Zoran Kovrlija1
Nebojša Hadži-Antić2
Andrijana Tomanović3
PROJEKAT I IZGRADNJA VIJADUKTA U SKLOPU PETLJE ˝BATAJNICA˝
OBILAZNICA OKO BEOGRADA, SEKTOR A1
Rezime: U ovom tekstu date su najbitnije pojedinosti Glavnog projekta vijadukata petlje ˝Batajnica˝, koja
se izvodi u okviru obilaznice Beograda, a u sklopu autoputa E-75, Novi Sad - Niš. Konstrukcija se sastoji iz
dva vijadukta, svaki dužine oko 1400 m, i četiri pristupne rampe. Glavni nosači konstrukcija vijadukata su
ošupljene prednapregnute betonske ploče, kontinualno oslonjene na ukupno 115 stubova, dok su glavni
nosači rampi klasično armirane ošupljene ploče. Rasponi glavne konstrukcije kreću se od 18 – 31 m, dok su
rasponi na rampama 16 m (krajnji 11 m). Saobraćajni profil na mostu je profil autoputa. Most je fundiran na
šipovima (~31 m).
Ključne reči: vijadukt, betonski most, autoput
1. UVOD
Petlja ˝Batajnica˝ izvodi se u sklopu 70 km duge obilaznice Beograda, kojom se teški saobraćaj izmešta
iz urbanog jezgra grada. Nalazi se na početku sektora A, Batajnica-Dobanovci, dugog 10.1 km, koji povezuje
autoput E-75 (Novi Sad-Beograd) i autoput E-70 (Beograd-Zagreb).
Slika 1. Obilaznica Beograda - Petlja ˝Batajnica˝ (Belgrade bypass – ˝Batajnica˝ interchange)
2. OPŠTI PODACI O OBJEKTU
Konstrukcije vijadukata koji čine objekat u sklopu petlje ˝Batajnica˝ protežu se od km 187+012.36 (desna
traka), odnosno 187+005.08 (leva traka) na vezi sa novosadskim putem, do km 188+406.53 (desna traka),
odnosno 188+400.20 (leva traka) na kraju ka Dobanovcima.
Ukupna dužina oba vijadukta je 1396 + 1429 = 2825 m. Svaki od vijadukata ima po dve pristupne rampe,
čija je ukupna dužina 681 m. Rampama se obezbeđuje veza autoputa sa saobraćajnicama koje vode ka
Zemunu i Batajnici. Površina svih konstrukcija iznosi oko 46000 m2.
Projektovanje i izvođenje objekta radilo je preduzeće ˝MBA Miljković˝ d.o.o. – Sektor za mostove.
Odgovorni projektant konstrukcije je dipl.ing.građ. Zoran Kovrlija, projektanti dipl.ing.građ. Nebojša HadžiAntić i dipl.ing.građ. Andrijana Tomanović (MBA Design).
1.1 Saobraćajni profili vijadukata i rampi
1
2
3
dipl.ing.građ., odgovorni projektant objekta, MBA Miljković d.o.o., Bulevar Mihajla Pupina 181, Novi Beograd, www.mbadesign.rs
dipl.ing.građ., projektant objekta, MBA Miljković d.o.o., Bulevar Mihajla Pupina 181, Novi Beograd, www.mbadesign.rs
dipl.ing.građ., projektant objekta, MBA Miljković d.o.o., Bulevar Mihajla Pupina 181, Novi Beograd, www.mbadesign.rs
Saobraćajni profil na vijaduktima u sklopu autoputa je :
Saobraćajne trake : 2.50 + 2 x 3.75 + 2 x 0.5 = 11.00 m (isto kao na novosadskom autoputu na koga se
vijadukti nadovezuju), osim na proširenjima kod ulivno – izlivnih rampi, gde je širina kolovoza 11.85 m.
Prelazak na širinu autoputa od 11.50 m izvodi se posle završetka vijadukta, tj. u zoni spoja sa sektorom A2.
Čelične sigurnosne ograde sa zaštitnim pojasevima : 2x(0.5+0.5) = 2.00 m
Servisna staza : 0.5 m
Slika 2. Tipski poprečni presek glavne konstrukcije vijadukta (Typical viaduct superstructure cross section)
Saobraćajni profil na rampama je :
Saobraćajna traka : 5.5 m
Čelične sigurnosne ograde sa zašt. pojasevima : 2x(0.5+0.5) = 2.00 m
Servisna staza : 0.5 m
Slika 3. Tipski poprečni presek rampi (Typical ramp superstructure cross section)
1.2 Konstrukcija vijadukta
Položaj vijadukata, i situaciono i nivelaciono, uklopljen je u glavni projekat predmetne saobraćajnice.
