BETA Sewerage Pumping Station

Transcription

1 Geotechnical and Structural Report Beograd, August 2010 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 1 of 49

2 PREFACE: Pumping structure was to be 12m deep, and be founded through water saturated strata of silty clays, silts, fine sands and gravely sands. Silts stratum was suspected to be prone to liquefaction whilst cyclic loads. Structural concrete diaphragm wall founded in soil medium subsequently ameliorated with soilcrit, then the circumferential girder topping the wall, were designed to be the main carrying system of Subsoil Station. Evaluation of soil structure interaction via a compound structural model, including pore pressure effects was challenging for the Consultant. The structural system and construction technology applied, absolved the structure to be stabilized via self densified anchors, contributing thus to appreciable economic benefits. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 2 of 49

3 UCESNICI U IZRADI IDEJNOG PROJEKTA KONSTRUKCIJA Izvrsioci: Idejni Projekat konstrukcije Crpne Stanice, ukljucivo projektni geotehnicki model, proracun sistema objekat tlo i proracun glavnog noseceg rama nadzemne konstrukcije Zika Smiljkovic Odgovorni Projektant za Konstrukcije Licenca broj 316C48405, i 310B71705 Klasifikacija tla, procena fizicko mehanickih svojstava tla u geotehnickom modelu i hidrgeoloskih uslova lokacije, na bazi raspolozivih podloga Aleksandar Balatov Odgovorni Projektant za geotehniku i geologiju Licenca broj Dusan, Sebli Royai Projektant saradnik za geologiju Graficki deo Idejnog projekta konstrukcija Ivan Spasic Vodeci Tehnicar Tehnicka kontrola: Geotehnicki deo projekta i analiza sistema objekat tlo Prof. Dr. Tiosav Todorovic, Dipl. Ing. Geol. Geoloski, hidrogeoloski i geomehanicki deo: Seljamovic Miftar Dipl. Ing. Geol. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 3 of 49

4 SADRZAJ IDEJNOG GRADJEVINSKOG PROJEKTA II Izvestaji o tehnickoj kontroli 9 III Tehnicki Izvestaj o idejnom projektu konstrukcija 11 IV Proracun Konstrukcija 13 IV A Podzemni deo Konstrukcije Crpne Stanice 14 IV A 1. Proracun dubine Fundiranja Stanice 14 IV A 1.1. Proracun tezine primarne konstrukcije 15 IV A 1.2. Proracun uzgona na Primarnu Konstrukciju 15 IV A 1.3. Proracun trenja na kontaktu tlo dijafragma 15 IV A Proracun trenja objekat tlo pod pretpostavkom razvijanja neutralnnog pritiska na primarnu konstrukciju IV A Proracun trenja objekat tlo pod pretpostavkom razvijanja Aktivnog pritiska na 18 kontaktu konstrukcija tlo IV A 1.4 Proracun koeficijenta sigurnosti protiv isplivavanja 21 IV A 1.5. Analiza dubine fundiranja primarne konstrukcije iz uslova ranoteze aktivnog pritiska i pasivnog otpora IV A 1.6. Dubine fundiranja primarne konstrukkcije, usvojena za fazu Idejnog Projekta 23 IV A 2. Proracun Konstrukcije Crpne Stanice 23 IV A 2.1 Priblizan Proracun Dijafragme Srpne stanice 23 IV A 2.2. Proracun sistema Tlo Dijafragma 25 IV B Nadzemni deo Konstrukcije Crpne Stanice 31 IV B 1. Proracun poprecnog noseceg rama nadzemenog dela 31 V Predmer i Procena Kostanja konstrukcija 36 PRILOG I Osnovni Projektni Kriterijumi Betonsko Gvozdje Konstrukcije od betona Kriterijumi za izvodjenje dijafragme za Crpnu Stanicu Kriterijumi za izvodjenje dna primarne konstrukcije cemetiranje tla putem Jet Grouting postupka 005 Kriterijumi za izvodjenje zastitne konstrukcije za kolektore u zoni stambenih objekata duz ulice 006 Uporedna tabela procenjenih in situ tla, tla cementiranog po postupku Jet Grouting i betona primarne konstrukcije 007 Dimenzionisanje elemenata primarne i sekundarne konstrukcije Faktori opste stabilnosti primartne konstrukcijie Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 4 of 49

5 009 Seizmicka mikroreonizacija i uticaji od zemljotresa Pokretna opterecenja Opterecnje od vetra 48 PRILOG II Projektni geotehncki model tla u koje se fundira betonska 50 konstrukcija Crpne Stanice VI Crtezi idejnog projekta konstrukcije 52 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 5 of 49

6 II IZVESTAJ O TEHNICKOJ KONTROLI IDEJNOG GRADJEVINSKOG PROJEKTA Strucni Savet u sastavu: Prof. Dr. Tiosav Todorovic, dipl.ing. geol., Clan Strucnog Saveta 12/07/010 Miftar Seljamovic, dipl.ing. geol., Clan Strucnog Saveta, 2/08/010 Zika Smiljkovic, dipl. Ing. gradj., Projektant, 12/07/010 i 2/08/010 Aleksandar Balatov, dipl.ing. geol., Projektant, 12/07/010 i 2/08/010 Predmet: Idejni Projekat slozene konstrukcije objekat Crpne Staince Tlo Na Strucnom Savetu je bilo razmatrano vise tehnickih pitanja od interesa za koncepciju sistema CS tlo, od kojih se posebno isticu sledeca: (1) Pitanje prognoznih fizicko mehanickih svojstava tla Po ovom pitanju je zakljuceno sledece: Usvojeni parametri tla za analize u Idejnom Projektu, su nesto konzervativniji u odnosu na rezultate dobijene za druge objekte gradjene u reonu Krnjaca. Medjutim, s obzirom na ograniceni fond istraznih podataka za mikrolokaciju BetaSPS, Strucni savet je zakjucio da su usvojeni parametri odgovarajuci za fazu idejnog Projekta KCS. Strucni savet preporucuje dopunske istrazne radove za fazu glavnog projekta BetaSPS, nakon cega ce se izvrsiti dalja optimizacija geotehnickih parametara. (2) Pitanje napona u tlu i sleganja tla neposredno ispod kontakta dijafragma tlo za fazu koja prethodi iskopu za BetaSPS s 1 [MPa] Nakon obrazlozanja koje je dao Projektant, (vidi sliku) proisteklo je sledece: Velicina 0.24 vertikalnog napona u tlu neposredno ispod kontakta dijafragma tlo, bisko korenspondira geostatickom naponu na istoj koti u 4 Sitnozrni Pesak neporemecenom tlu (0.37 Mpa). Odgovarajuce sleganje iznosi 1.75mm. Ovo se 0.31 odnosi za fazu nakon betoniranja dijafragme i pre ojacanja tla. Numericki model Max Sleganje 1.75 mm ne iskazuje lom u ovoj oblasti. 5 Sljunkoviti Pesak (3) Duboka Dijafragma kontra Plitka Dijafragma + Soilcrit Nakon analize koju je prezentirao Projektant, razmatranje ovog pitanja je rezultiralo u sledeci zakljucak: Vodonepropusna laporovita sredina je nekih 35m ispod povrsine terena, te bi zaptivanje dna BetaSPS putem dubokih dijafragmi moglo da bude manje ekonomicno resenje. Istovremeno, radi se o fundiranju objekta u veoma slabim terenskim uslovima, gde je uloga soilcrit a (Jet Grouting) pored zaptivanja, i ojacanje tla u dnu crpne stanice koje je tako osposobljeno u stanju da podnese koncentraciju napona koja nastaje nakon iskopa. Pri ovome se takodje imalo u vidu i direktna komunikacija podzemne vode sa nivoom Dunava u neposrednoj blizini. Rezultati dopunskih istraznih radova u glavnom projektu, u slucaju da potvrde vodonepropusnu sredinu na manjoj dubini, bi mogli da u izvesnom smislu podvrgnu reviziji ovakav zakljucak Strucnog Saveta. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 6 of

7 (4) Koncepcija noseceg sistema bazirana na sistemu Plitka Dijafragma + Soilcrit Na bazi raspolozivog fonda istraznih radova, Strucni Savet nalazi da je sistem Plitka Dijafragma Soilcrit, odgovarajuci uslovima terena BetaSPS u kojima preovladava visoka podzemna voda, direktni kontakt nivoa Dunava sa lokaciojom BetaSPS putem vodo provodljivih peskova, i presecanje veoma do srednje deformabilnih depozita facija Srem. Prof. Dr. Tiosav Todorovic, dipl.ing. geol., Clan Strucnog Saveta Miftar Seljamovic, dipl.ing. geol., Clan Strucnog Saveta Beograd, Avgust, 2010 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 7 of 49

