Oddział w Lublinie PRZEBUDOWA I ROZBUDOWA PODPÓR WAHLIWYCH I PRZESTRZENNYCH MOSTU PRZENOŚNIKOWEGO W POLU STEFANÓW

Transkrypt

1 Rok założenia Oddział w Lublinie Lublin, ul. Diamentowa 4 Centr. (081) , tel./fax (081) lublin@elektroprojekt.pl, Umowa nr 468/IB/2015 Egz. 1/5. Nr projektu: EP9 2212/PB/2015 Tom 2 Nazwa inwestycji: PRZEBUDOWA I ROZBUDOWA PODPÓR WAHLIWYCH I PRZESTRZENNYCH MOSTU PRZENOŚNIKOWEGO W POLU STEFANÓW OBIEKT MOST PRZENOŚNIKOWY Działki nr 279/6, obr. 10 Puchaczów, ark. 2, 105/7, obr. 2 Bogdanka, ark. 1, 378/11, 447/3, 378/4, obr. 8 Nadrybie Wieś, ark. 3, 252, 357 obr. 21 Stefanów, ark. 1 PROJEKT BUDOWLANY Inwestor: Lubelski Węgiel Bogdanka S.A. Bogdanka, Puchaczów TOM 2. KONSTRUKCJE BUDOWLANE Branża: konstrukcyjna Imię nazwisko Podpis Projektant: Sprawdzający: dr inż. Wojciech Kawecki upr. Nr.330/69 inż. Jan Łaguna upr. Nr 363/58 DYREKTOR ODDZIAŁU inż. Tadeusz Kasprzak Lublin, czerwiec 2015r.

2 2 Nazwa zadania: PRZEBUDOWA I ROZBUDOWA PODPÓR WAHLIWYCH I PRZESTRZENNYCH MOSTU PRZENOŚNIKOWEGO. W POLU STEFANÓW EP9-2212/PB/2015 Obiekt Most przenośnikowy PROJEKT BUDOWLANY Tom 1. Tom 2. Tom 3. Projekt zagospodarowania terenu z informacją BiOZ Technologia i organizacja robót

3 3 Zawartość Uprawnienia i oświadczenia projektantów Opinia techniczna Opis techniczny Obliczenia statyczne Rysunki Spis rysunków Lp. Tytuł rysunku Nr archiw. Uwagi 1. Widok konstrukcji stalowej estakady Szczegóły montażowe osprzętu do podnoszenia podpór wahliwych i elementy dystansowe 3. Schemat i szczegóły montażowe osprzętu do podnoszenia podpór P13 i P14 i elementy dystansowe

4 4 Uprawnienia i oświadczenia projektantów:

5 5

6 6

7 7

8 8 OŚWIADCZENIE PROJEKTANTÓW I SPRAWDZAJĄCYCH Zgodnie z art. 20 ust. 4 Ustawy z dnia 7 lipca 1994r; Prawo Budowlane (jednolity tekst: Dz. U. z 2010 r. Nr 243, poz. 1623) Oświadczam, że projekt budowlany Tom 2 p.t. Przebudowa i rozbudowa podpór wahliwych i przestrzennych mostu przenośnikowego w Polu Stefanów ( Działki nr 279/6, obr. 10 Puchaczów, ark. 2, 105/7, obr. 2 Bogdanka, ark. 1, 378/11, 447/3, 378/4, obr. 8 Nadrybie Wieś, ark. 3, 252, 357 obr. 21 Stefanów, ark. 1) został sporządzony zgodnie z obowiązującymi przepisami i zasadami wiedzy technicznej. Branża: Imię nazwisko, specjalność, nr upr. Data Podpis Konstrukcja Projektant: dr inż. Wojciech Kawecki upr. specjalność konstrukcyjnoinżynierska Czerwiec Nr.330/ r MAZ/BO/3068/01 Sprawdzający: inż. Jan Łaguna upr. Nr 383/58 MAZ/BO/3067/01 Czerwiec 2015r

9 9 1. OPINIA TECHNICZNA 1.1 Podstawa opracowania Umowa Nr EP9-2212/PPP-1/2015 zawarta pomiędzy:elektroprojektem SA Oddział w Lublinie, ul. Diamentowa 4, Lublin, a Biurem Inżynierskim Mostostal Sp. j. Wojciech Kawecki, Paweł Kawecki, ul. Piękna 28/34 lok. 13, Warszawa Prognoza osiadań gruntu - zał. do pisma Lubelski Węgiel Bogdanka S.A. IIR/GK/GK/2140/11/1/2015/908 z dn Drugi skrócony raport wyników pomiarów monitoringowych przemieszczeń podpór estakady (12, 15, 18, 21, 27, 33, 39) Stefanów- Bogdanka w technologii GPS opracowany przez dr inż. Edwarda Stewarskiego r Sprawozdanie techniczne z prac geodezyjnych obejmujących pomiar sytuacyjno-wysokościowy linii obserwacyjnej Estakada sporządzony przez Dział Mierniczy PMM r Projekt wykonawczy konstrukcji stalowej obiektu 207 Nr.EP9-2084/6/2009tom Projekt wykonawczy konstrukcji żelbetowych i fundamentów obiektu 207 Nr. EP9-2084/6/2009 tom Pomiary szczelin dylatacyjnych między przęsłami konstrukcji mostów estakady wykonane w dn r przez autorów projektu. 1.2 Cel przedmiot i zakres opracowania Celem pracy jest dostosowanie konstrukcji estakady transportowej (obiekt 207) wybudowanej w ramach zadania Dostawa urobku z szybu 2.1 w Polu Stefanów do ZPMW w Polu Bogdanka do warunków występujących w okresie eksploatacji pól wydobywczych od r. Przedmiotem pracy jest dokumentacja projektowa przebudowy i rozbudowy podpór wahliwych i przestrzennych mostów przenośnikowych. Niniejszy projekt budowlany zawiera analizę statyczną skutków prognozowanych odkształceń podłoża gruntowego, ocenę ich wpływu na bezpieczeństwo konstrukcji i kompensacji rurociągu c.o. oraz dokumentację niezbędną do regulacji pochyleń mostów w sytuacjach wyjątkowych, z zaleceniami technicznymi i realizacyjnymi. W tym zakresie niniejsza dokumentacja zastępuje wymagania dotyczące regulacji wysokości podpór estakady podane w p Projektu wykonawczego [1.1.5]. Przyjęto numerację podpór stosowaną obecnie podczas eksploatacji estakady w kierunku od stacji do stacji (podpory nr zamiast nr.81-1 jak w projektach [1.1.5] i [1.1.6] ). 1.3 Prognozowane wartości odkształceń podłoża gruntowego wg [1.1.2] Usytuowanie względem estakady i kolejność eksploatacji poszczególnych ścian okazano na rys. 1. Prognoza deformacji terenu pokazana na rys.2 i 3 oraz profil deformacji trasy estakady na rys. 4 wykonane zostały przy założeniu do obliczeń parametrów a=0,8 i tgβ=1,9.

10 10 Końcowe odkształcenia spowodowane eksploatacją pola V w pokładzie 391 nie przekroczą granic II kategorii terenu górniczego. Największe przyrosty odkształceń wystąpią w okresie od kwietnia do sierpnia 2015r Największe odkształcenia kierunkowe wzdłuż estakady wyniosą: Rozciągające do ok 2,0mm/m Ściskające do ok -2,4mm/m Obniżenia wyniosą maksymalnie do ok. 2,2m Nachylenia maksymalne wyniosą do ok. 3,2mm/m Przemieszczenia poziome do ok. 0,9m Rys. 1 Lokalizacja pokładu V/391 względem estakady wg [1.1.2].

11 11 Rys. 2 Prognoza deformacji ciągłych terenu w 2015r wg [1.1.2].

12 12 Rys. 3 Prognoza kategorii terenu górniczego z uwagi na deformacje ciągłe powierzchni do 2021r wg [1.1.2].