Podloge za izradu glavnog projekta konstrukcija su Projektni zadatak, uslovi relevantnih javnih preduzeća,
revidovani idejni projekat i glavni projekat trase autoputa na deonici Batajnica – Dobanovci, sektori A1 / A2.
Konstrukcije vijadukata (levog i desnog) sastoje se od po 4 nezavisne dilatacione celine (A, B, C i D),
svaki dužine oko 350 – 400 m, sa poljima raspona oko 26 m - 31 m. Kontinualnog su sistema, sa
dilatacionim napravama na početku i kraju svakog segmenta (videti shemu petlje ˝Batajnica˝).
Poprečni presek gornje konstrukcije vijadukta je prednapregnuta armiranobetonska ošupljena ploča
visine 1.0 m. Ošupljenja se izvode radi smanjenja sopstvene težine konstrukcije i to ugradnjom polietilenskih
cevi spoljnog prečnika Φ630 mm i debljine zida 9 mm, sa zavarenim ˝čelima˝ cevi, tako da je onemogućen
bilo kakav ulazak vode u iste. Širina ploče u zoni oslanjanja na stubove iznosi 7 m, a zakošenja bočnih
strana su po 40 cm. Konzolni prepusti su uz zaštitni pojas 330 cm, a na spoljnim stranama od 245 cm do 330
cm, zavisno od širine kolovozne konstrukcije (11.00 m ili 11.85 m). Identičnu vizuelnu siluetu imaju i rampe
čiji se ˝glavni nosači˝ visine 1.0 m kontinualno ˝ulivaju˝ u glavnu konstrukciju. Konzolni prepusti na rampama
su 300 cm, odnosno 275 cm. Sve veze glavnih konstrukcija i rampi su krute – monolitne veze.
Konstrukcije rampi su armiranobetonske grede – ploče, širine 3.0 m u dnu poprečnog preseka, odnosno
3.6 m pri vrhu, na početku konzolnih prepusta, i olakšane sa po tri PE cevi Φ630 mm. Raspon rampi je oko
11.0 m na krajevima, odnosno 16.0 m u srednjim poljima. One se oslanjaju na stubove dvojako – u zonama
manjih dilatiranja preko a.b. zglobova, a u zonama većih dilatiranja preko elastomernih ili kliznih ležišta.
Slika 4. Shema petlje ˝Batajnica˝ (Interchange ˝Batajnica˝ scheme)
Slika 5. Montažno polje preko pruge - segmentu D (Precast span over the railway - segment D)
Raspon konstrukcije preko pruge, dužine 28 m (u segmentu D), zbog tehnoloških zahteva, rešen je kao
montažno polje, kontura koje se u potpunosti uklapaju u opšti izgled glavnog nosača (slika 6). Nosači (ivični i
srednji) dugi su 12 m i prethodno napregnuti, visine 82 cm, pri montaži oslonjeni na jarmove postavljene uz
postojeće koloseke pruge Beograd-Zagreb.
Slika 6. Poprečni presek montažnog polja (Precast span cross section)
Stubovi glavne konstrukcije su ˝V˝ oblika (širina u dnu 450 cm, u vrhu 700 cm, osim posebnih tipova), sa
˝ležišnom gredom – zategom˝ u vrhu (60 ili 80 cm visine). Ukupno ih ima 111 i svrstani su u nekoliko tipova
radi jednostavnijeg projektovanja i izvođenja. Visina stubova, u zavisnosti od njihovog položaja u vijaduktu,
je od 5.0 m do 9.5 m, a debljine su 60, 70, odnosno 80 cm, što zavisi od visine stuba i uslova oslanjanja. Na
mestima spoja nezavisnih dilatacionih segmenata stubovi su udvojeni, na razmaku 0.6 m, i oslanjaju se na
zajedničku naglavnicu. Srednji stubovi su fundirani na po dva šipa ø1200 mm, dužine od 28-31 m, a
naglavne grede su dimenzija 520x150 cm i visine 120 cm.
Srednje grupe stubova svakog od segmenata (tri do šest, kako gde) su fiksno vezani za gornji stroj preko
armiranobetonskih zglobova, susedna dva - tri stuba sa leve i desne strane ove centralne grupe stubova su
preko elastomernih ležišta povezana sa konstrukcijom, a prvih i poslednjih nekoliko stubova, uključujući i
krajnje stubove, sadrže pokretna ˝lončasta˝ ležišta. Pokretna ležišta su podužno usmerena (u pravcu ose
mosta) i u mogućnosti su da preuzmu poprečne sile sa gornjeg stroja, zajedno stubovima sa a.b.
zglobovima.