8 III TEHNICKI IZVESTAJ Optimalno resenje konstrukcije BetaSPS ukljucivo konstrukcije dovodnog kolektora, je sacinjavalo obavezu projektanta prema Projektnom Zadatku. U svom pristupu u resavanju postvljenog zadatka, Projektant je poceo od analize postojecih geotehnickih, geoloskih I hidrogeoloskih uslova lokacije BetaSPS. Ovde, istrazni radovi koji su izvrseni za fazu idejnog projekta, ukazali su da se radi o prasinasto peskovitom i glinovito prasinastom tlu koje pokriva sitnozrne peskove I sljunkovite peskove ispod, koje sve skupa preseca konstrukcija BetaSPS, i u interakciji sa kojim, ova konstrukcija cini jedinstveni sistem Objekat Tlo. Dalje, radi se o provodnom do slaboprovodnom tlu, kada je u pitanju procurivanje podzemnih voda. Nivo podzemne vode fluktuira do povrsine postojeceg terena. U takvim uslovima, projektant je nasao optimalnim, primenu zaptivno konstruktivnih dijafragmi, kao osnovu noseceg sistema crpne stanice i kolektora, koji su defakto podzemni objekti. Dijafragme bi se radile u bentonitskoj isplaci, bile bi armirane, i njihova noseca uloga se poistovecuje sa nosivoscu armiranobetonskih konstrukcija. Predvidjen je specijalni beton za uslove podvodnog livenja i povecanih cvrstoca betona. Buduci da se BetaSPS fundira u vodopropusnoj sredini, i sredini koja ce biti izlozena koncentraciji napona nakon iskopa za crpnu stanicu, stabilnost dna crpne stanice se obezbedjuje cementiranjem sitnozrnog peska metodom JetGrouting u daljem tekstu soilcrit. Dubina fundiranja dijafragme i duzina njenog ukljestenja u soilcrit su odredjne iz uslova jednakosti aktivnog pritiska i pasivnog otpora koji se razvijau na dijafragmu pri eskalaciji iskopa, kao uslova protiv isplivavanja primarne konstrukije. Kada je u pitanju dovodni kolektor, onda je vazno istaci da se isti fundira u glinovito prasinastom nanosu izrazito povecane deformabilnosti i podloznom likvifakciji. Pored ovoga, iskop za kolektor ce se vrsiti u blizini temelja postojecih stambenih objekata (razmak cca 3.0m). Veoma slaba sredina u temelju kolektora kao i sprecavanje bilo kakvih ostecenja postojecih objekata usled diferencijalnih sleganja tla, su i ovde nametnuli noseci sistem dijafragma soilcrit, kao optimalno resenje. Dopunska krutost sistema dijafragma soilcrit se obezbedjuje poklapajucom armiranobetonskom gredom u slucaju crpne stanice, odnosno privremenim celicnim razupiracima u slucaju dovodnog kolektora. Izvodjenje sekundarne konstrukcije crpne stanice je predvidjeno nakon kompletiranja sistema dijafragmasoilcrit poklapajuca greda, sa zadatkom da obezbedi funkcionalne prostore za crpnu stanicu, prijem sopstvene tezine i unutrasnjeg pokretnog opterecenja. Pri tome, donja ploca sekundarne konstrukcije crpne stanice je delimicno ukljestena u dijafragmu i ankerima vezana za istu. Horizontalni gredni nosaci sekundarnog sistema su takodje ankerima vezani za primarne dijafragme. Sekundarni noseci sistem nije namanjen za prijem opterecenja od tla i podzemne vode. Geotehnicki model tla, Prilog II i crtez broj 007, ilustruju geotehnicke parametre po usvojenim kvazihomogenim zonama, koji su usvojeni za proracune u idejnom projektu, kao i glavne faze realizacije konstrukcije. Prema ovome, glavne faze izgradnje crpne stanice bile bi po redosledu sledece: I. Formiranje zaptivno nosece dijafragme od armiranog betona MB50, II. Izrada podnoznog cepa konstrukcije, t.j. soilcrit a, III. Izrada poklapajuce grede za dijafragmu, MB50, IV. Iskop za crpnu stanicu, V. Izrada sekundarne konstrukcije za crpnu stanicu. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 8 of 49

9 U svetlu zakljucaka po pitanju koncepcije sistema objekat tlo usvojene u idejnom projektu, zadatak glavnog projekta bi se mogao definisati kao sledeci: (i) Dopunski istrazni radovi Klasifikacija tla na mikrolokaciji objekta po osnovu granulometrijskog sastava, Definisanje fizicko mehanickih svojstva tla po osnovu: parametara deformabilnosti (Ed, μ), parametara otpornosti na smicanje (c, f), zapreminske tezine, zatim granice tecenja i plasticnosti, definisanje parametara likvifabilnosti tla po jednoj od medjunarodno priznatih praksi, definisanje nivoa podzemne vode, provodljivosti sredina i granicnih uslova vodenog bazena. Definisanje kvazihomogenih zona, po osnovu geotehnickih i hidrogeoloskih svojstva tla, koje ce biti osnova za proracune u glavnom projektu. (ii) Optimizacija dimenzija konstruktivnih elemenata primarne i sekundarne konstrukcije usvojenih u idejnom projektu, sa proracunima koji ce uzeti u obzir rezultate dopunskih istraznih radova. Projektant takodje predlaze Investitoru, da Tehnicki Uslovi za Izvsenje radova, budu sastavni deo Glavnog projekta konstrukcije Crpne stanice. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 9 of 49

10 IV PRORACUN KONSTRUKCIJA Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 10 of 49

11 A. Podzemni deo Konstrukcije BetaSPS A.1. Proracun Dubine Fundiranja BetaSPS Dubina fundiranja konstrukcije Crpne Staanice odredice se iz uslova stabilnosti podzemnog dela konstrukcije, odnosno primarne konstrukcije, protiv isplivavanja. Isplivavanje postaje kriticno za fazu koja ukljucuje zavrsenu dijafragmu, zavrsenu poklapajucu gredu dijafragme i izvrseno cementiranje tla u dnu Crpne Staince metodom Jet Grouting. Prema projektnim kriterijumima ovo zadnje je definisano kao soilcrit konstrukcija. Debljina ove konstrukcije treba da dopuni tezinu primarne konstrukcije Crpne Stanice do nivoa bezbednog protiv isplivavanja. Pri ovome, kota nivoa podzemne vode je do povrsine postojeceg terena(71.15m), a izvrseno je nasipanje terena konsolidovanim nabacajem iz iskopa, do operativne kote Crpne Stanice (72.70m). Tipican Poprecni Presek Stanice cca Prasinasto-Peskoviti Nanos Nekonsolidovan, deformabilan, sezonski jace zasicen Konsolidovani Nabacaj Selektovani materijal iz iskopa Facija: 'Podvodna Mrtvaja' V 30/ / / cca III [max NPV] Glinovito-Prasinasti Nanos Vodozasicena, meka i tecljiva sredina, izrazito povecane deformabilnosti, podlozna likvifakciji I 30/ I IV Sitnozrni pesak Stalno vodozasicen, srednje do manje deformabilan, Priblizno GN200/IV Facija: 'Korita' H II H* = H Sljnunkoviti Pesk Zitke do meke konsistencije, srednje do manje deformabilan. Priblizno GN 200/II Var Razmera: [m] Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 11 of 49

12 A.1.1. Proracun tezine Primarne Konstrukcije Proracun tezine poklapajuce grede dijafragme G c1 = (1.30* *1.70)*(( )+( ))*2.0*2.4= Napomena : Prema projektnim kriterijumima(paragraf 006), zapreminska tezina betona livenih u suvom je dimenzionisana sa kn/m 3 betona. Proracun tezine dijafragme do kote 62.00m (kota donje ploce sekundarne konstrukcije) G c2 = ( )*1.00*(( )+( ))*2)*2.40 = [t] = 12, [kn] Napomena : Prema projektnim kriterijumima(paragraf 006), zapreminska tezina betona dijafragme je dimenzionisana sa kn/m 3 betona [t] = 5, [kn] Proracun tezine tezine dijafragme od kote 62.00m (kota donje ploce sekundarne konstrukcije) do dna dijafragme G c3 = (ΔH* +0.60)*1.0*(( )*2+( )*2)*2.40 [t] ΔH* [m] G c3 [t] G c3 [kn] Proracun tezine tezine soilcrit konstrukcije (kota nanize) G c4 = (ΔH+2.0)*9.50*17.30*2.10 [t] Napomena : Prema projektnim kriterijumima(paragraf 006), zapreminska tezina Soilcrit konstrukcije je dimenzionisana sa kn/m 3 ΔH* [m] G c4 [t] G c4 [kn] A.1.2. Proracun uzgona na Primarnu Konstrukciju UL = (( ) ΔH*+2.00)*11.50*19.30 [t] Ovde se polazi od projektnog kriterijuma da je soilcrit konstrukcija na dnu Crpne Stanice, vodonepropusna. ΔH* [m] UL [t] UL [kn] Zakljucak: Koeficijenat sigurnosti protiv isplivavanja primarne konstrukcije bez aktiviranja sila trenja na kontaktu konstrukcije i tla iznosi cca 1.15, sto je ispod projektnog kriterijuima od 1.3. Iz ovog razloga je izvrsen u daljem proracun doprinosa na stabilnost protiv isplivavanja, koji pruzaju sile trenja. A.1.3. Proracun sila trenja na kontaktu tlo dijafragma A Propracun trenja objekat tlo za slucaj razvijanja neutralnog pritiska tla na primarnu konstrukciju stanice Osnovne Formule: Ps PH Hi * *(1sin ) i 2* pah, u pah, d Hc H * Enh 0.5 * ( pah, u pah, d ) * H T Enh * tg 3* p p ah, u ah, d Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 12 of 49

