proracun za graficki

Sadržaj

1. Idejna Rešenja........................................................................................................................3

2. Tehnički opis...........................................................................................................................5

3. Proračun ograde mosta..........................................................................................................7

4. Pešačka staza........................................................................................................................9

5. Proračun prema graničnom stanju nosivosti........................................................................11

6. Prelazna ploča......................................................................................................................14

6.1 Glavni nosač...........................................................................................................................15

6.2 Geometrijske karakteristike preseka.....................................................................................15

6.3 Analiza opterećenja...............................................................................................................16

6.4 Pokretno opterećenje............................................................................................................17

6.5 Šema u poprečnom pravcu na mestu vozila..........................................................................20

6.6 Šema u poprečnom pravcu na mestu izvan vozila:................................................................20

6.7 Šema rasprostiranja opterećenja:..........................................................................................21

6.8 Pokretno opterećenje:...........................................................................................................22

6.9 Konačna šema opterećenja:...................................................................................................22

6.10 Dijagram presečnih sila..........................................................................................................23

6.11 Potrebna armatura................................................................................................................24

7. Dimenzionisanje glavnog nosača.........................................................................................24

7.1 Granično stanje nosivosti, za uticaj T-sila...........................................................................25

7.2 B.4. Dijagram presečnih sila...............................................................................................25

8. Proračun (srednjeg stuba) prema vitkosti i graničnoj nosivosti...........................................27

8.1 Proračun temelja konstrukcije (Stubova).......................................................................30

8.2 Reakcije konstrukcije.....................................................................................................31

8.3 Podaci potrebni za proračun temelja konstrukcije.........................................................32

8.4 Kontrola stvarnog napona u tlu na nivou temeljne spojnice..........................................34

8.5 Određivanje potrebne armature....................................................................................35

9. Proačun obalnog stuba........................................................................................................37

9.1 Kombinacije delovanja prema fazama izvodjenja obalnog stuba...................................40

9.2 Provera obalnog stuba na prevrtanje I klizanje..............................................................41

8.6 Koeficijent sigurnosti na klizanje je................................................................................42

9.3 Kontrola naprezanja u tlu...............................................................................................43

9.4 Određivanje potrebne armature u zidu i temelju oporca..............................................44

1. Idejna Rešenja

U okviru zadatog profila terena razmatrane su tri varijante rešenja, koje su imale okvirni i kontinualni staticki sistem. Poprečni presek je isti za sva tri slučaja – rebrasti poprečni presek.

I- Varijanta Razupora, sa osovinskim rastojanjem izmedju kosnika od 46m, a raspon medju petama iznosi 74m.

II – Varijanta

Obešeni most, sa dva pilona prečnika 3,00m I rasponom od 15.00m od prvog oporca I 70.00m do sledećeg.Poprečni presek je rebrasti sa dva rebra na osovinskom rastojanju od 7,20m I visine 2.50m.

III – Varijanta

Lučni nosač koji se koristi za premošćavanje ukupne daljine, nadlučni subovi koji prnoe opterećenje od rasponske konstrukcije na luk. Ukupna dužina luka je 75m, dok je odstojanje od obalnih stubova 12,50m. Ukupna dužina mosta je 100m.Međusobno rastojanje nadlučnog sklopa, tj rastojanje među stubovima koji prihvataju opterećenja I prenose na luk su 14.00m

Od ponuđenih rešenja, sva tri bi bila estetski prihvatljiva. Međutim gledano sa ekonomske, statičke I sigurnosne strane prihvatljivo rešenje u ovom slučaju je rešenje varijante. Estetski dojam ovog rešenja je takav, da gledaocu daje uvid u to da se prepreka savladjuje sa lakoćom, prateći tok prirode, ali I male dimenzije poprečnog preseka u odnosu na ostala dva rešenja.

2. Tehnički opis

Za izradu grafičkog rada datog zadatka usvojen je statički sistem trapezaste

razupore. Osovinsko rastojanje među petama iznosi 79.00m, dok je osovinsko

rastojanje među razuporama 46.00m. Jedan temelji razupore su na 10.00m od oporca a

drugi na 7.00m.osovinsko rastojanje do preseka sa glavnim nosacem je 18.00 odnosno

15.00m. Kontinualna greda je oslonjena na svim stubovima na nepokretnom ležištu.

Prema zadatku prepreka koja se savlađuje je vodotok. Rang saobraćajnice je II

reda u 2 pravca. Prema zadatku drumski most ima i pešačke staze sa obe strane za

jedan red pešaka.Pešačka staza se nalazi na konzoli širine 140.00cm, na njoj imamo

još AB venac, montažnu ploču, koja nam omogućava da kroz pešačku staz vodimo I

instalacije. Na pešačkoj stazi postoji ograda visine 1.1m izrađena od hladno oblikovani

profila.

Na osnovu datog zadatka,usvojeni poprečni presek mosta je gredni sistem sa

dva rebra 375*100cm,razmak izmedju rebara je 5.00 cm dok osovinski razmak iznosi

6.00m. Pešačke staze su predviđene za jedan red pešaka i iznose 80,00cm,plus sa obe

strane pešačke staze su po 35cm udaljene od drumskog saobraćaja ivičnjacima visine

takođe 35cm. Što znači da nisu potrebni odbojnici. Širina saobraćajnih traka je usvojena

3,50m. Prema ovim merama dolazimo do podatka da je ukupna širina mosta 9.80m.

Usvojena debljina kolovozne ploče je 25 cm. Ploča nosi u jednom

pravcu.Usvojena I rasporedjena je odgovarajuća armatura u polju I nad osloncem.

Osa mosta je prava celom svojom dužinom nema krivina.Niveleta mosta je u

pravcu, zbog prepreke koja se savladjuje.Potrebno je uraditi slivnike na mostu koji se

nalaze na svakih 15m za odvodnavanje mosta.Za odvodnjavanjeje potreban pad koji se

izvodi po 2,50% u poprečnom pravcu ,a odradjen je od betona marke MB15 .

Većina elemenata ovog mosta je monolitna sem par montažnih elemenata I to:

montažne ploče, ograde..

Predviđeno je da se izrada ovih elemanata izvdi na poligonu pa da se kasnije

montaža vrši sistemom naguravanja pomoću hidrouličkih presa.

Razupore su iste dužine I iznose 21.00m I poprečnih dimenzija 200/200cm. Velike

dimenzije poprecnog preseka razupore su potrebne zbog uticaja koji se javljaju u njima,

ali I zbog izvijanja.Kosi stubovi su ukopani do iste visine.Na gornjem delu stubovi su

povezani gredom koja je konstruktivno armirana zato što su rebra centrično oslonjena

na stubove, tako da nemamo pojavu dodatnih momenata..

Razupore su uklještene u dnu, dok se na krajevima konstrukcija oslanja na nepokretnim

odnosno pokretnim ležištima.