13 13 Największa różnica nachyleń mostów między podporami 1,3 na dolnym brzegu niecki i 1,8 na górnym. Rys. 4 Prognoza całkowitych osiadań gruntu wzdłuż osi estakady 207 wg.[1.1.2]

14 14 Największa różnica nachyleń mostów między podporami /300=0,25mm/m Rys.5 Osiadania podpór estakady pomierzone r wg [1.1.4]

15 15 Największa różnica nachyleń mostów wg pomiarów r [1.1.3] 15/94=0,16mm/m 1.4 Warunki posadowienia i oddziaływania podłoża gruntowego przyjęte w Projekcie wykonawczym estakady [1.1.5] Warunki gruntowe Na odcinku trasy między otworami nr (przekrój I) dla obiektów zlokalizowanych w rejonie Bogdanki rozpoznanie podłoża wykonano do głębokości 6.0-7,8 m. Podłoże obiektów od powierzchni stanowią nasypy niebudowlane o miąższości od 0.6 m do 1.3 m. Poniżej stwierdzono piaski pylaste o miąższości m i grunty pylasto - gliniaste w sianie twardoplastycznym. Jedynie w rejonie otworu nr 56 występuje warstwa glin w stanie plastycznym o miąższości około 2.0 m. Głębiej występują średnio zagęszczone piaski średnie i gliny w stanie twardoplastycznym. Ustabilizowane zwierciadło wody podziemnej położone jest na głębokości ponad 3.0 m p.p.t. tj. na rzędnej około 168 m n.p.m. Grunty serii. Vb, a zwłaszcza Va występujące w podłożu projektowanych obiektów mają małą wytrzymałość i dużą ściśliwość oraz są wrażliwe na oddziaływania dynamiczne. Podłoże fundamentowe charakteryzuje moduł pierwotnego odkształcenia E o 80MPa (patrz tabl.2) przy wysokim poziomie wody gruntowej co pozwala zakładać ciągłą deformację powierzchni terenu. Tablica 2. Dopuszczalne nośności gruntów dla wydzielonych warstw' geotechnicznych Warstwa geologiczno -inżynierska IV Va Vb VI Litologia P π, Pd. Ps Π.Π P, G. Gπ. Π.Π P, G. Gπ P π, Pd. Ps Gp 0.40 szg 0,45 pl 0.20 tpl 0.60 szg Stan gruntu I D /I L [-] Moduł pierwotnego odkształcenia MPa Nośność obliczeniowa kpa Charakterystyka oddziaływań eksploatacji górniczej Dla projektowanej inwestycji Okręgowy Urząd Górniczy w Lublinie pismem L.dz LBU- 5141/35/36/08/MS z dn. 9 czerwca 2008 r. określił warunki geologiczno-górnicze. W piśmie tym przedstawiono wielkość dotychczasowych i prognozowanych parametrów deformacji terenu. Do 2015 r. w przedmiotowym rejonie, prowadzona była jeszcze jedna ściana eksploatacyjna w pkł. 385/2 w rejonie filara ochronnego dla szybów w Bogdance.

16 16 Eksploatacja ta nie wpłynęła w istotny sposób na przedmiotowy rejon. Rozpoczęła się również eksploatacja kolejnego pokładu 389 na zewnątrz filara ochronnego dla szybów w Stefanowie. Eksploatacja odbywa się systemem ścianowym na zawał stropu. Wystąpią osiadania do ok. 0,9 m oraz odkształcenia II kat. Docelowo przewiduje się jeszcze wyeksploatowanie, poza filarami ochronnymi, pkł. 391 systemem na zawał stropu. Wystąpią od tej eksploatacji osiadania do 1,6 m oraz odkształcenia nie przekraczające II kat. Wpływów. W rozpatrywanym obszarze wystąpią zatem odkształcenia I i II kat w zależności od odległości obiektu od krawędzi filara ochronnego, do odległości ok. 250 m od krawędzi filara w stronę szybów wystąpi II kat odkształceń, natomiast od 250 m do szybów I kat. Z uwagi na fakt, że dotychczas wszystkie obiekty w rejonie filara ochronnego zabezpieczone zostały na wpływy II kat. dla projektowanych obiektów należy przyjąć II kat wpływów. Ze względu na położenie projektowanych obiektów na zewnątrz i wewnątrz filarów ochronnych wystąpią różnice w osiadaniach. Ponieważ realizacja inwestycji nastąpiła po 2008 r. dotychczasowej eksploatacji nie należy praktycznie brać pod uwagę. Opracowana mapa do celów projektowych uwzględnia osiadania spowodowane dotychczasową eksploatacją. Sumowanie osiadań i nachyleń dla realizowanej inwestycji nastąpi więc od projektowanej eksploatacji w pokładach 389 i 391. W rejonie filara ochronnego dla szybów w Bogdance eksploatowany jest tylko pokład 391, natomiast w rejonie filara ochronnego dla szybów w Stefanowie eksploatowane są pokłady 389 i 391. W tym rejonie osiadania i nachylenia dla tych pokładów będą się sumować. Maksymalne nachylenia w rejonie filara ochronnego dla szybów w Bogdance wyniosą 3.2mm/m, w rejonie filara ochronnego dla szybów w Stefanowie 4.2 mm/m. Podane warunki zostały uściślone na naradzie w dn w KWK Bogdanka. Ustalono, że deformacje terenu na trasie estakady transportowej będą wywoływane głównie eksploatacją pokładu 391. Szerokość stref brzegowych niecki osiadań w obrębie filarów pokazanych na rys.1 wynosić będzie m. W projekcie estakady należy przyjąć parametry II kategorii deformacji terenu. Przy tym założeniu można uważać, że eksploatacja pokładu 389 nie będzie miała istotnego dodatkowego znaczenia. W obrębie niecki trzeba uwzględnić wpływ rozpełzania i spełzania terenu, a na filarach tylko rozpełzania. Wartości różnic osiadania sąsiednich podpór można wyznaczać na podstawie krzywizny, a wartości przemieszczeń poprzecznych do osi trasy na podstawie nachylenia odkształcanego terenu. Nie rozpatrywano warunków wodnych i poziomu wody gruntowej po osiadaniu. Wstrząsów wynikających z eksploatacji górniczej nie przewiduje się. Przewiduje się, że stacja znajdzie się docelowo na połowie brzegu niecki (osiadanie ok. -0,80m), a stacja i ponad 90% estakady na dnie niecki.(osiadanie -1,60m). Przewidywane docelowe odkształcenie terenu przebiegać będzie równolegle do kierunku trasy Kategoria oddziaływań górniczych i charakterystyka obiektów Oddziaływania eksploatacji górniczej na powierzchnię terenu zostały określone dla II kategorii terenu górniczego, wg klasyfikacji podanej w [9]. Kategoria II - nachylenie-t k =5mm/m; promień- R k =12km; pełzanie- ε k =3mm/m Współczynniki częściowe przyjęto γ ft =1,2; γ fr =1,7; γ fε =1,1;

17 17 Przemieszczenia na dylatacjach obliczono wstanie granicznym użytkowalności. W obiektach 206, 207 i położonych na brzegach i dnie niecki (patrz rys. 2) uwzględniono oddziaływania pełne od rozpełzania i spełzania terenu. W obiektach 201, 202, 203, 204, 205, 208.3, 46 i 100 zlokalizowanych na filarach i górnym brzegu niecki uwzględniono przemieszczenia poziome tylko od rozpełzania terenu. Projektowany obiekt ma charakter liniowy, ale zawiera szereg podpór stałych (obiektów o szkieletach przestrzennych), zapewniających stateczność, o konstrukcji niespełniającej kryteriów sztywności określonych w [9]. Obiekty te łącznie ze swoimi fundamentami są zaprojektowane odpowiednio do przemieszczeń i obrotów, wymuszonych przez przewidywane odkształcenia podłoża gruntowego, bez uwzględnienia i potrzeby regulacji. Pominięto wpływ przemieszczeń pionowych podpór obiektów o konstrukcji szkieletowej posadowionych na gruncie, gdy ich długość nie przekracza wartości 18,0 m, podanej w tabl.5 [9]. Przyjęto, że przemieszczenia i obroty fundamentów podpór zaprojektowanych, jako wahliwe w kierunku trasy, nie będą miały wpływu na siły wewnętrzne w konstrukcji Oddziaływania podłoża na fundamenty W projekcie przyjęto najniekorzystniejsze wartości charakterystyczne oddziaływań podane w [9] dla docelowego stanu odkształcenia i ukształtowania terenu. Fundamenty powinny zabezpieczać w sposób pełny konstrukcję stalową poszczególnych obiektów przed zmianą geometrii w płaszczyźnie jej podpór Oddziaływania podłoża na konstrukcję a) Oddziaływania równoległe do kierunku trasy - Przemieszczenie pionowe i obrót na podporze mostu wynikające z różnicy osiadania terenu między sąsiednimi podporami. Zapewniono swobodę obrotu na łożyskach mostów oraz w dylatacjach obudowy dachu i ścian. Na podporach przegubowych mostów zastosowano połączenia śrubowe podatne, umożliwiające przemieszczenia pionowe na łożyskach. - Przemieszczenia i siły poziome na łożyskach mostu, wynikające z przesunięcia i obrotu fundamentu podpory w płaszczyźnie trasy. Założono, że różnica przemieszczeń między podporami stałymi nie przekroczy wartości obliczonej na podstawie krzywizny terenu. Zapewniono przejęcie sił tarcia na podporach stałych oraz swobodę przesuwu na łożyskach przesuwnych: x =[ε k +1000H/R k ] L Gdzie L- odległość między podporami stałymi [m] H- wysokość od spodu fundamentu do łożyska podpory [m]