13 Sema pritiska za pojedinacne materijale po dubini tla: Ps Pah,u Elu Enh H T Hc Eld Pah,d Napomene: (1) Prognoza fizicko mehanicka svojstva tla je data u prilogu A ovog elaborata. Ovi parameteri su uzeti u obzir pri proracunu neutralnog pritiska i sile trenja tla na primarnu konstrukciju. Uzeta je u obzir rezidualna vrednost ugla unutrasnjeg trenja. (2) Uzeta je kao merodavna zapreminska tezina olaksanog tla, buduci da nivo podzemne vode u kisnom periodu dostize nivo povrsine postojeceg terena. Sloj Konsolidovanog nabacaja, 72.10m do 71.15m Ulazni Podaci EL u Gornja Kota Konstrukcije m El d Donja Kota Konstrukcije m H Visina Konstrukcije 1.55 m f Ugao Unutrasnjeg Trenja stepeni p s Pokretno Opterecenje - Nadsloj 0.00 t/m kn/m 2 [kpa] g Zapreminska tezina tla 1.40 t/m kn/m 3 Dijagram Pritisaka i Sila p ah,u= 0.00 kn/m2 [kpa] m [m] 1.03 T T= 4.68 kn E nh= 9.18 kn H c[m]= 0.52 p ah,d = kn/m 2 [kpa] Sloj prasinasto peskovitog nanosa, 71.15m do 68.15m p s = ( )*1.40= 2.17 [t] 21.7 [kn] Dijagram Pritisaka i Sila p ah,u= kn/m2 [kpa] Ulazni Podaci EL u Gornja Kota Konstrukcije m El d Donja Kota Konstrukcije m H Visina Konstrukcije 3.00 m f Ugao Unutrasnjeg Trenja stepeni p s Pokretno Opterecenje - Nadsloj 2.17 t/m kn/m 2 [kpa] g Zapreminska tezina tla 1.30 t/m kn/m 3 m [m] 1.74 T T= kn E nh= kn H c[m]= 1.26 p ah,d = kn/m 2 [kpa] Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 13 of 49

14 Sloj glinovito prasinastog nanosa, 68.15m do 64.15m p s = ( )*1.40+( )*1.30= 6.07 [t] 60.7 [kn] Ulazni Podaci EL u Gornja Kota Konstrukcije m El d Donja Kota Konstrukcije m H Visina Konstrukcije 4.00 m f Ugao Unutrasnjeg Trenja stepeni p s Pokretno Opterecenje - Nadsloj 6.07 t/m kn/m 2 [kpa] g Zapreminska tezina tla 1.20 t/m kn/m 3 Dijagram Pritisaka i Sila p ah,u= kn/m2 [kpa] m [m] 2.19 T T= kn E nh= kn H c[m]= 1.81 p ah,d = kn/m 2 [kpa] Sloj sitnozrnog peska, 64.15m do 56.00m(predpostavljeno dno primarne konstrukcije ΔH*=5.40m) p s = ( )*1.40+( )*1.30+ ( )*1.20= 10.9 [t] [kn] Dijagram Pritisaka i Sila EL u El d H f Gornja Kota Konstrukcije Donja Kota Konstrukcije Visina Konstrukcije Ugao Unutrasnjeg Trenja m m 8.15 m stepeni p s Pokretno Opterecenje - Nadsloj t/m kn/m 2 [kpa] g Zapreminska tezina tla 1.35 t/m kn/m 3 p ah,u= kn/m2 [kpa] m [m] 4.53 T T= kn E nh= kn H c[m]= 3.62 p ah,d = kn/m 2 [kpa] Variranje dubine fundiranja primarne konstrukcije u sitnozrnom pesku, H = 64.15m K var (H var ) p s = ( )*1.40+( )*1.30+ ( )*1.20= 10.9 [t] [kn] ΔH *) =2.0m H= ( ) ΔH *) = 4.75 [m] K d =64.15 H = 59.4 m T= t kn ΔH *) =2.5m H= ( ) ΔH *) = 5.25 [m] K d =64.15 H= 58.9 m T= t kn ΔH *) =3.0m H= ( ) ΔH *) = 5.75 [m] K d =64.15 H ) = 58.4 m T= t kn Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 14 of 49

15 ΔH *) =3.5m H= ( ) ΔH *) = 6.25 [m] K d =64.15 H = 57.9 m T= t kn ΔH *) =4.0m H= ( ) ΔH *) = T= t kn ΔH *) =4.5m H= ( ) ΔH *) = T= t kn ΔH *) =5.0m H= ( ) ΔH *) = T= t kn ΔH *) =5.4m H= ( ) ΔH *) = T= t kn ΔH8 *) =6.0m H= ( ) ΔH *) = T= t kn 6.75 [m] K d =64.15 H = 57.4 m 7.25 [m] K d =64.15 H = 56.9 m 7.75 [m] K d =64.15 H = 56.4 m 8.15 [m] K d =64.15 H= 56 m 8.75 [m] K d =64.15 H = 55.4 m A Propracun trenja objekat tlo za slucaj razvijanja aktivnog pritiska na kontaktu konstrukcija tlo Sema sila i pritisaka za najopstiji slucaj sa odgovarajucim formulama za proracun El4 El5 Pah,up El5 El2 2 ( c) cos ( ' ) a sin( ' ) sin( ' ) cos cos( ) [1 ] cos( ) cos( ) 2 2 p a(down) = g'*(h+δh)*l a c H Hv Hk Ev p ah(down) = p a(down) *cos(α-δ)/cosα p av(down) = ABS[p a(down) *sin(αδ)/cosα)] El1 p a(up) = g'*(δh)*l a c Pah,down E ah = 0.5*[P ah(down) +P ah(up) ]*H E av = 0.5*[P av(down) +P av(up) ]*H Pw H c =H*(2*p ah(up) +p ah(down) )/ 3* [p ah(up) + p ah(down )] p ah(up) = p a(up) *cos(α-δ)/cosα p av(up) = ABS[p a(up) *sin(α-δ)/cosα)] Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 15 of 49

16 Sloj Konsolidovanog nabacaja, 72.70m do 71.15m Geotechnical Properties of Soil Volumetric unit weight of soil subjected to optimum moisture content Volumetric unit weight of soil subjected to water saturated conditions Effective unit weight of soil (Submerged - Effective conditions) Angle of internal friction of the soil subjected to optimum moisture content Angle of internal friction developing in between the structure's face and the embankment g 1.90 t/m kn/m 3 gzasic 2.10 t/m kn/m 3 g' 1.40 t/m kn/m 3 f Degrees d Degrees H= 1.55 (m), (t), (t/m 2 ) Eav= 0.17 Eah= 0.53 p ah(up )= 0.00 Angle of internal friction of soil subjected to submerged conditions f' Degrees Hc= 0.52 Live load acting on the ground surface Uniformly distributed load q 0.00 t/m kn/m 3 g'= 1.40 p ah(down )= 0.69 Sloj prasinasto peskovitog nanosa, 71.15m do 68.15m q = ( )*1.40= 2.17 [t] 21.7 [kn] Geotechnical Properties of Soil Volumetric unit weight of soil subjected to optimum moisture content Volumetric unit weight of soil subjected to water saturated conditions Effective unit weight of soil (Submerged - Effective conditions) g 1.80 t/m kn/m 3 gzasic 2.00 t/m kn/m 3 g' 1.30 t/m kn/m 3 (m), (t), (t/m 2 ) Eav= 1.21 p ah(up )= 1.03 Angle of internal friction of the soil subjected to optimum moisture content f Degrees H= 3.00 Angle of internal friction developing in between the structure's face and the embankment Angle of internal friction of soil subjected to submerged conditions d f' Degrees Degrees Eah= 5.85 Hc= 1.26 Live load acting on the ground surface Uniformly distributed load q 2.17 t/m kn/m 3 g'= 1.30 p ah(down )= 2.87 Sloj glinovito prasinastog nanosa, 68.15m do 64.15m q = ( )*1.40+( )*1.20= 6.07 [t] 60.7 [kn] Geotechnical Properties of Soil Volumetric unit weight of soil subjected to optimum moisture content Volumetric unit weight of soil subjected to water saturated conditions Effective unit weight of soil (Submerged - Effective conditions) Angle of internal friction of the soil subjected to optimum moisture content Angle of internal friction developing in between the structure's face and the embankment g 1.80 t/m kn/m 3 gzasic 2.00 t/m kn/m 3 g' 1.30 t/m kn/m 3 f Degrees d Degrees H= 4.00 (m), (t), (t/m 2 ) Eah= Eav= 3.39 p ah(up)= 2.87 Angle of internal friction of soil subjected to submerged conditions f' Degrees Hc= 1.80 Live load acting on the ground surface Uniformly distributed load q 6.07 t/m kn/m 3 g'= 1.30 p ah(down)= 5.33 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 16 of 49