Obalni stubovi su sa paralelnim kracima, gde su kraci dužine 4.57m. Visina

obalnog stuba je 6.80m Prilikom izrade stub je proveren na sve uticaje koje se mogu

javiti u njemu. I na osnovu toga je pokazano da zadovoljava usvojene dimenzije.

Kosi stubovi (razupore) su fundirani na temeljnim kontra gredama, dok je obalni

stub fundiran na temeljnim stopama. Kod stubova usvojene dimenzije temeljne grede

su 5.00 x 3.50m.

Dimenzije temeljne stope kod obalnih stubova,tj oporaca je 12.00 x 5.00 x 1.50

Tlo je dobre nosivosti i zadatkom ono iznosi300-600 kN/m2( proracun radjen sa 600

kN/m2)

Prilikom izrade projektnog zadatka korišćena su sledeće karakteristike materijala:

- armature RA 400/500

- marke betona za ploče MB30 I za stubove I temelje MB40

Za postavljanje pada na betnskoj kolovoznoj ploči,korićen je vodonepropusni beton,

zbog smrzavanja I daljeg erodiranja betona

3. Proračun ograde mosta

Analiza opterećenja:- sopstvena težina ograde g=1.00kN/m’- jednako podeljeno (horizontalno opterećenje) p=1.00 kN/m’

q+p =1 kN/m’M=kpl2 T=kplMax M= 0,0912 *1*22 =0.365 kNmMin M= -0.123*1*22= -0.492 kNmTmax= 0.652*2*1=1.304 Kn

Č0361

σdozI= 16.00kN/cm2

τdop = 9,00kN/cm2

Wpot=M/σdop = 0.492*100/16 = 3.075 cm3

Usvajam HOP 40x40x2 (Wtv=3.5cm3 Astv=2.937 cm2)Kontrola napona:

σrač = 49.2/3.5 = 14.057 kN/cm2<16 kN/cm2

τrač = 1,304/2.937 = 0.444 kN/cm2<9 kN/cm2

Kontrol stabilnnosti

λ=li/i li=2*l=2*1.1=2.2 i=1.85

λ=2.2*100/1.85 =118.92< λmax=200λ= λ/ λv λv=92,9 za krivu C iz Pravilnik αc=0.489λ=118,92/92,9=1.28

β = 1+α*( λ-0.2) + λ-2 =1+0.489*(1,28-0.8)+1118,92-2= 3.162

χ=------------------- = 0.4 σrač=NA

< σi =σ v∗X

V=

2.4∗0.41.5

= 6.4 kN/cm2

β+√ β2+4 λ2 σrač=2.0

2.937 = 0.681 kN/cm2-< 6.4 kN/ cm2

Veza stuba sa betonskom konstrukcijom

M=2.2 kNm σdoz=13.5 kN/cm2

T=2.0 kN τdop =27,0 kN/cm2

VVZ σdozš=12.0 kN/cm2

Usvajam aš=3mm

Kontrola napona

σrač<σupotrebno Wš =2*72*0.476+0.4*5*7=20.5

σrač=√n2+V 2+Vii2 n =Mw š

=22020.5

=10.73

V=2/(2*5*0.3) =0.07 kN/cm2

Sila u nožici

Frač=M/h=220/13=16.92z=Fnož/2 sila u zavrtnjudozZ =0.8 Fp za silu M12 Fp=53 kNdozZ=0.8*53=42.4 za silu M16 Fp=94 kN

z=Fnoz

2 =

16.922

=8.46 kN< doz

4. Pešačka staza

`Analiza opterećenja

4.2.1.1 Stalno opterećenje 1.AB venac 0.35*0.30*25=2.625 kN/m2.AB ivična greda 0.35*0.25*25= 2.188kN/m3.Montažna ploča 0.45*0.20*25=1.92 kN/m4.Asfalt 0.80*0.02*20=0.32 kN/m5.Ograda =0.20 kN/m6.Tezina ploce 0.25*1.00*25 =6.25kN/m

7.Ploča konzole (0.10+0.25

2 )*1.40*25 =6.125 kN/m

g=19,63 kN/m

4.2.1.2 Korisno opterećenje8. Instalacije ‘ =0.8 kN/m9.Povremeni zastor =10.0 kN/m10. Ljudska navala =5.0 kN/m

P=15.80 kN/m

Statički uticaji

Mg=-(2.625*1.38+1.563*0.62+1.92*1+0.32*1+6.25*0.25+0.2*1.38+5.813*0.7)= -12.66kNmMg= -12.66kNmMp=-(0.8*0.9+5*0.75+10*0.67) =- 11.17kNMu=1.6*Mg+1.8*Mp = 12.66*1.6+11.17*1.8= 40.362 kNmTg=28.04 kN Tp=23.70 kNTu=1.6*28.04+1.8*8.70= 87.52 kN

Dimenzionisanje

MB30 RA 400/500

Fa pot =M

h st∗0.9∗σ =

40.36∗10022.5∗40∗0.9

=4036810

=4.98cm2/m’

min A = 0.1*22.5= 2.25cm2< Arač Usvajam Rᴓ10/15 cm

5. Proračun prema graničnom stanju nosivosti

A.1. ANALIZA OPTEREĆENJA

Prilikom Proracuna kontinualne AB ploce pretpostavljeni su sledeci podaci:

-Beton MB 40 i fb =25.50 MPa

-Armatura RA 400/500 i Mpa

Statička šema nosača (kontinualne AB ploče) izgleda ovako:

I. Stalno opterećenje - Sopstvena težina ploče .......................... gpl = 0.25 x 1.0 x 25 = 6.25 kN/m’

- Težina asfalta + HI ...................

Σ gkp = 7.82 kN/m’ ≈ 7.85kN/m’

II. Pokretno opterećenje

- Prema YU Propisima :

Kd = 1.4 – 0.008 x ly = 1.4 – 0.008 x 6 = 1.35

P = 100 x Kd = 100 x 1.35 = 135 kN

F = 60 x 20

Rasprostiruća površina (za jedan tocak)

Prostiranje opterećenja:

b2* =60+(12.5+7) *2= 99cm

b2= 20+(12.5+7)*2 = 59cm

b3 = 50+600*0.20=170 cm

P* = P

b 2 =

1351.70

= 79.41 kN/m’

Staticki uticaji ( sistem proste grede)

Mg=7.85 *6.002

8 = 35.33 kNm/ m

Mp=79.41 *6.002

8 = 257.35kNm/m

Mu=1.6 Mg+1.8Mp= 1.6*35.33+1.8*257.35= 519.76 kNm/m

dpl/Hreb¿0.25 Max M=0.5 MuMin M=-0.7 Mu

MaxM=0.5* 519.76=259.88 kNm/m MB30 RA400/500 h=0.9*25=22.50MinM=-0.7* 519.76= -363.83kNm/m

