681,7 k

93,14)59,0(78,9)59,0(29,681,7 2 k


2

22

22

22

22

/ 2,136,2640,3-112

8,221000-112

cmkNh

tE

w

wE



2, / 80,3113,293,14 cmkNk Epcr


120


u presjeku je:

22

22

, -112 atE w

ccr

2

22

22

, / 60,05000,3-112

8,221000π cmkNccr

100,52160,080,311

,

, ccr

pcr



redukcije iznosi:

2

)3(055,0

p

p



06,180,315,35

,

pcr

yp

f

83,006,1

)59,03(055,006,12



3, 3,1503674,18116583,0 cmWWW yceffceff

Dokaz

0,1

000

,1

M

effy

NEdEd

M

effy

Ed

M

y

Edx

WfeNM

AfN

f


121

0,197,0

1,13,1503675,35

001009,47046

1,12,23805,35

01

✓




122

8 DIMENZIONIRANJE POPREČNIH NOSAČA

8.1 Uvod

Veza uzdužnih i poprečnih nosača je modelirana kao kruta, pa je model "štapni roštiljni"

sastavljen od 2 glavna rasponska nosača i poprečnih nosača na razmacima od 4,0 ili 5,0 m.

Poprečni nosač rasponske konstrukcije je statičkog sustava grede s prepustima. Razmak

ležajeva je razmak oslonaca tj. ležajeva i iznosi 6,90 m, a dužine prepusta su 1,90 m. Nosač je

obrnutog "T" presjeka, a lim ortotropne ploče sudjeluje kao gornji pojas.

Za dimenzioniranje poprečnog nosača definiran je poseban model u programu Feat 2000 te

su na njega unesena opterećenja težinama "g" i "Δg", pokretno prometno raspodijeljeno "q" i

koncentrirano "Q" opterećenje s dva vozila od 600 kN i 400 kN.

Poprečni nosači povezuju i ukrućuju rasponske nosače te služe ravnomjernijoj raspodjeli

vanjskih opterećenja. Postavljeni su na razmacima od 4,00 m i 5,00 m i konstantnog su obrnutog

"T" presjeka. Visina hrpta je 800 mm, a debljina 16 mm, širina donje pojasnice 300 mm i debljina

18 mm. S vanjskih strana uzdužnih nosača, poprečni nosači čine konzolu duljine 1,90 m, s

promjenjivom visinom presjeka prema kraju konzole. Krajnji presjek konzole ima manju visinu

hrbata i iznosi 500 mm, dok su ostale vrijednosti jednake prethodnima.

Poprečni nosači izvedeni su također od čelika S355 (Fe510), s granicom popuštanja od 355

N/mm2 i vlačnom čvrstoćom od 510 N/mm2.

U nastavku su definirane dimenzije poprečnog nosača i postupak dimenzioniranja, te je

izvršen detaljan dokaz nosivosti za karakteristične poprečne presjeke. Dokazuje se posmična

otpornost, nosivost na savijanje, otpornost na bočno izvijanje i stabilnost hrpta uslijed normalnih

tlačnih naprezanja. Valja napomenuti da su definirane minimalne dimenzije poprečnog nosača

tako da u nacrtima možemo usvojiti i veće vrijednosti po potrebi.

Računske unutrašnje sile u karakterističnim presjecima poprečnog nosača očitane su u

programu Feat 2000 te su naknadno manualno izračunate mjerodavne kombinacije opterećenja

koje su dane u tablici.


123

8.2 Određivanje efektivne širine ortotropne ploče

Efektivne širine ploče poprečnog nosača određene su u skladu sa Slikom 2.5 i Tablicom 2.1

ovisno o efektivnim rasponima i ojačanjima, te predznaku momenta savijanja.

(i) Ležaj

L = 500 cm - razmak poprečnih nosača

cmLb 2502

50020

cmLL prepuste 38019022 - efektivni raspon za presjek na ležaju

0, islsl AA - površina ukruta

16,1250

0110

0

tb

Asl

66,0380250100

eLb

0,02 < κ < 0,70

22

2

6,12500

10,61

1

18,066,06,1

66,02500166,00,61

12

2

2

cmbeff 0,4525018,0 - efektivna širina pojasnice

(ii) Polje

cmLb 2502

50020

cmLL raspone 690 - efektivni raspon za presjek u polju

0, islsl AA - površina ukruta

16,1250

0110

0

tb

Asl


124

36,0690250100

eLb

0,02 < κ < 0,70

21 4,611

55,036,04,61

121

cmbeff 5,13725055,0 - efektivna širina pojasnice

8.3 Unutrašnje sile i mjerodavne kombinacije u poprečnom presjeku

Vlastita težina poprečnog nosača uključena je u programu Feat 2000, a ostala opterećenja

prikazana su na sljedećim slikama. Opterećenja prometom "q" i "Q" definirana su kao pokretna s

korakom od 20 cm.

Slika 8.1 Dodatno stalno Δg, raspodijeljeno p i koncentrirano Q opterećenje na poprečnom

nosaču


125

Statički proračun proveden je u programu Feat 2000 te su u sljedećoj tablici dane

vrijednosti mjerodavnih kombinacija opterećenja za dimenzioniranje poprečnih presjeka:

Tablica 8.1 Unutrašnje sile za kombinacije djelovanja

Računska opterećenja i mjerodavne kombinacije

MSd,max = -325,9 kNm VSd = -735,1 kN Ležaj

MSd = -214,0 kNm VSd,max = -1036,4 kN

MSd,max = 1421,2 kNm VSd = -231,3 kN Polje

MSd = 1280,2 kNm VSd,max = 319,7 kN

8.4 Dokaz nosivosti i stabilnosti poprečnog nosača na ležaju


Slika 8.2 Dimenzije poprečnog presjeka poprečnog nosača mosta nad ležajem

Dimenzije nosača vidljive su iz slike, a geometrijske karakteristike su očitane u

programima AutoCAD i Feat 2000:


Iy = 315 345,5 cm4 - moment tromosti oko lokalne osi y

Iz = 89 126,2 cm4 - moment tromosti oko lokalne osi z



Wyd = 6375,9 cm3 - donji uzdužni moment otpora


126

Torzijska konstanta "It" i konstanta krivljenja "Iω" izračunate su pomoću programa

Aspalathos Calculator:

It = 173,1 cm4 - torzijska konstanta

Iω = 137 550 555,0 cm6 - konstanta krivljenja



a) kNmM Sd 9,325max, ; kNVSd 1,735 - očitano iz tablice

b) kNmM Sd 0,214max, ; kNVSd 4,1036max, - očitano iz tablice



Hrbat

32,587200,4816

18-14-800

wtd


Pojasnica

34,111433,818

2/300

ftc





0

,,

M

yygelRdc

fWM

kNmkNcmM Rdc 3,3332 8,3332281,1

35,54,10325,

kNmMkNmM SdRdc 9,325 3,3332, ✓



127


72

w

w

th

60,4881,020,1

7200,4816768

w

w

th

- nije potreban dokaz stabilnosti

Budući da nije potreban dokaz nosivosti nosača na posmik, od mogućih vrijednosti

računskih djelovanja uzeti ćemo samo onu s maksimalnim momentom savijanja.