Slika 7. Izgled konstrukcije i stubova vijadukta i rampi, zajednički stub dve konstrukcije (Viaducts superstructure and
piers, ramp piers and twin pier between two constructions)
Stubovi rampi su trapeznog oblika, širine 150 cm u dnu i 300 cm u vrhu, debljine 60 cm. Fundirani su na
po jednom šipu ø1200 mm, dužine 24 do 28 m, sa naglavnicama 180x150 cm i visine 100 cm. Visina im
varira u zavisnosti od položaja na rampi, a ima ih 42. Takođe, zavisno od visine i položaja na rampi, njihove
veze sa naglavnicom i gornjim strojem su različite.
Slika 8. Izgled konstrukcije i stubova vijadukata - 3D model (Viaducts superstructure and piers – 3D model)
Slika 9. Stubovi vijadukta (Viaduct piers)
Krajnji stubovi glavnih vijadukata su rešeni kao stubovi sa propuštenim nasipom, sa keglama u nagibu
1:1,5. Konstruisani su u vidu grupe od 3 šipa Φ1200 mm preko kojih se izvodi ležišna greda sa ˝andjeoskim˝
krilima. Šipovi se izvode tek nakon izrade nasipa, čime se izbegava nepovoljan uticaj negativnog trenja na
šipove.
Krajnji stubovi konstrukcija rampi, na spoju sa nasipima, izvode se principijelno isto kao i na glavnoj
konstrukciji, dakle izradom šipova kroz prethodno izveden i stabilizovan nasip.
Maksimalna dilatiranja segmenata glavnih konstrukcija od skupljanja i tečenja betona i od temperature su
od 100 – 120 mm ka poljima, odnosno od 50 – 60 mm ka susednim segmentima. Dilatacione naprave su
˝češljaste˝, vodonepropusne.
Atmosferska voda sa kolovoznih konstrukcija se preko slivnika skuplja u horizontalne sabirne cevi i
sprovodi u taložnike.
Slika 10. Specijalni stubovi vijadukta u zoni gasovoda (Special viaduct piers in gas-pipeline zone)
3. METOD IZGRADNJE
Bušeni šipovi Φ1200 mm su izvedeni uobičajenim postupkom za tu vrstu fundiranja. Svi su izvedeni sa
postojeće kote terena, osim šipova na krajnjim stubovima glavnih konstrukcija i rampi, koji su izvedeni tek
nakon uradjenog nasipa, zbijenog i primarno konsolidovanog.
Nakon betoniranja, dinamičkim testom opterećenja proverena je nosivost nekoliko šipova i ustanovljeno
je da je granična nosivost veća od 12.000 - 13.000 kN za šipove dužine oko 30 m. Napomena: servisna sila
od G + ∆G + P je oko 4.500 – 5.000 kN.
Svi srednji stubovi su izvodjeni u dve faze.
Izgradnja superstrukture mosta je predvidjena postupkom sukcesivnog betoniranja i prednaprezanja
˝polje po polje˝. Prvi raspon pojedinačnih segmenata od 20 – 22 m, i ostali rasponi ( oko 27 – 28 m ) se
premošćavaju fiksnom skelom, sa jednim jačim jarmom u polovini raspona. Nakon betoniranja svake od faza
(koju čini jedno polje + 3.8m prepusta), uteže se ˝polovina˝ od ukupnog broja od 11 kablova u poprečnom
preseku (7 x 12Φ15,7 + 2 x 2k13Φ15.7) i ukotvljavaju putem nastavnih kotvi u preseku – radnoj spojnici.
Obzirom da se u svakoj radnoj spojnici nastavlja po 5 – 6 ( ≈ ½ ukupnog broja kablova ), to postoje dve
grupe kablova – jedna koja se uteže u radnoj spojnici, i druga koja samo prolazi kroz tu radnu spojnicu i
uteže se na sledećoj. Nakon premeštanja skele iz polja kome je utegnuta jedna grupa kablova (ostavlja se
samo jaram u polovini raspona do utezanja druge grupe kablova), betonira se naredno polje do sledeće
radne spojnice i takodje prednapreže nastavljenim kablovima. Uklanjanje centralnog jarma se vrši nakon
utezanja kompletnog broja svih kablova u jednom polju. Postupak se nastavlja u N identičnih faza.
Prednaprezanje ploče se vrši nakon dostizanja čvrstoće betona klase C25/30 ( lom cilindra Φ150 mm na 25
MPa, odnosno kocke 200 mm na 30 MPa ). Segmenti sa manjim rasponima od segmenta B imaju u ˝ivičnim
nosačima˝ umesto dva kabla 13Φ15.7 po jedan kabl 15Φ15.7.
Usled značajnih poprečnih napona zatezanja u ploči (i poprečno i vertikalno) u betonu naredne faze
betoniranja (a usled sprečenog skupljanja ˝mladog˝ betona uz ˝stari˝ beton prethodne faze ) u zoni uz radnu
spojnicu, vrši se dodatno armiranje ploče u zoni neposredno do radne spojnice.