Dimenzionisanje-U polju: Nad osloncem:

Aa=259.88∗1000.9∗40∗25.2

=28.65 cm2 Aa=363.83∗1000.9∗40∗25.2

=40.10 cm2

Aapod=0.35*28.65=10.03 cm2 Aapod=0.35*40.10 cm2=14.04 cm2

Usvajam: Glavna Rᴓ16/7.50 Usvajam: Glavna Rᴓ19/7.50

Podeona Rᴓ 12/10 Podeona Rᴓ 12/10

6. Prelazna ploča

6.1Glavni nosač

6.2 Geometrijske karakteristike preseka

Težina nosaca:

qgl.nosaca= Agl.nosaca x γ b

qgl.nosaca=(3.75*1+2.5*0.55*2*0,5+2.5*0.45*2)x25kN/m3 = 163.75 kN/m

6.3 Analiza opterećenja

Poprečni presek mosta je simetričan,pa posmatramo polovinu širine mosta:

B.1. STALNO OPTEREĆENJE

-S

opstvena težina glavnog nosača ………………………………….. qgl.nosaca=6.55m2 x 25kn/m3=163.75kN/m’

- Težina kolovozne ploče (AB kontinualna ploča)………….….qkp=0.25 m x 25 kN/m3 x 1.00m =6,25kN/m’- Težina oplate koja se veša za izradu kolovozne ploče………………………. qo=6.00m x 1kN/m3= 6.00kN/m’

B.2. DODATNO STALNO OPTEREĆENJE

Za ceo most:

Pešačka staza+ivičnjak ………………………………………………. qp+i=0,20m x 25kN/m3x0,80m x 2=8,00kN/m’

- Hidroizolacija……………………………………………………………………….…….qhi=9.80 m x 0.5 kN/m2 =4,90kN/m’- Zastor ………………………................................................... qz=0,07m x 25kN/m3x9.80mx1m= 17,15kN/m’- Ograda……………………………………………………………………….………………………….qo= 0.5 kN/m’ x 2 =1.00kN/m’

Σ gkp =31.05 kN/m’ ≈ 31.10kN/m’Za jedan nosač(Krajnji nosači):

Pešačka staza+ivičnjak ……………………………………………………. qp+i=0,20m x 25kN/m3x0,80m =4,00kN/m’

- Hidroizolacija……………………………………………………………………..….…….qhi=4.23 m x 0.5 kN/m2 =2.12kN/m’- Zastor ………………………................................................................ qz=0,07m x 25kN/m3x6.00= 10.50 kN/- Ograda……………………………………………………………………….……………………………….qo= 0.5 kN/m ’ =0,50kN/m’

Σ gkp = 17.12 kN/m’ ≈ 17.15kN/m’

6.4 Pokretno opterećenjePrema YU propisima,most odnosno njegovi delovi računaju se prema računskoj šemi opterećenja

mostova u zavisnosti od kategorije mosta(tabela 1)

Tabela 1.

Kategorija mosta Računska šema

I 600+300

II 600

IIIširina kolovoza ≥ 6.0m 300+300

širina kolovoza < 6.0m 300

Prilikom proračuna glavna traka se na najnepovoljnijem mestu opterećuje tipskim vozilom (prema slici tabeli 2).Uzdužna osa vozila mora biti paralelna sa uzdužnom osom trake.

Tabela 2.

VoziloUkupni teret

[kN]

Teret pojedinog točka [kN]

Širina naleganja točka

b1 b2

V 600 600 100 0.60 0.20

V 300 300 50 0.40 0.20

Tabela 3.

Vozilo

Ukupna težina vozila

[kN]

Zamenjujuće ravnomerno raspodeljeno

opterećenje p1

[kN/m]

Ravnomerno raspodeljeno

opterećenje p2

glavne trake

[kN/m]

Ravnomerno raspodeljeno

opterećenje izvan

glavne trake p3

[kN/m]

V 600 600 33.3 5.00 3.00

V 300 300 16.7 5.00 3.00

1)Opterećenje p je zamenjujuće opterećenje za tipsko vozilo

Glavna traka se opterećuje ravnomerno raspodeljenim opterećenjem p1 (prema tabeli 3) ispred I iza tipskog vozila.

Tipsko vozilo može biti smešteno na kolovozu tako da točkovima dodiruje ivičnjak.Površina izvan glavne trake opterećuje se ravnomerno raspodeljenim opterećenjem p2 u kombinaciji sa ostalim saobraćajnim opterećenjem(slika 2)

Slika 2. –Računska šema opterećenja

Pri proračunu pojedinih delova mosta (Delova pešačkih staza,ploča,poprečnih nosača I dr.) uzima se ravnomerno raspodeljeno opterećenje p3=5.00kN/m2.Dinamički koeficijent za drumske mostove računa se prema sledećoj formuli:

, gde je L raspon koji se računa.

Sva korisna opterećenja u glavnoj traci moraju se uvećati ovim koeficijentom.To ne važi za pešačke staze.Ako je raspon nosećih elemenata mosta veći od 10.0m onda se dozvoljava smanjenje korisnog opterećenja pešačkih staza na p=5.5-0.05L,u tom slučaju ne može se uzeti vrednost manja od 4,00 kN/m2(Na strani sigurnosti sam ako uzmem da je korisno opterećenje p=5,00kN/m2).

Tako da je:

-Dinamički koeficijent: Kd = 1.4 – 0.008 x l = 1.4 – 0.008 x 46= 1.04

-Glavna traka:

p1xkd= 5.0 x 1.04 =5.20 kN/m2

Pxkd=100.0 x 1.04 =104.00kN (od vozila V600)

-Ostali deo kolovoza:

6.5Šema u poprečnom pravcu na mestu vozila

6.6Šema u

poprečnom pravcu na mestu izvan vozila:

6.7Šema rasprostiranja opterećenja:

Uticajna Linija:

P2*=3.00x(0.51x3.00/2) =2.295kN/m

P1*=p2

*+((1.0+0.51/2)x3.0)xp1*=14.073kN/m’

P*=P1 x kd x (β1+β2 ) =104 x (0.92+0.60)+ =158.08 kN

6.8Pokretno opterećenje:- Pešaci : p=5.0kN/m2 → Na glavni nosač p*=5 x 1.40 = 7.00 kN/m’