18 18 Mosty na podporach przesuwnych będą miały zapas długości odpowiedni do wielkości i kierunku przemieszczeń obliczonych dla prognozowanego wydłużenia. Na podporach przesuwnych odpowiednio wycięto stropy podpór przestrzennych i budynków. Współczynnik tarcia na łożyskach PTFE do określenia sił poziomych przyjęto µ= 0,1 Zdolność do pochylania się podpór wahliwych przy zakrzywieniu i pełzaniu podłoża gruntowego zapewniono stosując łożyska przegubowo nieprzesuwne mostów oraz podatne połączenia śrubowe na podstawach słupów. Wartość charakterystyczna różnicy całkowitego osiadania między dwoma podporami w odległości 30m wynikająca z krzywizny terenu II kategorii wynosi 38mm, co będzie powodowało pochylenia mostu o 1,2. Przewidywane pochylenie terenu na brzegach niecki wynosi 5. Założono, że lokalne różnice osiadań w sytuacjach przejściowych nie przekroczą 50% osiadania całkowitego. Wartość ta odpowiada również docelowej różnicy osiadań estakady w rejonie stacji W celu usuwania skutków osiadań w sytuacjach przejściowych lub docelowo (odpowiednio do potrzeb technologicznych), przewidziano w projekcie [1.1.5] możliwość regulacji podpór estakady w zakresie od 300mm do 900mm. b) Oddziaływania prostopadłe do kierunku trasy Wpływ zróżnicowania przemieszczeń pomiędzy podporami mostów określono jako wpływ pochylenia terenu pomiędzy sąsiednimi podporami na poziomie łożysk. Wymaga to zapewnienia zdolności do obrotu mostu w płaszczyźnie poziomej, a więc zdolności do przemieszczeń łożysk stałych na ogranicznikach: x =T k H B m /L m Gdzie B m, L m szerokość i rozpiętość konstrukcji mostu W tym zakresie łożyska mostów na podporach przegubowych stałych będą umożliwiały swobodę obrotu w płaszczyźnie poziomej. Po odkształceniu obciążenie poziome równoległe do trasy będzie przekazywane tylko przez jedno łożysko na podporze. Swobody obrotu na podporach, w płaszczyźnie prostopadłej do osi mostów nie przewiduje się. Aby ramki podporowe mostów były zdolne do odkształceń plastycznych ich połączenia zaprojektowano jako podatne. Podpory ramowe mostów są traktowane jako podpory przesuwne pod przegubami połączonych mostów w kierunku trasy i podpory stałe prostopadłe do kierunku trasy. 1.5 Schematy statyczne i rozwiązania konstrukcyjne Schematy i rozwiązania konstrukcyjne estakady Schematem statycznym estakady w płaszczyźnie trasy są 82 przęsła mostów ze spadkiem ca 2 oparte swobodnie pośrednio na 52 podporach wahliwych i skrajnie na konstrukcji stacji (łożysko przesuwne), 27 podporach przestrzennych (łożyska przesuwne i stałe) i 2 ramowych (łożyska przesuwne), oraz na stacji 206.1(łożysko przesuwne). Podpory przestrzenne zaprojektowano jako czterosłupowe symetryczne do osi mostów o rozstawie słupów 5,10x4,00m. Wyjątkami są podpory Nr. 24, 27 i 30 o rozstawie słupów zwężonym

19 19 jednostronnie o 650mm (4,45x4,00m) i podpora Nr.15 o rozstawie słupów zwężonym jednostronnie o 750mm (4,35v4,00m). W kierunku prostopadłym do trasy przęsła mostów są jednoprzęsłowymi belkami podpartymi na końcach przegubowo. Podpory wahliwe i ramowe są w tym kierunku podporami stałymi i przenoszą obciążenia poziome na fundamenty. Potrzebne zdolności do przemieszczeń na łożyskach podpór zestawiono w tabl.3 Tablica 3 Potrzebna zdolność do przemieszczeń łożysk podporowych Podpora 3) Odległość Wysokość Przemieszczenie Typ Przemieszczenie L (m) H (m) ± x (mm) 1) łożyska ± x (mm) 2) , /250 5 PR , /250 6 PR , /250 6 PP , /400 6 PP , /400 6 PP , /400 6 PP , /400 6 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , /400 7 PP /400 7 PP , /400 6 PP , /400 7 PP , /400 6 PP , /400 7 PP , /400 6 PP , /400 7 PP , /400 6 PP , /400 6 PP , /400 6

20 20 PP , /400 6 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , /400 7 PP , / , / ) przemieszczenie wzdłuż mostu na łożysku przesuwnym 2) przesuw poziomy (zdolność do obrotu) w łożyskach stałych wynikający z przemieszczenia bocznego podpory wahliwej: 3) numeracja podpór pośrednich od stacji do dostosowana do numeracji w monitoringu. Konstrukcja mostu składa się z dwóch pionowych kratownic o wysokości ca.3,15m, spawanych z kształtowników HEA, połączonych ze sobą belkami dachowymi i stropowymi z IPE o rozpiętości 4,10m ze skratowaniem krzyżowym z prętów okrągłych. Belki stropowe zaprojektowano jako zespolone z płytą żelbetową podłogi o grubości 120mm. Obciążenia poziome mostów przekazują się na kratownicę dachową oraz kratownicę i tarczę stropową. Reakcje poziome kratownicy dachowej przenoszą się na łożyska mostów poprzez ramy podporowe. Połączenia montażowe pasów kratownic śrubowe doczołowe sprężane, a krzyżulców śrubowe zakładkowe. Połączenia rozciągane obliczone na nośność przekroju. Połączenia belkowania poprzecznego zaprojektowano jako śrubowe doczołowe podatne. Węzły ram podporowych doczołowe śrubowe podatne ze zdolnością do obrotu przy oddziaływaniach gruntu. Konstrukcje podpór przestrzennych są szkieletami przenoszącymi oddziaływania mostów równoległe i prostopadłe do kierunku trasy na fundamenty. Składają się z 4 słupów HEA opartych przegubowo na fundamentach, stężonych po obwodzie i poziomo stropem żelbetowym na poziomie podłogi mostów i stężeniem połaciowym dachu. Obudowa dachu i ścian na wysokości mostów z płyt warstwowych. Wyposażenie w drabinę i balustrady. Na podporach przestrzennych z jednej strony znajdują się łożyska przesuwne mostów, a z drugiej łożyska przegubowe nieprzesuwne. Wyjątkiem jest podpora PP12 z łożyskami nieprzesuwnymi. Przesuw i obrót konstrukcji mostów na łożyskach nie jest ograniczony przez konstrukcję podpór przestrzennych. Podpory wahliwe składają się z dwóch słupów HEA ze skratowaniem w płaszczyźnie prostopadłej do trasy. Łożyska przegubowe mostów ułożone na górnym ryglu skrzynkowym tych podpór zaprojektowano nieprzesuwne w płaszczyźnie pionowej trasy z możliwością