Zbog ošupljenja u poprečnom preseku, betoniranje je vršeno u dve faze – prva faza do PE cevi – u tom
betonu su ankerovane obujmice kojima se sprečava isplivavanje PE ošupljenja, i druga faza, obično odmah
sutradan posle prve faze, čim beton prve faze dobije min C12/15 i onemogući isplivavanje cevi.
Slika 11. PE cevi za ošupljenje konstrukcije (PE voids)
Detaljan plan faza prednaprezanja sa početnim silama na presi dat je u posebnim crtežima, za svaki
segment posebno.
U okviru segmenta D, u polju preko pruge, postavljaju se montažni nosači. Nakon montaže na jarmove sa
donje strane nosača postavljaju se čelični 2U280 profili na razmaku 3.0 m koji se ˝vešaju˝ o ankere
ostavljene iz ivičnih nosača. Ti čelični profili 2U280 pokrivaju celu širinu poprečnog preseka vijadukta (oko 14
m) i na svojim konzolnim delovima služe kao oslonac oplati konzole poprečnog preseka. Srednji nosači imaju
u svom donjem delu ostavljene otvore prečnika 50 mm kroz koje se provlače šipke armature koja prihvata
poprečne momente savijanja i omogućava „rad“ konstrukcije kao ploče. Ova armatura se zavarivanjem
povezuje sa identičnom armaturom koja se u vidu ankera ostavlja iz ivičnih nosača. Potom se ta zona
betonira slojem debljine 12 cm, sa ostavljenim rupama prečnika 50 mm za odvodjenje eventualne vode iz te
zone. Izmedju montažnih nosača, na njihovom vrhu, postavlja se oplata od panel ploča za betoniranje
kolovozne ploče debljine 18 cm. Vezu montažnih nosača sa kolovoznom pločom ostvaruju ispuštene
uzengije, u meri da obezbede prenos smičućih sila izmedju ploče i nosača. Zatim se betonira kolovozna
ploča zajedno sa konzolama. Preostale zone raspona, levo i desno od zone montažnih nosača do stubova,
betoniraju se na standardnoj skeli. Po dostignutoj potrebnoj čvrstoći betona, vrši se provlačenje kontinualnih
kablova ( po dva kabla 13Φ15.7 u ivičnim, i jedan kabl 13Φ15.7 u srednjim nosačima ) i prednaprezanje u
skladu sa uobičajenim redosledom sa nastavljanjem po pola kablova na svakoj radnoj spojnici. Potom se vrši
uklanjanje jarmova.
Slika 12. Završeno montažno polje (Finished precast span)
4. KORIŠĆENI MATERIJALI
1. beton:
- šipovi C25/30
- tampon slojevi i ispune C12/15
- prelazne ploče, naglavnice, obloge i temelj kegli C25/30
- krila, ležišne grede, parapeti, komplet srednji stubovi C30/37 , V6, M100
- kvaderi, konstrukcija gornjeg stroja C30/37-C35/45, V6, M150, 0
- pešačke staze, ivični venci C30/37, V6, M150, 0
2. armatura: B500-B (500/560), ili B500-C (500/580)
3. kablovi: Y1860 (1670/1860)
4. ležišta i dilatacione naprave:
- elastomerna: od prirodne ili hloroprenske gume (NR ili CR), armirana čeličnim pločama od čelika S235,
vulkanizirana, niskog prigušenja (ζ < 0,06), CE conformity marked, prema EN 1337
- klizna: CE conformity marked, prema EN 1337
- dilatacione naprave: ˝češljaste˝, vodonepropusne, prema ETA
5. čelični elementi: S235, pocinkovani
6. hidroizolacija: na bazi polimer – bitumenskih traka
7. asfalt: asfalt – beton i SMA
5. PODACI O TLU I FUNDIRANJE
Prema podacima iz istražnih radova iz Geomehaničkog elaborata Instututa za puteve, vidi se da je teren,
do dubine približno 21.5 – 24.5 m, sastavljen od vrlo do srednje stišljivih lesnih naslaga – 4 horizonta lesa
izmedju kojih su naizmenično 4 sloja pogrebene zemlje ˝pz˝. Ispod tih slojeva su manje stišljivi barski
sedimenti i manje stišljive peskovite gline, koje na dubinama preko 35 m prelaze u srednje zbijene do zbijene
jezerske peskove. Imajući navedeno u vidu, šipovi glavne konstrukcije (sa maksimalnim silama od 4200 kN –
5070 kN) su dužine 28 – 31m ispod kote dna naglavnice.
Nivo podzemne vode je detektovan na dubinama od 1.4 – 4.6 m od površine terena.
U geofizičkom pogledu, ovaj prostor treba tretirati kao zonu VII stepena seizmičnosti za povratni period
od 100 i 200 godina (geofizička ispitivanja iz 2005.). Kategorija objekta je I, kategorija tla II, koeficijent
seizmičnosti Ks = 0.028, a projektno ubrzanje tla 0.11g.