17 Sloj sitnozrnog peska, 64.15m do 56.0m(dno primarne konstrukcije pretpostavljene dubineδh*= 5.40 m) q = ( )*1.40+( )*1.30+ ( )*1.20= [t] [kn] Geotechnical Properties of Soil Volumetric unit weight of soil subjected to optimum moisture content Volumetric unit weight of soil subjected to water saturated conditions Effective unit weight of soil (Submerged - Effective conditions) Angle of internal friction of the soil subjected to optimum moisture content Angle of internal friction developing in between the structure's face and the embankment Angle of internal friction of soil subjected to submerged conditions g t/m kn/m 3 gzasic t/m kn/m 3 g' 1.35 t/m kn/m 3 f Degrees d Degrees f' Degrees (m), (t), (t/m 2 ) Eav= H= 8.15 Eah= Hc= 3.62 p ah(up)= 3.45 Live load acting on the ground surface Uniformly distributed load q t/m kn/m 3 g'= 1.35 p ah(down)= 6.95 Variranje dubine fundiranja primarne konstrukcije u sitnozrnom pesku, H = 64.15m K var (H var ) q = ( )*1.40+( )*1.30+ ( )*1.20= [t] [kn] ΔH *) =2.0m H= ( ) ΔH *) = 4.75 [m] K d =64.15 H = 59.4 m T= 6.90 t kn ΔH *) =2.5m H= ( ) ΔH *) = 5.25 [m] K d =64.15 H= 58.9 m T= 7.81 t kn ΔH *) =3.0m H= ( ) ΔH *) = 5.75 [m] K d =64.15 H ) = 58.4 m T= 8.75 t kn ΔH *) =3.5m H= ( ) ΔH *) = 6.25 [m] K d =64.15 H = 57.9 m T= 9.73 t kn ΔH *) =4.0m H= ( ) ΔH *) = 6.75 [m] K d =64.15 H = 57.4 m T= t kn ΔH *) =4.5m H= ( ) ΔH *) = 7.25 [m] K d =64.15 H = 56.9 m T= t kn Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 17 of 49

18 ΔH *) =5.0m H= ( ) ΔH *) = 7.75 [m] K d =64.15 H = 56.4 m T= t kn ΔH *) =5.4m H= ( ) ΔH *) = 8.15 [m] K d =64.15 H= 56 m T= t kn ΔH8 *) =6.0m H= ( ) ΔH *) = 8.75 [m] K d =64.15 H = 55.4 m T= t kn A.1.4. Proracun koeficijenata sigurnosti protiv isplivavanja Opsta Formula: C f l Gc1 Gc2 Gc3 GGc4 T UL Neutralni Pritisak Aktivni Pritisak ΔH* ΔH H G c1 +G c2 G c3 G c4 UL T155+T300+T400 T H C f T155+T300+T400 T H C f T T * ( ) * 2 T * 61.6 (t) Hi tot H i H i Zakljucak: Sa gledista sigurnosti protiv isplivavanja, dubina ukljestenja primarne konstrukcije Crpne Stanice(ΔH) u tlo, moze da se krece 2.0m pa navise. A.1.5. Kontrola dubine fundiranja primarne konstrukcije iz uslova ravnoteze aktivnog pritiska i pasivnog otpora i za pretpostavku o 56.40m kao donjoj koti dijafragme Za ovu fazu projekta se predpostavlja da se usled aktivnog opterecenja na dijafragmu iznad kote donje ploce sekundarne konstrukcije (62.00m), dijafragma deformise tako da se na delu ispod donje ploce sekundarne konstrukcije javlja pasivan otpor. Momenti aktivnog pritiska i pasivnog otpora u odnosu na kotu 62.00m bi trebalo da budu u ravnotezi da ne bi doslo do nekontrolisanog loma u tlu. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 18 of 49

19 Pritisak tla ( ) Aktivni pritisak tla na konzolnom delu dijafragme( ): Konsolidovani Nabacaj( ): E ah = 0.53 t (5.3 kn), e v = ( )= 9.67 m Prasinasto peskoviti nanos: ( ): E ah = 5.85 t (58.2 kn), e v = ( )= 7.48 m Glinovito prasinasti nanos: ( ): E ah = t ( kn), e v = 1.84+( )= 3.99 m Deo debljine sloja sitnozrnog peska od kote do gornje povrsine donje ploce sekundarne konstrukcije( ): E ah = t (238.0 kn), e v = 1.25 m Geotechnical Properties of Soil Volumetric unit weight of soil subjected to optimum moisture content Volumetric unit weight of soil subjected to water saturated conditions Effective unit weight of soil (Submerged - Effective conditions) Angle of internal friction of the soil subjected to optimum moisture content Angle of internal friction developing in between the structure's face and the embankment g t/m kn/m 3 gzasic t/m kn/m 3 g' 1.35 t/m kn/m 3 f Degrees d Degrees H= 2.15 (m), (t), (t/m 2 ) Eah= Eav= 7.73 p ah(up)= 5.82 Angle of internal friction of soil subjected to submerged conditions f' Degrees Hc= 0.90 Live load acting on the ground surface Uniformly distributed load q t/m kn/m 3 g Priridno = p ah(down)= Pasivni pritisak tla na rezistentnom delu dijafragme( ): q = ( )*1.40+( )*1.30+ ( )*1.20+( )*1.35= [t] [kn] Ulazni Podaci EL u Gornja Kota Konstrukcije m El d Donja Kota Konstrukcije m H Visina Konstrukcije 5.60 m f Ugao Unutrasnjeg Trenja stepeni p s Pokretno Opterecenje - Nadsloj t/m kn/m 2 [kpa] g Zapreminska tezina tla 1.35 t/m kn/m [m] E nh= Dijagram Pritisaka i Sila p ah,u= kn/m2 [kpa] 2, kn H c[m]= 2.60 [m] Pritisak podzemne vode( ): Pritisak vode na konzolnom delu dijafragme( ): p ah,d = kn/m2 [kpa] H w = 0.5*( )^2= t (418.6 kn), e v = 1/3*( ) = 3.05 m Pritisak vode na rezistentnom delu dijafragme( ): H w = 0.5*(( )+( ))*( ) = t (669.2 kn) e v = ( )*(2*( )+( ))/(3*(( )+( )))= 5.60 e v = 3.02 m 2.58 m Bilans Aktivnih i Otpornih Momenata: Konzolni deo sistema ( ):...Od tla: M su = 0.53* * * *1.25 = tm knm...od vode: M wu = 41.86*3.05= tm knm...ukupno, Aktivni deo momenta: tm kNm Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 19 of 49

20 Rezistentni deo sistema ( ):...Od tla: M sd = *3.00 = tm knm...od vode: M wd = 66.92*3.02= tm knm...ukupno, Rezistentni deo momenta: tm knm Zakljucak: Za fiksirano dno dijafragme na koti 56.00m, otporni momenti znacajno nadmasuju aktivne Momente. A.1.6. Dubine fundiranja primarne konstrukkcije, usvojena za fazu Idejnog Projekta Za fazu Idejnog Projekta Crpne Stanice Krnjaca II, usvojena je kota kao najniza tacka primarne konstrukcije Stanice. Sa ovim, visina konzolnog dela konstrukcije iznosi = 10.70m, dok je tzv. ukljesteni deo konstrukcije, iznosi = 5.60m. Pri usvajanju dubine ukljestenja dijafragme crpne stanice (56.40m) islo se na stranu sigurnosti, buduci na ograniceni fond istraznih podataka za fazu Idejnog Projekta. A.2. Proracun Konstrukcije Crpne Stanice A.2.1. Priblizan Proracun Dijafragme Crpne Stanice u cilju definisanja uslova razupiranja Priblizan proracun izvrsen pod pretpostavkom da u fazi gradnje dijafragme, dolazi do pojave aktivnog pritiska na kontaktu konstrukcija tlo (efektivno stanje) + Hidrostaticki Pritisak Dimenzionisanje dijafragme u kriticnom preseku pod pretpostvakom njenog krutog ukljestenja na koti i slobodnog oslanjanja na koti 72.70m Opterecenje od tla: q (72.20) = 0.0 t/m 2 q (62.0) = 16.33t/m kn/m 2 Opterecenje od vode: w (72.20) = 0.0 t/m 2 w (62.0) = t/m kn/m 2 Normalna sila na koti 62.00m: 1.0*( )*2.40 = t kn m maxm = (q+w)*l 2 /15 = ( )*10.20^2/15= tm = knm m m 10.20t/ m t/ m 2 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 20 of 49