21 21 ograniczonego unoszenia i obrotu poziomego. Połączenie słupów podpory z zakotwioną w fundamencie stalową podstawą zaprojektowano na śruby jako podatne ze zdolnością do obrotu w płaszczyźnie trasy. Podpory ramowe nad drogą zaprojektowano jako pół ramy o rozpiętości 24,0m z ryglem o przekroju skrzynkowym wysuniętym wspornikowo poza rozkraczone na boki słupy. Słup utwierdzony jest czterogałęziowy i połączony skratowaniem. Po drugiej stronie drogi zaprojektowano dwie pary słupów wahliwych w płaszczyźnie ramy. Zdolność do obrotu konstrukcji mostów na podporach wahliwych nie jest ograniczona tylko przy wypukłym kształcie deformacji gruntu (na górnym brzegu niecki). Przy wklęsłym kształcie deformacji zdolność do obrotu mostów na podporach ogranicza wartość prześwitu między górnymi ryglami ram podporowych mostów. Sytuacja taka może występować jako przejściowa również na mostach usytuowanych nie tylko na dolnym brzegu niecki. Wyniki pomiarów w dn r [1.1.7] podane w tabl. 4 wskazują, że zaprojektowana wartość tego prześwitu 30mm, na 15tu podporach pośrednich (P11, PR14, P16, P17, P22, P25, P44, P49, P50, P58, P62, P64, P67, P68, P70, P80) zmierzona na poziomie dolnych półek górnych rygli ram podporowych mostów, jest mniejsza niż 5mm, na skutek odchyłek wykonawczych. Tablica 4 Wyniki pomiarów prześwitu dylatacji mostów na podporach pośrednich [1.1.7] Nr. Podpory Wynik obserwacji Wynik pomiaru Nr. Podpory Wynik obserwacji Wynik pomiaru Węzeł lewy (mm) ½ rygla (mm) Węzeł prawy (mm) Węzeł lewy (mm) ½ rygla (mm) Węzeł prawy (mm) P91 17 PP51 PP90 P50 ~0 6 0 P89 ~10 12 P49 ~0 ~10 25 P88 ~10 28 PP48 PP87 P47 ~25 14 P86 ~20 29 P46 ~20 10 P85 26 PP45 PP84 P44 ~10 ~0 19 P83 10 P43 ~15 23 P82 ~15 20 PP42 PP81 P41 ~20 27 P80 ~0 ~0 34 P40 ~20 17 P79 ~10 10 PP39 PP78 P38 10 P77 ~15 28 P37 17 P76 25 PP36 PP75 P35 ~20 16 P74 21 P34 ~15 21 P73 22 PP33 PP72 P32 ~15 25 P71 28 P31 ~10 34 P70 ~5 2 PP30 PP69 P29 ~10 15 P68 0 P28 ~10 17 P67 ~3 ~5 22 PP27 PP66 P26 ~10 29

22 22 P65 26 P25 ~0 24 P64 ~0 21 PP24 PP63 P23 ~5 23 P62 3 P22 ~0 15 P61 20 PP21 PP60 P20 ~10 28 P59 ~25 24 P19 9 P58 ~3 6 PP18 PP57 P17 ~0 19 P56 ~15 36 P16 ~3 25 P55 13 PP15 PP54 PR14 ~0 24 P53 35 PR13 30 P52 ~10 21 PP12 P11 ~5 3 Miejsca prześwitów mniejszych niż 5mm oznaczono czcionką pogrubioną Łożyska mostów W projekcie przewidziano dwa rodzaje łożysk mostów - przegubowe nieprzesuwne w płaszczyźnie pionowej trasy z możliwością ograniczonego obrotu poziomego oraz łożyska przesuwne umożliwiające przemieszczenia i obrót w płaszczyźnie pionowej trasy oraz ograniczony obrót poziomy. - Łożyska przegubowe nieprzesuwne zaprojektowano jako oparcie na kostce centrującej z ograniczeniem przesunięcia poziomego w dwóch kierunkach i z możliwością obrotu poziomego w ograniczonym zakresie. Siły poziome w łożysku przekazują się przez kostkę centrującą i jej ograniczniki. Nośność spoin pachwinowych łączących kostkę z mostem N Rd =2x0,6x25x31,5x 0,7=661kN Nośność spoin czołowych łączących ogranicznik z podporą N Rd =0,6x25x31,5(0,6+0,7)=614kN Zabezpieczenie przed uniesieniem podczas montażu i eksploatacji stanowią połączenia śrubowe podatne, umożliwiające obrót i uniesienie na podporze w niezbędnym zakresie. - Łożyska przesuwne zastosowano tylko na wybranych podporach prostopadłych do osi mostów. Dolna nieruchoma część łożyska zawiera gniazdo ograniczające i jest przykręcona 4 śrubami do konstrukcji. Część pośrednia (luźna) zawiera wyprofilowaną stalową kostkę obrotową o powierzchniach ślizgowych bocznych z okładziną ze stali nierdzewnej oraz górnej z PTFE. Tor ślizgowy łożyska utworzono przez obramowanie blachy podporowej pod pasem dolnym mostu i przykręcenie do niej okładziny z blachy nierdzewnej. Zastosowano 2 typy łożysk dolnych różniących się zdolnością do przesuwu (+ x/- x): ŁP 250/250; ŁP400/400 i jeden typ łożysk górnych dla podpór ramowych ŁG250/250.

23 Analiza wpływu prognozowanych odkształceń podłoża gruntowego na wartości sił w prętach konstrukcji mostów Założenia obliczeniowe Przyjęto, że największa lokalna różnica nachyleń mostów nie przekroczy półtorakrotnej wartości prognozowanej w [1.1.2] (patrz rys. 4) =1,3x1,5=2mm/m. Oszacowanie to można uważać za ostrożne ponieważ stanowi ono 63% największych prognozowanych w [1.1.2] nachyleń terenu. Jako kryterium graniczne przy deformacji wklęsłej mostu dwuprzęsłowego przyjęto wartość bezwzględną różnicy między pochyleniem w wyniku osiadania między pierwszą a drugą oraz między drugą a trzecią podporą równą 2mm/m (w przypadku mostów trójprzęsłowych również różnicę pochylenia między drugą a trzecią podporą oraz trzecią a czwartą). In 1-2 n 2-3 I 2 mm/m oraz In 2-3 n 3-4 I 2mm/m W celu zapewnienia swobody obrotu mostów wynikającej różnicy pochyleń, potrzebna wartość prześwitu dylatacji na między górnymi ryglami ram podporowych mostów powinna być nie mniejsza niż min = 3,80x2=7,6mm Największe prognozowane wg [1.1.2] przemieszczenie poziome na łożysku przesuwnym mostu o rozpiętości 30m na wysokości 11,5m wyniesie x =30x2,4+11,5x3,2=112mm. Nie przekracza ono wartości przesuwu przewidzianych na łożyskach wg tabl.3. Największe przemieszczenie poziome w styku mostów wynikające z deformacji terenu prostopadłych do osi estakady przyjęto jak pełzanie wzdłuż osi wg [1.1.2] x = 2,4x4,3=± 10mm. Dodatkowe siły w prętach spowodowane nierównomiernym obrotami mostów na podporach pośrednich w opisanym wyżej stanie deformacji wklęsłej podłoża określono przy założeniu braku dylatacji mostów na poziomie górnych rygli podporowych w miejscach, w których podczas pomiarów [1.1.7] stwierdzono zbyt mały prześwit, patrz szczeliny mniejsze niż 5mm w tabl. 4. W mostach trójprzęsłowych uwzględniono 3 sytuacje projektowe - obrót na drugiej podporze, obrót na drugiej i trzeciej podporze oraz obrót na trzeciej podporze. Obliczenia wykonano programem ABC 6.13 Rama 3D, Prosoft Gliwice wykorzystując modele przestrzenne mostów z Projektu wykonawczego Most (34+29m) podpora PP12-stacja obrót na podporze P11- kolizja pasów górnych kratownic prawych.