Dopuštene nosivosti šipova su sračunate na bazi podataka iz postojećeg Geomehaničkog elaborata
˝Instituta za puteve˝, (kao i na bazi dopunskih ispitivanja probnih šipova testom dinamićkog opterećenja) i to
preko više metoda – metodom iz domaćeg Pravilnika o temeljenju objekata, metodom Brinch – Hansena,
metodom statičke penetracije, semiempirijskom metodom iz rezultata standardne penetracije, i iz obrasca za
mobilizaciju otpornosti tla.
6. STATIČKI PRORAČUN
Raspored i dužine konstruktivno nezavisnih celina – segmenata A, B, C i D na desnoj traci, ( odnosno A’,
B’, C’ i D’ na levoj traci ) izvršeni su imajući u vidu položaje pristupnih rampi i njihovim ˝vezama˝ sa glavnim
konstrukcijama : segmenti ˝B˝ i ˝B’ ˝su locirani tako da im mesta izlivnih rampi (za Zemun i Batajnicu) budu
oko sredine, tj. u zoni nultih dilatiranja od temperature, iz razloga da bi se izegao diskontinuitet i ostvarila
kruta veza glavnih konstrukcija sa rampama. Te rampe imaju dilatacione naprave samo na svojim krajevima
na kontaktu sa nasipom i relativno su male – za dilatiranja ± ( 20 – 25 ) mm. Slično je i sa konstrukcijom A’ ˝
koja prihvata ulivnu rampu saobraćaja iz Zemuna za Novi Sad vrlo blisko sredini segmenta, tako da je i tu
izbegnuta dilataciona naprava na spoju sa konstrukcijom. U smislu rečenog, i ulivna rampa koja saobraćaj iz
Zemuna (Batajnice) vodi ka Dobanovcima je kruto vezana za glavnu konstrukciju ˝B˝ , ali se na njena tri –
četiri krajnja stuba u zoni uz konstrukciju ˝B˝ postavljaju klizna ležišta koja mogu da prate dilatiranja glavne
konstrukcije od temperature. Dilataciona naprava na toj rampi, na spoju sa nasipom, ima pomeranja koja
zavise od temperature pri kojoj će se izvršiti kontinuiranje segmenta ˝B˝ sa tom rampom, i iznose od ±15
mm do ±40 mm.
Slika 13. Model za statičku analizu SOFiSTiK (Structural analysis model SOFiSTiK)
Proračun uticaja u konstrukciji vijadukta, za gravitaciona opterećenja i prednaprezanje uradjen je
programom ˝SOFiSTiK˝, dok je proračun za horizontalne uticaje uradjen u ˝Tower˝ modelu. Gornji stroj
konstrukcije je modeliran kao površinski nosač, karakterističnih poprečnih preseka duž mosta. Obzirom na
uslove oslanjanja na stubove, na mestima istih je u modelu oformljen kruti pločasti element na čijim
krajevima su ležišta modelirana ˝spring˝-ovima, tako da su oslonačke zone u stanju da prihvate torziju. Sva
ležišta, zavisno od toga da li su elastomerna (i kojih su debljina) ili klizna, dobijaju svoje ˝spring˝
karakteristike Cx, Cy, Cz i Cm, čime se uspostavlja direktna interakcija izmedju rada gornjeg i donjeg stroja.
Proračun segmenta ˝B˝ je poslužio (kao najdetaljnije uradjen i za vertikalna i za horizontalna opterećenja)
kao osnova za dimenzionisanje svih ostalih segmenata konstrukcije.
Proračun uticaja je uradjen prema domaćem ˝Pravilniku o tehničkim normativima za odredjivanje veličina
opterećenja mostova˝ iz 1991. godine.
Kablovi za prednaprezanje (7 x 1k 12Φ15,7 + 2 x 2k 13Φ15.7) u sistem su uneseni modulom ˝Geos˝
realnom prostornom geometrijom, i sukcesivno sa postupkom gradjenja modelirani i aktivirani u
˝Construction Stage Manager˝-u. Trenutni gubici sile u kablovima (koji se utežu na 0,8 βku) se automatski u
programu sračunavaju (zaklinjavanje, trenje, elastično skraćenje), čime se dobija naponska slika u
presecima u svim fazama gradnje usled stalnog opterećenja i prednaprezanja, kao i nakon završenog
gradjenja. Kablovi 12Φ15.7 se postavljaju u središnjim zonama ploče (izmedju cevi za ošupljenje), a
udvojeni kablovi 2k13Φ15.7 u ivične zone ploče. Sukcesivno sidrenje kablova za nastavljanje (kuplerima)
vrši se u presecima na 3.8 m od stuba, i to u zonama punog poprečnog preseka ploče.