21 Oderdjivanje priblizne kolicine armiranja prema prvilima iz BABa: Faktorizacija Materijala Beton MB30 f B = Mpa 3.00 kn/cm 2 Celik Podaci o dimenzijam preseka Sirina preseka Visina preseka Predspostavljeni centroid armature RA400/500 σ a1 = MPa kn/cm 2 b= cm d= cm a1= 8.00 cm Podaci o opterecenju M I knm Stalno Opterecenje , knm 1, knm M II knm Pokretno Opterecenje knm 0.00 knm M III knm N kn Stalno + Pokretno Opterecenje kn kn Pritisak[+] M au knm Ukupni Momenat Mu Nu *(0.5* da1) 1, knm Optimalne dilatacije h k PRILOG 2 GRANICNA STANJA k Mau *10^ LINK TO: NOSIVOSTI.pdf f * b ε b Dilatacija betona 3.50% ε a Dilatacija celika 1.60% s ξ s μ 1M * B MB fb(mpa) Vrednosti iz tabele za usvojene vrednosti ε b =3.5% I k= Koeficijent Armiranja Kolicina zategnute armature Ukupna visina preseka Racunska visina Zastitni sloj Centroid armature a1=a+φ B 1 M 1 M * a1 b* h Aa1 1 M * 100 f b* h A cm 2 min 0.2 * 100 Φ(precnik) 28 mm cm 2 n(broj profila) 9.07 [10 komada] 10 A stv = cm 2 h= cm a= 3.50 cm a1= 8.00 cm Minimalna kolicina Armiranja Usvojena armatura Armatura rasporedjena u jedan red Φ28/10cm Potvrdjene dimenzije preseka: b/d=100/100cm Zakjucak: Priblizan proracun je dao zateznu armaturu Φ28/10cm u kriticnom preseku. Napomena: Faktorizacija geotehnickog opterecenja je rangirana sa 1.00 buduci da su uzete rezidualne vrednosti otpornosti tla na smicanje. Proracun pribliznog ugiba: u max 4 ( q w)* l * E * J q+w = = t/m 2 = kn/m 2 L = m E= 3.9x10 5 kg/cm 2 = 3.9x10 6 t/m 2 J= (1/12)*1.00*1.00^3 = m 4 U max = m Napomena: Velicina ugiba je u okviru limita svojstvenog za betonske Konstrukcije. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 21 of 49

22 Proracun prslina dijafragme za prblizne rezultate proracuna (d=100cm) ULAZNI PODACI oblik poprecnog preseka: pravougaonik dimenzije poprecnog preseka b = cm, d = cm red profil broj polozaj armature u armature armature sipki odnosu na donju ivicu marka betona MB = 50 MPa granica razvlacenja celika ε c = 400 MPa koeficijent tecenja α t = 0.80 % koeficijent skupljanja α s = 0.20 %. momenat i normalna sila M = KNm, N = KN REZULTATI PRORACUNA trenutak opterecenja To: napon u betonu σ bo = MPa napon u armaturi σ ao = MPa polozaj neutralne ose x = cm srednji razmak prslina lp = cm karakteristicni otvor prsline ak = mm > 0.2mm, sto prevalilazi cifru iz projektnih kriterijuma. Zakjlucak pribliznog proracuna dijafragme: Navedeni proracunu upucuju na zakljucak da se armiranobetonska dijafragma treba usidriti u soilcrit konstrukciju sa obadve strane oslanjanja. Da bi se smanjili efekti vodenog pritiska i pritiska tla na spoljni deo dijaftragme, usvojeno je da se soilcrit konstrukcija postavi i sa spoljne strane dijafragme u temeljnoj sirini od 3.0m i sa redukovanom sirinom od 1.0m produzi do visine od 68.15m. Takodje, horizontalna krutost krune dijafragme ce se znacajno ojacati sa horizontalnom gredom cija je sirina od 3.0m usvojena za fazu idejnog projekta. Ukrucenje dijafragme u kruni u sadejstvu sa ukljestenjem dijafragme u cemtlojet konstrukciju treba da obezbedi da se otvor prslina u dijafragmi smanji do nivoa od 0.2 mm, cime ce dijafragma odgovoriti funkciji vodonepropusne konstrukcije. A.2.2. Proracun sistema Tlo Dijafragma Proracun krutosti elasticnog oslanjanja dijfragme na horizontalnu gredu u kruni dijafragme(72.70m) δ g = δ k δ = X/K E= 3.9x10 5 kg/cm 2 = 3.9x10 6 t/m 2 = 3.9x10 7 kn/m 2 = 3.9x10 4 mn/m 2 J g = (1/12)*1.20*3.00^3 = m 4 L g = m J k = (1/12)*1.00*1.00^3 = m 4 L k = m ^4 5 * 1.0 mn / m * 18.3 m X * 18.3m g 384 * E * J 48 * E * J g g ^3 X * 10.20m k 3* E * J δ g = X* δ k = X* X = /( ) = mn δ g = = m K= / = mn/m k ^3 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 22 of 49

23 δ δ (k) X X HorGreda 15 Konzol Dijafragma Naponsko deformaciona analiza dvo dimenzionalnog modela tlo dijafragma Procenjena fizicko mehanicka svojstva komponenata tlo dijafragma, koja su uneta u proracunski model Komponenta Oznaka Zapreminska tezina [g], Priridno stanje [kn/m 3 ] Konsolidovani nabacaj ( ) Prasinasto peskoviti nanos ( ) Glinovito prasinasti nanos ( ) Sitnozrni pesak ( ) Sljunkoviti pesak ( ) Dijafragma, ArmBeton MB50 TloCemJet konstrukcija Napomene: Korelacije Jedinica: kn/m 2 = 0.01Kp/cm 2 kn/m 2 = MPa Modul Deformabilnosti [E d ][kn/m 2 ] Puasonov Koeficijent μ Kohezija [C] [Rezidual [kn/m 2 ] Ugao Unutrasnjeg trenja [f] [Stepeni] [Rezidual] Cvrstoca na zatezanje [σ z ] [kn/m 2 ] Vodo Provodljivost K [m/s] 21 4) ) ) 16 4) 27 4) 8 1) ) ) ) 6.5 4) ) 8 1) ) ) ) 5.5 4) ) 8 1) ) ) ) 2.5 4) 27 4) 7 1) ) ) ) 0.0 4) 28 4) 5 1) ) 39 x ) ) ) 45 3) ) 10 1) ) 2x10 6 5) ) 600 5) 40 5) 0.0 5) 8 1) 10 1 ) Pocetna pijezometarska linija terena je usvojena na koti 71.15m 2 ) Usvojeno na bazi relacije za nearmirani beton: bz=7+ bp/20, sto za marku MB50 iznosi σz=32 kg/cm 2 = 3200 kn/m 2 [kpa]. Buduci da se radi o armiranoj konstrukcije, za proracun je usvojeno σ z = 32kg/cm 2 + 8Φ28*1600kg/cm 2 /(100x100)= cca (32 + 8) = 40kg/cm 2 = 4000 kn/m 2 (kpa). 3 ) Usvojeno na bazi relacije za nearmirani beton: bsm=0.2bp, sto za marku MB50 iznosi τ=100 kg/cm 2 = kn/m 2 [kpa]. Ima znacenje vrsne cvrstoce, za razliku od tla. 4 ) Uzeto iz tabele naznacene u prilogu A 5 ) Uzeto iz Projektnih Kriterijuma. Za TloCemJet konstrukciju iuzeto u obzir vodozasiceno stanje. 6 ) Procenjeno na bazi relacije: sto za MB50 iznosi 39x10 6 kn/m 2 (kpa) k ) Ne odnosi se na betonsku supstancu i cemtlojet konstrukciju. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 23 of 49 k

24 Procenjeno stanje pocetnih napona u tlu: Po Tercagijevoj Hipotezi: H v i i h v 1 Vrednosti pocetih napona po pojedinim geotehnickim horizontima su dati u Prilogu A Eleborata. Elementi i Rezultati Proracunskog Modela: Konsolidovani Nabacaj Prasinasto-peskoviti nanos Armirana Dijafragma Glinovito-prasinasti nanos Sitnozrni Pesak JETGrouting Sljunkoviti pesak Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 24 of 49