24 24

25 Most na podporach PP12-PP15 ( m) - kolizja górnych pasów z lewej

26 26

27 Most powtarzalny PP15-PP18, PP21-PP24, PP24-PP27, PP42-PP45, PP57-PP60, PP63-PP66, ( m) kolizje na osi płatwi

28 Most powtarzalny PP60-PP63 ( m) kolizja prawego pasa

29 Most powtarzalny PP67-PP70 ( m) kolizja obu pasów

30 30

31 31 Most powtarzalny PP48-PP51 ( m) - kolizja płatwi i obu pasów górnych 1.6.7

32 32

33 33 Most powtarzalny PP78-PP81 ( m) - kolizja lewego pasa górnego i płatwi 1.6.8

34 Sprawdzenie bezpieczeństwa prętów konstrukcji mostów z uwzględnieniem przyrostów sił Nośność obliczeniowa wybranych prętów mostów estakady Pasy górne i dolne L=300cm HEB 220 A=91,0cm 2 i y =5,59cm λ=300/(71x5,59)=0,76 φ=0,706 -N Rd =-91,0x30,5x0,706= -1960kN +N Rd =+91,0x30,5= +2775kN HEB 200 A=78,1cm 2 i y =5,07cm λ=300/(71x5,07)=0,83 φ=0,662 -N Rd =-78,1x30,5x0,662= -1577kN +N Rd =+78,1x30,5= +2382kN HEA 220 A=64,3cm 2 i y =5,51cm λ=300/(71x5,51)=0,77 φ=0,700 -N Rd =-64,3x30,5x0,700= -1372kN +N Rd =+64,3x30,5= +1961kN HEA 200 A=53,8cm 2 i y =4,98cm λ=300/(71x4,98)=0,85 φ=0,650 -N Rd =-53,8x30,5x0,650= -1066kN +N Rd =+53,8x30,5= +1641kN HEA 180 A=45,3cm 2 i y =4,52cm λ=300/(71x4,52)=0,93 φ=0,602 -N Rd =-45,3x30,5x0,602= -832kN +N Rd =+45,3x30,5= +1382kN Krzyżulce L=435cm HEA 160 A=38,8cm 2 i y =3,98cm λ=435/(71x3,98)=1,48 φ=0,347 -N Rd =-38,8x30,5x0,347= -410kN +N Rd =+38,8x30,5= +1183kN HEA140 A=31,4cm 2 i y =3,52cm λ=435/(71x3,52)=1,74 φ=0,272

35 35 -N Rd =-31,4x30,5x0,272= -260kN +N Rd =+31,4x30,5= +958kN HEA120 A=25,3cm 2 i y =3,02cm λ=435/(71x3,02)=2,03 φ=0,211 -N Rd =-25,3x30,5x0,211= -163kN +N Rd =+25,3x30,5= +772kN HEA100 A=21,2cm 2 i y =2,51cm λ=435/(71x2,51)=2,44 φ=0,153 -N Rd =-21,2x30,5x0,153= -99,0kN +N Rd =+21,2x30,5= +647kN Słupki L=315cm HEA140 A=31,4cm 2 i y =3,52cm λ=315/(71x3,52)=1,26 φ=0,432 -N Rd =-31,4x30,5x0,432= -414kN +N Rd =+31,4x30,5= +958kN HEA120 A=25,3cm 2 i y =3,02cm λ=315/(71x3,02)=1,47 φ=0,350 -N Rd =-25,3x30,5x0,350= -270kN +N Rd =+25,3x30,5= +772kN Górny rygiel ramy podporowej HEB220 A=91,0cm 2 i y =5,59cm λ=210/(71x5,59)=0,53 φ=0,854 -N Rd =-91,0x30,5x0,854= -2370kN +N Rd =+91,0x30,5= +2775kN W x =736cm 3 W y =258cm 3 M xrd =736x0,305=224kNm M yrd =258x0,305=78,7kNm Płatew IPE 140 A=16,4cm 2 i y =1,65cm λ=150/(71x1,65)=1,28 φ=0,483 -N Rd =-16,4x30,5x0,483= -242kN W x =77,3cm 3 M xrd =77,3x0,305=23,6kNm Most PP12 (29+34m) - kolizja pasa górnego z prawej sprawdzenie nośności prętów. Pas górny prawy HEB 220 N Ed = =-1261kN N Ed /N Rd =1261/1960=0,64 < 1 HEA200 N Ed = =-939kN N Ed /N Rd =939/1066=0,88 < 1 Pas dolny prawy HEB200 N Ed = =1281kN N Ed /N Rd =1281/2382=0,54 < 1 HEA180 N Ed =860+86=946kN N Ed /N Rd =946/1382=0,68 < 1 Krzyżulce prawe HEA140 N Ed =505+25=530kN N Ed /N Rd =530/958=0,55 < 1 HEA120 N Ed =406+25=431kN N Ed /N Rd =431/772=0,56 < 1 HEA100 N Ed =272+28=300kN N Ed /N Rd =300/647=0,46 < 1 Siły dodatkowe w kratownicy lewej są znacznie mniejsze Most PP12-PP15 ( m) - kolizja pasa górnego z lewej sprawdzenie nośności prętów. Pas górny lewy HEB 220 N Ed = =-1735kN N Ed /N Rd =1735/1960=0,88 < 1 Pas dolny lewy HEB200 N Ed = =1583kN N Ed /N Rd =1583/2382=0,66 < 1 Krzyżulce lewe HEA140 N Ed = =764kN N Ed /N Rd =764/958=0,80 < 1 HEA120 N Ed = =622kN N Ed /N Rd =622/772=0,81 < 1

36 36 HEA100 N Ed = =390kN N Ed /N Rd =390/647=0,60 < 1 Siły dodatkowe w kratownicy prawej są znacznie mniejsze Mosty PP15-PP18, PP21-PP24, PP24-PP27, PP42-PP45, PP57-PP60, PP63- PP66 kolizja płatwi sprawdzenie nośności prętów. Płatew IPE140 N Ed =-46,0-14,6=-60,6kN M zed =6,8kNm 60,6/ ,8/23,6 =0,54 < 1 Górny rygiel ramy podporowej HEB220 N Ed =-0,5-4,0=-4,5kN w l/2 - M zed =6,2kNm M yed =20,2kNm, na podporze M zed =43,2kNm M yed =9,5kNm 4,5/ ,2/ ,2/78,7=0,28 < 1 4,5/ ,2/224 +9,5/78,7=0,31 < 1 Przyrosty sił w prętach kratownic pionowych nie mają istotnego znaczenia Most PP60-PP63 - kolizja pasa górnego z prawej sprawdzenie nośności prętów. Pas górny prawy HEA 200 N Ed = =-991kN N Ed /N Rd =991/1066=0,93 < 1 Pas dolny prawy HEA180 N Ed =886+74=960kN N Ed /N Rd =960/1382=0,70 < 1 Krzyżulce prawe HEA140 N Ed =533+12=545kN N Ed /N Rd =545/958=0,57 < 1 HEA120 N Ed =502+12=622kN N Ed /N Rd =514/772=0,67 < 1 HEA100 N Ed =290+12=390kN N Ed /N Rd =302/647=0,47 < 1 Siły dodatkowe w kratownicy lewej są znacznie mniejsze Most PP67-PP70 - kolizja pasa górnego z lewej i prawej sprawdzenie nośności prętów. Pas górny lewy HEA 220 N Ed = =-1165kN N Ed /N Rd =1165/1372=0,77 < 1 Pas dolny lewy HEA180 N Ed =980+98=1068kN N Ed /N Rd =1068/1382=0,77 < 1 Krzyżulce lewe HEA140 N Ed =624+19=643kN N Ed /N Rd =643/958=0,67 < 1 HEA120 N Ed =502+19=521kN N Ed /N Rd =521/772=0,67 < 1 HEA100 N Ed =290+19=309kN N Ed /N Rd =309/647=0,48 < 1 Siły dodatkowe w kratownicy prawej są znacznie mniejsze Most PP48-PP51- kolizja pasa górnego z lewej i prawej oraz płatwi sprawdzenie nośności prętów. Pas górny lewy- HEA 220 N Ed = =-1155kN N Ed /N Rd =1155/1372=0,84 < 1 prawy -HEA 200 N Ed = =-993kN N Ed /N Rd =993/1066=0,93 < 1 Pas dolny lewy HEA180 N Ed = =1081kN N Ed /N Rd =1081/1382=0,78 < 1