✓


8.4.6 Otpornost elementa na bočno izvijanje

Kritična sila bočnog izvijanja

2

22

22

22

2

1 gCIE

IGLkII

kkgC

LkIECM

z

t

z

w

w

zcr

-kritični moment

Faktori "k" i "kw" su faktori efektivne dužine, a iznos im varira između 0,5 za punu upetost

i 1,0 kad nema upetosti. Faktor "k" se odnosi na rotaciju krajeva u ravnini, a faktor "kw" na

krivljenje presjeka na krajevima. Krajevi nisu upeti pa faktori imaju vrijednost 1,0.

Faktore "C1" i "C2" određujemo iz F.1.1, EC 3 Dio 1-1 (ENV 1993-1-1:1992):

C1 = 1,285, C2 = 1,562 - očitane vrijednosti

Tablica 8.2 Faktori C1 i C2 u ovisnosti o fatorima k i kw

Vrijednosti faktora C1, C2, C3 za odgovarajuće vrijednosti

faktora k (djelovanje momenata na krajevima)

Djelovanje i ležajni

uvjeti

Dijagram momenata

savijanja κ C1 C2 C3

1,0

0,5

1,285

0,712

1,562

0,652

0,753

1,070


128

"L" predstavlja duljinu mogućeg bočnog izvijanja i jednak je rasponu grede tj. udaljenosti

glavnih nosača i iznosi 690 cm. Opterećenje na nosač djeluje u razini gornjeg pojasa pa veličinu

razmaka između centra posmika i točke djelovanja opterećenja ("g") uzimamo prema VIII.-84,

Androić, Dujmović, Džeba: Metalne konstrukcije 1:

cmhg 402

802

cmL 690

E = 21 000 kN/cm2 - modul elastičnosti čelika

G = 8 077 kN/cm2 - modul posmika čelika

2

2

6901,0,289126210001,285

crM

22

22

40562,12,8912621000

1,17380776901,09126,2 8

0137550553,0,10,140562,1

kNmkNcmM cr 5,5767 9,576747

cr

yyel

cr

yyplwLT M

fWM

fW

,,

- relativna vitkost

0,1,

, ply

elyw W

W - za klasu presjeka 3

4,080,09,56747

5,354,103251,00,

LTLT - potreban je dokaz stabilnosti

1,

M

yplwLTRdb

fWM

Koeficijent redukcije određuje se iz sljedećeg izraza:

0,1122

LTLTLT

LT

22,015,0 LTLTLTLT


129

gdje je:

αLT - koeficijent imperfekcije za krivulju izvijanja d i iznosi 0,76 prema EC

048,180,02,080,076,015,0 2 LT

5797,080,0048,1048,1

122

LT

kNmkNcmM Rdb 7,1931 7,1931721,1

5,354,1032500,15797,0,

kNmMkNmM SdRdb 9,325 7,1931, ✓

Alternativno, koeficijent redukcije može se odrediti i iz sljedećeg izraza:

0,1122

LTLTLT

LT

20,15,0 LTLTLTLTLT

75,0 - koeficijent za čelik S355

892,080,075,040,080,076,015,0 2 LT

5797,06878,080,075,0892,0892,0

122

LT

Kontrola elementa na bočno izvijanje zadovoljava!!!



2/ 16,310325,4

100325,9 cmkNWM

yg

Sdg

- vlak

2/ 11,56375,9

1009,325 cmkNWM

yd

Sdd

- tlak

62,05,113,16

d

g

- omjer naprezanja


130

+3,16

-5,11

Slika 8.3 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) u poprečnom nosaču mosta na ležaju

Iz Tablice 4.1 EC 3 Dio 1.5 za omjer "Ψ" izračuna se koeficijent izbočavanja ploče "kσ":

01 278,929,681,7 k

47,15)62,0(78,9)62,0(29,681,7 2 k


2

22

22

22

22

/ ,2488,760,3-112

6,121000-112

cmkNh

tE

w

wE



2, / 47,12724,847,15 cmkNk Epcr


u presjeku je:

22

22

, -112 atE w

ccr

2

22

22

, / 10,06900,3-112

6,121000π cmkNccr

197,1273110,0

47,1271,

, ccr

pcr



131


redukcije iznosi:

2

)3(055,0

p

p



53,047,1275,35

,

pcr

yp

f

0,142,153,0

)62,03(055,053,02

nema redukcije poprečnog presjeka


2 9,302 cmAA ceff

3 4,10325 cmWW yeff

Dokaz

0,1

000

,1

M

effy

NEdEd

M

effy

Ed

M

y

Edx

WfeNM

AfN

f

0,110,0

1,14,103255,35

001009,325

1,19,3025,35

01

✓




132

8.5 Dokaz nosivosti i stabilnosti poprečnog nosača u polju


Slika 8.4 Dimenzije poprečnog presjeka poprečnog nosača mosta u polju




Iy = 434 864,4 cm4 - moment tromosti oko lokalne osi y



Wyd = 6879,2 cm3 - donji uzdužni moment otpora



a) kNmM Sd 2,1421max, ; kNVSd 3,231 - očitano iz tablice

b) kNmM Sd 2,1280max, ; kNVSd 7,319max, - očitano iz tablice



Hrbat

32,587200,4816

18-14-800

wtd



133

Pojasnica

34,111433,818

2/300

ftc





0

,,

M

yygelRdc

fWM

kNmkNcmM Rdc 1,2220 5,2220101,1

35,52,6879,

kNmMkNmM SdRdc 2,1421 1,2220, ✓



72

w

w

th

60,4881,020,1

7200,4816768

w

w

th

- nije potreban dokaz stabilnosti

Budući da nije potreban dokaz nosivosti nosača na posmik, od mogućih vrijednosti

računskih djelovanja uzeti ćemo samo onu koja ima maksimalni moment savijanja.

✓




2/ 49,525906,8

1001421,2 cmkNWM

yg

Sdg

- tlak

2/ 66,206879,2

1002,1421 cmkNWM

yd

Sdd

- vlak


134

27,020,665,49

d

g

- omjer naprezanja

+20,66

-5,49

Slika 8.5 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) u poprečnom nosaču mosta u polju

Iz Tablice 4.1 EC 3 Dio 1.5 za omjer "Ψ" izračuna se koeficijent izbočavanja ploče "kσ":

01 278,929,681,7 k

22,10)27,0(78,9)27,0(29,681,7 2 k


2

22

22

22

22

/ ,2488,760,3-112

6,121000-112

cmkNh

tE

w

wE



2, / 21,8424,822,10 cmkNk Epcr


u presjeku je:

22

22

, -112 atE w

ccr

2

22

22

, / 10,06900,3-112

6,121000π cmkNccr

11,841110,021,841

,

, ccr

pcr



135


redukcije iznosi:

2

)3(055,0

p

p



65,021,845,35

,

pcr

yp

f

0,118,165,0

)27,03(055,065,02

nema redukcije poprečnog presjeka


2 9,561 cmAA ceff

3 2,6879 cmWW yeff

Dokaz

0,1

000

,1

M

effy

NEdEd

M

effy

Ed

M

y

Edx

WfeNM

AfN

f

0,164,0

1,12,68795,35

001002,1421

1,19,5615,35

01

✓




136

9 DIMENZIONIRANJE VJETROVNOG SPREGA

9.1 Uvod

Za vrijeme korištenja most je prostorna konstrukciju pa je potrebno osigurati i njegovu

prostornu stabilnost. Glavni nosači trebaju podnijeti i opterećenje vjetrom, a da bi to bilo

moguće, u razini donjeg pojasa konstruira se vjetrovni spreg. Vjetrovni spreg je rešetkasta

konstrukcija koja preuzima opterećenje vjetrom i stabilizira donji pojas glavnih nosača. Gornji

pojas stabilizira ortotropna ploča.