6.9 Konačna šema opterećenja:

6.10 Dijagram presečnih sila

4833.6

7

-24838.8

9

-26825.5

1

21563.5

2

-29035.1

9

5135.2

0

-23815.1

8

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 1: stalno

Uticaji u gredi: max M3= 21563.52 / min M3= -29035.19 kNm

2198.3

5

2208.6

9

3092.6

9

2231.8

8

-1568.9

5

-2327.7

0

-1552.0

9

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 2: pokretno


544.2

8

-2796.9

0

-3020.5

9

2428.0

9

-3269.4

1

578.2

3

-2681.6

3

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 3: korisno


12320.2

0

44437.8

9

12934.2

0

-47600.7

5

-52335.2

5

-56531.1

1

-45724.9

8

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 4: 1.6xI+1.8xII+1.8xIII


6.11 Potrebna armaturaDimenzionisanje (beton)

118.3

1

499.1

9

313.9

7

358.0

9

523.3

9

158.1

7

234.7

7

210.4

0

234.0

3

266.6

3

261.3

0

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Merodavno opterecenje: 1.60xI+1.80xII+1.80xIII @1@PBAB 87, MB 40, RA 400/500

Armatura u gredama: max Aa2/Aa1= 523.39 cm2

7. Dimenzionisanje glavnog nosača

Dimenzionisanje nosača u polju (Mu 0-1=Mu2-3)

Mu =12934,20 kNm

Aa=Mu

σv h s0.9=

12934,20∗10040∗345.5∗0.9

= 103,99cm2/ m’ usvajam

10Rᴓ36(Astv=101,70 cm2)(∆=2.88%)< 3 %

Dimenzionisanje nosača nad osloncem (Mu 1=Mu2)

Mu =56531.11 kNm

Aa=Mu

σv h s0.9=

56531.11∗10040∗345.50∗0.9

= 454,5 cm2/ m’ usvajam

44Rᴓ36(Astv=447,48cm2)(∆=1.54%)< 3 %

Dimenzionisanje nosača u polju (Mu1-2)

Mu =44437.09 kNm

Aa=Mu

σv h s0.9=

44437.09∗10040∗345.5∗0.9

=357.27 cm2/ m’ usvajam 36

Rᴓ36(Astv=366,12 cm2)

7.1Granično stanje nosivosti, za uticaj T-sila

7.2 B.4. Dijagram presečnih silaaStaticki proracun

3193.1

9

8665.3

3

6740.7

4

-6818.9

1

-8486.7

2

-3225.4

7

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 4: 1.6xI+1.8xII+1.8xIII

Uticaji u gredi: max T2= 8665.33 / min T2= -8486.72 kN

Tmu =8665.33 kN

Nominalni računski napon smicanja (član 88) :

τu=T mu

b⋅z ;b- minimalna širina poprečnog preseka na delu od neutralne linije do zategnute armature

z- krak unutrašnjih sila z=0 . 9⋅ho

τ = Tmubxz

= 8665.33

100 x 0.9 x337.5= 0.27 kN/cm2=2.70MPa¿ τ r= 1.30Mpa (član 89)

Naponi smicanja se nalazi u granicama : τ r¿ τ n<3 τ r.Tada će potrebna površina preseka armature na delu nosača. Gde je taj uslov ispunjen, određuje na osnovu redukovane merodavne transverzalne sile:

TRu= Tmu –Tbu , gde je Tbu= 0.5x (3 τ r – τ n ) b x z = 0.5x( 3x1.3 – 2.70) 1.00x0.9= 54.00 kN

Usvajam:

m=4 – četvorosečne uzengije ; (vertikalne uzengije);au(1)= 1.54 cm2 (uzengija prečnika RUØ16)

eu=10cm- rastojanje uzengija; - ugao nagiba pritisnutih štapova u modelu rešetke

Deo transverzalne sile koji se poverava uzengijama:

τ Ru,u,1 = m x a u(1)

bxe uxσ vx(cosα +sinαctθ )=

4 x1.54100 x 10

x400 = 2.46Mpa

eu= m xa u(1)bxτ Ru , u , 1=

4 x1.54100 x 0,246 x40=10.16≈ 10.00 cm

Usvojena armature: RUØ14/10cm (aa1=1.54cm2)

Član 182: Grede moraju po celoj dužini osiguranja imati uzengije na razmaku 2/3 ukupne visine

nosača, ali ne većem od 30cm u slučaju da je , odnosno na razmaku 1/3 visine preseka,

od. 20cm u slučaju da je . Pri dvostrukom armiranju preseka uzengije moraju biti na razmaku od 15Ø, gde jeØ prečnik najtanje šipke podužne pritisnute armature. Prečnik uzengija mora biti najmanje Ø6mm (maxØ12mm za uzengije od rebraste armature - član 140).

Član 180: U blizini čvora, čak i kada osiguranje nije potrebno na dužini nosača od 0.2l, gde je l teorijski raspon nosača, poželjno je progustiti uzengije na dvostruko manjem rastojanju nego u polju grede. Ove uzengije moraju biti zatvorene sa preklopom.

Član 182: Ako ne postoje statičke podužne šipke u svim uglovima svih uzengija, treba predvideti odgovarajuće konstruktivne (montažne) podužne šipke (min Ø12mm), da bi se omogućilo povezivanje gornjeg i donjeg pojasa betona uzengijama.

Član 180: Iz konstruktivnih razloga na bočnim strana preseka h≥50cm rastojanje podužnih šipki armature je max 30cm, što se izvodi postavljanjem podužne šipke (Ømin =8mm)

8. Proračun (srednjeg stuba) prema vitkosti i graničnoj nosivosti

Kontrola vitkosti

Ψ 1=0

Ψ 2=Σ EI /lstΣ EI / lgr

=

Σ EI / lst0.5 Σ EI

lgr+

0.5 Σ EIlgr

=

4.67 /22 , 000.5 Σ EI

lgr+

0.5 Σ EIlgr

=

0.2220.5∗1.338

25+

0.5∗1.33846

=

0.2220.0239+0.0 126

=4.64

Istuba2,004

12==1,33 A=2.00*2.00=4.00m2 ; EIgrede=1.338 kNm2

Ψ sr=Ψ 1+Ψ 2

2=

0+4.642

= 2.322

k=0.05*(20-Ψ sr)√1+Ψ sr = 0.05*(20-2.322)√1+2.322 =1,62

Proračun vitkosti li=l*k=21*1.62=34.02m

Pod pretpostavkom da je dužina izvijanja jednaka datom izrazu li=l*k,za sisteme sa

nepomerljivim čvorovima,prem članu 104,vitkost λI se određuje:

0

7.0

0

1

18.

00

2

46.

00

3

15.

00

4

10.