25 Horizontalna pomeranja u zoni dijafragme [m] σ xx Polje totalnih Napona u zoni dijafragme [MPa] 15.0 mm -1.05e e e Konsolidovani Nabacaj -1.50e e e e e Konsolidovani Nabacaj -1.35e Prasinasto-peskoviti nanos 2 Prasinasto-peskoviti nanos -1.20e e e e e Glinovito-Prasinasti Nanos 3 Glinovito-Prasinasti Nanos [ ] Zatezanje [+] Pritisak 9.00e e e e e mm 0.00e e e e JetGrout 1.50e Sitnozrni Pesak 3.90e e e e Sitnozrni Pesak 2.10e e e JetGrout 3.30e e-001 Porni pritisci u zoni dijafragme [MPa] [ ] σ yy Naponi u zidu dijafragme [MPa] 1 Konsolidovani Nabacaj e Konsolidovani Nabacaj Prasinasto-peskoviti nanos Glinovito-Prasinasti Nanos e e e Prasinasto-peskoviti nanos 2.133e e e e Glinovito-Prasinasti Nanos [ ] Zatezanje [+] Pritisak JetGrout Sitnozrni Pesak JetGrout 2.317e e Sitnozrni Pesak Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 25 of 49

26 Dimenzionisanjed dijafragme u kriticnom preseku: Stanje σ yy napona u kriticnom preseku dijafagme MPa = 10 3 kn/m MPa = kp/cm2 - Zatezanje e+000 a 1.00 m 1.00 m b 2.50 MPa = kp/cm2 - Pritisak 2.500e+000 Proracun presecnih sila u kriticnom preseku 2.50/b=2.725/(1.0 b) 2.50*(1.0 b) = 2.725*b 5.225*b = 2.50, b= 0.48 m a= 1.00 b = 0.52 m Normalna sila: N = 0.5*2.725*10^3* *2.5*10^3*0.48 = kn/m (zatezanje) Moment savijanja: M= 0.5*2.725*10^3*0.52( /3)+0.5*2.5*10^3*0.48*( /3)= knm Proracun armature za prijem napona zatezanja po BAB u Slucaj 2: Trazi se armatura za poznate dimenzije preseka Faktorizacija Materijala Beton MB30 f B = Mpa 3.00 kn/cm 2 Celik Podaci o dimenzijam preseka Sirina preseka Visina preseka RA400/500 σ a1 = MPa kn/cm 2 b= cm d= cm Predspostavljeni centroid armature a1= 8.00 cm Podaci o opterecenju M I knm Stalno Opterecenje knm knm M II knm Pokretno Opterecenje knm 0.00 knm M III knm N kn Stalno + Pokretno Opterecenje kn kn Pritisak[+] M au knm Ukupni Momenat Mu Nu *(0.5* da1) knm Optimalne dilatacije k h k PRILOG 2 GRANICNA STANJA Mau *10^ LINK TO: NOSIVOSTI.pdf fb * b ε b Dilatacija betona 3.50% ε a Dilatacija celika 1.10% s ξ s μ 1M * MB fb(mpa) Vrednosti iz tabele za usvojene vrednosti ε b =3.5% I k= Koeficijent Armiranja Kolicina zategnute armature Ukupna visina preseka Racunska visina Zastitni sloj Centroid armature a1=a+φ Visina preseka B 1 M 1 M * a1 b* h Aa1 1 M * 100 f Amin b* h 0.2 * cm 2 Φ(precnik) 19 mm cm 2 n(broj profila) 4.31 [8 komada] 8 A stv = cm 2 h= cm a= 7.50 cm a1= 8.45 cm d= cm Minimalna kolicina Armiranja Usvojena armatura Armatura rasporedjena u jedan red Φ19 na 20 cm Potvrdjene dimenzije preseka: b/d=100/100cm Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 26 of 49

27 Proracun armature za prijem napona zatezanja po BS Standardima MATERIALS fcu 30 N/mm² s 1.05 fy 400 N/mm² c 1.50 SECTION COVERS (to main steel) h 920 mm TOP 80 mm b 1000 mm BOTTOM 80 mm SIDES 50 mm REINFORCEMENT Bar Ø No Area % Space TOP BOTTOM M:N interaction chart for 920 x 1,000 section, C30 concrete AXIAL COMPRESSION, N kn M min 0.1Acfcu MOMENT, Mxx knm LOADCASES (ULS) CASE N M xx CASE N M xx I jedan i drugi standard ukazuju da je Φ19/12.5 konforno zadovoljava prijem napona zatezanja u ktiticnom preseku. Medjutim, imajuci u vidu na nepotpun fond istraznih podataka za konkretnu mikrolokaciju, za fazu idejnog projekta se usvaja armatura Φ28/10 cm, do koje se doslo u pribliznom proracunu dijafragme, poglavlje A ovog elaborata. Kontrola prslina u betonu dijafragme Za dobijene uticaje, ne pojavljuju se naponske prsline u betonu preko 0.2mm. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 27 of 49

28 B. Nadzemni deo Konstrukcije Crpne Stanice B.1. Proracun Poprecnog Noseceg Rama Nadzemnog Dela Osnova A /40 30/40 30/40 30/ K6(QM) +K5(QM) K4 (GBC-A) K3(IMB) +K2(IM) 30/30 +K1(IM) 30/30 30/30 +QQ A MB x24.09/25(30)cm /40 30/40 30/40 30/ A Poprecni presek A2 Tipican Poprecni Presek A-A 30/50 30/50 Rigla 30/50 30/ /50 cca Poklapajuca greda monolitizirana sa dijafragmom D Stubovi 30/ /30 MB /40 MB Stubovi 30/ D 30/ MB MB / Kota postojeceg terena [max NPV] Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 28 of 49

29 Sistemske linije proracunskog modela: E B C F A D G Analiza Pojedinacnih Optercenja Stalno Opterecenje [G]: Tezina stubova AB i GF: 0.40*0.30* 2.4 = 0.29 t/m [2.9 kn/m ] Opterecenje koje predaju horizontalne rigle: 0.10 t/m [1.0 kn/m ] Ukupno stubovi AB i GF 0.39 t/m [3.9 kn/m ] Tezina rigli BC, CE, EF: 0.50*0.30*2.4 = 0.36 t/m [3.6 kn/m ] Opterecenje od ploce: 0.15*1.0*( )*0.5*2.4= 1.52 t/m [15.2 kn/m ] Opterecenje od izolacije i krovnog pokrivaca: 0.20 t/m [2.0kN/m ] Ukupno rigle BC, CE, EF 2.08 t/m [20.8kN/m ] Tezina stuba CD: 0.30*0.30*2.4 = 0.22 t/m [2.2 kn/m ] Tezina krana (tacka E): 5.0 kn Opterecenje od vetra [W]: Osnovno dejstvo vetra Usvojeno u iznosu od 1.1 kn/m 2 (prema projektnom kriterijumu, tacka 011) Frontalna strana AB: 0.8*1.1*( )*0.5= kn/m (pritisak) Zadnja strana FG: 0.4*1.1*( )*0.5= 1.86 kn/m (sisanje) Kontra strana krova EF: 0.4*1.1*( )*0.5= 1.86 kn/m (sisanje) Prednja strana krova BCE: sin α = sin(arc tang 1.5/5.65) = sin = *(1.2*0.257) 04= 0.06 kn/m (sisanje) Opterecenje od kranskog tereta u pokretu [C]: Vertikalna sila u tacki E: 20.0*1.20= Horizontalna sila u tacki E: 20.0*0.1 (Projektni kriterijumi, tacka 010 ) kn 2.00 kn Projektno Seizmicko Opterecenje (S): S= m*k s, Gde je: K s, seizmicki koeficijent, ciji je iznos procenjen na (Projektni kriterijumi, tacka 09 ) m masa konstrukcije Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 29 of 49

30 Seizmicko opterecenje stubova AB i GF: 0.39*0.043 = 0.02 t/m [0.2 kn/m ] Seizmicko Opterecenje rigli BC, CE, EF: 2.08*0.043 = 0.09 t/m [0.9 kn/m ] Seizmicko opterecenje stuba CD: 0.22*0.043 = 0.01 t/m [0.1 kn/m ] Seizmisko opterecenje od tezine krana(tacka E): 5.0* kn Faktorizacija Opterecenja i njihove kombinacije: COMB1 = 1.6 [G]+1.8 [W] (Stalno opterecenje + Vetar) COMB2 = 1.6 [G]+1.8 [C] [W] (Stalno opterecenje + Kran+Vetar) COMB3 = 1.3 [G]+1.3 [S] (Stalno opterecenje + Seizmicko Opterecenje) Proracun presecnih sila: Prorcunska sema ramovske konstrukcije COMB2 = 1.6 [G]+1.8 [C] [W] (Stalno opterecenje + Kran+Vetar) Deformaciona Linija COMB2 = 1.6 [G]+1.8 [C] [W] (Stalno opterecenje + Kran+Vetar) Pomeranja Cvorova Joint Output Case Case Type U1 U3 R2 m m Radians 1 COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 30 of 49