Unutrašnje sile dobivene na temelju opterećenja vjetrom bit će mjerodavne za

dimenzioniranje elemenata vjetrovnog sprega.

Proračun će se izvršiti za središnji raspon mosta jer su tu najveće visine glavnih nosača, a

rezultati će biti usvojeni za čitavi most.

9.2 Opterećenje vjetrom

Pri analizi opterećenja izračunata su opterećenja vjetrom na puni i prazni most,a iz tlakova

će se dobiti koncentrirane sile u čvorovima koje predstavljaju opterećenje sprega:

mkNwrk / 36,62 - opterećen most

mkNwrk / 18,77 - neopterećen most

Budući da pri djelovanju vjetra na prazni most opterećenje preuzimaju poprečni nosači

ortotropne ploče i vjetrovni spreg uzimamo da je dio kojeg preuzima spreg:

mkNww rk / 39,92

18,772

- neopterećen most

U slučaju opterećenog mosta zbog visine djelovanja opterećenja vjetrom aktivira se

suprotni, vlačni spreg, a iz utjecajne linije je očitano i slijedi:

mkNww rk / 34,7)391,0(77,18(-0,391) - opterećen most


137

Kao mjerodavno opterećenje mosta vjetrom odabrano je ono na neopterećen most jer je

veće i izračunate su koncentrirane sile u čvorovima:

kNwW 95,4600,539,900,5 - koncentrirane sile u sredini

kNWW 48,232

46,952

- koncentrirane sile na krajevima

Slika 9.1 Geometrija modela vjetrovnog sprega s opterećenjem u programu Feat 2000

Ispuna je "X" oblika budući da vjetar može djelovati bočno na most s obe strane, ali se

uslijed vjetra aktiviraju samo vlačni štapovi. Kontakt štapova ispune na križanju je oslobođen te

su štapovi nezavisni jedan od drugoga, a svaki štap je modeliran kao nelinearan, odnosno

preuzima samo uzdužnu vlačnu silu. Uslijed vjetra s jedne strane vlačni štapovi preuzimaju

opterećenje, a u tlačnima nema uzdužne sile, a pojas preuzima uzdužne sile i momente savijanja.

9.3 Rezultati proračuna

Statičkom analizom utvrđena je maksimalna vlačna sila koja se javlja u rubnom štapu:

kNN 1,485max - maksimalna vlačna sila ispune rešetke

kNNN QSd 7,727485,11,50max - računska vlačna sila

Slika 9.2 Maksimalna uzdužna vlačna sila u štapu ispune rešetke vjetrovnog sprega


138

9.4 Dokaz nosivosti i stabilnosti elemenata vjetrovnog sprega


Slika 9.3 Dimenzije poprečnog presjeka elemenata ispune vjetrovnog sprega


I = 1013,97 cm4 - moment tromosti

W = 114,06 cm3 - uzdužni moment otpora

d = 17,78 cm - vanjski promjer

t = 0,5 cm - debljina stjenke

ml 52,89,60,5 22 - duljina elementa sprega

Geometrijske karakteristike očitane su u programu Aspalathos Calculator.


kNN Sd 7,727 - očitano iz dijagrama



05,599056,355

8,177 2 td - poprečni presjek je u klasi 3


139

9.4.4 Otpornost poprečnog presjeka u vlaku

kNfA

NM

yRd 9,875

1,135,514,27

0

Dokaz nosivosti

183,09,8757,727

Rd

Sd

NN

n ✓

Kontrola poprečnog presjeka na vlak zadovoljava!!!


3/ 7850 mkg - gustoća čelika

'/ 21,0'/ 30,21002714,00,7850 mkNmkgAg - masa i težina po m

kNmlgM Sd 57,288,520,211,35

81,35

22

računski moment savijanja

kNmkNcmfW

MM

yRd 8,36 0,3681

1,135,506,114

0

Dokaz nosivosti

1Rd

Sd

MM

107,08,36

57,2 ✓


9.4.6 Interakcija momenta savijanja i uzdužne sile

83,0Rd

Sd

NN

n

07,0Rd

Sd

MM


140

Dokaz nosivosti

n 1

17,083,0107,0 ✓

Kontrola poprečnog presjeka na interakciju M - N zadovoljava!!!

9.4.7 Progibi elemenata vjetrovnog sprega

cmlf dop 41,3250852

250

IElgf

4

3845

cmf 68,097,101321000

8520,000213845 4

Dokaz

cmfcmf dop 41,3 68,0 ✓

Kontrola progiba elementa zadovoljava!!!



141

10 DIMENZIONIRANJE MONTAŽNOG NASTAVKA

10.1 Uvod

Montaža glavnog rasponskog nosača izvršiti će se nastavljanjem gotovih, u radionici

potpuno obrađenih segmenata. Zbog zahtjeva da se nastavljanje glavnih uzdužnih nosača odvija

na mjestima nul-točaka momenata savijanja, a izbjegava nastavljanje na mjestu ekstremnih

momenata te zbog geometrije nosivog sustava, montažni segmenti su duljina 9,00 m, 12,00 m,

13,00 m i 14,00 m. Usvojena su dva glavna uzdužna nosača u poprečnoj dispoziciji kolnika na

međusobnoj udaljenosti od 6,90 m izvedeni od 21 različitog segmenta, ukupno 2 21 = 42

komada (20 9,00 m, 4 12,00 m, 4 13,00 m, 14 14,00 m) za cijeli most.

Nastavljanje će se izvršiti visokovrijednim prednapetim vijcima k.v.10.9. Radi ilustracije

postupka, u ovom poglavlju izvršiti će se dokaz nosivosti za jedan nastavak i to onaj na spoju

segmenata 8 i 9 u središnjem polju mosta (nastavak N8).

10.2 Karakteristike nastavka i mjerodavna kombinacija opterećenja

10.2.1 Mjerodavne kombinacija za GSN i GSU

Mjerodavna kombinacija opterećenja za GSN nastavka je prethodno postavljena u

programu Tower 6 te je očitana vrijednost ekstremnih unutrašnjih sila:


TqQggSd MMMMMM 80,050,1)(50,1)(35,1 12

-12 80,050,1)(50,1)(35,1 TqQggSd VVVVVV




142

Mjerodavna kombinacija opterećenja za GSU nastavka je "česta" u srednjem polju,

prethodno postavljena u programu Tower 6 te je očitana vrijednost ekstremnih vrijednosti

unutrašnjih sila:

kiikkj QQGGSU 2111

TqQgg MMMMMM 50,040,075,0)(00,1 12max

TqQgg VVVVVV 50,040,075,0)(00,1 12max

kNmM 0,7292max - očitano iz dijagrama

kNV 3,1175max - očitano iz dijagrama

10.2.2 Karakteristike poprečnog presjeka nosača i nastavka

Izabrani vijci - k.v. 10.9, fub = 1000 kN/ cm2

M 30, (d0 = 33 mm)

Materijal glavnog nosača - S355

Obrada površine - ispjeskareno, klasa A

Dimenzije poprečnog presjeka:

Slika 10.1 Dimenzije poprečnog presjeka glavnog nosača na mjestu nastavka N8


143

4031

00

3140

34

120

130

200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

120

130

200

2840

130

130

20 20# 650/20

#3100/

M3 k.v. 10.9

3333

3333

3333

3333

3333

3333

3333

# x 0/ 0# 0/ 0

#1180x /40 120

130

200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

200

120

130

200

2840

130

130

M3 k.v. 10.9

100 150 150 150 100

650

# 650/20

1180100 140 140 140 140 140 140 140 100

9024

024

024

090

900

100 140 140 140 140 140 140 140 100

1180

9024024024090

900

M3 k.v. 10.9

# x 0/ 0

# x 0/ 0

#1180x /40

Slika 10.2 Vijčani nastavak N8 glavnog nosača


144








Dimenzije ploča za nastavljanje:

1180 x 900 x 40 mm - ploča za nastavljanje donje pojasnice

650 x 2840 x 20 mm - ploča za nastavljanje hrpta

10.2.3 Određivanje otpornosti elemenata nastavka

U sljedećim proračunima korištene su vrijednosti iz sljedećih tablica:

Tablica 10.1 Posmična otpornost vijka


145

Tablica 10.2 Vlačna otpornost vijka

Tablica 10.3 Detalji postavljanja vijaka


146

(i) GSN

2/ 21,36,342284

1003,10987 cmkNWM

yg

Sdgp

- naprezanje u gornjoj pojasnici, vlak

Agp = 1206,4 cm2 - površina gornje pojasnice

kNAN gpgpSdgp 5,38724,120621,3, - uzdužna sila u gornjoj pojasnici, vlak

2/ 96,58,184368

1003,10987 cmkNWM

yd

Sddp

- naprezanje u donjoj pojasnici, tlak

Adp = 360,0 cm2 - površina donje pojasnice

kNAN dpdpSddp 6,21450,36096,5, - uzdužna sila u donjoj pojasnici, tlak

kNNNN SddpSdgpSdw 9,17266,21455,3872,,, - sila u hrptu

Aw = 1049,2 cm2 - površina hrpta

2, / 65,12,10499,1726 cmkN

AN

w

Sdww - naprezanje u hrptu

kNmNNMM SddpSdgpSdSdw 7,4758)6,21455,3872(025,13,10927)(025,1 ,,,

kNV Sdw 4,3195,

-5,96

+3,21

1,65

Ngp,Sd

Ndp,Sd

Nw,Sd

Mw,Sd

Slika 10.3 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) za GSN u glavnom nosaču na mjestu nastavka N8


147

(i) GSU

2/ 13,26,342284

1000,7292 cmkNgp

- naprezanje u gornjoj pojasnici, vlak

kNN Sdgp 6,25694,120613,2, - uzdužna sila u gornjoj pojasnici, vlak

2/ 96,38,184368

1000,7292 cmkNdp

- naprezanje u donjoj pojasnici, tlak

kNN Sddp 6,14250,36096,3, - uzdužna sila u donjoj pojasnici, tlak

kNN Sdw 0,11716,14256,2569, - uzdužna sila u hrptu

2/ 12,12,10490,1171 cmkNw - naprezanje u hrptu

kNmM Sdw 6,5246)6,14259,2569(025,10,7292,

kNV Sdw 3,1175,

Ngp,Sd

Ndp,Sd

Nw,Sd

Mw,Sd

1,12

+2,13

-3,96

Slika 10.4 Normalna naprezanja σ (kN/cm2) za GSU u glavnom nosaču na mjestu nastavka N8


148

Nastavak donje pojasnice

a) Otpornost vlačnog elementa (gornja pojasnica)

- tečenje bruto presjeka:

Agp = 1206,4 cm2

kNNkNfA

N SdgpM

ygpRdpl 5,3872 8,38933

1,15,354,1206

,0

,

✓

Otpornost elementa na tečenje bruto presjeka zadovoljava !!!

- lom neto presjeka:

Agp,neto = 1206,4 cm2

kNNkNfA

N SdgpM

ynettoRdu 5,3872 0,44299

25,10,514,12069,09,0 ,

2,

✓

Otpornost elementa na kidanje neto presjeka zadovoljava !!!

Otpornost elementa zadovoljava !!!

b) Otpornost tlačnog elementa (donja pojasnica)

- tečenje bruto presjeka:

Adp = 360,0 cm2

kNNkNfA

N SddpM

ydpRdpl 6,2145 2,11618

1,15,350,360

,0

,

✓

Otpornost elementa na tečenje bruto presjeka zadovoljava !!!


c) Otpornost spoja

(i) GSN

- otpornost vijaka na odrez:

kNN

NkN

FF Sddp

Mb

RkvRdv 1,134

166,2145 4,224

25,15,280 ,,

,

✓

Otpornost vijaka na odrez zadovoljava !!!


149

- otpornost na pritisak po omotaču rupe osnovnog materijala:

0,1)0,1;510

1000;25,0333

140;333

100min(0,1;;41

3;

3min

0

1

0

1

u

ub

ff

dp

de

kNkNtdfFMb

wRdb 1,134 0,1224

25,10,40,30,510,15,25,2

,

✓

Otpornost na pritisak po omotaču rupe osnovnog materijala zadovoljava!!!

(ii) GSU

- otpornost na proklizavanje:

kNkNAfnkF subserMs

sRdb 1,134 5,17861,51007,0

1,15,010,17,0

,,

Adp = 360,0 cm2

kNN

NkN

fAN Sddp

M

ydpRdpl 1,89

166,1425 2,11618

1,15,350,360 ,

0,

✓

Otpornost na proklizavanje zadovoljava!!!

Otpornost spoja zadovoljava !!!

Otpornost donje pojasnice i nastavaka iste u potpunosti zadovoljava !!!

Nastavak hrpta

kNVSd 4,3195 - računska poprečna sila

kNN

VSd 1,1142144,3195

- računska poprečna sila po jednom vijku

SdwSdSd MeVM , - moment savijanja

mmpee 27015012012 - ekscentricitet

kNmM sd 5,56217,475827,04,3195

NN

IhMH Sdw

p

SdSd

,max

- horizontalna sila po jednom vijku

22 zyI p - moment inercije


150

mmh 200max

422222222 515,18)3,110,190,070,050,030,010,0(4150,014 mI p

kNH Sd 4,12128

9,1726515,18

20,05,3621

22

Sdsd

Sd HN

VF

- rezultantna sila na vanjske vijke

kNFSd 6,1664,1211,114 22

a) Posmična otpornost elementa nastavka hrpta

2, 2,9510,2)3,314284(2 cmA netV

22, 7,790

5105,352,951 2,951 cm

ff

AcmAu

yVnetV ✓

- nema redukcije posmične površina ploče nastavka

0, 3 M

yvRdpl

fAV

kNVkNV SdRdpl 4,3195 7,211661,13

5,352,951,

✓

kNVkNV RdplSd 4,105835,0 4,3195 , ✓

- nije potrebna interakcija M- V

Posmična otpornost elementa nastavka hrpta zadovoljava!!!


b) Otpornost spoja

- otpornost vijaka na odrez (dvije površine smicanja):

kNFkNF

F SdMb

RkvRdv 6,166 8,446

25,15,28022 ,

,

✓

Otpornost vijaka na odrez zadovoljava!!!