00

5 0

11.00

1

λ=hiib

=34.020.577

= 58.97 ib=√ IxA

= 0.577

Za pomerljive i nepomerljive sisteme,provera stabilnosti vitkog elementa na izvijanje nije potrebna ukoliko je zadovoljen bar jedan od sledećih uslova (član 105):

Prvi uslov λ I≤ 25

Drugi uslov e1/d ≥3,5

Treći uslov e1/d ≥3,5 x λ I

75

Pri tome je :e1- ekscentricitet normalne sile pritiska sračunat po teoriji prvog reda za elastičan sistem;d – odgovarajuća visina poprečnog preseka u pravcu ekscentriciteta e1.25<65,15<75 =>Stubovi su umereno vitki i proračun se vrši po približnoj metodi(oblast umerene vitkosti) (član 106)

Uticaji dobijeni iz tower-a:

Ekscentricitet usled uticaja prvog reda - e 1

U opštem slučaju za pomerljive I nepomerljive sisteme,ekscentricitet normalne sile usled uticaja I reda jednak je:

e1=MgNg

+MpNp

=3010,30∗100

14676,65+ 996,50∗100

2384,75= 20,51+41,78 =62,29cm

e1/d≤3.5=>62,29 / 200=0.311≤3.5

-e o=>ekscentricitet usled nepravilnosti u izvodjenju

2.cm ≤eo ≤ 10 cm=li/300=34.02/300=11.34 ¿>¿ eo= 10cm

-e φ=¿ekscentricitet usled tecenja betona

Pri proračunu prema metodi “dopunske ekscentričnosti” naše važeće norme postavljaju određene granice kada nije potrebnu uvoditi efekte dugotrajnog dejstva na vitke elemente,u sledećim slučajevima:

λ ≤50

e1/d≥2

Ng≤0.2Nq

Pošto je ispunjen treći uslov nije potrebno uvoditi efekat tečenja betona.

-e2 - dodatni ekscentricitet II reda

Kada je određeno e1 onda se lako određuje ekscentricitet e2,bilo da se radi za sisteme sa pomerljivim ili sa nepomerljivim čvorovima,prema sledećim obrascima:

e2 = d x λi−25

100 x √0,1+ e1

d ; kada je 0≤e1/d≤0,30

e2 = d x λi−25

160 ,kada je 0, 30 ≤e1/d≤2,50

e2 = d x λi−25

160 (3,5 – e1/d) , kada je 2,50≤e1/d≤3,50

U ovom slučaju to je prvi uslov

e2 = d x λi−25

160 = 200 x

34.02−25160

= 11.28 cm

¿>¿euk= e1+ e0+ e2 =62.29+10+11.28=83.57cm

4.6.1 Dimenzionisanje

Mu=1.9*13640 *0.84+2.1*6647*0.84=13476.32+7258.52= 33494.7kNm

Nu=1.9*13640+2,1*7258.52= 41158.89 kN

Pretpostavka: A1=A2 ; MB40 RA400/500 εb/ε a= 3.5‰/1.5‰

b=200cm; d=2000cm ; a1=0.1*2000=20.00 ; a1/d=0.1

mu=Mu

b∗d2∗fb =

33494.7∗100

200∗2002∗2.55 =0.2

¿>¿ iz dijagrama μ=0.16

nu=Nu

b∗d∗fb =

41158.89200∗200∗2.55

= 0.42

¿>¿A1=A2=μ∗b∗d∗fb

σv=

0.16∗200∗2002.5540

= 408cm2 ; Amin=0.6*200*200/100=240cm2¿

408.00cm2

Po jednoj strain preseka je potrebno A1 i A2= 204.00 cm2

Usvajam 20R ᴓ36 (Astv=203.4cm2) (∆=0.29%)< 3 %

A3 I A4 usvajamo isto kao i A1 i A2 Konstruktivne uzengije RU ᴓ 14/15cm.

8.1Proračun temelja konstrukcije (Stubova)

Temelj samac (soliter) postavlja se ispod stuba, i prima sve statičke i dinamičke uticaje

koji deluju na stub (Slika 28). Dimenzije temelja se određuju iz uslova nosivosti tla (širina - B i

dužina -A) I uslova prodora stuba kroz stopu temelja (visina - H). Proračun armature u

zategnutom delu poprečnog preseka određuje se prema momentima savijanja koje prouzrokuje

reaktivno opterećenje tla, koje je izazvano silom u stubu. Usvaja se pretpostavka da je

konstrukcija stope temelja nedeformabilna, odnosno da su naponi u tlu jednaki ispod cele

površine temeljne stope.

8.2Reakcije konstrukcije

6469.38

1386.3

9

4783.10

1345.4

4

10901.69

457.057684.3

5

12587.97

394.57

7547.3

3

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 1: stalno

Reakcije oslonaca

140.72

403.4

7

548.32

62.0

8

466.42

426.5

5

164.54

62.7

6

25.98

388.63

469.1

6

679.45

284.08

17.2

7

784.73

227.17

464.3

0

33.86

385.42

18.6

6

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 2: pokretno

Reakcije oslonaca (Min/Max)

728.46

156.1

1

538.58

151.5

0

1227.55

51.47

865.2

7

1417.43

44.43

849.8

4

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 3: korisno

Reakcije oslonaca

8.3Podaci potrebni za proračun temelja konstrukcije

Raspon između stubova...................................................................................................l 1=5.00m

Vertikalna sila u stubu ................................................................................. Nu(g+p)=8681.84 kN

Momenat savijanja………………………………………………………..……Mu (g+p)=1069.63kNm

Dimenzije stuba u petama …………………………………………………….……..… a/b=80/80 cm.

Odnos širine i dužine osnove temelja .................................................................................…1/1.5

Ukupna težina poda i korisno opterećenje na podu(pretpostavka) ............................. p=10kN/m2

Dozvoljen napon u tlu na koti fundiranja .........................................................σzdozv.=600 kN/m2

Zapreminska masa tla ……………………………………........................................... γ=18.0 kN/m3

Kvalitet betona i čelika ……………………………. ……........………………….MB 40, RA 400/500

Potrebna približna površina osnove stope iznosi:

σrač= NA

±MW

≤ σdoz=600 kN /m2

600=86 81.845 .00∗L

±1069.63∗6

5 .00∗L2

L2=3.86L±2.85L2- 3.86 ±2.85 =0L1=2.96

Usvojeno je A/B=5.00/3.50 m

Stvarna površina stope je

Fstv= 5.00 x 3.50= 17.50 m2

Izvrši se usvajanje visine stope temelja pa se potom vrši kontrola napona smicanja u betonu od uticaja vertikalne sile Nu I momenta savijnja Mu.

Usvajanje visine stope H vrši se po eksperimentalnom obrascu:

H = Nu

2 x (a+b ) x τ r x0.8 = 8.681

2 x (0.80+0.8 ) x1.3 x 0.8 = 1.67m

gde su a i b dimezije preseka stuba, τ r dozvoljen napon smicanja betona i 0,8 je korektivni koeficijent.