37 37 Krzyżulce lewe HEA140 N Ed =624+14=628kN N Ed /N Rd =628/958=0,66 < 1 HEA120 N Ed =502+14=516kN N Ed /N Rd =516/772=0,67 < 1 HEA100 N Ed =290+14=304kN N Ed /N Rd =304/647=0,47 < Most PP78-PP81- kolizja pasa górnego z lewej i płatwi sprawdzenie nośności prętów. Pas górny lewy HEA 220 N Ed = =-1146kN N Ed /N Rd =1146/1372=0,84 < 1 Pas dolny lewy HEA180 N Ed =980+79=1059kN N Ed /N Rd =1059/1382=0,77 < 1 Krzyżulce lewe HEA140 N Ed =624+9=764kN N Ed /N Rd =633/958=0,66 < 1 HEA120 N Ed =502+9=622kN N Ed /N Rd =511/772=0,66 < 1 HEA100 N Ed =290+9=390kN N Ed /N Rd =299/647=0,46 < 1 Siły dodatkowe w kratownicy prawej są znacznie mniejsze 1.8 Ocena stanu bezpieczeństwa konstrukcji estakady i rurociągu c.o. podczas prognozowanej deformacji terenu. Konstrukcja estakady i rurociąg c.o. zostały zaprojektowane tak, aby mogły być bezpiecznie eksploatowane w warunkach posadowienia na terenie II kategorii górniczej. Wyniki obliczeń w wskazują, że konstrukcja stalowa estakady w sytuacji braku prześwitów w dylatacjach mostów na podporach (P11, PR14, P16, P17, P22, P25, P44, P49, P50, P58, P62, P64, P67, P68, P70, P80, patrz tabl. 4) spełnia wymagania bezpieczeństwa w zakresie prognozowanej różnicy pochyleń mostów nie przekraczającej 2mm/m. Wartość ta pomierzona od chwili zaistnienia braku prześwitu w dylatacji między górnymi ryglami podporowymi mostów stanowi kryterium oceny stanu bezpieczeństwa konstrukcji. Oceniono że wartości i rozkład osiadań wg [1.1.4] nie miały wpływu na zróżnicowanie pochyleń mostów. Bezpieczeństwo funkcjonowania rurociągu c.o. polega przede wszystkim na zapewnieniu szczelności jego kompensatorów i trwałości zamocowań na punktach stałych. Przyjęta w projekcie jako krytyczna wartość różnicy pochyleń mostów 2 znajduje się po stronie bardzo bezpiecznej w stosunku do gwarantowanych parametrów szczelności zastosowanych kompensatorów teleskopowych. Nie zwalnia to jednak użytkownika od obowiązku kontroli i bieżącej konserwacji rurociągu w celu zapobiegania skutkom ewentualnych wad materiałowych i wykonawczych oraz zapewnienia bezpieczeństwa eksploatacji. 1.9 Monitorowanie zróżnicowania pochyleń i kontrola szczelin dylatacyjnych mostów. Wymagania dotyczące sposobu eksploatacji oraz kontroli stanu technicznego estakady zostały określone w p Projektu wykonawczego [1.1.5]. Niniejsze wymagania są ich uzupełnieniem.

38 Różnice pochylenia mostów na podporach (P11, PR14, P16, P17, P22, P25, P44, P49, P50, P58, P62, P64, P67, P68, P70, P80, patrz tabl. 4) powinny być monitorowane. Pomiary z rejestracją wyników mogą być wykonywane na powierzchni podłogi mostów. W sytuacji stwierdzenia, że wartość różnicy pochylania mostów na podporze osiągnęła 2, należy ją wyregulować podnosząc podpory w sposób opisany w Wielkości szczelin dylatacyjnych między górnymi ryglami ram podporowych mostów na podporach pośrednich nie objętych monitoringiem powinny być przedmiotem okresowych kontroli. W sytuacji stwierdzenia zaniku tej szczeliny należy pomierzyć i zarejestrować nachylenia mostów opartych na danej podporze, a podporę objąć stałym monitoringiem Częstość pomiarów różnic nachylenia mostów na podporach objętych monitoringiem wg oraz częstość kontroli wielkości szczelin dylatacyjnych wg powinna być dostosowana do aktualnej szybkości deformacji terenu, ale nie mniejsza niż 3 miesiące Okresową kontrolę stanu technicznego estakady należy prowadzić według zaleceń podanych w Projekcie wykonawczym [1.1.5]. Szczególną uwagę należy zwracać na prostoliniowość elementów konstrukcji, stan połączeń i stan łożysk mostów na podporach monitorowanych i sąsiednich.

39 39 2. OPIS TECHNICZNY (dotyczący regulacji pochylenia mostów w sytuacjach wyjątkowych) 2.1 Określenie parametrów regulacji pochylenia mostów Wartość minimalna prześwitu dylatacji niezbędna do zapewnienia swobody obrotu wynikającego z prognozowanej różnicy pochyleń mostów wynosi wg 6.1 min = 3,80x2=7,6mm. Jako sytuacje wyjątkowe uzasadniające lokalną regulację pochylenia mostów poprzez podniesienie podpór pośrednich przyjęto:. a. wystąpienie różnicy pochyleń mostów równej 2mm/m na podporach, na których stwierdzono brak prześwitu między górnymi ryglami ram podporowych wg tabl. 4 (podpory P11, PR14, P16, P17, P22, P25, P44, P49, P50, P58, P62, P64, P67, P68, P70, P80) b. wystąpienie różnicy pochyleń mostów równej 2mm/m na podporze licząc od zarejestrowania braku prześwitu między górnymi ryglami ram na pozostałych podporach pośrednich. Podstawową wysokość podnoszenia podpory określono przy założeniu odwrócenia różnicy pochyleń mostów o 5mm/m (uzyskanie prześwitu dylatacji na górnych ryglach ram podporowych ok. 20mm) - dla mostów trójprzęsłowych h =30x5=150mm - dla mostów dwuprzęsłowych h =30x5x0,5=75mm W przypadkach wystąpienia znacznych lokalnych deformacji terenu konieczna jest odpowiednia korekta podanych wysokości. 2.2 Metoda podnoszenia podpór pośrednich Podnoszenie pośrednich podpór wahliwych projektuje się w celu zwiększenia prześwitu dylatacji i umożliwienia swobodnego obrotu konstrukcji w przypadku zróżnicowania nachyleń mostów. Przewiduje się jednoczesne podnoszenie obu podpór pośrednich w mostach trójprzęsłowych lub jednej podpory pośredniej w mostach dwuprzęsłowych. Do wykonywania tych operacji potrzebne są odpowiednio dwa lub jeden zestaw osprzętu. Podnoszenie podpór ramowych wobec dobrej rozwartości dylatacji na podporze PR13 przewiduje się dwuetapowo najpierw podpory PR14ab, a następnie PR13ab. Do tego potrzebne są dwa zestawy osprzętu. Przenośny osprzęt do podnoszenia jednej podpory wahliwej składa się z następujących elementów i części, patrz rys : a. 2 prowadnice pionowe z C300 z gniazdami do siłowników b. 2 górne gniazda siłowników c. 2 jarzma do słupów z C300 d. 2 cylindry hydrauliczne HLN15010 BVA z nakrętką zabezpieczającą stan podniesienia (nośność 1470kN), (wyposażenie złączki, przewody, manometry, pompy ręczne lub elektryczne). e. Przewiązki i podkładki z blach oraz śruby i kotwy wklejane do betonu. Operację podnoszenia (także odkręcenie śrub na dolnych łożyskach słupów) można wykonywać tylko przy bezwietrznej pogodzie (prędkość wiatru max 10 m/s) oraz przy braku obciążenia śniegiem i uderzeń ciśnienia na punkt stały rurociągu c.o.