31 COMB2 = 1.6 [G]+1.8 [C] [W] (Stalno opterecenje + Kran+Vetar) Presecne Sile Frame Station Output Case Case Type P V2 M3 Frame Element Element Station m KN KN KN-m m COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination COMB2 Combination Konvencija Presecnih Sila Z(3) M3 Y(2) U1 M3 P i U3 k P V2 V2 X(1) Dimenzionisanje Kriticnog preseka: Za kritican presek odabran je kraj stapa 2 sa uticajima: 2 L= COMB2 P= V2= M3= Dimenzionisanje armature za prijem napona zatezanja: b/d = 30/50cm, CBR 40/50, MB 30, Zategnuto je gornje vlakno preseka. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 31 of 49

32 Faktorizacija Materijala Beton MB30 f B = Mpa 2.05 kn/cm 2 Celik Podaci o dimenzijam preseka Sirina preseka Visina preseka Predspostavljeni centroid armature RA400/500 σ a1 = MPa kn/cm 2 b= cm d= cm a1= 4.50 cm Podaci o opterecenju M I knm Stalno Opterecenje knm knm M II knm Pokretno Opterecenje knm 0.00 knm M III knm N kn Stalno + Pokretno Opterecenje kn 1.16 kn Pritisak[+] M au knm Ukupni Momenat Mu Nu *(0.5* da1) knm Optimalne dilatacije h k PRILOG 2 GRANICNA STANJA k Mau *10^ LINK TO: NOSIVOSTI.pdf f * b ε b Dilatacija betona 1.75% ε a Dilatacija celika 10.00% s ξ s μ 1M * B MB fb(mpa) Vrednosti iz tabele za usvojene vrednosti ε b =3.5% I k= Koeficijent Armiranja Kolicina zategnute armature Ukupna visina preseka Racunska visina Zastitni sloj Centroid armature a1=a+φ Visina preseka B 1 M 1 M * a1 A a1 1M f b* h * 100 b* h A 2.73 cm 2 min 0.2 * 100 Φ(precnik) 12 mm 6.46 cm 2 n(broj profila) 5.71 [6 komada] 6 A stv = 6.79 cm 2 h= cm a= 3.00 cm a1= 4.20 cm d= cm Minimalna kolicina Armiranja Usvojena armatura Armatura rasporedjena u tri reda 2x3Φ12 Potvrdjene dimenzije preseka: b/d=30/50cm Napomene: (1) Usvojena je zatezuca armatura 2 X 3Φ12, (2) Usvojena pritisnuta armatura 3Φ12, (3) Uzengije Φ10/20cm, (4) Faktorizacija presecnih sila je izvrsena u kombinaciji II opterecenja te je ona izostavljena u postupku dimenzionisanja kriticnog preseka. Proracun priblizne kolicine armature po m 3 nadzemne konstrukcije: 5Φ12: 5*0.888 kg/m = 4.44 kg/m UΦ10/20: ( )*2*0.617*5= 5.55 kg/m Ukupno armatura 9.99 kg/m za beton zapremine 0.5*0.3*1.0 = 0.15 m 3 Za 1.0m 3 betona: (1.0/0.15)*9.99*1.15 = kg/m 3 Usvojena prosecna kolicina armature za za nadzemni deo crpne stanice : 80 kg/m 3 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 32 of 49

33 V PREDMER I PROCENA KOSTANJA KONSTRUKCIJE Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 33 of 49

34 PRILOG I OSNOVNI PROJEKTNI KRITERIJUMI Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 40 of 49

35 001 Betonsko Gvozdje Opis Fabrička oznaka čelika Mehaničke karakterisitike čelika Glatka armatura, tamo gde je specificirana Č 0200 GA 220/340 Rebrasta armature od visokovrednog prirodno čvrstog čelika Fizičko Mehaničke karakteristike čeličnog materijala GA 400/500 2 σ a1 = MPa Modul elastičnosti MPa Zapreminska težina 7.8 t/m 3 Č 0551 RA 400/ Konstrukcije od betona Fizičko Mehaničke karakteristike betonske supstance, liveni beton u suvom & liveni beton za dijafraagmu Modul elastičnosti MPa & MPa Puasonov koeficijent 0.18 & 0.18 Vodopropusnost cm/s & Termički koeficijent / o C N/A Zapreminska težina 24kN/m 2 & 22kN/m 2 Faktorizacija materijala MB fb(mpa) Kvalitet Betona MB30 Beton sekundarne konstrukcije crpne stanice. Betoni kolektora i sahtova koji se liju u suvom MB50 Specijalni beton za izradu dijafragme cija se povecana cvrstoca postize dodavanjem mikrosilike. MB20 Beton za izravnanje Svojstva podvodno livenog betona Primarna konstrukcija crpne stanice I primarna konstrukcija kolektora Svojstva ocvrslog betona /1 Marka betona MB50 /2 Vodonepropusni beton, /3 Beton otporan na mrznjenje Materijali /1 Normalni Portland cement klase 50, kg/m 3 /2 Sitnozrni recni agregat ili agregat od lomljenog kamena, max krupnoce od 25 mm Vodocementi faktor w/c 0.50 Dodaci svezem betonu /1 Mikrosilika, max 30 kg/m 3 betona /2 Superplastisajzer, ekvavilentnih svojstava, za Glenium B250 SCC, dozaza: 0.5l do 1.5l na 100kg cementa Svojstva betona livenog u suvim uslovima Sekundarna konstrukcija crpnne stanice i obloga sahtova Svojstva ocvrslog betona /1 Marka betona MB30 /2 Vodonepropusni beton, tamo gde je u kontaktu sa vodom /3 Beton otporan na mrznjenje Materijali /1 Normalni Portland cement klase 35, max 400 kg/m 3 /2 Sitnozrni recni agregat ili agregat od lomljenog kamena, max krupnoce od 20 mm Vodocementi faktor w/c 0.50 Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 41 of 49

36 003 Kriterijumi za izvodjenje dijafragme za Crpnu Stanicu Dijafragma Crne Stanice je sastavni deo primarne konstrukcije crpne stanice, te prema tome ima ulogu nosivog elementa. Sa druge strane, dijafragma je i vodo zaptivni element kako jame u kojoj ce se graditi sekundarna konstrukcija Stanice, tako i zavrsene konstrukcije Crpne Stanice. U tom smislu, dijafragma ce biti izradjena od armiranog vodonepropusnog betona cije ce se livenje vrsiti po principima podvodnog betoniranja. Radi obezbedjenja stabilnosti iskopa za dijafragmu tokom njenog livenja, formirace se u prvoj instanci bentonitska suspenzija isplaka sa 4% do 6% bentonita. Uloga bentonitske isplake bice sprecavanje prodiranja podzemne vode u iskop za dijafragmu. Pored ovoga u prasinastom i sitnozrnom pesku u kome lezi dominantni iskop dijafragme, isplaka ce na zidovima iskopa formirati film koji ce sprecavati prodiranje peska u iskop. Istovremeno, isplaka ce izvrsiti impregniranje sitnozrnog peska u zoni iskopa i time onemoguciti zarusavanje jame za dijafragmu. Konsitencija svezeg betona dijafragme primerena podvodnom betoniranju ce se postici dodavanjem superplastisajzera. Projektovana cvrstoca betona dijafragme ce se obezbediti odgovarajucom mesavinom agregata, kolicinom cementa i dodavanjem mikrosilike. Po pitanju obezbedjenja kvaliteta, izvodjac radova ce izmedju ostalog vrsiti dokazivanje sledeceg: Vreme talozenja bentonitske suspenzije, koje ne sme biti krace od vremena zavrsetka livenja betona, Kontrolu debljine i dubine iskopa za dijafragmu. Kontrolu vertikalnosti iskopa za dijfaragmu. Vreme vezivanja cementa koje ne bi smelo da bude manje od 4 sata. Kontrolu cvrstoce betona tokom livenja dijafragme, kontrolu VDPa betona na uzorcima u laboratoriji. Kontrolu livenja betona na privremeno iskopanom rovu na gradilistu. 004 Kriterijumi za izvodjenje dna primarne konstrukcije cemetiranje tla putem Jet Grouting postupka Postupkom Jet Grouting ce se u konkretnom slucaju vrsiti poboljsanje kvaliteta tla u dnu CS Krnjaca II primenom cementa. Ovim postupkom se najpre vrsi erodovanje tla u sirini predvodjenoj za formiranje stubova od cementiranog tla. Dok domen erozije tla moze da dostigne poluprecnik od 2.5m, brzina ubrizgavajuceg mlaza cementne emulzije je 100 m/s. Vertikalni stubovi se izvode sa preklapanjem, tako da se na kraju u slucaju CS Krnjaca II formira monolitizovano dno primarne konstrukcije, koje treba da bude vodonepropusno, tako da u sadejstvu sa Dijafragmom cinu unutrasnji prostor CS suvim i bezbednim za izvodjenje sekundarne konstrukcije. Radi jednostavnijeg opisa metode, postupak ce se u daljem delu Kriterijuma definisati kao soilcrit konstrukcija. Debljina konstrukcije soilcrit odredice se iz uslova stabilnosti protiv isplivavanja sistema dijafragma soilcrit u uslovima kada se kompletira iskop za smestaj sekundarne konstrukcije. Za ovu fazu projekta, komponentalni stubovi konstrukcije soilcrit su predvidjeni precnika min 75 cm, dok se njihovo preklapanje ogranicava na 15% precnika odnosno na cca 10 cm. Za uspesnost poduhvata izgradnje konstrukcije soilcrit CS Krnjaca II, neophodno je obezbediti sledece: Kvalifikovanog izvodjaca radova za konstrukciju soilcrit koji je svoju kvalifikativnost potvrdio na slicnim poslovima u Srbiji, i Konsistentnu kontrolu kvaliteta jet grouting. Pod ovim drugim se posebno podrazumeva sledece: (i) visina pojedinacnog sloja u cementiranim stubovima, (ii) brzina rotacije jetgrout injektora, (iii)pritisak garniture pri busenju tla, (iv) pritisak i protok injekcione mase, (v) pritisak i protok vazduha. Pri ovome: Prema pristupacnim iskustvima, cvrstoca na pritisak uzoraka konstrukcije soilcrit ne bi smela da bude manja od 5.5 N/mm 2 [Mpa], odnosno njihova deformabilnost ne manja od N/mm 2 [Mpa]. Min 1% od povrsine soilcrit a bi trebalo da bude podvrgnuto jezgrovanju na kojima bi se izvodila ispitivanja fizicko mehanickih svojstava cemetiranog tla. Skretanje od teoretske ose stubova ne bi smelo da bude vece od 0.5% za 5% testiranih stubova. Precnik svakog 15og stuba bi trebao biti podvrgnut merenju precnika. Na bazi rezultata probne deonice, Izvodjac ce pripremiti metod ojacanja tla putem Jet Grouting. U ovoj fazi projekta, projektni kriterijumi predvidjaju da Izvodjac demonstrira probno polje za Jet Grouting na gradilistu, i na njemu dokaze performanse Jet Grouting a pre pocetka izgradnje soilcrit konstrukcije. Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 42 of 49