Usvojeno je H=165.00cm

Za ovu usvojenu vrednost izvrši se kontrola stvarnih napona smicanja.

d kp = 1,13 ⋅√axb = 1,13 ⋅√0.80 x0.80 = 0.904 m

dkp - dimenzija kritičnog preseka ( d kp = d+h za kružni presek, odnosno d kp = 1,13 ⋅√axb za

pravougaoni presek dimenzija stranica a i b) q= 8681.84

5.00∗3. 50±

1069.63∗6

5.00∗3 .502 =598.25 kN/m2 < σdoz= 600.00 kN/m2

¿>¿ τ r = 8.68184−0.59825( 3.14 x 0.904 x0.904

4)

1.65 x3.14 x 0.904 =8.298

4.68 =1.77 Mpa ¿ τ r = 1.30 Mpa

Naponi smicanja se nalazi u granicama : τ r¿ τ n<3 τ r.Tada će potrebna površina preseka armature na delu nosača. Gde je taj uslov ispunjen, određuje na osnovu redukovane merodavne transverzalne sile:

TRu= Tmu –Tbu , gde je Tbu= 0.5x (3 τ r – τ n ) b x z = 0.5x( 3x1.3 – 1.77) 1.00x0.9= 19.17 kN

Usvajam:

m=4 – četvorosečne uzengije ; (vertikalne uzengije);au(1)= 1.54 cm2 (uzengija prečnika RUØ16)

eu=10cm- rastojanje uzengija; - ugao nagiba pritisnutih štapova u modelu rešetke

Deo transverzalne sile koji se poverava uzengijama:

τ Ru,u,1 = m x a u(1)

bxe uxσ vx(cosα +sinαctθ )=

4 x1.54100 x 10

x400 = 2.46Mpa

eu= m xa u(1)bxτ Ru , u , 1=

4 x1.54100 x 0,246 x40=10.16≈ 10.00 cm

Usvojena armature: RUØ14/10cm (aa1=1.54cm2)

8.4Kontrola stvarnog napona u tlu na nivou temeljne spojnice

Za usvojene dimenzije temelja (Slika 34) izvrši se kontrola stvarnog napona u tlu na nivou temeljne spojnice.

Analiza opterećenja- Nu ( ukupna normalna sila u stubu) = 5220.38 kN- sopstvena težina stope5.00⋅3.50⋅0.65+1.00/3⋅ (3.50⋅5.00+0.90⋅0.90++ √(5.00 ⋅3.50)⋅(0.90 ⋅0.90)¿¿ ⋅¿25 = 468.33kN- težina tla iznad temelja(5.00⋅3.50⋅2.25-0.90⋅0.90⋅0.6) ⋅18.00 = 700.02 kN- težina poda(5.00 ⋅ 3.50-0.90 ⋅ 0.90) ⋅ 10 = 166.90 kN

Ukupno opterećenje - ΣV = 6555.63kN

σstv ¿ 6555.635.00∗3. 50=374.61 kN/m2 ¿ σdoz= 600.00 kN/m2

Stvarni napon u tlu je u granici dozvoljenog.

8.5Određivanje potrebne armature

Reaktivno opterećenje od sile Nu iznosi:

q= 8681.845.00∗3. 50

±1069.63∗6

5.00∗3 .502 = 598.25 kN/m2

Presek c-c - Površina na kojoj deluje sila Qc:

Fc= (B+b)2

x c = (3.50+0.90)2

x 2.10 = 4.62 m2

Sila Qc je jednaka je proizvodu reaktivnog opterećenja qˆ i površine Fc:

Qc= Fcx q = 4.62 x 598.25 = 2763.92 kN Položaj sile Qc je u težištu površine trapezoida:

ec= c3 x 2 B+b

B+b = = 2.103 x 2 x 3.50+0.90

3.50+0.90 = =1.256 mMoment Mc je moment sile Qc u odnosu na ravan preseka c’-c:

Mc= Qcx ec = 2763.92 x 1.256 = 3471.48 kNm Statička visina preseka iznosi:

hc=H-a=165-16.50=148.50 cm

Za MB 40 i RA400/500 pristupa se određivanju potrebne armature. Kritični moment savijanja u preseku c-c dobija se kada se moment Mc p omnoži sa koeficijentom sigurnosti νsr

Mkr = νsr x Mc = 1.70 x 3471.48= 5901.51 kNmFac=

Mkrσ v x0,9∗h

= 5901.51 x 0.01

400 x0.9∗148.50 = 0,0011 m2 = 0,0011x104=11.03 cm2

Fac je ukupna potrebna površina armature za presek c-c. Po jednom metru širine preseka:

Fac’= FacB

= 11.033.50

= 3.15 cm2/m’ ⇒usvajam Rϕ 10( Aa’ = 0.79 cm2 )

e = Aa'

Fac ' =

0.793.15

x100= 25.08 cm , ⇒usvajam Rϕ 10/25 cm

Presek d-d

Fd= ( A+a)2

x d= (5.00+0.90)2

x 1.35 = 3.983 m2

Sila Qc je jednaka je proizvodu reaktivnog opterećenja qˆ i površine Fc:

Qd= Fdx q = 3.983 x 598.25 = 2382.83kN Položaj sile Qc je u težištu površine trapezoida:

ed= d3 x 2 A+a

A+a = = 1.353 x 2 x 5.00+0.90

5.00+0.90 = 0.45x1.847 =0.831 mMoment Md je moment sile Qd u odnosu na ravan preseka d’-d:

Md= Qdx ed = 2382.83 x 0.831 = 1980. 13kNm Statička visina preseka je manja za dve polovine prečnika armature u c i d pravcu (2xϕ

/2), zbog nemogućnosti da se armatura c i d pravca postavi u istu ravan, tako da je, pod

pretpostavkom da su prečnici armature maksimalne vrednosti 20 mm.

Tako da je statička visina:

hd=hc-∅=165.00-2.00=163.00 cm, za MB 40 RA 400/500, odredjuje se potrebna armatura.Mkr = νsr x Md = 1.70 x 1980.13= 3366.22 kNm

Fad= Mkr

σ v x0,9∗h =

3366.22 x 0.01400 x0.9∗163.00

= 0,00057 m2 = 0,00057x104=5.70 cm2

Fad je ukupna potrebna površina armature za presek d-d. Po jednom metru širine preseka:

Fad’= FadA

= 5.705.00

= 1.14 cm2/m’ ⇒usvajam Rϕ 8( Aa’ = 0.50 cm2 )

e = Aa'

Fac ' =

0.501.14

x100= 33.83 cm , ⇒usvajam Rϕ 8/25.00 cm

Obzirom da temelj nije apsolutno krut već da je deformabilan to se momenti savijanja

raspodeljuju tako da su uticaji momenata savijanja veći u središnjem delu temelja i da opadaju

ka ivicama temelja. Prema raspodeli momenata savijanja to se i armature raspoređuje prema

intenzitetima momenata. Ovde se daje rešenje koje je sa praktične strane optimalno. Treba

imati u vidu činjenicu da usvajanje ovakve raspodele ima svoju opravdanost kada je B ≥ 4 x H