40 40 Na montaż osprzętu i podnoszenie podpory wahliwej składają się następujące czynności: a. Usunięcie ziemi i oczyszczenie powierzchni na szczytach fundamentu b. Próbne dopasowanie prowadnic pionowych, wywiercenie otworów, i zmontowanie prowadnic na kotwy wklejane HASM24x290/HVUM24x210 z podbiciem blachami do powierzchni fundamentu. c. Ustawienie siłowników i wyprowadzenie przewodów d. Osadzenie górnych gniazd na siłownikach e. Zmontowanie jarzm na słupach z połączeniem wzajemnym przewiązkami i śrubami do górnych gniazd f. Wywiercenie otworów w półkach słupów i połączenie śrubami jarzm ze słupami. g. Sprawdzenie i odbiór zmontowanej konstrukcji, w tym ustawienia siłowników, szczelin dla prowadnic i dokręcenia śrub oraz podłączenie i regulacja zasilania siłowników, a także oznaczenie projektowanej wysokości podnoszenia na prowadnicach. h. Przed operacją podnoszenia trzeba odłączyć przewód uziemienia. Podczas podnoszenia należy monitorować rozwieranie się szczelin dylatacyjnych konstrukcji między górnymi ryglami na obu podporach pośrednich, stan oparcia mostów na łożyskach i stan połączeń. Należy również kontrolować geodezyjnie odchylenia od pionu słupów i poprzeczny przechył mostów. Powinno być xy H/150 - gdzie H wysokość podpory od poziomu fundamentu. W przypadku zaobserwowania istotnych nierównomierności, podnoszenie należy przerwać, ustalić przyczynę i ją usunąć. i. Wysokość wstępnego podniesienia powinna być większa o max 50mm od wysokości projektowanej, aby umożliwić zmontowanie stałych elementów dystansowych słupów, Po osadzeniu tych elementów należy opuścić konstrukcję i wykonać stałe połączenia śrubowe oraz podłączyć przewód uziemienia. j. Osprzęt można zdemontować dopiero po odbiorze prac obejmującym sprawdzenie osadzenia i połączeń elementów dystansowych, stanu rozwarcia szczelin dylatacyjnych między ramami podporowymi mostów oraz kontrolę wizualną stanu konstrukcji połączeń i łożysk na odcinku regulowanym. k. Po zdemontowaniu osprzętu należy naprawić uszkodzenia powłok malarskich i zasypać doły po prowadnicach. W przypadku podpór ramowych osprzęt do podnoszenia siłownikami będzie montowany tylko na parach słupów wewnętrznych (od strony mostów), a przy parach słupów zewnętrznych tylko jarzma i prowadnice, patrz rys Po sprawdzeniu i odbiorze osprzętu zmontowanego na podporach PR14 śruby łączące słupy zewnętrzne podpór PR14 i PR13 z podstawami zostaną kolejno wymienione na dłuższe, najpierw na podporze PR13, a następnie na PR14. Śruby te będą odpowiednio odkręcane w miarę podnoszenia podpór. Prace powinny być prowadzone według Planu bezpieczeństwa i ochrony zdrowia Podczas prowadzenia robót należy przestrzegać przepisów bezpieczeństwa i higieny pracy określonych w Rozporządzeniu Ministra Pracy i Spraw Socjalnych z dn r. Operacje podnoszenia muszą być prowadzone pod ciągłym nadzorem osób uprawnionych zgodnie z wymaganiami PN-B-06200:2002. Po zakończeniu montażu konstrukcji należy wykonać powykonawczy operat geodezyjny zawierający usytuowanie podpór i rzędne wysokościowe wierzchu fundamentów i belek stropowych mostów na podporach. 2.3 Elementy dystansowe do podpór Elementy dystansowe słupów podpór wahliwych projektuje się przy wysokości podnoszenia 150mm jako spawane o przekroju dwuteowym z półkami o szerokości takiej jak elementy

41 41 podstawy. Przy wysokości podnoszenia 75mm w złączach przegubowo podatnych będą wstawiane odpowiednie przekładki z poziomych blach, a śruby wymienione na dłuższe. Elementy dystansowe słupów podpór ramowych stałych projektuje się jako spawane dwuteowe ze sztywnymi połączeniami śrubowymi ze słupem i podstawą. 2.4 Wymagania jakości Klasa konstrukcji 2 wg PN-B-06200:2002. Wykonanie i montaż według PN-B-06200:2002 Połączenia śrubowe stałe sprężane 0,5 M o Poziom jakości połączeń spawanych wg PN-EN 5817: - C wymagania średnie - wszystkie pozostałe spoiny czołowe i pachwinowe Poziom jakości spawalnictwa wykonawcy: pełny wg PN EN ISO Zakres badań UT lub MT połączeń spawanych warsztatowych wg PN-B-06200/tabl. 19 Odchyłki wykonania i montażu według PN-B-06200:2002. Zabezpieczenie antykorozyjne elementów konstrukcji wbudowywanych - wg PN-EN ISO Przygotowanie powierzchni P2 - wg PN-EN ISO System powłok epoksydowych - Teknos o grubości 200µm ( Teknoplast Primer 7-160µm, Teknodur 50-40µm) lub system Epinox o grubości 220µm (Epinox 87-2x 90µm, Epinox 54-40µm) nakładane w wytwórni. Reperacje uszkodzeń transportowych i montażowych według instrukcji dostawcy powłok. Wymagany okres trwałości powłok 3 lata. 2.5 Zalecenia realizacyjne Przyjęta w krytyczna wartość różnicy pochyleń mostów oraz zalecenia dotyczące monitoringu i kontroli podane w 1.9 powinny być przeanalizowane przez specjalistów nadzoru górniczego w celu ich weryfikacji Od decyzji Klienta ze względu na jego specjalistyczną wiedzę o rodzaju i szybkości deformacji terenu uzależniony jest wybór odpowiedniej częstości kontroli w poszczególnych okresach eksploatacji, a także wybór najbardziej odpowiedniego wariantu realizacji projektu regulacji. Wariant I regulacja pochyleń mostów z podporami monitorowanymi wg w strefie ocenionej jako zagrożona, po stwierdzeniu krytycznej różnicy pochyleń mostów na jednej z podpór. Wariant II regulacja pochyleń wszystkich mostów z podporami monitorowanymi wg w strefie ocenionej jako zagrożona, bez oczekiwania na wystąpienie wartości krytycznej różnicy pochyleń mostów Pierwszy pomiar różnic pochyleń mostów na podporach monitorowanych wg powinien być wykonany i zarejestrowany w możliwie najkrótszym terminie Wyniki wszystkich kontroli, dokonywane naprawy oraz podniesienia podpór powinny być rejestrowane w Książce obiektu budowlanego.

42 Normy i przepisy związane [1] PN-82/B Obciążenia budowli Zasady ustalania wartości [2] PN-82/B Obciążenia budowli - Obciążenia stałe [3] PN-82/B Obciążenia budowli Obciążenia zmienne technologiczne [4] PN-80/B Az1 Obciążenia w obliczeniach statycznych. Obciążenie śniegiem [5] PN-77/B Az1 Obciążenia w obliczeniach statycznych. Obciążenie wiatrem [6] PN-90/B Konstrukcje stalowe. Obliczenia statyczne i projektowanie [7] PN-B-03215:1998 Konstrukcje stalowe. Połączenia z fundamentami. Projektowanie i wykonanie [8] PN-B-06200:2002. Konstrukcje stalowe budowlane Warunki wykonania i odbioru [9] Wymagania techniczne dla obiektów budowlanych wznoszonych na terenach górniczych, Instrukcja ITB Nr 364/ OBLICZENIA STATYCZNE

43 Założenia obliczeniowe Oddziaływania podpór wahliwych w sytuacji regulacji pochyleń mostów przyjęto na podstawie wyników obliczeń modeli konstrukcji w Projekcie wykonawczym [1.1.5]. Sytuację projektową przed podnoszeniem podpór ramowych rozpatrzono uwzględniając zmianę schematu statycznego. Ze względu na zalecone wykonywanie prac przy braku obciążenia śniegiem, uderzeń ciśnienia c. o. i ograniczonej prędkości wiatru, a także wobec braku obciążenia użytkowego poza obciążeniem od przenośnika, zastosowano następujące współczynniki redukcyjne zależnie od rodzaju obciążenia obliczeniowego Obciążenie stałe wartość max 1,0; wartość min 0,60. Obciążenie użytkowe max 0,60; wartość min 0,30. Obciążenie wiatrem max 0,50; wartość min 0,50. Obciążenie śniegiem max 0; wartość min 0. Obciążenie od instalacji c.o. max 0; wartość min Reakcje podpór wahliwych przed podnoszeniem P11 V max = x0,6+411x0,5=915kN H y =206x0,5=103kN V min =93+370x0,6+298x0,3-453x0,5=177kN Podpory wahliwe powtarzalne V max = x0,6+641x0,5=997kN H y =200x0,5=100kN V min =85+356x0,6+269x0,3-719x0,5=19kN P91 V max = x0,6+450x0,5=781kN H y =156x0,5=78kN V min =76+298x0,6+215x0,3-488x0,5=76kN