151

- otpornost na pritisak po omotaču rupe osnovnog materijala nastavka hrpta:

Mb

RkbRdb

FF

,

, 2

kNFkNtdfF SdMb

wRdb 6,166 0,1224

25,10,20,30,510,15,22

5,22,

✓

Otpornost na pritisak po omotaču rupe osnovnog materijala nastavka zadovoljava!!!

- otpornost na pritisak po omotaču rupe osnovnog materijala hrpta:

kNFkNtdfF SdMb

wRdb 6,166 8,2080

25,14,30,30,510,15,22

5,22,

✓

Otpornost na pritisak po omotaču rupe osnovnog materijala zadovoljava!!!

Otpornost spoja zadovoljava !!!

Otpornost hrpta i nastavaka istog u potpunosti zadovoljava !!!


152

10.3 Dimenzioniranje zavarenog spoja

Slično kao i kod vijčanog nastavka i ovdje će biti prikazan proračun nosivosti zavara i to u

samo jednom poprečnom presjeku. Nosivost zavara proračunati će se za spoj poprečnog i

glavnog nosača na prvom segmentu nad upornjakom "U1". Debljina vara je 10 mm, a visina

poprečnog nosača je jednaka visini hrpta glavnog nosača i iznosi 236 cm.

kNVSd 4,3333 - očitana vrijednost poprečne sile u programu Tower 6

mma 10 - debljina vara

2 0,472)2236(0,1 cmAww - površina vara

Tablica 10.4 Otpornost zavara u uvali

2/ 06,7472

4,3333 cmkNAV

ww

SdSd - naprezanje u zavaru

9,0w - koeficijent korelacije za čelik S355

Laff

fwM

u

M

RkwRdw

ww

3

,,

22, / 06,7/ 07,123552

1002360

25,12,327 cmkNcmkNf SdRdw ✓

Otpornost vara zadovoljava !!!


153

11 DIMENZIONIRANJE STUPOVA

11.1 Uvod

Odabrani su stupovi sandučastog poprečnog presjeka, vanjskih dimenzija 5,0 m

(poprečno na most) 3,2 m (u smjeru mosta), sa stjenkama debljine 30 cm po čitavoj visini.

Visine stupova su oko 19,00 m za "S1" i oko 22,00 m za stup "S2". Temelji stupa su klasični,

masivni, stepenasti, različitih tlocrtnih dimenzija. Visina kaskadnih temelja iznosi 2 1,50 =

3,00 m. Na vrhu stupova su klasične masivne naglavne grede duljine (poprečno na most) 12,00 m

i širine 3,60 m. Visina naglavne grede na čelu je 200 cm, a uz stup 250 cm.

Slika 11.1 Dimenzije sandučastog poprečnog presjeka stupa

Stupovi "S1" i "S2" su kruto vezani s naglavnom gredom na koju se oslanja rasponski

sklop preko odgovarajuće proračunatih lončastih ležajeva koji se nalaze na betonskim

klupicama, i to po dva ležaja iznad svakog stupa, ukupno 4 ležaja.

Stupovi su od betonski, klasa betona C40/50 i armirani klasičnom armaturom B500B.

Rezultati tj. unutrašnje sile uslijed vanjskih opterećenja iz horizontalnog modela u

programu Tower 6 dani su u tablici, a kasnije su dane i mjerodavne kombinacije opterećenja za

dimenzioniranje (odabir armature) stupa.


154

Slika 11.2 Poprečni presjek stupa s lokalnim osima i uzdužnom armaturom u programu

Aspalathos Section Design

Budući da je stup upet u tlo, razmatrane su unutrašnje u presjeku neposredno iznad temelja

i to za stup "S2" koji je nešto viši. Iz dobivenih unutrašnjih sila proračunate su i kombinacije

djelovanja, te je stup dimenzioniran na kritičnu kombinaciju. Armatura kritičnog presjeka za

kritično savijanje (os y- y ili z - z), uzeta je kao mjerodavna za čitavu visinu stupa "S2", te za

čitavi stup "S1" koji je nešto niži.

Utjecaj vitkosti stupova uzet je u obzir inženjerskom metodom povećanja momenata

savijanja. Dijagrami nosivosti stupova dobiveni su pomoću programa Aspalathos Section Design

i uneseni u tablicu u programu Excel gdje je definiran graf i izvršena kontrola nosivosti stupova

na povećane momente savijanja i uzdužne tlačne sile.


155

11.2 Unutrašnje sile i mjerodavne kombinacije u poprečnom presjeku

Tablica 11.1 Vrijednosti unutrašnjih sila u kritičnom poprečnom presjeku stupa

Opterećenje N(kN) Tz(kN) Ty(kN) Mz(kNm) My(kNm)

g -7115,6 0 0 -39,0 0

Δg -4937,9 0 0 -38,9 -641,6

T+ 0 0 -1609,7 35354,6 0

T- 0 0 839,9 -18445,9 0

qk 0 0 -361,9 7948,4 0

wokomito,pun 0 ±3782,5 0 0 ±77880,8

wokomito,prazan 0 ±1957,3 0 0 ±40118,6

wuzduz,pun 0 0 ±1401,0 ±24420,4 0

wuzduz,prazan 0 0 ±745,0 ±12787,4 0

q + Q (Nmax) -5525,3 0 ±25,9 ±477,7 ±1719,8

q + Q (Mmax,y) -3725,7 0 ±18,4 ±339,7 ±7594,4

q + Q (Mmax,z) -4868,7 0 -65,0 768,6 -6652,0

Sx 50,0 261,9 4636,5 101756,5 5419,9

Sy 285,5 2189,7 19,6 420,5 52016,0

Kombinacije djelovanja za dimenzioniranje stupova su sljedeće:

kpun qTwQqggK 8,00,150,135,11 - pun most

TwggK prazan 8,050,135,12 - prazan most

SQqggK 00,1)(20,000,13 - seizmička kombinacija


156

Tablica 11.2 Vrijednosti kombinacija djelovanja u kritičnom poprečnom presjeku stupa

Kombinacija N(kN) Tz(kN) Ty(kN) Mz(kNm) My(kNm)

K1 (Nmax) -24560,2 5673,8 -4609,0 91617,4 -120267,1

K1 (Mmax,y) -21860,8 3784,8 -4597,8 91410,4 -129079,0

K1 (Mmax,z) -23575,3 3782,5 -4667,7 92053,7 -127665,4

K2 -18203,9 ±2936,0 -4027,3 -58870,8

+78978,2 -61044,1

K3 (Nmax) -13108,6 2189,7 4647,5 101774,1 51718,4

K3 (Mmax,y) -12748,6 2192,5 4646,0 101746,5 52893,3

K3 (Mmax,z) -12977,2 2191,9 4629,3 101832,3 50044,0

Iz tablice su očitane sljedeće vrijednosti ekstremnih kombinacija računskih momenata

savijanja i tlačnih uzdužnih sila u kritičnom poprečnom presjeku stupa:

a) (Mz,N) = (91617,4 kNm ; -24560,2 kN) f) (My,N) = (-120267,1 kNm ; -24560,2 kN)

b) (Mz,N) = (92053,7 kNm ; -23575,3 kN) g) (My,N) = (-127665,4 kNm ; -23575,3 kN)

c) (Mz,N) = (78978,2 kNm ; -18203,9 kN) h) (My,N) = (-129079,0 kNm ; -21860,8 kN)

d) (Mz,N) = (101774,1 kNm ; -13108,6 kN) i) (My,N) = (-61044,1 kNm ; -18203,9 kN)

e) (Mz,N) = (101832,3 kNm ; -12977,2 kN) j) (My,N) = (51718,4 kNm ; -13108,6 kN)

k) (My,N) = (52893,3 kNm ; -12748,6 kN)

l) (My,N) = (50044,0 kNm ; -12977,2 kN)


157

11.3 Dimenzioniranje stupova

Uvećani moment savijanja uslijed vitkosti stupa iznosi:

SdsSd MM ,

"Ψ" je faktor amplifikacije tj. uvećanja i iznosi:

e

Sd

m

NN

C

1

gdje su:

Cm - koeficijent koji je jednak 1,0

γ - faktor materijala

Ne - Eulerova kritična sila izvijanja

Kritična Eulerova tlačna sila izvijanja iznosi:

22

ie l

IEN

gdje su:

Eφ - modul elastičnosti betona s uključenim efektima puzanja

I - moment inercije oko odgovarajuće osi poprečnog presjeka

li - duljina izvijanja stupa

2/ 67,116666660,21

350000001

mkNEE

11.3.1 Moment savijanja oko osi z - z (u smjeru mosta)

433

653,1312

2,30,512

mbhI z

mhl stupi 442222

kNN e 8,81202444

653,1367,116666662

2


158

05,1

8,8120242,245605,11

0,1

a

02,102,103,105,1

e

d

c

b

Vrijednosti uvećanih momenata savijanja za os z - z iznose:

a*) (Mz,N) = (96198,3 kNm ; -24560,2 kN)

b*) (Mz,N) = (96656,4 kNm ; -23575,3 kN)

c*) (Mz,N) = (81347,5 kNm ; -18203,9 kN)

d*) (Mz,N) = (103809,6 kNm ; -13108,6 kN)

e*) (Mz,N) = (103868,9 kNm ; -12977,2 kN)

Stup 500/320 , C40/50 , B500B, ɸ32 , 35 , 38

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 50 100 150 200 250 300 350

Mz (MNm)

N (M

N)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

Slika 11.3 Dijagrami nosivosti stupova oko osi z - z i kombinacije momenata savijanja i uzdužnih

tlačnih sila

Odabrana je glavna uzdužna armatura stupa 164 Φ35 (srednja linija). ✓


159

11.3.2 Moment savijanja oko osi y - y (okomito na most)

433

333,3312

0,52,312

mhbI y

kNN e 9,198251044

333,3367,116666662

2

01,102,102,102,1

i

h

g

f

01,101,101,1

l

k

j

Vrijednosti uvećanih momenata savijanja za os y - y iznose:

f*) (My,N) = (-122672,4 kNm ; -24560,2 kN)

g*) (My,N) = (-130218,7 kNm ; -23575,3 kN)

h*) (My,N) = (131660,5 kNm ; -21860,8 kN)

i*) (My,N) = (61654,5 kNm ; -18203,9 kN)

j*) (My,N) = (52235,6 kNm ; -13108,6 kN)

k*) (My,N) = (53422,2 kNm ; -12748,6 kN)

l*) (My,N) = (50544,4 kNm ; -12977,2 kN)


160

Stup 500/320 , C40/50 , B500B , ɸ32 , 35 , 38

0

100

200

300

400

500

600

700

800

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500

My (MNm)

N (M

N)

0

100

200

300

400

500

600

700

800

Slika 11.4 Dijagram nosivosti stupova oko osi y - y i kombinacije momenata savijanja i uzdužnih

tlačnih sila

Usvojena je ista armatura stupa, 164 Φ35, kao za prethodnu slučaj koji je mjerodavan. ✓

11.3.3 Poprečna sila

Od svih kombinacija djelovanja uzete su maksimalne vrijednosti računskih poprečnih sila

za svaku od osi poprečnog presjeka stupa:

(i) okomito na most (z - z)

kNV zSd 8,5673max,,

Nosivost betona i uzdužne armature u stupu računa se po izrazu:

dbkV wRd 0,15+)40+(1,2= cplrd1

gdje su:

MPaf ck 40 - karakteristična vrijednost tlačne čvrstoće betona

2/ 67,2 67,265,1

40 cmkNMPaffc

ckcd

- računska vrijednost tlačne čvrstoće betona


161

2/ 041,0 41,0 cmkNMPaRd - posmična čvrstoća betona klase C40/50

cmd 48515-500= - statička visina presjeka

1.0-3,25=4,85-1,6=-1,6= dk - korekcijski faktor, ,01=k

2cp / 0,0 cmkN

AN Sd - naprezanje, uzimamo 0 da bi bili na strani sigurnosti

cmbw 0,600,302 - minimalna širina presjeka u vlačnoj zoni

035,045600

86,1577)440260()500320(

35164l

c

s

AA

- koeficijent uzdužnog armiranja

kNVRd 1,310248560 0,150+)035,040+(1,20,1041,0=1

kNVkNV RdzSd 1,3102 8,5673 1max,, - potrebna je računska poprečna armatura

Nosivost tlačnih dijagonala betona se ne smije prekoračiti i računa se po izrazu:

zbfV wcdRd 0,5=2

gdje su:

5,0200407,0

2007,0 ckf

- redukcijski faktor

z - krak sila

kNVRd 8,17481)4859,0(6067,25,05,02

kNVkNV RdzSd 8,17481 8,5673 2max,,

32,02

Rd

sd

VV

cmcm

cmdsw 3030

0,2916,0minmax,

MPaf yk 500 - karakteristična granica popuštanja čelika

2/ 48,43 78,43415,1

500 cmkNMPaf

fs

ykyd

- računska granica popuštanja čelika


162

Odabrane su vilice Φ12/30, (A=1,13 cm2), reznost "m" = 4 te je određena nosivost vilica

prema izrazu:

kNs

zfAmV

w

ydswwd 5,2859

304859,048,4313,14

Nosivost betona, uzdužne i poprečne armature iznosi:

kNVkNVVV zSdwdRdRd 8,5673 6,59615,28591,3102 max,,1 ✓

Odabrana poprečna armatura: četverorezne vilice Φ12/30 ✓

(ii) u smjeru mosta (y - y)

kNV ySd 7,4667max,,

Nosivost betona i uzdužne armature u stupu računa se po izrazu:

dbkV wRd 0,15+)40+(1,2= cplrd1

gdje su:

MPafck 40 - karakteristična vrijednost tlačne čvrstoće betona

2/ 67,2 cmkNfcd - računska vrijednost tlačne čvrstoće betona

2/ 041,0 cmkNRd - posmična čvrstoća betona klase C40/50

cmd 30515-320= - statička visina presjeka

1.0-1,45=3,05-1,6=-1,6= dk - korekcijski faktor, ,01=k

2cp / 0,0 cmkN - naprezanje, uzimamo 0 da bi bili na strani sigurnosti

cmbw 0,600,302 - minimalna širina presjeka u vlačnoj zoni

035,0l - koeficijent uzdužnog armiranja

kNVRd 8,195030560 0,150+)035,040+(1,20,1041,0=1

kNVkNV RdySd 8,1950 7,4667 1max,, - potrebna je računska poprečna armatura


163

Nosivost tlačnih dijagonala betona se ne smije prekoračiti i računa se po izrazu:

zbfV wcdRd 0,5=2

gdje su:

5,0 - redukcijski faktor

z - krak sila

kNVRd 7,10993)3059,0(6067,25,05,02

kNVkNV RdySd 7,10993 7,4666 2max,,

42,02

Rd

sd

VV

cmcm

cmdsw 3030

0,1836,0minmax,

MPaf yk 500 - karakteristična granica popuštanja čelika

2/ 48,43 cmkNf yd - računska granica popuštanja čelika

Odabrane su vilice Φ12/30, (A=1,13 cm2), reznost "m" = 4 te je određena nosivost vilica

prema izrazu:

kNs

zfAmV

w

ydSwwd 2,1798

303059,048,4313,14

Nosivost betona, uzdužne i poprečne armature iznosi:

kNVkNVVV ySdwdRdRd 7,4667 7,53942,17985,3596 max,,1 ✓

Odabrana poprečna armatura: četverorezne vilice Φ12/30 ✓

Konačno odabiremo poprečnu armaturu za oba stupa po čitavoj visini Φ12/30, m=4 ✓


164

12 ODABIR LEŽAJEVA

12.1 Uvod

Dispozicija ležajeva mosta s omogućenim pomacima može se vidjeti na slici dolje. Nužno

je omogućiti pomake mosta uzdužno i poprečno na os mosta budući da zbog velike duljine mosta

može doći do znatnih naprezanja uslijed temperaturnih promjena.

Slika 12.1 Dispozicija ležajeva i omogućeni pomaci mosta

Odabrani ležajevi mosta su lončasti te kontroliramo mogu li podnijeti maksimalnu

vertikalnu silu uslijed vanjskih opterećenja i horizontalne poprečne sile na mjestu spriječenih

pomaka u smjeru okomitom na os mosta. Također, provjerava se i maksimalni uzdužni pomak

kojeg odabrani klizni ležaj može prihvatiti. Od mjerodavnih kombinacija opterećenja za odabir

ležajeva definirane su dvije, osnovna i izvanredna. U sljedećim tablicama dane su maksimalne

vrijednosti vertikalnih i horizontalnih reakcija od vanjskih opterećenja i ostvareni pomaci prema

kojima biramo tip lončastog ležaja.

Vrijednosti reakcija i pomaka od vanjskih opterećenja u sljedećim tablicama očitane su iz

horizontalnog modela mosta u programu Tower 6.


165

12.2 Osnovna kombinacija opterećenja

Maksimalni pomaci mosta u slučaju osnovne kombinacije opterećenja na kliznim

ležajevima na upornjaku "U2" i stupovima "S1" i "S2" koji se mogu očekivati iznose:

punkTuk wqdd 0,10,12,1 - pun most

prazanTuk wdd 0,12,1 - prazan most

Tablica 12.1 Maksimalne vertikalne reakcije na ležajevima

Vertikalne reakcije (kN)

Opterećenje Upornjaci "U1" i "U2" Stupovi "S1" i "S2"

g 556,9 2045,7

Δg 752,9 2569,1

Q 278,3 274,7

q123 831,0 2883,9

q13 932,0 1377,5

q2 -205,8 1505,7

q12 751,6 2896,2

Rmax 2520,1 7786,3

Tablica 12.2 Uzdužni pomaci mosta

Pomak (mm)

Opterećenje Stup "S1" Stup "S2" Upornjak "U2"

qk ±5,5 ±5,5 ±5,6

wpun ±15,4 ±15,6 ±15,8

wprazan ±8,0 ±8,1 ±8,2

T+ 20,0 24,3 58,4

T- -8,2 -12,8 -30,5


166

(i) upornjak

mmduk 5,918,150,16,50,14,582,1 - produženje punog mosta

mmduk 3,782,80,14,582,1 - produženje praznog mosta

mmduk 0,58)8,15(0,1)6,5(0,1)5,30(2,1 - skraćenje punog mosta

mmduk 8,44)2,8(0,1)5,30(2,1 - skraćenje praznog mosta

mm 5,1490,585,91 - (maksimalan) ukupan "hod" mosta (pun)

(ii) stupovi





mm 8,865,363,50 - (maksimalan) ukupan "hod" mosta (pun)

Maksimalna vertikalna reakcija na ležaju za osnovnu kombinaciju opterećenja je 2520,1

kN na upornjacima i 7786,3 kN na stupovima.

12.3 Seizmička kombinacija opterećenja

Tablica 12.3 Maksimalne vertikalne reakcije na ležajevima

Vertikalne reakcije (kN)

Opterećenje Upornjaci "U1" i "U2" Stupovi "S1" i "S2"

g 556,9 2045,7

Δg 752,9 2569,1

Sx 31,5 57,2

Sy 475,7 1064,5

Rmax 1785,5 5679,3


167

Maksimalna vertikalna reakcija za seizmičku kombinaciju opterećenja je 1785,5 kN na

upornjacima i 5679,3 kN na stupovima.

Tablica 12.4 Uzdužni pomak mosta

Pomak (mm)

Opterećenje Upornjak "U2" Stup "S1" Stup "S2"

Sx 72,3 71,4 70,6

Maksimalni pomak mosta na kliznom ležaju je na upornjaku "U2" i za izvanrednu

seizmičku kombinaciju iznosi:

STuk ddd 5,15,0

U slučaju uzdužnih pomaka mosta mjerodavni su pomaci punog mosta jer su veći od

pomaka praznog mosta.

(i) upornjak

mmduk 7,1373,725,14,585,0 - produženje punog mosta

mmduk 7,123)3,72(5,1)5,30(5,0 - skraćenje punog mosta

mm 4,2617,1237,137 - ukupan "hod" mosta

(ii) stupovi

mmduk 3,1194,715,13,245,0 - produženje punog mosta

mmduk 5,113)4,71(5,1)8,12(5,0 - skraćenje punog mosta

mm 8,2325,1133,119 - ukupan "hod" punog mosta

Maksimalna vrijednost mogućeg pomaka na mjestima kliznih ležajeva mosta koji će se

kasnije odabrati je ±100 mm, što znači da će uslijed pojave maksimalnog računskog potresa i

pomaka Δ=261,4 mm doći do oštećenja ležajeva pa će se morati zamijeniti.


168

12.4 Odabir lončastih ležajeva

Prema uputama proizvođača, nosivost lončastih ležajeva na horizontalnu silu u smjeru

spriječenog pomaka iznosi 10 % nosivosti ležaja na vertikalnu silu.

Tablica 12.5 Maksimalne horizontalne reakcije na ležajevima

Horizontalne reakcije na upornjacima (kN)

Opterećenje Upornjak "U1" Upornjak "U2"

wpun,bocno 932,5 938,8

wprazan,bocno 477,9 481,2

wpun,uzduz 25,0 -

wprazan,uzduz 13,0 -

Sx 162,7

110,2 165,2

Sy 526,8 562,5

Prema tablici nepomični ležaj na upornjaku "U1" mora preuzeti horizontalnu silu od 932,5

kN uslijed bočnog vjetra na pun most i 526,8 kN uslijed potresa u Y smjeru pa vertikalna nosivost

ovog ležaja mora biti deset puta veća tj. mora biti > 9325 kN.

Respektivno, jednosmjerno pomični ležaj na upornjaku "U2" mora preuzeti silu od bočnog

vjetra na pun most u iznosu od 938,8 kN i silu od potresa u Y smjeru iznosa 562,5 kN pa mu

vertikalna nosivost mora biti > 9388 kN.

Princip djelovanja lončastih ležajeva je takav da se u čeličnom loncu nalazi potpuno

zatvorena ploča od prirodnog kaučuka. Pod visokim tlakom ploča se ponaša poput tekućine, a

njezina sposobnost promjene oblika omogućava zakretanje poklopca lonca po željenoj osi.

Ovisno o tome je li ležaj fiksan, jednosmjerno ili višesmjerno pomičan, on preuzima okomita

opterećenja i odgovarajuće vodoravne sile kao i pokrete u uzdužnom i poprečnom smjeru. Fiksni

ležaj je krut i preuzima vodoravne sile iz svih smjerova. Jednosmjerno pomičan ležaj može se

pomicati u jednom smjeru, a preuzima vodoravne sile pod pravim kutom. Višesmjerno pomičan

ležaj može se pomicati u svim smjerovima i zbog toga ne preuzima vodoravne sile.


169

Slika 12.2 Dijelovi tipičnog lončastog ležaja

Slika 12.3 Nepomični ležaj TF tvrtke Mageba

Slika 12.4 Jednostrano pomični klizni ležaj TGe tvrtke Mageba


170

Slika 12.5 Svestrano pomični klizni ležaj TGa tvrtke Mageba

U sljedećim tablicama prikazani su izabrani lončasti ležajevi tvrtke Mageba za definirane

kombinacije djelovanja. Svestrano pomični ležajevi na stupovima "S1" i "S2" su odabrani s

obzirom na kritičnu vertikalnu silu, a ležajevi na upornjacima s obzirom na kritičnu horizontalnu.

Tablica 12.6 Dimenzije odabranih lončastih ležajeva mosta

Ležajevi H

(mm)

Dcover

(mm)

D0

(mm)

BU,LU

(mm)

BGL

(mm)

LGL

(mm)

1 x TF 10 131 770 770 - - -

1 x TGe 10, e=±100 mm 175 - - 760 820 1045

2 x TGa 10, e=±100 mm 156 - - 710 770 995

4 x TGa 8, e=±100 mm 144 - - 650 700 935

Tablica 12.7 Nosivosti i mase odabranih lončastih ležajeva mosta

Ležajevi RV (kN) RH (kN) m (kg)

1 x TF 10 10000 1000 380

1 x TGe 10, e=±100 mm 10000 1000 796

2 x TGa 10, e=±100 mm 10000 1000 586

4 x TGa 8, e=±100 mm 8000 800 462


171

13 ODABIR PRIJELAZNE NAPRAVE

13.1 Uvod

Prijelazna naprava bira se ovisno o pomacima na upornjaku "U2" koji su očitani i iznose:

Tablica 13.1 Uzdužni pomaci mosta (mm) na upornjaku "U2"

Opterećenja Upornjak "U2"

qk ±5,6

wpun ±15,8

wprazan ±8,2

T+ 58,4

T- -30,5

Sx 72,3

13.2 Osnovna kombinacija opterećenja

Za pomake od osnovnih opterećenja postoje sljedeće kombinacije za upornjak "U2":

punkTuk wqdd 0,10,12,1 - pun most

prazanTuk wdd 0,12,1 - prazan most





mm 5,1490,585,91 - maksimalan ukupan "hod" mosta (pun)


172

13.3 Seizmička kombinacija opterećenja

Za pomak u slučaju seizmičke kombinacije opterećenja vrijednost na upornjaku "U2" je

sljedeća:

STuk ddd 5,15,0

mmduk 7,1373,725,14,585,0 - produženje mosta

mmduk 7,123)3,72(5,1)5,30(5,0 - skraćenje mosta

mm 4,2617,1237,137 - ukupan "hod" mosta

13.4 Odabir prijelazne naprave

Prijelazne naprave serije KT proizvođača Kontakt inženjering su modularnog tipa,

napravljene od čeličnih vruće valjanih profila, a omogućavaju pomicanje rasponske konstrukcije

istovremeno prenoseći opterećenje i vodonepropusno brtveći. Naprave su konstruirane da traju

znatno dulje od kolničkog zastora i to zahvaljujući robusnoj čeličnoj konstrukciji i

antikorozivnoj zaštiti. Naprava objedinjuje robusnost i trajnost s fleksibilnošću ostvarivanja

različitih nepredviđenih pomaka.

Robusna čelična konstrukcija omogućava vrhunsku otpornost na prometno opterećenje, a

najnovija antikorozivna zaštita kvalitetno štiti napravu od agresivnih korozivnih utjecaja. Serija

KT pouzdano brtvi budući da je sprječavanje prodiranja vode do nosive konstrukcije mosta

važno zbog trajnosti konstrukcije mosta. Serija KT je u stanju osigurati nesmetan promet čak i u

slučaju nepredviđenih pomaka, slijeganja ili rotacija.

Odabrana je prijelazna naprava tvrtke Kontakt inženjering, tip KT-240, s mogućnošću

dilatiranja ±120 mm, što znači da će u slučaju maksimalnog proračunskog potresa doći do

oštećenja iste jer izračunati pomak u slučaju izvanredne kombinacije iznosi 261 mm pa će se

naprava morati zamijeniti.


173

Slika 13.1 Prijelazna naprava KT-240 tvrtke Kontakt inženjering


174

14 GRAFIČKI PRILOZI

Prilog 1: Normalni poprečni presjek u polju i na ležaju; M 1:20

Prilog 2: Uzdužni presjek u osi stupišta lijevog kolnika; M 1:250

Prilog 3: Uzdužna dispozicija montažnih segmenata rasponske konstrukcije; M 1:100

Prilog 4: Radionički nacrt segmenta 3; M 1:25

Prilog 5: Dispozicija lamela donje pojasnice i efektivne širine ploče; M 1:100

Prilog 6: Detalj montažnog nastavka limenog nosača; M 1:25

Prilog 7: Plan oplate stupa S1; M 1:100


175

15 LITERATURA

1 Horvatić, Dragutin; Šavor Zlatko; Metalni mostovi; HDGK; 1998

[2] Androić, Boris; Dujmović, Darko; Džeba, Ivica; Čelične konstrukcije 2; IA

PROJEKTIRANJE; Zagreb, 2007

[3] Androić, Boris; Dujmović, Darko; Džeba, Ivica; Metalne konstrukcije 1; IGH; 1994

[4] Androić, Boris; Čaušević, Mehmed; Dujmović, Darko; Džeba, Ivica; Markulak, Damir;

Peroš, Bernardin; Čelični i spregnuti mostovi; Zagreb: IA PROJEKTIRANJE; 2006.

[5] Radić, Jure; Mandić, Ana; Puž, Goran; Konstruiranje mostova; Zagreb: Hrvatska

sveučilišna naklada; 2005.

[6] EUROCODE 1

[7] EUROCODE 2

[8] EUROCODE 3

[9] EUROCODE 8

[10] Skuzin, Željan; Diplomski rad: Projekt rasponske konstrukcije čeličnog mosta s

ortotropnom pločom; GF; 2003

[11] Ban, Maja; Diplomski rad: Glavni projekt mosta Dabar s čeličnom rasponskom

konstrukcijom i ortotropnom pločom; GAF; 2010

Korišteni programski paketi:

[12] Radimpex, Tower 6

[13] Feat 2000

[14] Aspalathos Calculator v2.1

[15] Aspalathos Section Design v1.0

[16] Autodesk, AutoCAD 2007

glavni projekt mosta bandalova kosa s čeličnom rasponskom konstrukcijom i ortotropnom pločom -...

Documents