Slika 14. Kablovi za prednaprezanje – model SOFiSTiK (Prestressing – model SOFiSTiK)
Ostali uticaji na konstrukciju gornjeg stroja (pokretno opterećenje i temperaturna razlika) takodje su
sračunati i inkorporirani u naponsku sliku u To. Merodavan položaj vozila SLW 600 + SLW 300, obzirom na
krivinu vijadukta, je uz spoljni ivičnjak.
Naponska stanja za sve kombinacije u To zadovoljavaju dopuštene nivoe naprezanja u materijalima.
Slika 15. Kablovi za prednaprezanje (Prestressing)
Gubici sile prednaprezanja usled skupljanja i tečenja betona, kao i relaksacije kablovskog čelika,
sračunati su metodom preporučenom u EC2. Pored promene momentne slike u poprečnim presecima usled
stalnog opterećenja, prouzrokovane padom sile u kablovima, proračunata je i preraspodela momenata
savijanja usled samog postupka izvodjenja konstrukcije metodom prof. Jörg Schlaich-a. Naponska slika
normalnih napona u T∞ je isto tako u dopuštenim granicama, s tim što postoje u pojedinim poprečnim
presecima naponi zatezanja usled ukupnog (osnovnog i dopunskog) opterećenja, koji su takodje u
dopuštenim granicama. Naponski ˝klin˝ zatezanja je i u tim zonama ˝pokriven˝ armaturom.
Dokaz nosivosti konstrukcije uradjen je za karakteristične preseke u polju i nad stubom (sa naponima
zatezanja u T∞), gde je pokazano da isti ima zadovoljavajući koeficijent sigurnosti u odnosu na lom.
Takodje su provereni i glavni naponi zatezanja. I ovi naponi su u dopuštenim nivoima koji dopuštaju
konstruktivno armiranje poprečnom armaturom.
Konstrukcija poprečnog preseka je proverena i na poprečne uticaje, tj. savijanja upravno na pravac
mosta. U skladu sa dobijenim uticajima izvršeno je dimenzionisanje poprečne armature i kontrola naprezanja
ovih elemanata u servisnom, SLS stanju. Sračunati su i ugibi krajeva konzola (obzirom na znatnu dužinu)
usled tečenja betona od stalnog opterećenja, pa se za te vrednosti vrši inicijalno podizanje oplate krajeva
konzola u odnosu na dispoziciono stanje.
Detaljno su provereni i konstruisani svi bitni detalji od interesa za pravilan rad konstrukcije –
armiranobetonski zglobovi, osigurani su elementi preseka u zoni radne spojnice za uticaje sprečenog
skupljanja ˝mladog˝ betona novog segmenta prema ˝starom˝ betonu prethodnog segmenta; s posebnom
pažnjom su sračunata i naprezanja u ˝zatezi˝ stubova obzirom na trajnu silu zatezanja od stalnog
opterećenja, i shodno tome izvršene sve kontrole servisnih stanja naprezanja, prslina i ugiba.
Posebno je vodjeno računa da se u eksploataciji omogući zamena ležišta na konstrukcijama i rampama,
proverom naprezanja u stubovima glavne konstrukcije, obzirom na položaj presa u odnosu na ˝zategu˝ u
vrhu stuba.
Slika 16. Armiranje konstrukcije (Superstructure reinforcing)
Imajući u vidu sam postupak gradjenja, kao i značajnu dužinu objekta svakog od 4 segmenta jednog
vijadukta sa samo dve dilatacione naprave na krajevima segmanata, detaljno su sračunata pomeranja
konstrukcije i samih ležišta usled svih uticaja koji na njih deluju. Posebno su sračunate svih 15 faza gradnje
segmenta ˝B˝ i pomeranja konstrukcije koja tada nastaju, imajući u vidu procentualno obavljene i preostale
veličine skupljanja. Time su dobijeni i odgovarajući podužni momenti savijanja stubova koji imaju
elastomerna ležišta i armiranobetonske zglobove, a usled svih faza gradnje i pripadajućih skupljanja i
skraćenja konstrukcije od prednaprezanja. Podrazumeva se da su ti momenti ˝relaksirani˝, jer potiču od
uticaja sa gornjeg stroja koji su afini sa procesom tečenja betona samih stubova, tako da su sračunati sa
korigovanim efektivnim modulom Eb* = Eb / ( 1 + ΧΦ ) ≈ 0,3 Eb.
Što se tiče izvijanja stubova, za najveći broj njih je vitkost 75 < λ < 50 osim za stubove veće visine od 6.5
m koji imaju klizna ležišta na vrhu (koeficijent vitkosti 2.0) gde je vitkost veća od 75. Za sve stubove gde je
vitkost veća od 50 uzeti su efekti drugog reda na povećanje momenata savijanja usled teorije prvog reda. Za
stubove sa vitkošću većom od 75, proračun momenata drugog reda izvodi se tačnijim, nelineranim
analizama. Što se tiče koeficijenta vitkosti, on je za stubove koji na svom vrhu imaju klizna ležišta jednak 2.0.
Za stubove koji su na vrhu armiranobetonskim zglobom vezani za konstrukciju, koeficijent vitkosti je 0,7.
Granični uslov za stubove koji su elastomernim ležištima vezani za konstrukciju je nešto komplikovaniji, ali je
rešen usvajanjem takodje koeficijenta vitkosti 0,7 ali sa korigovanim usvajanjem efektivne visine tih stubova
(povećanom za 25% – 47%). Ova efektivna visina je dobijena odredjivanjem horizontalnog pomeranja vrha
realnog stuba sa realnim elastomernim ležištem usled jedinične sile. Ovoliko pomeranje mora imati i stub
˝fiktivne˝ (veće) visine, bez ležišta, opterećen istom jediničnom silom na vrhu.
Slika 17. Stub 9.5 m - najviši, 5.0 m – najniži (Pier 9.5 m – the tallest, 5.0 m – the shortest)
Radi detaljnije provere stabilnosti stubova, uradjen je i dopunski proračun u Tower modelu gde su u
zajednički rad uključeni i stubovi i pripadajući šipovi ispod njih, sa ˝realnim˝ karakteristikama tla oko šipova.
Ovaj model je dokazao da je granično opterećenje koje ugrožava stabilnost sistema stub – šip daleko veće
od eksploatacionog.
Donji stroj u modelu čini zajednički sklop sa gornjim strojem. U prvoj iteraciji proračuna donjeg stroja na
horizontalne uticaje od temperature, skupljanja, kočenja ... , pretpostavljeno je ˝puno˝ uklještenje u dnu
stubova koji imaju baterije šipova za temelje. Uticaji koji se dobijaju iz prve iteracije u fiktivnim ˝punim˝
uklještenjima na mestima naglavnica šipova, unose se kao input u program ˝Deep Foundation System
Analysis Program˝ koji gde su izmodelirani šipovi u realnim slojevima tla. Ovaj program nije uobičajeno
baziran na linearnim ˝p – y˝ krivim, već uzima u obzir nelinearno ponašanje tla zavisno od nivoa opterećenja
koji šipovi u svom pomeranju vrše na njega. Sa navedenim uticajima program DFSAP sračunava konstante
Kix / Kiy / Kiz koje se sada stavljaju kao ˝spring˝-ovi u ˝omekšana uklještenja˝ u dnu stubova koji za oslonce
imaju šipove. U drugoj iteraciji se ponovo zadaju na ceo model horizontalni uticaji i ponovo dobijaju uticaji
(ovog puta manji momenti ) u ˝uklještenjima˝, koji sada opet idu u DFSAP. Tako se iz nekoliko iteracija (max
3 – 4) dospeva do konačnog nivoa uklještenja u dnu stubova koji imaju šipove, gde je cela baterija šipova
predstavljena „spring“-ovima koji simuliraju njene karakteristike – naravno, za odgovarajući nivo opterećenja.
Jasno je da se, obzirom na nivo opterećenja, ovi „spring“-ovi moraju razlikovati za uticaje ˝t° + Hk +
skupljanje˝ i za uticaje od zemljotresa.
Za proračun uticaja i dimenzionisanje elemenata donjeg stroja, kao i za kontrolu nosivosti u graničnom
stanju (ULS), sastavljene su relevantne kombinacije opterećenja. Za svaku od njih je izvršena kontrola
napona u merodavnim presecima stubova i šipova. Takodje, za svaku od njih je izvršena i kontrola nosivosti
preseka (za stubove preko konstruisanja interakcionih dijagrama N / M, za obe ortogonalne ravni savijanja).
Seizmički uticaji su sračunati na osnovu aktuelnog domaćeg Pravilnika o tehničkim normativima za
izgradnju objekata visokogradnje u seizmičkim područjima˝ (poslednji put inoviranog 1990.) za VII zonu MCS
skale (povratni period 100 i 200 godina). Period prvog podužnog tona oscilovanja (dobijen multimodalnom
analizom) je 2,68 sec. Ni po jednom ni po drugom proračunu (metoda spektralne analize i metoda
ekvivalentnog statičkog opterećenja) stubovi konstrukcije ne ulaze u plastičnu oblast. Svi stubovi su
adekvatno poprečno armirani u potencijalnim zonama pojave plastičnih zglobova, na način da beton izdrži
znatnije dilatacije pritiska, za nivoe i preko 3,5 ‰.
Proračunom prema domaćem Pravilniku, svi stubovi, za oba ortogonalna pravca dejstva zemljotresa,
ostaju u elastičnom području.
Za proračun nosivosti pojedinih elemenata konstrukcije (ULS) korišćene su karakteristike materijala
prema aktuelnom PBAB-u, tj. za betone βB, a za armaturu σv = 500 MPa (krivina na granici tečenja). Za
proračun granične krivine (lom preseka) korišćene su granične dilatacije, u čeliku 50‰ (klasa B), a u betonu
3.5‰ ako je ˝neutegnut˝ (unconfined), odnosno εcu,c ako je ˝utegnut˝ (confined). Za proračun i kontrolu
servisnih stanja (SLS) korišćeni su sledeći dopušteni nivoi naprezanja :
Beton konstrukcije gornjeg stroja – prema dopuštenim naponima pritiska i zatezanja u betonu, za faze
utezanja i eksploatacije, iz Pravilnika iz 1971. godine.
Beton ostalih elemenata (klasično armiran) – obzirom da PBAB ne poznaje kategoriju „dopuštenog
napona“, za kontrolu servisnih stanja korišćeni su preporučeni nivoi naprezanja iz EC2, tj. 0.45fck za trajna i
0.6fck za prolazna naponska stanja.
Armatura – za trajna stanja (0.55 – 0.60)fyk, a za prolazna stanja (0.70 – 0.75)fyk, (EC2 dopušta, za
karakterističnu kombinaciju opterećenja, 0.80fyk).
Kablovi – početno stanje (0.75 – 0.80)fku, odnosno 0.70fku za trajno stanje.
Dopuštene širine prslina u servisnim stanjima armiranobetonskih elemenata (kao i prednapregnutih ali u
poprečnom pravcu) su 0.2mm za uticaje od stalnih opterećenja, odnosno 0.3mm za uticaje od ukupnih
opterećenja. Debljine zaštitnih slojeva betona do armature su:
- za šipove, do glavne armature 10.0 cm
- za elemente u tlu 5.0 cm
- za stubove 4.0 cm
- za konstrukciju gornjeg stroja 3.5 cm, osim gornje površine kolovozne ploče gde je 4.0 cm
7. ZAVRŠNI RADOVI
Izolacija gornje površine preseka konstrukcije izvodi se od polimer – bitumenskih traka, sa potrebnim
preklapanjem, a preko pripremljene površine obradjene prajmerom. Kolovozni zastor se izvodi od asfalt betona i SMA, u dva sloja, ukupne debljine 8 cm.
Slika 18. Završni radovi na vijaduktu –izolacija (Viaduct finishing works - insulation)
Zaštita vozila na kolovoznoj površini vrši se čeličnim sigurnosnim ogradama, a zaštita pešaka na
servisnoj stazi obezbedjuje se ogradom od čeličnih profila koja se štiti prajmerom i trostrukim premazom
PUR lakom. U zoni prelaska preko pruge ugradjuje se zaštitna čelična ograda visine 2.2 m (videti sliku 20.).
Na spoju ivičnjaka sa asfaltom i pešačkom stazom ugradjuje se trajno – elastični git. Pešačka staza
(servisna) premazuje se trostrukim hidroizolacono – abrazivnim premazom na bazi poliuretana. Slivnici i
slivničke rešetke na mostu su od livenog gvoždja, a vodu sa kolovoza odvode u horizontalni sistem cevi
kojim se ista transportuje do taložnika ispod mosta (u sklopu posebnog Projekta odvodnjavanja). U zoni
izmedju slivnika koji skupljaju vodu sa kolovoza postavljaju se i ocedne cevčice prečnika 40 – 50 mm za
odvodjenje vode sa hidroizolacije. Ove cevčice se ne povezuju na horizontalni sistem cevi.
Na mostu se postavljaju i stubovi javne rasvete koji se napajaju električnom energijom putem kablova koji
se vode kroz otvore Φ 100 mm u pešačkoj stazi (u sklopu posebnog Projekta osvetljenja).
Imajući u vidu veličinu objekta, neophodno je preduzimati sve potrebne mere zaštite za sve vreme
izvodjenja radova na mostu, s posebnim osvrtom na postojeće trase gasovoda, stari batajnički put,
železničku prugu kao i na postojeće instalacije kišne i fekalne kanalizacije u zoni trase.
Slika 19. Završni radovi na vijaduktu (Viaduct finishing works)
Slika 20. Završni radovi na vijaduktu (Viaduct finishing works)
Projekat je uradjen u skladu sa svim važećim Pravilnicima, normativima i standardima koji su dati u
prilogu tehničke dokumentacije.
Glavni projekat vijadukta je usaglašen sa revidovanim idejnim projektom konstrukcija, glavnim projektom
trase, projektnim zadatkom, uslovima relevantnih javnih preduzeća, kao i sa postojećim geomehaničkim
elaboratom.
Slika 21. Završen desni vijadukt (Finished right viaduct)
Download

Preuzmi dokument