37 005 Kriterijumi za izvodjenje zastitne konstrukcije za kolektore u zoni stambenih objekata duz ulice Imajuci u vidu da je dovodni kolektor na dubini od oko 8.0m, da je fundiran u tlu skoro identicnih karakteristika onome na lokaciji CStanice, i da se delom proteze duz izgradjenih stambenih objekata, u idejnom projektu se predvidja zastitna konstrukcija od dijafragme debljine 50 cm po obodu rova i konstrukcija soilcrit u dnu rova. Polaganje kolektora ce se vrsiti u tako izgradjenoj zastitnoj konstrukciji. Za razlku od primarne konstrukcije CStanice, ovde ce se posebna paznja posvetiti izradi dijafragme i soilcrit a tako da ne dodje do destabilizacije tla ispod izgradjenih stambenih objekata i njihovog pucanja. Za odvodni kolektor koji je znacajno plici (max 2.0m), primenice se zastitna tehnologija od Larsen talpi i iglo filtera ili drenaznih bunara za snizavanje nivoa podzemne vode. 006 Uporedna tabela procenjenih svojstava in situ tla, tla cementiranog po postupku Jet Grouting i betona primarne konstrukcije: Fizicko mehanicka velicina In situ tlo [Vidi tabelu u prilogu A] Tlo cemetirano po postupku Jet Beton Dijafragme MB 30 Grouting [σ]cvrstoca na pritisak 0.3 MPa 3 MPa 50 MPa [Ed] Modul MPa MPa 390 Mpa*) Deformabilnosti [μ] Puasonov Koeficijent [c] Kohezija, neporemeceno stanje [f] Ugao unutrasnjeg trenja, neporemeceno stanje [g] Zapreminska tezina u prirodnom stanju [K] Koeficijent vodopropusnosti MPa 0.6 MPa 10 MPa kn/m kn/m 3 (U vodozasicenom stanju) 24.0 kn/m m/s 10 8 m/s m/s *) Sracunato po formuli: Povecana marak betona za dijafragmu se postize dodavanjem k Mikrosilie Dimenzionisanje elemenata primarne i sekundarne konstrukcije Dimenzionisanje sekundarne konstrukcije po metodi granicnih stanja nosivosti Dimenzionisanje elemenata sekundarne konstrukcije, nadzemni i podzemni deo, koja nije pod uticajem interakcije sa tlom, izvrisece se po teoriji granicnih stanja za betonske konstrukcije. Faktorizacija spoljnih opterecenja za deo konstrukcija koje nisu u sadejstvu sa tlom [Granicno stanje nosivosti i Granicno stanje upotrebljivosti] Računske vrednosti uticaja u presecima za delovanje graničnih opterećenja za nadzemni deo CStanice izražavaju se u obliku: S S S S S u ui i ug g up p k u Korelacije Jedinica: kn/m 2 = 0.01Kp/cm 2 kn/m 2 = MPa Gde su S g, S p, i S Δ statički uticaji od stalnog, povremenog i izuzetnog opterećenja, respektivno, a ug, up i u njima pripisani granicni faktori uvecanja za parcijalnih opterecenja. Vrednosti granicnih faktora variraju u zavisnosti od posmatrane kombinacije opterećenja, kako je prikazano u tabeli: Kombinacija opterećenja g ug g up g uδ Normalna opterećenja (stalno + povremeno) Normalna i izuzetna opterećenja (stalno + povremeno + izuzetno) Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 43 of 49

38 Dimenzionisanje primarne konstrukcije po metodi dozvoljenih napona Primarna konstrukcija deluje stalno u sadejstvu sa tlom cineci jedinstveni noseci sistem beton tlo. Standardi i pravila za dimenzionisanje beton tlo kompozitnih konstrukcija po metodi granicnih stanja jos uvek nisu uspostavljeni. U nedostatku toga, primarna konstrukcija ce se dimenzionisati po metodi dozvoljenih napona. Dimenzionisanje primarne i sekundarne konstrukcije po metodi granicnih stanja upotrebjivosti Kontrola graničnih stanja upotrebljivosti po prslinama Za potrebe proračuna prema graničnim stanjima prslina definiše se granična širina prslina primarne i sekundarne konstrukcije u zavisnosti od debljine zaštitnog sloja. Smatra se da je sredina malo do srednje agresivna. Granična širina prslina: Debljina zaštitnog sloja 7.0cm za dijafragmu, 3.0cm za ostale konstruktivne elemente Primarna Konstrukcija Sekundarna konstrukcija Kombinacija stalnih i dugotrajnih promenljivih dejstava 0.20mm 0.25mm Kombinacija stalnih, dugotrajnih promenljivih i kratkotrajnih promenljivih dejstava 0.25mm 0.30mm Kontrola granicnih stanja upotrebljivosti po deformacijama Granična stanja deformacija se kontrolišu za konstrukcije kod kojih to može biti merodavan uslov za dimenzionisanje. Usvaja se maksimalan dozvoljen ugib konstrukcije od 1/480 raspona. 008 Faktori opste stabilnosti primarne konstrukcije Tamo gde se stabilnost primarne konstrukcije bude racunala bez sadejstva sa okolnim tlom, primenice se sledeci koeficijenti sigurnosti: Opis opterećenja Normalna opterećenja Kritična kombinacija osnovnih opterećenja maksimalni nivoi voda, maksimalni bočni pritisak nasutog tlla, maksimalni uzgon, koja se mogu pojaviti u toku eksploatacije objekata. Izuzetna opterećenja Opterećenja koja se javljaju pri zemljotresu, horizontalne inercijalne sile, u kombinaciji sa maksimalnim nivoima voda i maksimalnim horizontalnim pritiscima tla. Stabilnost na klizanje Stabilnost na preturanje Stabilnost na isplivavanje Seizmicka mikroreonizacija i uticaji od zemljotresa Seimoloska karta (SFRJ 1967) za povratni period od 50 godina je uzeta kao osnova za procenu seizmicke mikroreonizacije podrucja Beograda. U nedostaku detaljnijih podataka o seizmicnosti i seizmotektonike sireg podrucja Balkana i njihovih uticaja na lokalne seizmicke parametre (frekvence, amplitude, ubrzanja, povratni periodi,... ) za fazu idejnog projekta je maksimalno ubrzanje povrsinskog tla u zoni CSKrnjaca II, procenjeno na a max g, u okviru zone koja je prema MCS skali usvojena kao zona 7 og stepena. Metoda seizmickog koeficijenta je usvojena za proracun inercijalnih sila od mase konstrukcije, pri cemu je vrsna vrednost koeficijenta uzeta u iznosu od k s = 10* = Projektna seizmicka sila, za betonski deo mase m tako proizilazi kao rezultat proizvoda: S = m*k s Geotechnical and Structural Design Date : August, 2010 Page: 44 of 49