9. Proačun obalnog stuba

A. Vertikalno opterećenje:

A.1 Sopstvena težinaG1.=4.57*1.1*2*0.50*25=125.675kN

G2.=4.57*3.60*0.5*2*0.50*25=205.65 kNG3=5.30*0.50*2*0.50*25=65kNG4=3.75*0.50*10.40*25=487.50 kNG5=1.55*1.50*10.40*25= 799.50kNG6=5.00*1.55*12.00*25=2325.00 kN G=4008 => 4010.00 kN

A.1.2. Težina tla na izloženim delovima temelja

ΣT=18*2.40*9.80*5.20+18*1.55*12.00*3.00+18*0.798*5.00*5.20= 3579.34 kN

A.1.3. Stalno opterećenje na obalnom stubu-Tezina glavnog nosaca 190.63 kN/m- Pešačka staza 24.17kN/m- Ploča 15.00 kN/m

g=229.80 kN/m

Gg=229.80*(5.92+0.50)*2=2950.63kN

Staticki proracun

6469.38

1386.3

9

4783.10

1345.4

4

10901.69

457.05

7684.3

5

12587.97

394.57

7547.3

3

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 1: stalno

Reakcije oslonaca

140.72

403.4

7

548.32

62.0

8

466.42426.5

5164.54

62.7

6

25.98

388.63

469.1

6

679.45

284.08

17.2

7

784.73

227.17

464.3

0

33.86

385.42

18.6

6

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 2: pokretno

Reakcije oslonaca (Min/Max)

728.46

156.1

1

538.58

151.5

0

1227.55

51.47

865.2

7

1417.43

44.43

849.8

4

0

7.0

0

1

18.0

0

2

46.0

0

3

15.0

0

4

10.0

0

5 0

11.00

1

Opt. 3: korisno

Reakcije oslonaca

A.1.4. Opterćenje od rasponske konstrukcije (stalno iz tower-a)Rg=1386.39 kN na jednom deluRg=1386.39*2 = 2772.78kN

A.1.5.Opterećenje od saobraćaja na rasponskoj konstrukciji (pokretno iz tower-a)P=559.58 kNPp+v=2*559.58= 1119.16 kN

A.1.6. Jednako podeljeno sabraćajno opterećenje iza stuba: -opterećenje na stazama iznad krila:

Pp1=5*0.5*2*(4.57+0.50)=25.35 kN A.1.7. Opterećenje od kolovaza koje je iznad temelja iza zida stuba Pp2=12.62*2/9.80=2.58 kN

A.1.8. Od vozila iza obalnog stuba ( P=100kN 3 sile na jednoj I 3 sile na drugoj strani) Zamenjujuće ravnomerno raspodeljeno opterećenje:

Pz=(5,0 * 3,0 + 3,0 * 3,0)*(9.80-5.00))=182.88 kNA.1.9. Od vozila iza obalnog stuba Pp2=(33,33 * 3+ 3,0 * 9.80) * 1,5 =206.79 kN

B.Horizontalno opterećenje

B.1 Pritisak tla na stubu φ=30 ° -za stanje mirovanja γ=18kN/m3

eH=K a∗γ∗h K a=λ a=tg2 ·(45°−30° /2)=0.333

po = 5.0 ⋅ 0.333 = 1.665 kN/m eH=0.33*18*6.80=40.39 kN/m2

Etla=40.39*6.80*12.00*0.5=1647.91kN B.2 Pritisak tla od kontinualnog saobraćajnog opterećenja iza zida Δh=(5,0*3,0 + 3,0*9.80)/(9.80*18)=0,252 m

eo=Ka∗γ∗Δh=0.33*18*0.252=1.497 kN/m

epo= eo*h*l=1.497*6.80*9.80=99.75 kNB.3. Pritisak tla od vozila iza obalnog stuba

Δh=(33,33*3,0 + 3,0*9.80)/(9.80*18)=0,741 m

eo=Ka∗γ∗Δh=0.33*18*0.741= 4.40 kN/m

epo= eo*h*l=4.40*6.80*9.80*= 293.22 kN

B.4. Sila trenja u ležištima TL=kr*R

TL-Sila otpora u lezajimakr –koef.otpora lezista (0.03-tablicno)

R-celo(g)+pola(p),deluje u visini donje ivice lezista =0.03*524.89=15.75 2-ležišta=>15.75*2=31.50 kN

B.5. Sila kočenja (Deluje u visini povrsine kolovoza,paralelno sa osom mosta.Velicina ove sile je veca vrednost od:

1/20 jednakopodeljenog povrsinskog opterecenja p2=3.00kn/m2 na celoj povrsini kolovoza mosta na duzini izmedju dva dilataciona prekida rasponskog sklopa

30% tezine tipskog vozila bez dinamickog koeficijenta

Hk = 1/20 x 3.00 x 9.80 x (4x28) = 164.64 kNHk = 30% x 600 = 180.00kN ¿>¿ Hk= 180.00 kN

9.1Kombinacije delovanja prema fazama izvodjenja obalnog stuba

C.1.=>obalni stub je izveden i nasuto tlo =>I=A1.1+A1.5+B1

C.2.=>obalnom stubu su postavljeni (AB venac, IvičNJACI, instalacije…) =>II=I+A1.3

C.3.=>izvedena je rasponska konstrukcija =>III=II+A1.4

C.4.=>vozilo je na mostu =>IV=II+A1.5

C.5.=>dok je vozilo na mostu na obalnom stubu je korisno opterećenje

=>V=IV+A1.6+B2

C.6.=>nema saobraćajnog opterećenja na mostu već je vozilo na obalnom stubu

=>VI=III+A1.7+B3

C.7.=>usled saobraćajnog opterećenja javlja se sila trenja na ležistima

=>VII=IV+B4

C.8.=>usled saobraćajnog opterećenja javlja se sila kočenja

=>VIII=IV+B5

9.2Provera obalnog stuba na prevrtanje I klizanje

Podaci: Pretpostvka da je dimenzija temelja oporca 12.00 x 5.00m hk = 5.30 m - slobodna visina zida Df = 3.00 m - dubina fundiranja (za oba oporca) γ = 18.0 kN/m3 - zapreminska težina tla p = 5.0 kN/m2 - korisno opterećenje na tlu ( pretpostavka) σzdozv. = 450.00kN/m2- dozvoljeno naprezanje u tlu ϕ= 30° - ugao unutrašnjeg trenja nk = 1.8 - dozvoljen koeficijent stabilnosti na klizanje np = 1.5 - dozvoljen koeficijent stabilnosti na preturanje MB 40 RA 400/500 Prvo određujemo koeficijent aktivnog zemljanog pritiska λ a = tg2·(45°-30°/2) = 0.333

Horizontalni pritisci u karakterističnim nivoima su

pO = 5.0*0.33= 1.665 KN/m2

p1 = ( 5.0 + 18.0 * 6.80) *0.33 = 52.55 kN/m2

Sila horizontalnog pritiska H1 (izracunata u gornjem delu I iznosi 1647.91kN)

Položaj sile H1 nalazi se u težištu dijagrama horizontalnih silapritisakas1 = (6.80/3) ⋅ (2 ⋅ 1.665+52.55)/(1.665+52.55) = 2.34 m

Horizontalna sila pritiska H2 se određuje analogno prethodnonavednom postupku

p2 = 18.0 ⋅ 3.00 ⋅ 0.333 = 20.79 kN/mH2 = (20.79 ⋅ 3.00 ⋅12)/2 = 446.59 kNs2 = 3.00/3 = 1.00 m

Tada je ukupna horizotala sila koja deluje na potporni zid:

ΣH = 1647.91+99.75+239.22-446.59 =1540.29 kN

Moment horizontalnih sila u odnosu na ravan temeljne spojnice je

Mh = (1647.91 + 99.75 + 293.22) ⋅2.34 – 446.59 ⋅1.00 =4254.62 kNm

Za pretpostavljene dimenzije potpornog zida, određuju se vertikalneSile:

A.1 Sopstvena težinaG1.=4.57*1.1*2*0.50*25=125.675kNG2.=4.57*3.60*0.5*2*0.50*25=205.65 kNG3=5.30*0.50*2*0.50*25=65kNG4=3.75*0.50*10.40*25=487.50 kNG5=1.55*1.50*10.40*25= 799.50kNG6=5.00*1.55*12.00*25=2325.00 kN G=4008 => 4010.00 kN

8.6Koeficijent sigurnosti na klizanje je

G x tg30Σ H

≥1.5 ¿>¿ 4010 x tg 30

1 540.29≥ 1.5 , odnosno koeficijent na klizanje je 1.52 ≥ 1.5

Ukoliko je koeficijent sigurnosti na klizanje manji od dozvoljenog,mora se korigovati geometrija stope. To se može postići formiranjem zakošenja u ravni temeljne spojnice ili povećanjem širine stope što nije ekonomično obzirom na povećanje utroška materijala za oporac. U ovom slučaju dimenzije zadovoljavaju ovaj uslov.

Kontrola stabilnosti na preturanje

Moment stabilnosti u odnosu na tačku 1 je

Ms = 446.59 ⋅ 1.00+125.675 ⋅ 5.29+205.65 ⋅ 4.523+65.00 ⋅ 3.25+487.50⋅2.10+799.50 ⋅2.25+2325.00 ⋅ 2.50 =¿ Ms = 10889.11kNm

Koeficijent stabilnosti na preturanje je

MsM h

≥1.5 ¿>¿ 10889.114254.62

≥ 1.5 , odnosno koeficijent na preturanje je 2.56≥ 1.5

9.3Kontrola naprezanja u tlu

Kontrola naprezanja u tlu na nivou temeljne spojnice vrši se u odnosu na težište preseka 1-2.

Moment savijanja u odnosu na težište preseka je:

Mt = Mh ± ΣV(i) x e(i), i=1,2,3,4,5gde je e(i) odstojanje i-te sile V(i) od težišta preseka T.Mt = 446.59 ⋅ 1.167 - 125.675 ⋅ 5.29 - 205.65 ⋅ 4.523 - 65.00 ⋅ 3.25+487.50⋅2.10+799.50 ⋅2.25+2325.00 ⋅ 2.50 =7350.07 kNm

Mt = 7350.07kNm.

Površina stope temelja je:

F = 12.00 ⋅5.00 = 60.00 m2

Otporni moment stope temelja iznosi:

W = 5.00⋅ 12.002/6 = 120.00 m3

Tada su naponi u tačkama 1 i 2 :

σ1 = 4010.00 /60.00 + 7350.07 /120.00 =128.09 kN/m2 < σzdozv.

σ2 = 4010.00 /60 – 7350.07 /120 = 5.588 kN/m2 ¿ 0

Kako je σ2 ¿ 0 ,nije potrebno korigovanje temeljne stope jer su oba napona pozitivna,sto znaci da temeljna spojnica prima napone pritiska.

Zaključak: Obalni stub(oporac), usvojenih dimenzija, zadovoljava sva trimerodavna parametra.

Armiranje temelja oporca je isto kao i za temelj stuba,jer je:

q'= 4010.00 /60.00 + 7350.07 /120.00 =128.09 kN/m2 < 598.25 kN/m2 qrac. temelja stuba

9.4Određivanje potrebne armature u zidu i temelju oporca

- Najmerodavniji slučaj delovanja na zid i temelj oporca je:

=>I=A1.1+A1.5+B1=6902.33 kN

=>II=I+A1.3=9852.96kN

=>III=II+A1.4=13021.62kN

=>IV=II+A1.5=14266.04kN

=>V=IV+A1.6+B2=14391.14kN

=>VI=III+A1.7+B3=13317.42kN

=>VII=IV+B4=13348.92kN

=>VIII=IV+B5=13497.42kN-sopstvena tezina ,opterecenje od saobracaja na rasponskoj konstrukciji ,pritisak tla na stubu ,stalno opterecenje na obalnom stubu,jednakopodeljeno saobracajno opterecenje iza stuba,pritisak tla od kontinualnog saobracajnog opterecenja iza zida

Na osnovu izvrsene kombinacije dejstva na oporcu,dolazimo do podatka da je najmerodavniji slucaj za dimenzionisanje:

Sopstvena težina;

Stalno opterecenje na obalnom stubu;

Opterećenje od saobraćaja na rasponskoj konstrukciji (pokretno iz tower-a)

Pritisak tla na zid oporca;

jednakopodeljeno saobracajno opterecenje iza stuba

pritisak tla od kontinualnog saobracajnog opterecenja iza zida

Staticki proracun

Staticki proracun

Za pretpostavljenu debljinu zida 100.0 cm. određuje se potrebna armatura.

hs = 100.00- 5.00 = 95.00

Mu= 1.7 x M = 1.7 x 3345.45 = 5687.27 kNm

Apot= Mu

h st∗σ∗k=

5687.27∗10095∗40∗0.9

=166.29 cm2 τ= Tmax0.9∗h∗b

=1.7∗766.010.9∗95∗100

=0.131kN/cm2≈

1.3kN/cm2

Usvojeno 34Rϕ 25 Ast=166.94 cm2

Usvojeno RUϕ14/15.00 cm

3345.45

0

0

3.00

1

2.20

2 Opt. 6: I+II+III+IV+V

Uticaji u gredi: max M3= 3345.45 / min M3= 0.00 kNm -766.01

0

0

3.00

1

2.20

2 Opt. 6: I+II+III+IV+V

Uticaji u gredi: max T2= -573.35 / min T2= -766.01 kN

proracun za graficki

Documents