44 Przemieszczenia i reakcje podpór ramowych przed podnoszeniem

45 45

46 46

47 47

48 Wymiarowanie elementów osprzętu do podnoszenia podpór wahliwych Jarzma do słupów z 2C300 S355 W x =535cm 3 W y =67,8cm 3, dla 2C300 a=300 W y =1510cm 3 V max =997kN H y =103kN e=0,30m L=360cm i x ==11,7cm λ=360/(71x11,7)=0,43 φ=0,902 - N Rd =-2x55,8x30,5x0,902= -3070kN M x =997x0,30=299kNm 299/535x2x0, /3070=0,95 < 1 Połączenie ze słupem na 8M F v = = 1002kN < 8x169=1352kN Prowadnica z C300+10x290mm W y =283cm 3 M y =103x1,00=103kNm 103/283x2x0,305=0,60 < 1 Zakotwienie w betonie H=103/0,45x2=145kN Przyjęto 3 HVU M24x210 N Rd =3x75,5x0,8=181kN > 145kN 3.3 Wymiarowanie elementów osprzętu do podnoszenia podpór ramowych Podpora wahliwa PR14b słup zewnętrzny V max =0kN H x =0kN H y =0kN Słup wewnętrzny V max =313kN H x =113kN H y =2kN Jarzma do słupów z 2C300 S355 N Rd =-2x55,8x30,5= -3403kN M x =313x0,40=125kNm 125/535x2x0, /3403=0,42 < 1 Połączenie ze słupem na 8M F v = = 333kN < 8x169=1352kN Prowadnica z C220 M y =2x1,00=2kNm Zakotwienie w betonie H=2/0,35=5,7kN przyjęto konstrukcyjnie 3 HVU M24x210 Podpora stała PR14a Słup wewnętrzny V max =699kN H x =253kN H y =61kN Jarzma do słupów z 2C300 S355 N Rd =-2x55,8x30,5= -3403kN M x =699x0,40=279kNm 279/535x2x0, /3403=0,93 < 1 Połączenie ze słupem na 8M F v = = 743kN < 8x169=1352kN Prowadnica z C220 M y =61x0,80=48,8kNm 48,8/245x0,305=0,65 < 1 Zakotwienie w betonie H=48,8/0,35=139kN Przyjęto 3 HVU M24x210 N Rd =3x75,5x0,8=181kN > 139kN

49 49 Słup zewnętrzny V max =0kN H x =-6kN H y =110kN Prowadnica z C220 wzmocniona nakładkami 16x60mm W x =(2690+2x1,6x6,0x11,8 2 ):12,6=425cm 3 M y =110x0,80=88kNm 88/425x0,305=0,68 < 1 Zakotwienie w betonie H=88/0,50=176kN Przyjęto 3 HVU M24x210 N Rd =3x75,5x0,8=181kN > 176kN Sprawdził Wykonał

50 P90 P87 P84 Obiekt P91 P90 P89 MOST 3 P88 MOST 1 P87 MOST 2 P86 MOST 3 P85 MOST 1 P84 MOST 2 P83 MOST 3 P82 MOST 1 MOST 2 Poziom 9880 mm m.n.p.m. Poziom m.n.p.m. P81 P82 P78 P81 P80 MOST 3 P79 MOST 1 P75 P78 MOST 2 P77 MOST 3 P76 MOST 1 P72 P75 MOST 2 P74 MOST 3 MOST 1 P73 P72 MOST 2 MOST 3 Poziom m.n.p.m. P72 P69 P72 P71 P70 MOST 1 P66 P69 MOST 2 P68 MOST 3 P67 MOST 1 P63 P66 MOST 2 P65 MOST 3 MOST 1 P64 MOST 2 P63 P62 MOST 3 MOST 1 Poziom m.n.p.m. P60 P62 P61 P57 P60 P59 P58 MOST 1 P54 P57 MOST 2 P56 MOST 3 P55 MOST 1 P54 MOST 2 P53 MOST 3 P52 MOST 1 MOST 2 Poziom m.n.p.m. P51 P52 P48 P51 P50 MOST 3 P49 MOST 1 P45 P48 MOST 2 P47 MOST 3 P46 MOST 1 P42 P45 MOST 2 P44 MOST 3 P43 MOST 1 P42 MOST 2 MOST 3 Poziom m.n.p.m. P42 P39 P42 P41 P40 MOST 1 P36 P39 P38 P37 MOST 2 P33 P36 MOST 2 P35 MOST 3 P34 MOST 1 P33 MOST 2 P32 MOST 3 MOST 1 Poziom m.n.p.m. P30 P32 P31 P27 P30 MOST 2 P29 MOST 3 P28 MOST 1 P24 P27 MOST 2 P26 MOST 3 P25 MOST 1 P24 MOST 2 P23 MOST 3 P22 MOST 1 MOST 2 Poziom m.n.p.m. "a" P21 P22 P18 P21 P20 P19 P15 P18 P17 P16 P15 P14 P14 P13 P13 P12 P12 R Lublin, ul. Diamentowa 4 tel ; fax lublin@elektroprojekt.pl MOST 3 MOST 1 MOST 2 MOST 3 MOST 1 Poziom m.n.p.m. UWAGI: P12 P12. Obiekt P11 Poziom 5930 mm m.n.p.m. Poziom 0 WIDOK KONSTRUKCJI STALOWEJ ESTAKADY m.n.p.m

51 SZCZEGÓŁ PODSTAWY SŁUPA PRZED PODNIESIENIEM a-a SZCZEGÓŁ OPARCIA SŁUPA PO PODNIESIENIU a W1 W1 W2 W2 a W2 W1 ELEMENTY DYSTANSOWE R Lublin, ul. Diamentowa 4 tel ; fax lublin@elektroprojekt.pl UWAGI: 1. Rysunek rozpatrywać łącznie z rys. nr Stal S Wykonanie wg opisu technicznego OBIEKT MOST PRZENOŚNIKOWY 378/11, 447/3, 378/4, obr. 8 Nadrybie Wieś, ark.3 252, 357 obr. 21 Stefanów, ark. 1 SZCZEGÓŁY MONTAŻOWE OSPRZĘTU DO PODNOSZENIA PODPÓR WAHLIWYCH I ELEMENTY DYSTANSOWE :15 1:

52 Poziom 0 mm m.n.p.m. Poziom 0 mm m.n.p.m. A-A SZCZEGÓŁ PODSTAWY SŁUPA PRZED PODNIESIENIEM W1 W2 dla B-B, C-C, F-F, G-G a W2 W1 Oś 2 Oś 1 J-J I-I Oś 2 Oś 1 B-B C-C D-D E-E F-F G-G H-H a-a SZCZEGÓŁ OPARCIA SŁUPA PO PODNIESIENIU dla A-A, B-B, G-G, H-H W3 SZCZEGÓŁ PODSTAWY SŁUPA PRZED PODNIESIENIEM b W3 dla A-A, D-D, E-E, H-H b-b Poziom 0 mm m.n.p.m. Poziom 0 mm m.n.p.m. SZCZEGÓŁ OPARCIA SŁUPA PO PODNIESIENIU dla C-C, D-D, E-E, F-F D C B A P14 P14 D C B A I I H G F E P13 P13 H G F E J J M_1 M_2 W1 a W2 W3 b dla C-C, D-D, E-E, F-F ELEMENTY DYSTANSOWE dla A-A, B-B, G-G, H-H R Lublin, ul. Diamentowa 4 tel ; fax lublin@elektroprojekt.pl OBIEKT MOST PRZENOŚNIKOWY UWAGI: 1. Stal S Wykonanie wg opisu technicznego. 3. Nie domierzać wymiarów na rys. 378/11, 447/3, 378/4, obr. 8 Nadrybie Wieś, ark.3 252, 357 obr. 21 Stefanów, ark. 1 SCHEMAT I SZCZEGÓŁY MONTAŻOWE OSPRZĘTU DO PODNOSZENIA PODPÓR P13 i P :100 1: