download

TRƯỜNG ĐẠI HỌC XÂY DỰNG ĐỒ ÁN CẢNG BIỂN BỘ MÔN CẢNG – ĐƯỜNG THỦY

CHƯƠNG 1: SỐ LIỆU ĐẦU VÀO

I. Số liệu tính toán.

1. Kết cấu công trình bến : Cầu tàu cừ sau

2. Phương pháp tính kết cấu :

3. Số liệu về địa chất công trình:chiều dày và chỉ tiêu cơ lý các lớp đất theo bảng sau:

Lớp Mô tả lớp đất h

(m)

Độ sệt

B

(T/m3)

(Độ)

C

(T/m2)

1 Cát pha hạt mịn lẫn bùn sét 3,0 0,77 1,70 12,0 1,80

2 Sét pha màu nâu hồng dẻo mềm 4,0 0,55 1,78 16,0 3,25

3 Sét pha dẻo cứng đến nửa cứng - 0,23 1,85 18,0 3,85

Bảng 1: Chiều dày và chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất.4. Số liệu về khí tượng, thủy văn :

5.Số liệu về tàu thiết kế :

- Trọng tải tàu : 6,000 DWT;- Chiều dài tàu : Lt = 119 (m);- Chiều rộng tàu : Bt = 16,1 (m);- Lượng dãn nước : 8,000 (Tấn);- Mớn nước đầy tải : 7,3 (m);- Mớn nước không tải : 2,9 (m);

6. Tải trọng hàng hóa, thiết bị : - Cấp tải trọng : Cấp 2, q =3,0 (T/m2).

7. Thiết bị trên bến : - Cần trục bánh lốp, sức nâng 30 Tấn, áp lực chân lớn nhất P = 25 Tấn ; Ôtô H30

SVTH: TRỊNH THẾ TÔN_MSSV : 889354_LỚP 54CB1 Page 1

Số liệu mực nước Số liệu về gió (m/s) Số liệu về dòng chảy (m/s)

MNCTK MNTTK MNTB Vgdt Vgnt Vdcdt Vdcnt

+4,5 +0,7 +2,6 13,0 15,0 2,2 0,5

Bảng 2 : Số liệu về khí tượng, thủy văn.


CHƯƠNG 2:

TÍNH TOÁN CÁC KÍCH THƯỚC CƠ BẢN VÀ ĐỀ XUẤT GIẢI PHÁP KẾT CẤU BẾN

2.1 Xác định các kích thước cơ bản của bến

2.1.1 Các cao trình bến

a. Cao trình mặt bến (CTMB)

Cao trình mặt bến lấy theo 2 tiêu chuẩn sau :

Tiêu chuẩn thiết kế chính.

+). ÑCTMB = ÑMNTB + a

a – Độ cao dự trữ do bảo quản hàng hóa và quá trình bốc dỡ theo tiêu chuẩn thiết kế. Ta lấy a = 2,0 (m).

ÑCTMB = 2,6 + 2= 4,6 (m).

Tiêu chuẩn kiểm tra. +). ÑCTMB = ÑMNCTK + a a – Độ cao dự trữ do bảo quản hàng hóa và quá trình bốc dỡ theo tiêu chuẩn kiểm tra. Ta lấy a = 1.0(m)

ÑCTMB = 4,5 + 1= 5,5 (m).

Vậy ta chọn cao trình mặt bến bằng: ÑCTMB = 5,5 (m)

b. Chiều sâu trước bến.

Chiều sâu trước bến là độ sâu nước tối thiểu sao cho tàu cập bến không bị vướng mắc.Trong đó có kể đến mớn nước của tàu khi chứa đầy hàng theo quy định và các độ sau dự phòng khác.

Ta có công thức xác định độ sâu trước bến như sau:

H0 = Hct + Z4 (m).

Trong đó :

Hct - Là chiều sâu chạy tàu , Hct = T + Z0+ Z1+ Z2+ Z3

T = 7,3 (m). - Mớn nước khi tàu chở đầy hàng.

Z0 – Mức dự phòng cho sự nghiêng lệch tàu do xếp hàng hóa lên tàu không đều và do hàng hóa bị xê dịch.

Z1 - Độ dự phòng tối thiểu tính với an toàn lái tàu.

Z2 –Độ dự phòng do sóng, theo bài ra trước bến không có sóng.

Z3 - Độ dự phòng về tốc độ tính tới sự thay đổi mớn nước của tàu khi chạy so với mớn nước của tàu khi neo đậu nước tĩnh.

Z4 – Độ dự phòng do sa bồi.



Xác định các độ dự phòng Z 0, Z1, Z2, Z3, Z4.

(Được lấy trong tiêu chuẩn 22-TCN-207-92 )

Z0 = 0.026 x Bt = 0,026 x 16,1 = 0,4186 (m).

Z1 = 0.06 x T = 0,03 x 7,3 = 0,438 (m).

Z2 = 0 (m).

Z3 = 0,15 (m).

Z4 = 0,5 (m).

Ta có chiều sâu chạy tàu là:

Hct = 7,3 + 0,4186 + 0,438 + 0,09 + 0,15 = 8,4 (m).

Vậy ta có độ sâu trước bến là :

H0 = Hct + Z4 = 8,4 + 0,5 = 8,9 (m).

c. Cao trình đáy bến (CTĐB).

Cao trình đáy bến được xác định như sau:

ÑCTĐB = ÑMNTTK - H0

ÑCTĐB = 0,7 - 8,9 = -8,2 (m).

- Chiều cao trước bến :

H = 5,5 - (- 8,2) = 13,7 (m).

2.1.2 Chiều dài bến:

Chiều dài tuyến bến được xác định phụ thuộc vào chiều dài tàu Lt và khoảng cách dự phòng d, theo công thức sau:

Lb = Lt + d

Trong đó d được lấy theo bảng 1-3 / trang 18/ CTBC , lấy d = 15 (m).

Suy ra : Lb = 119 + 15 = 134 (m).

Chọn chiều dài bến Lb = 134 (m).

Ta chia bến thành 3 phân đoạn, hai phân đoạn dài 46 (m).một phân đoạn dài 42 (m)

2.1.3 Chiều rộng bến

Chiều rộng bến cầu tàu được xác định theo :

Công nghệ bốc xếp trên bến. Dựa vào độ dốc ổn định mái dốc và chiều cao trước bến.

Với : B = m.H

Trong đó:

H - chiều cao trước bến. H = 13,7 (m).

m - Độ dốc ổn định của mái đất dưới gầm cầu tàu m = cotg ;



chọn m= 2.

=> B = m x H = 3,0 x 13,7 = 27,4 (m) .

Nhưng do công nghệ thiết bị bốc xếp trên bến là Cần trục bánh lốp không cần chiều rộng bến quá lớn nên chọn :

Chiều rộng bến B = 20 (m).

2.2 Giải pháp kết cấu bến2.2.1 Hệ kết cấu bến

Công trình bến cầu tàu nói chung so với các loại bến mái nghiêng khác như : Trọng lực, tường cừ, thì bến cầu tầu nổi bật với đặc điểm sau :Kết cấu nhẹ, ít tốn vật liệu,có nhiều cấu kiện được đúc sẵn cho nên thi công nhanh và khá dễ dàng. Ngoài ra bến cầu tầu cừ sau là giải pháp cho các kết cấu trên nền đất yếu,ổn định mái dốc kém và thiết kế bến cho tàu có tải trọng lớn. Chính vì thế với số liệu thiết kế cho ban đầu thì em chọn giải pháp bến cầu tầu cừ sau, kết cấu bệ là bản có dầm.

2.2.2 Phân đoạn bến- Với chiều dài bến là : Lb = 134 (m).- Vậy ta chia bến thành 3 phân đoạn ,hai phân đoạn bên ngoài dài 46 (m), một phân đoạn bên trong dài 42 (m). - Chọn 6 bích neo chạy suốt chiều dài bến - Các khe lún có bề rộng 3 cm.

2.2.3 Giả định kích thước cọc, bản, dầm , cừ.a. Dầm

Chọn hệ dầm ngang ,dọc đan nhau.với kích thước như sau :

- Kích thước dầm dọc : bxh = 70x100 (cm)- Kích thước dầm ngang : bxh = 70x100 (cm)b. Bản - Chọn chiều dày bản bê tông hb = 30 (cm)c. Cọc - Chọn cọc BTCT tiết diện 40x40 (cm).- Cọc đóng sâu vào lớp đất thứ 3,bước cọc theo chiều ngang bến là 3,5 m, theo

chiều dọc bến là 4,0 m- Đóng cọc sâu xuống lớp đất thứ 3.d. Cừ : Chọn cừ Larssen IV.- Chiều sâu chôn cừ chọn sơ bộ : Chôn cừ xuống hết lớp đất thứ 2, tức là tại cao

trình (-15,2 m).

CHƯƠNG 3



TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG TÁC ĐỘNG LÊN CẦU TÀU

3.1 Giới thiệu khái quát về tải trọng tác động lên công trình bếnCó rất nhiều tải trọng tác động lên công trình bến và chúng được quy về các dạng sau: TT thường xuyên,TT tạm thời,TT đặc biệt.

3.2 Tải trọng bản thânKết cấu bên trên của cầu tàu bao gồm bản , dầm dọc, dầm ngang và vòi voi được đổ liền khối với nhau. Tải trọng bản thân của kết cấu bến bao gồm tải trọng bản thân của bản, hệ dầm dọc, dầm ngang và vòi voi.3.2.1 Tải trọng bản thân bản.

Tải trọng bản thân của bản là tải trọng phân bố được xác định :

qban = γbt .b.hTrong đó: b : Bề rộng dải bản tính toán.(b= 3,5 m) hb : Chiều dày giả định của bản (hb = 30cm). qban = 2,5.0,3.3,5 = 2,625 (T/m.)3.2.2 Tải trọng bản thân dầm ngang.Trọng lượng bản thân dầm ngang có dạng phân bố đều trên chiều dài, có giá trị trên một mét dài (trừ đi phần dầm nằm liền khối trong bản) là : qdn = 2,5.(1,0 – 0,3).0,7 = 1,225 T/m3.2.3 Tải trọng bản thân dầm dọc.Xét một đoạn dầm dọc có chiều dài 4,0 m nằm vuông góc và phân bố đều về 2 phía của một dầm ngang bất kì. Tải trọng bản thân dầm dọc có dạng tải trọng tập trung đặt tại điềm giao nhau của dầm ngang và dầm dọc và được tính như sau. P1 = 2,5.( 1,0 – 0,3).0,7.(4,0 – 0,7) = 4,043 (T).3.2.4 Tải trọng bản thân vòi voi.Tải trọng bản thân vòi voi được tính một cách tương đối theo các kich thước đã chọn và thiên về an toàn, có dạng tập trung đặt tại đầu dầm ngang và có giá trị. Pvv = 4,5 (T)3.3 Tải trọng do tàu.Theo 22TCN222 – 95 khi tính toán công trình thủy chịu tải trọng do tàu (vật nổi) cần xác định : Tải trọng do gió, dòng chảy và sóng tác động lên tàu. Tải trọng tàu đang neo đậu ở bến tựa lên công trình bến dưới tác dụng của gió, dòng

chảy và sóng gọi là tải trọng tựa tàu. Tải trọng va khi tàu cập vào công trình bến.

Tải trọng kéo vào dây neo khi gió, dòng chảy tác động lên tàu

3.3.1 Tải trọng gió tác dụng lên tàuTheo mục 5.2/22TCN222-95 – trang 65, ta có thành phần ngang Wq (KN) và thành phần dọc Wn (KN) của lực gió tác dụng lên vật nổi phải xác định theo các công thức sau:



Trong đó:

Aq, An – diện tích cản gió theo hướng ngang tàu và dọc tàu (m2) Vq, Vn – thành phần ngang và thành phần dọc của tốc độ gió có suất

đảm bảo 2%, m/sec q ,n- hệ số lấy theo bảng 26/22TCN222-95 - trang 65

Kết quả tính toán tải trọng gió được thể hiện ở bảng sau: Bảng 3

Trường hợp Aq An Vq Vn Wq Wn

m 2 m 2 m/s m/s Ngang Dọc kN kN

Đầy hàng 975 245 15 13 0,65 1 104,95 80,74

Không hàng 1470 310 15 13 0,65 1 158,23 121,73

3.3.2 Tải trọng dòng chảy tác dụng lên tàu. Theo mục 5.3/22TCN222 – 95 – trang 66, ta có thành phần ngang Qw (kN) và thành phần dọc Nw (kN) của lực do dòng chảy tác dụng lên tàu được xác định theo công thức:

Qw = 0,59.Al.Vl2

Nw = 0,59.At.Vt2

Trong đó: Al , At – tương ứng là diện tích chắn nước theo hướng ngang và hướng dọc

tàu, m2, được xác định theo các công thức sau : A l = T.Lw ; At = T.Bt

(với Lw =107 m, Bt = 16,1 m) Vl, Vt – Thành phần ngang và thành phần dọc của vận tốc dòng chảy với

suất đảm bảo 2%, m/s.

Kết quả tính toán tải trọng dòng chảy được thể hiện trong bảng sau đây.

Bảng 4

Trường hợp T Al At Vl Vt Qw Nw

m m 2 m 2 m/s m/s kN kN

Đầy hàng 7,3 781,1 117,5 0,5 2,2 115,21 335,53

Không hàng 2,9 310,3 46,7 0,5 2,2 45,76 133,35



3.3.3 Tải trọng tựa tàu. Theo mục 5.7/22TCN222 – 95 – trang 68, ta có trải trọng phân bố q (kN) do tàu neo đậu ở bến tựa trên bến dưới tác động của gió dòng chảy được xác định theo công thức:

q = (1,1.Qtot)/Ltx

Trong đó: Qtot= (Wq + Qw) : lực ngang do tác động tổng hợp của gió, sóng, dòng chảy,

kN. Ltx – Chiều dài đoạn tiếp xúc giữ tàu với công trình.

Ta có: Lb = 134 (m) > Lw = 107 (m)

Kết quả tính toán tải trọng tựa tàu được thể hiện trong bảng sau.

Bảng 5

Trường hợp Wq Qw Qtot Ltx q

kN kN kN m kN/m

Đầy hàng 104,95 115,21 220,16 44 5,50

Không hàng 158,23 45,76 203,99 32 7,01

3.3.4 Tải trọng va tàu khi tàu cập bến.

Theo mục 5.8/22TCN222 – 95 – trang 69, ta có: khi tàu cập vào công trình bến cảng thì động năng va chạm của tàu Eq (kJ) được xác định theo công thức.

Trong đó: D – Lượng rẽ nước của tàu tính toán. (Tấn) Thành phần vuông góc (với mặt trước công trình) của tốc độ cập tàu, m/s.

Tra theo bảng 29/22TCN222 – 95 – trang 69, ta có: với tàu biển có D = 8000 Tấn = 0,138 m/s.

Hệ số phụ thuộc kết cấu công trình bến và loại tàu.Nếu tàu không chứa hàng hoặc tàu chỉ có nước đối trọng thì giá trị giảm đi 15%. Theo bảng 30/22TCN222-95 – trang 70, tra với tàu biển cập vào bến cầu tàu liền bờ trên nền cọc có mái dốc dưới gầm bến, ta có:

o Khi tàu đầy hàng : o Khi tàu chưa có hàng:



Kết quả tính toán động năng va của tàu được thể hiện ở bảng sau:

Bảng 6

Trường hợp D Eq

Tấn m/s - kJ

Đầy hàng 8000 0,138 0,55 41,89

Nhận xét: Động năng khi tàu chở đầy hàng lớn hơn khi tàu không có hàng, do đó ta chỉ tính giá trị động năng khi tàu chở đầy hàng.

Eq = 41,89 (kJ)

- Với Năng lượng biến dạng của thiết bị đệm tính được như trên,dựa vào Hình 9 - Phụ lục 6/22TCN222-95 “Tiêu chuẩn thiết kế công trình bến cảng biển” dùng phương pháp đồ thị ta chọn loại đệm V 800H với các đặc điểm như sau:

+ Cấu tạo bằng cao su, μ=0,5.

+ Dạng liên kết cứng

+ Chiều dài tiêu chuẩn : L = 2,5 (m)

+ Chiều cao giới hạn : 800 (mm).

Vậy :

- Tải trọng va tàu theo phương vuông góc với mặt bến là: Fq = 160 kN.- Tải trọng va tàu theo phương song song với mép bến:

Fn = Fq = 0,5.160 = 80 kN.

Bố trí đệm tàu tại các đầu dầm ngang, mỗi phân đoạn có 2 đệm tàu dọc tuyến mép bến.

3.3.5 Tải trọng neo tàu. Theo mục 5.11/22TCN222 – 95 - trang 71,tải trọng kéo của các dây neo phải xác định bằng cách phân phối thành phần vuông góc với mép bến của lục Q tot (kN) cho các bich neo. Lực Qtot bao gồm cả lực cả gió và dòng chảy tác động lên một tàu tính toán. Lực neo S (kN) tác động lên một bích neo không phụ thuộc vào số lượng tàu buộc dây

neo vào bích neo đó và được xác định theo công thức:

Hình 1 :



Trong đó: n – Số lượng bích neo chịu lực tra theo bảng 31/22TCN – 95 - trang 72, lấy n= 6

bích neo.

- góc nghiêng của dây neo, được lấy theo bảng 32/22TCN222-95 – trang 73, như sau:

Bảng 7

Loại tàu Vị trí bích neo Góc nghiêng của dây neo (độ)

Đầy hàng Không hàng

Tàu biển Tại mép bến 30 20 40

Hình chiếu của lực S lên các phương vuông góc với mép bến Sq, song song với mép bến Sn, và theo phương thẳng đứng Sv được xác định theo công thức:

Sn=S . cosα . cos β

Sv=S . sin β

Lấy n =6

Theo kết quả tính toán tải trọng do gió (bảng 5) và tải trọng do dòng chảy (bảng 6) tác động lên tàu theo phương vuông góc với mép bến, ta có kết quả tính toán tải trọng neo tàu được thể hiện ở bảng sau:Bảng 8

Trường hợp

Qtot S Sn Sq Sv

kN Độ Độ kN kN kN kN

Đầy hàng 220,16 30 20 78,09 63,55 36,69 26,70

Không hàng

203,99 30 40 88,76 58,88 33,99 57,05



Nhận xét: Tải trọng neo khi tàu không hàng S= 88,76 kN 8,87 tấn lớn hơn tải trọng khi tàu đầy hàng S= 78,09 kN 7,81 tấn, do đó dùng giá trị 8,87 tấn để chọn loại bích neo để neo tàu.

Tra bảng 11.2/Công trình bến cảng – trang 354,chọn loại bích neo HW20 để bố trí trên bến. loại bích neo này có đặc điểm thể hiện ở bảng sau: Bảng 9

Loại bích

A(mm)

B(mm)

C(mm)

D(mm)

E(mm)

F(mm)

G(mm)

H(mm)

Số hiệu

bulông

Lực căngTấn

HW20 598 838 838 635 305 456 305 64 7 20

3.4 Tải trọng sóng tác dụng lên cầu tàu Do công trình bến nằm trong bể cảng và được ngăn cách bởi hệ thống đê chắn sóng, do đó có thể coi trong bể cảng không có sóng.vì vậy tải trọng sóng tác dụng lên tàu trong trường hợp này bằng không.3.5 Tải trọng do hàng hóa và thiết bị

Sơ đồ tải trọng khai thác trên bến

Hình 2.

q = 3T/m²

20 m

3.6 Áp lực đất

Áp lực đất tác dụng lên cừ được qui định theo (22TCN207-95).

- σa = (q+∑ γi.hi) λa.k’ – C. λac

- σp = (q+∑ γi.hi) λp.k – C. λpc

Trong đó :

- σa ,σp : Áp lực đất chủ động và bị động- γi, hi : Dung trọng và chiều dày lớp đất thứ i.- λa ,λp : Hệ số áp lực đất chủ động và bị động- λac ,λac : Hệ số áp lực đất chủ động và bị động có kể đến lực dính.



- k’ ,k : Hệ số giảm áp lực đất chủ động và tăng áp lực đất bị động.(CTB cảng).

Bỏ qua ma sát giữa cừ và đất tức là (∂=0) nên ta có công thức sau :

λa = tan2(45° -φ/2) ; λp = tan2(45° + φ/2)

λac = 2tan(45° -φ/2) ; λpc = 2tan(45° + φ/2)

Bảng 10 : Áp lực đất chủ động lên tường cừ

STT

Cao trình hi(m) γi(T/m3) φi γi*hi(T/m2) Σγi*hi(T/m2) λai λaci Ci(T/m2) q(T/m2) σai(T/m

1 5.5 0 1.8 24 0 0 0.422 1.299 0 3 1.2652 1.5 4 1.8 24 7.2 7.2 0.422 1.299 0 3 4.3023 1.5 0 1.7 12 0 7.2 0.656 1.620 1.8 3 3.7734 0.7 0.8 1.7 12 1.36 8.56 0.656 1.620 1.8 3 4.6655 0.7 0 0.7 12 0 8.56 0.656 1.620 1.8 3 4.6656 -11.2 11.9 0.7 12 8.33 16.89 0.656 1.620 1.8 3 10.1287 -11.2 0 0.78 16 0 16.89 0.568 1.507 3.25 3 6.3968 -15.2 4 0.78 16 3.12 20.01 0.568 1.507 3.25 3 8.168

Bảng 11 : Áp lực đất bị động lên tường cừ

STT

Cao trình hi(m) γi(T/m3) φi γi*hi(T/m2) Σγi*hi(T/m2) λpi λpci Ci(T/m2) q(T/m2) σpi(T/m

1 -3.1 0 0.7 12 0 0 1.5252.47

0 1.8 0 4,446

2 -11.2 8.1 0.7 12 5.67 5.67 1.5252.47

0 1.8 0 13,092

3 -11.2 0 0.78 16 0 5.67 1.7612.65

4 3.25 0 18,611

4 -15.2 4 0.78 16 3.12 8.79 1.7612.65

4 3.25 0 24,105

Từ bảng trên xác định được biểu đồ áp lực đất lên tường cừ.

- Chọn mực nước thấp thiết kế làm mực nước tính toán áp lực đất lên tường cừ.- Xác định mặt phẳng ngang để xác định chiều dài tự do của cừ và tính áp lực đất bị

động, chọn tại trung điểm mái nghiêng.(tại cao trình -3,1)- Kết quả tính toán áp lực đất lên cừ được thể hiện ở bảng 10 và 11.- Giải cừ theo phương pháp đồ giải kết quả được thể hiện ở hình vẽ. Các bước cơ bản của phương pháp đồ giải :

+ Xây dựng biểu đồ áp lực đất + Quy đổi áp lực đất về các lực tập trung + Vẽ đa giác lực (theo một tỉ lệ độ dài với η) + Vẽ các đường song song với các đường thẳng nối tâm O tương ứng ở đa giác lực Đa giác dây

Từ đa giác dây và đường nối khép kín của đa giác dây ta xác định được chiều sâu chôn cừ tính toán.



tp = t0 + Δt ≈ (1,1 ÷ 1,2).t0 theo (22TCN207-92)

trong đó : t0 - chiều sâu chôn cừ tính theo đồ giải, tính từ mặt phẳng ngang đến giao điểm giữa đường khép kín với đa giác dây.

t0 = 7,07 (m)

- Ta có : tp = 1,2.t0 = 1,2.7,07 = 8,5 (m).

Tổng chiều dài cừ là : Lcừ = tp + H0 = 8,5 + 7,8 = 16,3 (m).

H0 : là khoảng cách từ mặt phẳng ngang đến điểm neo của cừ.

Theo đồ giải :- Ra = 8,84 (T) - Momen lớn nhất của cừ là : Mcừ(max) = ymax .η = 1,44.10 = 14,4 (T.m)

+ ymax = ymax1 = ymax2 = 1.44 (T) : tung độ max của đa giác dây. + η = 10 m : Tọa độ cực của đa giác lực

CHƯƠNG 4

PHÂN PHỐI LỰC NGANG VÀ TỔ HỢP TẢI TRỌNG

4.1. Xác định sơ bộ chiều dài tính toán của cọc

Sơ đồ xác định chiều dài cọc tính toán sơ bộ.



A1A2

B

C

D

EF

Chiều dài tính toán của cọc được xác định như sau :

ltt = l0 + .d

Trong đó: lo – Là chiều dài tự do của cọc (là khoảng cách từ trục dầm tới mặt đất)

là hệ số kinh nghiệm ở đây ta chọn = 7; Đường kính cọc d = 0,4 m

Ta có bảng số liệu xác định chiều dài tính toán cọc sơ bộ như sau:

Bảng 12

Chiều dài tính toán của cừ được lấy tại điểm có mômen lớn nhất ,(điểm y1max)

Lttcừ = 6,4 m

4.2. Giải bài toán phân phối lực ngang


Hàng cọc l0, (m) ltt, (m)

A1 12,51 15,31

A2 11,29 14,09

B 10,02 12,82

C 8,25 11,05

D 6,47 9,27

E 4,70 7,5


4.2.1 Xác định tâm đàn hồi.Một phân đoạn bến cầu tàu gồm có 12 khung ngang, và 6 khung dọc trong đó khung dọc có độ cứng lớn hơn khung ngang. Do đó có thể tiến hành giải phân đoạn cầu tàu bằng bài toán phẳng theo phương ngang. Khung được chọn để giải bài toán phẳng là khung có Hi,max.

Chọn hệ trục tọa độ ban đầu của phân đoạn bến đặt tại đầu cọc A1A2. Tọa độ tâm đàn hồi được xác định theo các công thức sau:

xC=∑ H iy . x i

∑ H iy

yC=∑ H iy . y i

∑ H ix

Trong đó:

∑ H ix ;

∑ H iy

- là tổng các giá trị phản lực do chuyển vị ngang đơn vị của các

cọc trong phân đoạn cầu tàu theo phương x và y.

xi,yi - Tọa độ của đầu cọc thứ i đối với gốc tọa độ ban đầu.

∑ H ix . y i ,

∑ H iy . x i - Mô men tổng cộng của các phản lực ứng với trục y và trục x.

Các phản lực ngang

H ix và H iy

ở đầu cọc đơn B,C,D,E,F được tính như lực cắt Q

gây ra do các chuyển vị đơn vị theo các công thức của cơ học kết cấu. xem các

cọc đơn được ngàm chặt 2 đầu, tra bảng 6.6/Công trình bến cảng – trang 208. Ta

có:

=H iy = Q =

12 EJ

li3

Trong đó:

E - Modul đàn hồi của tiết diện cọc. Bê tông Mac 350 có E=2,9 .106 (T/m2). I – Mô men quán tính của tiết diện cọc, cọc tiết diện 40x40, có :

I = 2,13.10-3 (m4).

l – Chiều dài tính toán của cọc m. Do cọc của bến cầu tàu được ngàm vào nền đất có dạng mái nghiêng nên chiều dài tính toán của các hàng cọc dọc bến là khác nhau.

Với hàng cọc chụm đôi :



HA

iy=Sin2 (α 1+α2 )

K1 Cos2 α 2+K2 Cos2 α 1

-Đối với cừ:

Ta chuyển đổi cừ thành cọc tương đương, trong một bước cọc chiều dài là 4m.

ΣEIcừ = EIcọc

ΣEIcừ = [10x21.106x880.10-6(180.10-3)/2] = 16632 (T.m2)

Trong đó:

Ecừ : Modul biến dạng đàn hồi của cừ. với Ecừ =21.106 (T/m2)

Icừ :Mômen quán tính của cừ (larssen IV);

Icừ = [Wcừ .(hcừ/2)]

Trong đó : (Wcừ, hcừ) tra ở bảng 5.1 trang 123 CTBCảng

Kết quả tính toán , ở đầu cọc được thể hiện ở bảng tính ở phần phụ lục.

Kết quả tính toán

= 14016 (T)

= 36573 (T)

= 804601 (T.m)

= 204095 (T.m)

Từ đó ta tính được tọa độ tâm đàn hồi :

XC =

80460136573

= 22,0 (m) ; YC =

20409514016

=14,56 (m)



y

x

o 25

03

50

35

03

15

F

C(22,0 ;14,56)X

Y

100 400 400 400 400 400 400 400 400 400 400 400 100

35

03

50

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12

E

D

C

B

A

4.2.2 Xác định lực ngang lên đầu cọca. Lực ngang là lực tựa tàu

Tải trọng tựa tàu có dạng phân bố đều trên đoạn chiều dài tiếp xúc giữa thân tàu và bến.

xét cho một phân đoạn bến thì tải trọng tựa tàu có dạng phân bố đều trên toàn bộ chiều

dài phân đoạn bến đó. Do đó ta tính lực tựa của tàu lên một bước cọc.

Lực tựa theo phương X = 0

Lực tựa theo phương Y = q.a = 0,701.4 = 2,804 (T)

Trong đó :

-q : lực tựa của tàu (theo bảng 5).

-a : Bước cọc theo phương dọc bến.

b. Lực ngang là lực neo tàu

Lực neo tàu tác động lên từng phân đoạn của cầu tàu thông qua lực căng dây neo. Thành phần lực ngang của dây neo này là: Sq và Sn đã tính toán ở trên. Trong hai trường hợp tàu đầy hàng và không hàng thì trường hợp tàu đầy hàng có tải trọng neo lớn hơn do đó lấy tải trọng neo trong trường hợp này để tính toán.

Xét hai trường hợp neo tàu sau:



C(22,0 ;14,56)x

y

C(22,0 ;14,56) x

y

Trường hợp 1 Trường hợp 2

Ta sẽ tính toán cho TH2 với lực neo lớn hơn.

Chuyển lực neo về tâm đàn hồi :

ΣX = 2.Sn = 12,71 (T).

ΣY = -2.Sq = -7,34 (T).

Mo = -6,36 x (14,56 + 1,5 ) x 2 - 3,67 x (22 – 4) + 3,67 x 6 = -248,32 (T.m).

Các thành phần chuyển vị :

φ = -8,78 x 10-6 (rad)

Δx = (ΣX / ΣHix)= 9,05 x 10-4(m).

Δy = (ΣY / ΣHiy) = -2,0 x 10-4 (m).

Lực ngang phân bố theo cả 2 phương cho cọc bất kì thứ i được xác định bằng các biểu thức :

Hix = .(Δx ± .φ).

Hiy = .(Δy ± .φ).

Trong đó , là tọa độ của cọc thứ i đối với hệ tọa độ mới có gốc tọa độ đặt tại tâm đàn hồi C.

BẢNG PHÂN BỐ LỰC NEO TÀU LÊN CÁC KHUNG NGANG

VÀ KHUNG DỌC THEO PHƯƠNG X



Thứ tự

A1 A2 B C D E F Tổng(T) (T) (T) (T) (T) (T) (T) (T)

1 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

2 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

3 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

4 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

5 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

6 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

7 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

8 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

9 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

10 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

11 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.672921.052196

9

12 0.02140.0213

70.0353

1 0.053450.0876

60.16012

4 0.67292 1.052196

Tổng 0.2564 0.25640.4237

1 0.641391.0519

81.92148

5 8.07499 12.62636Sai số = (12.71- (12.6264))*100%/(12.71)=0.65 %

Bảng 14

BẢNG PHÂN BỐ LỰC NEO TÀU LÊN CÁC KHUNG NGANG

VÀ KHUNG DỌC THEO PHƯƠNG Y

Thứ tự


1 -0.0066 -0.0066 -0.0002 -0.00038 -0.0006 -0.0012 -0.00522 -0.020856



2 -0.0404 -0.0404 -0.0015 -0.00231 -0.0039 -0.00738 -0.032 -0.127943 -0.0743 -0.0743 -0.0027 -0.00424 -0.0072 -0.01356 -0.05879 -0.2350244 -0.1081 -0.1081 -0.004 -0.00617 -0.0105 -0.01974 -0.08558 -0.3421095 -0.1419 -0.1419 -0.0052 -0.00811 -0.0137 -0.02592 -0.11236 -0.4491936 -0.1758 -0.1758 -0.0064 -0.01004 -0.017 -0.03211 -0.13915 -0.5562777 -0.2096 -0.2096 -0.0077 -0.01197 -0.0203 -0.03829 -0.16594 -0.6633628 -0.2435 -0.2435 -0.0089 -0.0139 -0.0235 -0.04447 -0.19272 -0.7704469 -0.2773 -0.2773 -0.0101 -0.01584 -0.0268 -0.05065 -0.21951 -0.8775310 -0.3111 -0.3111 -0.0114 -0.01777 -0.0301 -0.05683 -0.2463 -0.98461411 -0.345 -0.345 -0.0126 -0.0197 -0.0334 -0.06301 -0.27308 -1.09169912 -0.3788 -0.3788 -0.0139 -0.02163 -0.0366 -0.06919 -0.29987 -1.198783

Tổng -2.3123 -2.3123 -0.0846 -0.13206 -0.2237 -0.42234 -1.83053 -7.317833Sai số =(7.34 - 7.3178)*100%/7.34 = 0.3%

Bảng 15

c. Lực ngang là lực va tàu

Theo tính toán ở phần tải trọng va tàu,trên phân đoạn bến này ta bố trí 12 đệm tàu dọc theo tuyến mép bến.Tuy nhiên trường hợp nguy hiểm nhất là khi toàn bộ năng lượng va tàu chỉ tập trung vào 1 đệm tàu nằm ở vị trí ngoài cùng của phân đoạn bến gây ra mô men lớn nhất đối với tâm đàn hồi C).Do đó ta sẽ đem trường hợp này để phân phối lực va tàu lên các đầu cọc của phân đoạn bến.

Ta có tải trọng va tàu bao gồm 2 thành phần đã tính được ở trên là :

-Thành phần vuông góc với tuyến mép bến: Fq = 16 (T).

-Thành phần song song với tuyến mép bến: Fn = 8 (T).

Sơ đồ phân phối lực va tàu lên các đầu cọc của phân đoạn bến như hình vẽ dưới đây.



C(22,0 ;14,56)X

Y

Chuyển các thành phần lực va về tâm đàn hồi ta có:

ΣX = Fn = - 8 (T)

ΣY = Fq = 16 (T).

Mo = 8 x (14,56 + 2,5) + 16 x 22 = 488,48 (T.m)

Các thành phần chuyển vị:

φ = 1,73 x 10-5(rad)

Δx = = -5,7 x 10-4 (m)

Δy = = 4,37 x 10-4 (m).

Lực ngang phân bố theo cả 2 phương cho cọc bất kì thứ i được xác định bằng các biểu thức :

Hix = .(Δx ± .φ).

Hiy = .(Δy ± .φ).

Trong đó , là tọa độ của cọc thứ i đối với hệ tọa độ mới có gốc tọa độ đặt tại tâm đàn hồi C.

BẢNG PHÂN BỐ LỰC VA TÀU LÊN CÁC KHUNG NGANG



VÀ KHUNG DỌC THEO PHƯƠNG X

Thứ tự


1 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

2 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

3 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

4 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

5 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

6 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

7 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

8 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

9 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

10 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

11 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

12 -0.0170-0.0170 -0.0268 -0.0386 -0.0597 -0.1020

-0.4006 -0.6616

Tổng -0.2040 -0.2040 -0.3219 -0.4627 -0.7160 -1.2241-

4.8069 -7.9397Sai số = (8- (7.93974))*100%/(8) = 0.75 %

Bảng 16

BẢNG PHÂN BỐ LỰC VA TÀU LÊN CÁC KHUNG NGANG

VÀ KHUNG DỌC THEO PHƯƠNG Y

Thứ tự




10.0543

40.0543

40.0019

90.0031

00.0052

60.0099

30.0430

2 0.17197

20.1210

10.1210

10.0044

30.0069

10.0117

10.0221

00.0958

0 0.38297

30.1876

80.1876

80.0068

60.0107

20.0181

50.0342

80.1485

8 0.59396

40.2543

60.2543

60.0093

00.0145

30.0246

00.0464

60.2013

6 0.80496

50.3210

30.3210

30.0117

40.0183

30.0310

50.0586

40.2541

4 1.01596

60.3877

00.3877

00.0141

80.0221

40.0375

00.0708

10.3069

2 1.22696

70.4543

70.4543

70.0166

20.0259

50.0439

50.0829

90.3597

0 1.43795

80.5210

50.5210

50.0190

60.0297

60.0504

00.0951

70.4124

8 1.64895

90.5877

20.5877

20.0214

90.0335

60.0568

50.1073

50.4652

6 1.85995

100.6543

90.6543

90.0239

30.0373

70.0633

00.1195

20.5180

4 2.07095

110.7210

60.7210

60.0263

70.0411

80.0697

50.1317

00.5708

2 2.28194

120.7877

40.7877

40.0288

10.0449

90.0762

00.1438

80.6236

0 2.49294

Tổng5.0524

55.0524

50.1847

70.2885

50.4887

20.9228

23.9997

015.9894

7Sai số =(16 - 15.9894)*100%/16 = 0.0004%

Bảng 17

Nhận xét: khung ngang số 12 chịu lực va lớn nhất.

4.3. Tổng hợp lực ngang tác dụng lên các khung dọc và ngang của cầu tàu

TỔNG LỰC NGANG TÁC DỤNG LÊN KHUNG NGANG

VÀ KHUNG DỌC THEO PHƯƠNG X VÀ Y

Phương X

Phương Y



hàng cọc

Lực neo (T)

Lực va (T)

Lực tựa(T)

TổngLực neo

(T)Lực va

(T)Lực tựa

(T)Tổng

1 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.2429 0.33967 2.6862 2.78297

2 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.3096 0.52018 2.6862 2.89678

3 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.3763 0.70068 2.6862 3.01058

4 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.4430 0.88119 2.6862 3.12439

5 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.5097 1.0617 2.6862 3.23820

6 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.5765 1.2422 2.6862 3.35190

7 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.6432 1.42271 2.6862 3.46571

8 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.7099 1.60322 2.6862 3.57952

9 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.7766 1.78372 2.6862 3.69332

10 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.8433 1.96423 2.6862 3.80713

11 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.9100 2.14474 2.6862 4.92094

12 0.99287 -0.5394 0 0.45347 -0.9767 2.32523 2.6862 4.03473

Bảng18

Kết luận : khung ngang số 12 là khung ngang nguy hiểm nhất.

CHƯƠNG 5: PHÂN TÍCH KẾT CẤU BẾN CẦU TÀU

5.1. Các tổ hợp tải trọng

5.1.1. Các phương án tải trọng

Tải trọng tác dụng lên bến bao gồm 3 loại:- Tải trọng thường xuyên : tải trọng bản thân công trình, lực neo cừ.- Tải trọng tạm thời dài hạn : Tải trọng hàng hóa và thiết bị công nghệ trên bến.- Tải trọng tạm thời ngắn hạn bao gồm : Tải trọng neo tàu, tải trọng va tàu, tải trọng

tựa tàu.Tổ hợp tải trọng bao gồm tổ hợp cơ bản và tổ hợp tải trọng đặc biệt. Tuy nhiên trong phạm vi đồ án này ta chỉ xét đến tổ hợp tải trọng cơ bản.Các tổ hợp tải được trình bày trong bảng sau :

Bảng 19 : Các tổ hợp tải trọng



Các loại tải trọngTổ

hợp 1Tổ

hợp 2Tổ

hợp 3

Tải trọng bản thân(bản, dầm dọc, dầm ngang,vòi voi)

X X X

Tải trọng hàng hoá, thiết bị công nghệ X X X

Tải trọng do neo cừ X X X

Tải trọng neo tàu X

Tải trọng va tàu X

Tải trọng tựa tàu X

Tổ hợp 4 = Even (Tổ hợp 1 , Tổ hợp 2 , Tổ hợp 3)

5.1.2. Các tổ hợp tải trọng

a. Tải trọng bản thân (bản, dầm dọc, dầm ngang, vòi voi),tải trọng hàng hóa

thiết bị , tải trọng do neo cừ, tải trọng do neo tàu.



A1A2

B

C

D

EF

qban = 2,625 (T/m)

Pdd = 4,043 (T)

Pvv = 7 (T)

qdn= 1,225 (T/m)

qhh= 12 (T/m)

315350350350350250

Ra = 35,36 (T)Pneo tau = 1,2 (T)

b. Tải trọng bản thân (bản, dầm dọc, dầm ngang, vòi voi),tải trọng hàng hóa

thiết bị , tải trọng do neo cừ, tải trọng do va tàu.



A1A2

B

C

D

EF

qban = 2,625 (T/m)

Pdd = 4,043 (T)

Pvv = 7 (T)

qdn= 1,225 (T/m)

qhh= 12 (T/m)

315350350350350250

Ra = 35,36 (T)Pvatau = 2,49 (T)

c. Tải trọng bản thân (bản, dầm dọc, dầm ngang, vòi voi),tải trọng hàng hóa

thiết bị , tải trọng do neo cừ, tải trọng do tựa tàu.

qban = 2,625 (T/m)

Pdd = 4,043 (T)

Pvv = 7 (T)

qdn= 1,225 (T/m)

qhh= 12 (T/m)

315350350350350250

Ra = 35,36 (T)Ptua tau = 2,804 (T)

A1A2

B

C

D

EF



5.2. Tóm tắt phương pháp tính

Giải theo phương pháp Antonov

- Với giả thiết cọc đều là cấu kiện mềm ,chuyển vị ngang của các nút là như nhau , Antonov dựa vào quy luật phân bố momen, viết hệ phương trình chính tawcscho một sơ đồ phẳng bất kì mà hệ cơ bản. Nếu hệ có nút thì sẽ có n= m+1 hệ phương trình chính tắc có n ẩn số δ 1;δ 2;…δm , δn .

5 4 3 26 17

5.3. Hệ phương trình chính tắc

Hệ phương trình gồm 7 ẩn số: δ 1; δ 2; δ 3; δ 4; δ 5; δ 6: Là các chuyển vị thẳng đứng

δ 7: Là chuyển vị ngang

Hệ phương trình chính tắc:

r11 δ 1+r12 δ2+r13 δ3+r14 δ 4+r15 δ5+r16 δ6+r17 δ7+r1 = 0

r21 δ1+r22 δ2+r23 δ3+r24 δ 4+r25 δ5+r26 δ 6+r27 δ7+r2 = 0

r31 δ1+r32 δ2+r33 δ3+r34 δ 4+r35 δ5+r36 δ6+r37 δ7+r3 = 0

r 41δ1+r 42δ 2+r 43δ 3+r 44δ 4+r 45δ 5+r 46δ 6+r 47δ 7+r 4 = 0


r61 δ1+r62 δ2+r63 δ3+r64 δ 4+r65 δ5+r66 δ 6+r67 δ7+r6 = 0


5.4. Phân tích kết cấu bằng phần mềm



Tiến hành giải cầu tàu nguy hiểm nhất đã xác định được sau khi phân bố lực ngang với các tổ hợp tải trọng ở trên bằng phần mềm SAP 2000.

Phần tử Mmax (Tm) Mmin (Tm) Qmax (T) Qmin (T) Nmax (T) Nmin (T)

Dầm ngang 22,75 -67,03 42,15 -46,63 -2,8 -24,58

Dầm dọc 24,73 -25,1 40,45 -40,43 -0,53 -1,16

Cọc 16,69 -17,35 4,54 -0,53 -20,34 -111,7

CHƯƠNG 6: TÍNH TOÁN CÁC CẤU KIỆN CẦU TẦU

6.1. Cọc6.1.1. Tính toán chiều dài cọc a. Sức chịu tải của cọc tính theo đất nền

Được xác định theo công thức : , Fs = 1,4 ( với cọc chịu nén ).

Pgh = m.(1.Ra.Fc + 2.ui.i.li)

Trong đó:

m: Hệ số điều kiện làm việc, lấy m = 1.

1, 2: Hệ số kể đến ảnh hưởng của phương pháp hạ cọc. Ở đây dùng phương pháp đóng ép cọc nên lấy 1 = 2 = 1.

Ri : Sức kháng đầu mũi của lớp đất thứ i ngay mũi cọc.

Fc,ui :Diện tích và chu vi tiết diện cọc. Fc = 0,16 (m2) , ui = 1,6(m).

i : Cường độ ma sát thành bên của lớp đất thứ i với bề mặt xung quanh cọc.(Dựa vào độ sệt và chiều sâu chôn cọc)

Tính toán sức chịu tải của cọc từ chiều sâu ngàm giả định. Giả thiết cọc đóng vào lớp đất

3. Chiều dài cọc chọn là 22 m, chia làm 2 đoạn.Cao trình mũi cọc là -18,2 m. Nhận thấy

cọc mép bến có chiều sâu cắm trong đất là nhỏ nhất nên ta dùng để tính toán sức chịu tải

của cọc (thiên về an toàn ).



Đặc trưng của các lớp đất :

Lớp đất

Loại đấtChiều dày

h( m) , T/m3 c, T/m2

1Cát pha hạt mịn lẫn

bùn sét (B=0,77) 16,7 120 1.7 1,8

2Sét pha dẻo mềm

(B= 0,55)4 160 1,78 3,25

3Sét pha dẻo cứng

đến nửa cứng (B=0,23)

Rất dày 180 1,85 3,85

Bảng 21

Kết quả tính toán sức chịu tải cho trong bảng sau :

Lớp đất Loại đất li (m) i (T/m2) ui.i.li (T)

1 Cát pha lẫn bùn sét 11,33 1.5 27,19

2 Sét pha dẻo mềm 4 3 19,20

3 Sét pha dẻo cứng đến nửa cứng

2 8,0 25,6

Bảng 22

Σ ui.τili = 27,19 + 19,20 + 25,6 = 71,99 (T)

Cọc cắm vào lớp 3 ở độ sâu - 18,2 m , Ra = 600 (T)

Pgh = 1 x ( 1 x 0.16 x 600 + 1 x 71,99) = 168 (T)

Pđ = (Pgh/Fs) = 168/1,4 = 120 (T) > Nmin = 111,7 T . Chiều dài cọc chọn là 22 m

đảm bảo sức chịu tải của cọc.

b. Tính toán cọc trong quá trình thi công.

Cọc chiều dài 22 m , chia làm 2 đoạn cọc.Mỗi đoạn dài 11 m

+Cọc trong quá trình cẩu lắp 1 móc cẩu:



a

p

Sơ đồ làm việc của cọc trong quá trình cẩu lắp có thể xem là dầm đơn giản có gối tựa tại

điểm móc cẩu và điểm tiếp xúc với đất.

q

m1

m1

a

Điểm đặt móc cẩu được xác định sao cho mômen dương lớn nhất tại giữa nhịp bằng trị số

mômen âm lớn nhất tại gối trong quá trình cẩu lắp.Theo giáo trình Nền và Móng của tác

giả Lê Đức Thắng thì

a = 0.294xL = 0.294x11 = 3.234 (m).

Tải trọng tác dụng lên cọc là tải trọng bản thân cọc có dạng phân bố đều trên chiều dài

đoạn cọc.Giá trị tải trọng này được xác định như sau:

q = n . . Fc = 1,5 . 2,5 . 0,42 = 0,6 (T/m).

Khi đó mômen lớn nhất trên chiều dài cọc là:

M1 =

q . a2

2= 0,6 . 3 ,2342

2=3 , 137 (Tm )

Lực cắt lớn nhất: Q1.max = q.a = 0.6 x 3,234 = 1,94 (T)

+Trường hợp cẩu lắp 2 móc cẩu và vận chuyển cọc:



p

b b

Sơ đồ làm việc của cọc trong quá trình vận chuyển cọc có thể xem là dầm đơn giản có gối

tựa tại 2 điểm móc cẩu.

bq

m2

m2

Điểm đặt móc cẩu được xác định sao cho mômen dương lớn nhất tại giữa nhịp bằng trị số

mômen âm lớn nhất tại gối trong quá trình cẩu lắp.Theo giáo trình Nền và Móng của tác

giả Lê Đức Thắng thì

b = 0.207xL = 0.207x11 = 2,277 (m).

Khi đó mômen lớn nhất trên chiều dài cọc là:

M2 =

q . a2

2= 0,6 . 2, 2772

2= 1 ,55 (T .m )

Lực cắt lớn nhất: Q2.max = q.b = 0,6 x 2,277 = 1,366 (T).

Nhận thấy : M1 > M2 Nội lực trong cọc tương ứng với trường hợp cẩu lắp 1 móc cẩu

nguy hiểm hơn, dùng giá trị nội lực này để tính toán cọc trong giai đoạn thi công.

Mmax = M1 = 3,137 (T.m)

Qmax = Q1 = 1,94 (T)

Cốt thép của cọc được tính toán theo tiêu chuẩn thiết kế TCVN4116-85.



Sơ đồ tính : Cọc được tính trong trường hợp thi công cẩu lắp, khi tính toán được

xem như cấu kiện BTCT chịu mô men uốn thuần túy.

Nội lực tính toán : Mmax = M1 = 3,137 (Tm)

Qmax = Q1 = 1,94 (T)

c. Trong quá trình khai thác công trình Dựa vào phân tich kết cấu bằng phần mềm Mmax = -17,35(T.m) ; Mmin = 16,69(T.m) Tính toán cốt thép cho các cấu kiện

Chọn :

kn – hệ số bảo đảm , kn = 1.2 (đối với công trình cấp II)

nc – hệ số tổ hợp tải trọng, với tổ hợp cơ bản nc = 1.0 (Đối với tổ hợp cơ bản)

mb – hệ số điều kiện làm việc của bê tông , mb = 1.15

Rb – Cường độ chịu nén của bê tông và cốt thép , Rn = 170 KG/cm2

Rs – cường độ chịu kéo của cốt thép. Rs = 2800 KG/cm2

6.1.2. Tính toán cốt thép cọc

a. Tính cốt thép dọc

- Cọc vuông có kích thước a x a (40x40 cm)

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép tiết diện là : a= 5 (cm)

h0 = 40 - 5 = 35 (cm)

Giả thiết chiều dày lớp bảo vệ ao= 5 cm => chiều cao làm việc của cọc ho= 40-5 = 35 cm. Theo Giáo trình Kết cấu Bê tông cốt thép với cấu kiện được chế tạo từ BTCT có cấp độ bền B30, cốt thép chịu lực AII và hệ số điều kiện làm việc γ = 0,9 ta có: ξR = 0,65 ; α R = 0,414

α m=kn .nc .M

mb . Rb. b . ho2 =

1,2.1,0 .3,137

1,15.1700.0,4 . 0,352 = 0,04 < α R = 0,414

Ta có: ζ = 0,5.(1+√1−2α m ) = 0,5.(1+√1−2.0,04 ) = 0,979

ξ=2(1−ζ ) = 2(1-0,9774) = 0,041

Diện tích cốt thép cần thiết là: Fa= kn .nc . M max

R s ζ ho =

1,2.1,0 .3,13728000.0,974 .0,35

= 4,1 (cm2)

Dự định chọn 3ф18 có Fa = 7,63 (cm2)



Hàm lượng cốt thép : =

Fa

bh0

=7,63 40× 35

×100 %

= 0.55 % > min = 0.05%

Kiêm tra sự hình thành và mơ rộng vết nứt:

Chiều rộng vết nứt aT vuông góc với trục dầm được xác định theo tiêu chuẩn TCVN4116-

85 như sau: aT = k.Cd ησa−σbd

Ea.7.(4−100 μ )√d

Trong đó:

k: hệ số kể đến tính chất chịu lực của cấu kiện với dầm ngang chịu uốn k=1

η: hệ số kể đến loại cốt thép với thép AII có gờ η = 1

Cd: hệ số phụ thuộc tính chất tác dụng tải trọng, xem cấu kiện chịu tác động lâu dài lấy Cd = 1,3

σ a: ứng suất trong cốt thép chịu kéo tại tiết diện xuất hiện khe nứt, đối với cấu kiện

chịu uốn σ a = M

Fa Z1

Z1: là cánh tay đòn của nội ngẫu lực tại tiết diện có khe nứt ( khoảng cách từ trọng

tâm cốt thép chịu kéo đến trọng tâm vùng nén) Z1= h0 - x2 = h0 -

ξ h0

2

σ bd: ứng suất kéo ban đầu trong cốt thép do trương nở bê tông, với cấu kiện nằm trên khô thì lấy σ bd = 0

μ: hàm lượng cốt thép trong tiết diện

d: đường kính thanh cốt thép (d = 18mm)

Ea: mô đun đàn hồi của thép; Ea = 2,1.106kG/cm²

Thay các số liệu vào ta có:

M = 3,137 T.m; d=18mm; Fa= 7,63 cm²; ho=35cm ; μ=0,55%; ξ=0,041;

Z1= 35-0,041.35/2= 34,28 cm; σ a=3,137. 105

7,63.34,28 = 1199 kG/cm²

Từ đó ta có:

aT=1.1,3.1.1199−0

2,1.106 7(4-100.0,55%)√18 = 0,076 mm < [a ] = 0,08mm

Thỏa mãn về điều kiện bề rộng vết nứt.

Vậy chọn 3ф18 là thỏa mãn bề rộng vết nứt.

b. Tính toán cốt đai

Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông :



Theo “Kết cấu bê tông cốt thép” , điều kiện để không phải tính cốt thép ngang là :

kn.nc.Q ≤ mb . Qb với Qb = 0,6.Rk.b.h0

Cốt thép dọc bố trí như trên a = 5 + 1,8/2= 5,94 cm h0 = 40-5,9 = 34.1 cm

kn.nc.Q = 1.25 x 1 x 4,54 = 5,675 (T)

mb . Qb = 1.15 x 0.6 x 17 x 40 x 34,1 = 15999 KG = 15,99 (T)

kn.nc.Q < mb . Qb Bê tông đủ khả năng chịu cắt, không cần tính cốt đai.

Do đó ta đặt cốt đai theo yêu cầu cấu tạo : Chọn đai 8 , khoảng cách giữa các đai

xác định như sau : hcọc =400 mm < 450 mm a

Chọn a=150 mm. Cốt thép đai là : 8 a 150.

c. Tính toán thép làm móc cẩu :

Thép dùng làm móc cẩu thuộc nhóm AI có Ra = 2100 kG/cm2

Lực kéo trong trường hợp cẩu lắp : Fk = q.l

Lực kéo trong một nhánh là : Fk

' = q . l2

= 0,6 . 112

= 3,3 (T )

Diện tích cốt thép móc cẩu :

Fa =Fk

'

Ra

= 3,32800

= 1 , 17 (cm2)

Chọn thép móc cẩu 18 có Fa = 2,54



400

30050 50

400

300

5050

6Ø18

18Øa150

6.2. Tính bản sàn cầu tàu :

Để tính cốt thép cho bản , ta xét một dải bản có bề rộng 1 m .Dải bản được tính như một cấu kiện chịu uốn có tiết diện hình chữ nhật với bề rộng 1m .

6.2.1. .Xác định nội lực của bản

Chọn ô bản có tải trọng hàng hóa lớn nhất để tính toán: qh = 6 (T/m²)

Tải trọng tính toán của bản:

Tải trọng hàng hóa: qh = 1,3.6 = 7,8 (T/m²)

Tải trọng bản thân bản: qb = 1,05.(0,3.2,5) = 0,787 (T/m²)

Tải trọng tác dụng lên bản: q = qh+qb = 7,8 +0,787 = 8,58 (T/m²)

Tính toán bản theo sơ đồ khớp dẻo. Ta có:

l02

l01 =

l2−bd

l1−bd=

4−0,73,5−0,7

= 1,18 => Tính theo trường hợp bản kê 4 cạnh

Sơ đồ tính mô men


1

F

2

E

MI

M1

M2MI

I

MI

MII

MII

M2

MII

MI

MI

M1

L02 = 3,3 (m)

L01

=

2,8

(m)


Các mô men trong bản quan hệ bởi biểu thức:

q l012 (3 l02−l01 )

12 = (2 M 1+M I+M I

' ) l 02+(2 M 2+M II+M II' ) l01 (*)

Chọn ty số nội lực giữa các tiết diện:

M1

M2 = 2 ;

M I

M1 = 1,5;

M II

M 2 = 1,5; M I=M I

' ; M II=M II'

Thay các giá trị vào biểu thức (*) ta có:

8,58.2,82 (3.3,3−2,8 )12

= (2.M 1+1,5M 1+1,5M 1).3,3+(2.0,5M 1+0,75M 1+0,75M 1).2,8

39,8 = 23,5 M 1 M 1 = 1,69 (kN.m)

Vậy M 1 = 1,69 T.m; M 2 = 0,85 T.m

M I = M I' = 2,54 T.m; M II = M II

' = 1,28 T.m

Biểu đồ tính cốt thép bản:


1,69 T

2,54 T.m 2,54 T.m

2,8 m


6.2.2. Tính toán cốt thép bản

Tính toán theo tiết diện chữ nhật với bề rộng 1m

Giả thiết chiều dày lớp bảo vệ ao= 5 cm => chiều cao làm việc của bản ho=30-5=25 cm. Theo Giáo trình Kết cấu Bê tông cốt thép với cấu kiện được chế tạo từ BTCT có cấp độ bền B30, cốt thép chịu lực AII và hệ số điều kiện làm việc γ = 0,9 ta có: ξR = 0,588; α R = 0,414

Theo phương cạnh ngắn

α m=kn . nc . M

Rb . b . ho2 =

1,2.1,0.2,54

1700.1.0,252 = 0,029 < α R = 0,414

Thỏa mãn về điều kiện hạn chế chiều cao vùng nén

Ta có: ζ = 0,5.(1+√1−2α m ) = 0,5.(1+√1−2.0,029 ) = 0,985

ξ=2(1−ζ ) = 2(1-0,985) = 0,029 < ξR = 0,588


R s ζ ho =

1,2.1,0 .2,5428000.0,988.0,25

= 4,58.10−4 (m²) =

4,58 cm²

Chọn 5ϕ16 thép AII ( Fa = 10,05 cm² )

μ = Fa

b .ho100 =

10,05100.25

100 = 0,402 % > μmin = 0,05% thỏa mãn điều kiện hàm lượng cốt

thép




Ea.7.(4−100 μ )√d

Trong đó:








Fa Z1



ξ h0

2



d: đường kính thanh cốt thép (d = 16 mm)



M = 2,54 T.m; d=16mm; Fa= 10,05cm²; ho= 25cm ; μ=0,4 %; ξ=0,029;

Z1=25-0,029.25/2=24,63 cm; σ a=2,54. 105

10,05.24,7 = 1023,22 kG/cm²

Từ đó ta có:

aT=1.1,3.1.1023,22−0

2,1. 106 7(4-100.0,4 %)√16 = 0,064mm < [a ] = 0,08mm


Vậy bố trí ϕ16a200 đối với phía trên và phía dưới bản

Theo phương cạnh dài


0,85 T

1,28 T.m 1,28 T.m

3,3 m


α m=kn . nc . M

Rb . b . ho2 =

1,2.1,0 .1,28

1700.1.0,252 = 0,015 < α R = 0,414

Thỏa mãn về điều kiện hạn chế chiều cao vùng nén

Ta có: ζ = 0,5.(1+√1−2α m ) = 0,5.(1+√1−2.0,015 ) = 0,992

ξ=2(1−ζ ) = 2(1-0,992) = 0,016 < ξR = 0,588


R s ζ ho =

1,2.1,0.1,2828000.0,992.0,25

= 2,30.10−4 (m²) =

2.30 cm²

Chọn 4ϕ16 thép AII ( Fa = 8,04 (cm² )

μ = Fa

b .ho100 =

8,04100.25

100 = 0,32 % > μmin = 0,05% thỏa mãn điều kiện hàm lượng cốt

thép




Ea.7.(4−100 μ )√d

Trong đó:








Fa Z1



ξ h0

2



d: đường kính thanh cốt thép (d = 16 mm)



M = 1,28 T.m; d=16mm; Fa= 8,04 cm²; ho= 25cm ; μ=0,32 %; ξ=0,016;

Z1=25-0,016.25/2=24,8 cm; σ a=1,28 . 105

8,04.24,8 = 641,9 kG/cm²

Từ đó ta có:

aT=1.1,3.1.641,9−0

2,1. 106 7(4-100.0,32 %)√16 = 0,041 mm < [a ] = 0,08mm


Vậy bố trí ϕ16a250 đối với phía trên và phía dưới bản

1Ø16a250

1Ø16a2502Ø16a200

30 20

7070

350

6.3. Tính cấu kiện dầm

Đối với dầm chế tạo từ bê tông cấp độ bền B30, thép chịu lực AII và hệ số điều kiện làm việc γ=¿0,9 nên ta có ξR=0,6 ; α R=0,424; hệ số = 0,9 ;Rb = 1,7 T



6.3.1. Tính cốt thép dọc cho dầm ngang :

- Cốt thép của dầm được tính toán theo tiêu chuẩn thiết kế TCVN4116-85.

- Sơ đồ tính : Dầm ngang khi tính toán được xem như dầm liên tục tục đặt trên các

gối tựa là các cọc.

Nội lực tính toán :

Mmax(T.m) Mmin(T.m) Qmax(T) Qmin(T)

22,75 -67,03 42,15 -46,63

a. Tính toán cốt thép chịu momen âm

- Dầm ngang là cấu kiện chịu uốn có tiết diện hình chữ nhật có kích thước bxh

(70x100 cm)

Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép tiết diện là : a= 5 (cm)

h0 = 100- 5 = 95 (cm)

Theo tiêu chuẩn TCVN4116-85 ta có:

{kn nc M ≤ mb RnbX (h0−0,5 X )+ma Ran Fa' (ho−a' )

ma Ra Fa−ma Ran Fa' =mb Rn bX

(I)

Để đảm bảo điều kiện phá hoại dẻo thì: α m ≤ αR (ξ ≤ξ R)

Với α m=ξ (1−0,5 ξ); ξ=X /ho

r = r.(1-0,5r ) ; Bê tông cấp độ bền 30 , cốt thép nhóm AII , tra bảng 17 – tiêu

chuẩn bê tông cốt thép thuy công 4116-85 ta được r = 0.6

r = r.(1-0,5r ) = 0,6.(1-0,5.0,65) = 0,438

Giả sử chỉ đặt cốt đơn Fa => Fa' = 0 từ công thức (I) ta có:

α m=kn nc M

mb Rnb ho2

α m=1,2.1,0 .67,03

1,15.1700.0,7 .0,95 ² = 0,068 < r = 0,438 (Thỏa mãn điều kiện)

Từ (I) ta có: Fa= kn nc M

ma Raho (1−0,5 ξ ) = 1,2.1,0.67,03

1,15.28000.0,95 .0,965 = 28,38 (cm2)



Suy ra hàm lượng cốt thép: μ=Fa

b ho100% = 0,42 % > μmin = 0,05%

Tính toán sự hình thành và mở rộng vết nứt :

Chọn lại thép dọc: chọn 11ф28


b ho100% = 1,02 % > μmin = 0,05%

Theo tiêu chuẩn 4116 – 85, chiều rộng vết nứt aT vuông góc với trục dọc dầm được xác

định theo công thức sau :

(mm)

Trong đó :

k : Hệ số kể đến tính chất chịu lực của cấu kiện, với cấu kiện chịu uốn k = 1

Cg : Hệ số xét đến tính chất của tải trọng tác dụng , với tải trọng thường xuyên

và tải trọng tạm thời là 1.2.

: Hệ số kể đến loại thép sử dụng , với cốt thép thanh AII có gờ lấy là 1

a : Ứng suất trong cốt thép chịu kéo không kể đến cường độ bê tông vùng

chịu kéo của mặt cắt , với cấu kiện chịu uốn thì a xác định theo công thức :

, với Z là cánh tay đòn nội lực, lấy theo kết quả tính toán mặt cắt về

độ bền ,

Z = h0 – .h0/2

Z = 95 – 0,07.95/2 = 91,6 cm

a =

67 , 03×105

67 , 65×91 , 9= 1081 (kG /cm2 )

0 =0 : Ứng suất kéo ban đầu trong cốt thép do sự trương nở của bê tông, với

kết cấu khô



Ea : Mô đun đàn hồi của thép , Ea = 2,1.106 (kG/cm2 )

: Hàm lượng cốt thép trong tiết diện , = 7,4.10-3

d : Đường kính cốt thép d = 28 mm

Thay số ta được :

at =

1×1 . 3×1×1081−0

2 .1×106×7×(4−100×1,02 % )×√28

mm = 0,074 < 0,08 mm

Chọn 10ф 28 là hợp lý.

b. Tính cốt thép khi dầm chịu momen dương

Giả sử chỉ đặt cốt đơn Fa => Fa' =0 từ công thức (I) ta có:

α m=kn nc M

mb Rnb ho2

α m=1,2.1,0 .22,75



ma Raho (1−0,5 ξ ) = 1,2.1,0.22,75

1,15.28000.0,95 .0,96 = 9,29 (cm2)


b ho100% = 0,14% > μmin = 0,05%



Theo tiêu chuẩn 4116 – 85, chiều rộng vết nứt aT vuông góc với trục dọc dầm được

xác định theo công thức sau :

(mm)

a =

22 , 75×105

34 , 36×92= 720 (kG /cm2)




at =

1×1 . 2×1×720−0

2 .1×106×7×(4−100×0.14 % )×√25

mm = 0,055 < 0,08 mm

Chọn 7ф25 là hợp lý.

c. Tính toán cốt đai


Theo “Kết cấu bê tông cốt thép”, điều kiện để không phải tính cốt thép ngang là :

kn.nc.Q ≤ mb . Qb với Qb = k1.Rb.b.h0 (k1=0.6 đối với dầm)

Cốt thép dọc bố trí như trên a = 5 + 2,8/2 = 6,4 cm h0 = 100 – 6,4 = 93.6 cm

kn.nc.Q = 1,2 x 1 x 46,63 = 58,29 (T)

mb . Qb = 1,15 x 0.6 x 170 x 0,7 x 0,936 = 76,85 (T)


Kiểm tra khả năng chịu ứng suất nén chính của bụng dầm :

Theo “Kết cấu bê tông cốt thép” :

Công thức kiểm tra : kn.nc.Q ≤ k0 .mb .Rn.b.h0

k0=0.35 : bê tông mác ≤ 400

k0 .mb . Rn.b.h0 = 0.35x1.15x170x0,7x0.936 = 345.031 (T)

kn.nc.Q = 25.1 T ≤ k0 .mb . Rn.b.h0

Bê tông bụng dầm không bị phá hoại bởi ứng suất nén chính.


xác định như sau : hdầm = 1000 mm > 450 mm a

Đặt cốt thép đai : 10 a 200.



7Ø25

11Ø28

Ø10a200

Ø10a200Ø10a200

2Ø14

300

1000

50 50600

700

3

2

4

1

5

Bố tri cốt thép cho dầm ngang

6.3.2. Tính cốt thép dọc cho dầm dọc

Mmax(T.m) Mmin(T.m) Qmax(T) Qmin(T)

24,73 -25,1 40,45 -40,43

Do giá trị Momen âm và dương có trị tuyệt đối sấp xỉ bằng nhau nên ta chỉ tính cho 1

trường hợp.Lấy trường hợp Mmin = -25,1 (T.m)

Tương tự như trường hợp tính cốt thép cho dầm ngang ta có:

Giả sử chỉ đặt cốt đơn Fa => Fa' =0 từ công thức (I) ta có:

α m=kn nc M

mb Rnb ho2

α m=1,2.1,0 .25,1



ma Raho (1−0,5 ξ ) = 1,2.1,0.25,1

1,15.28000.0,95 .0,96 = 10,68 (cm2)

Chọn 6ф25 ; Fa = 29,45 (cm2).




b ho100% = 0,44% > μmin = 0,05%





(mm)

Trong đó :

k : Hệ số kể đến tính chất chịu lực của cấu kiện, với cấu kiện chịu uốn k = 1

Cg : Hệ số xét đến tính chất của tải trọng tác dụng , với tải trọng thường xuyên

và tải trọng tạm thời là 1.2.

: Hệ số kể đến loại thép sử dụng , với cốt thép thanh AII có gờ lấy là 1

a : Ứng suất trong cốt thép chịu kéo không kể đến cường độ bê tông vùng

chịu kéo của mặt cắt , với cấu kiện chịu uốn thì a xác định theo công thức :

, với Z là cánh tay đòn nội lực, lấy theo kết quả tính toán mặt cắt về

độ bền ,

a =

25 , 1×105

29 , 45×91 , 9= 927 , 41 (kG /cm2 )

0 = 0 : Ứng suất kéo ban đầu trong cốt thép do sự trương nở của bê tông, với

kết cấu khô

Ea : Mô đun đàn hồi của thép , Ea = 2,1.106 (kG/cm2 )

: Hàm lượng cốt thép trong tiết diện , = 0,44%

d : Đường kính cốt thép d = 25 mm



at =

1×1 . 3×1×927 ,41−0

2 .1×106×7×(4−100×0. 44 % )×√25

mm = 0,071 < 0,08 mm

Chọn 6ф 25 là hợp lý.

a. Tính toán cốt đai


Theo “Kết cấu bê tông cốt thép”, điều kiện để không phải tính cốt thép ngang là :

kn.nc.Q ≤ mb . Qb với Qb = k1.Rb.b.h0 (k1=0.6 đối với dầm)

Cốt thép dọc bố trí như trên a = 5 + 2,5/2 = 6,25 cm h0 = 100 – 6,25 = 93.75cm

kn.nc.Q = 1,2 x 1 x 40,45 = 50,56 (T)

mb . Qb = 1,15 x 0.6 x 170 x 0,7 x 0,9375 = 76,97 (T)



xác định như sau : hdầm = 1000 mm > 450 mm a

Đặt cốt thép đai : 10 a 200.



6Ø25

6Ø25

Ø10a200

Ø10a200

2Ø14300

50 50600

700

1000

1

2

4

3

5

Bố trí cốt thép cho dầm dọc

6.4. Tính toán dầm vòi voi :

Dầm vòi voi là dầm lắp ghép. Dầm vòi voi cấu tạo gồm 2 phần : Phần trên có

chiều cao bằng chiều cao dầm ngang mở rộng, phần phía dưới tiết diện thu nhỏ dần từ

bề rộng 1m xuống 0.3m,cao 1,25 m.

Dầm vòi voi chịu tác dụng của lực va tàu và tựa tàu.Phần trên của dầm vòi voi

liên kết với dầm ngang,truyền tải trọng vào dầm ngang và chủ yếu là lực nén nên

không cần tính toán mà chỉ tính toán với phần dầm bên dưới như dầm côngxon chịu

uốn dưới tác dụng của lực tựa tàu và lực va tàu.

Ở đây ta tính toán cho trường hợp dầm vòi voi chịu tác dụng của lực tựa tàu F = 2,3 T

và thành phần lực va vuông góc với mép bến Fq = 2,49 T.

Trường hợp chịu lực tựa tàu :

Lực tác dụng lên dầm trong trường hợp tựa là :

F = 2,3 T



Thiên về an toàn ta xem như lực này đặt tại đầu dầm, khi đó mô men tại mép

ngàm là : M = 2,3 x 1.5 = 3,45 ( T.m )

Trường hợp chịu lực va tàu :

Lực tác dụng lên dầm là : F = 2,49 T

Thiên về an toàn ta xem như lực này đặt tại mép dầm , khi đó mô men tại mép

ngàm là :

M = 2,49 x 1.5 = 3,73 T

Chọn giá trị M = 3,73 (Tm ) và Q = F = 2,49 ( T ) để tính cốt thép cho dầm vòi

Tính toán vòi voi :

a. Tính toán cốt thép dọc :

Do dầm voi voi có tiết diện thay đổi theo chiều dài nên gần đúng ta tiến hành tính toán

cho tiết diện trung bình b x h = 100x65cm.

Giả thiết : abv = 5cm. Suy ra : h0 = h – abv = 65 – 5 = 60 cm.

α m=kn .nc .M

mb . Rb. b . ho2 =

1,2.1,0 .3,73

1,15.1700.1 . 0,62 = 0,006 < α R = 0,414

Ta có: ζ = 0,5.(1+√1−2α m ) = 0,5.(1+√1−2.0,006 ) = 0,996

ξ=2(1−ζ ) = 2(1-0,996) = 0,008


R s ζ ho =

1,2.1,0 .3,7328000.0,996 .0,6

= 2,78 (cm2)

Dự định chọn 7ф16 có Fa = 14,07 (cm2)

Hàm lượng cốt thép : =

Fa

bh0

=14,07 100× 60

×100 %

= 0.23 % > min = 0.05%

b. Tính toán cốt đai :


Theo TCVN4116-85 , điều kiện để không phải tính cốt thép ngang là :

kn.nc.Q ≤ mb . Qb với Qb = 0,6.Rk.b.h0

Cốt thép dọc bố trí như trên abv = 5+1,6/2 = 5,8 cm h0 = 60- 5,8= 54,2 cm



kn.nc.Q = 1.25 x 1 x 2,49 = 3,11 (T)

mb . Qb = 1.15 x 0.6 x 17 x 100 x 54,2 = 63576 ( K)G = 63.57(T)



xác định như sau : h = 750 mm > 450 mm a

Cốt thép đai là : 8 a 150.

Tính toán sự hình thành và mơ rộng vết nứt :



(mm)

a =

3 ,73×105

14 , 07×54 , 2= 489 , 1 (kG /cm2 )


at =

1×1 . 2×1×489 ,1−0

2. 1×106×7×(4−100×0 .23 % )×√16

mm = 0,029 < 0,08 mm

Chọn 7ф16 là hợp lý.



2500

15

00

15

00

32

00

Ø10a200

7Ø20

300

7Ø20

II II

5

3

6

7Ø8150

Bảng thống kê bố trí cốt thép cho các cấu kiện

Cấu kiện

M

T.m

α m Fa

cm²

Fa bố trí

cm²

μ

%

aT

mm

Dầm ngang 22,75 0.022 9,29 7ф25=34,36 0,14 0.055

-67,03 0,068 28,38 11 ф 28=61,5 1,02 0,074

Dầm dọc 24,73 0,025 10,68 6 ф 25=30,408 0,44 0,071

-25,10 0,025 10,68 6 ф 25=38,01 0,44 0,071

Dầm vòi voi 3,73 0,006 2,78 7 ф 16=14,07 0,23 0,029

Cấu kiện

Qmax

T

0,6Rk b ho

T

Bố trí cốt đai

Dầm ngang 58,29 76,85 ф 10a200

Dầm dọc 50,56 76,97 ф 10a200

Dầm vòi voi 3,11 63,57 ф 8a150



CHƯƠNG 7 : TÍNH TOÁN ỔN ĐỊNH BẾN CẦU TÀU

7.1. Nội dung tính toán

a. Xác định các tâm trượt

Giả thiết khối đất phía dưới bến trượt theo cung tròn tâm O. Chia khối đất thành những khối phẳng nhỏ bằng các mặt phẳng thẳng đứng.

b. Các phương pháp tính ổn định

Ổn định cầu tàu được dánh giá bằng điều kiện: k = Σ Rg

Σ Rtr ≥ [k ]

Trong đó: Rg là tổng lực kháng trượt

Rtr là tổng lực gây trượt

k là hệ số ổn định trượt

Thành phần gây trượt: Rtr = Rtd + Rtp

Trong đó: Rtd là thành phần trượt do khối đất gây ra

Rtp là thành phần trượt do cọc gây ra

Ở đây tính theo phương pháp mặt trượt cung tròn nên Rg, Rtr là các mô men. Ta có điều kiện:

k = Σ M g

Σ M tr =

ne . n . nd

m

n: Hệ số vượt tải, n=1,25

ne: Hệ số tổ hợp tải trọng, ne = 1 với tổ hợp cơ bản

nd: Hệ số điều kiện làm việc với mô men giữ, nd = 1,15

m: Hệ số điều kiện làm việc với mô men trượt, m = 1,15

Vậy k = 1,25

Với tâm trượt nguy hiểm nhất ta có:

M tr = R.(Σ g isin αi+Σ wi zi )M g = R.[ Σ g icos αi ]+Σ Ci l1+Σ Qci

Trong đó:

R: Bán kính cung trượt

gi : Tổng trọng lượng của lớp đất thứ i và các cấu kiện công trình trong phạm vi đó.



i : Góc nghiêng với đường nằm ngang của đường tiếp tuyến với cung trượt ở giao

điểm cung trượt và đường tác dụng lực gi: i = arcsin ri : Khoảng cách theo đường nằm ngang từ tâm quay O1 đến đường tác dụng của

lực gi. i , Ci : Góc nội ma sát và lực dính của lớp đất thứ i. li : Chiều dài đoạn cung ở đáy cột thứ i . wi = 0 : Áp lực thuy động tăng thêm . zi : Khoảng cách của tâm cung trượt đến đường tác dụng gi .

Qci: Lực kháng trượt của cọc thứ i: Qci = 4. M c

t zl

Với l=5,5m ; t z = t n

1,25 Với t n: Khoảng cách từ tâm trượt đến chân cọc

M c: mô men uốn của cọc dưới mặt trượt: M c = (σ p−σa ) . lc . t z

2

8

lc: Chiều dài đoạn thẳng mà trong phạm vi đó áp lực chủ động và áp lực bị động của đất truyền lên cọc:

lc=L khi L ≤ 3d ; lc=3d khi L ≥ 3d

Với d là đường kính cọc => lc = 3.0,6 = 1,8 (m)

σ a; σ p là áp lực chủ động và áp lực bị động được xác định theo công thức sau:

σ a = Σ γ tc hi λa σ p = Σ γ tc hi λ p

γ tc: Khối lượng thể tích của đất ở trạng thái tự nhiên

hi: Chiều dày lớp đất thứ i

λa;λ p Hệ số thành phần áp lực ngang của áp lực chủ động và áp lực bị động phụ thuộc vào góc ma sát của đất.

4.3.Xác định tâm trượt nguy hiểm

Ta lấy tọa độ ban đầu O1 (-3,42; 9,6) ,sau đó tính tiếp cho hai điểm O2(-3,42;10), O3(-3,7; 9,6 ) chia lớp phân tố như hình vẽ. Ta tính ổn định trượt cho 3 tâm trượt O1 ,O2 ,O3

7.2. Tính toán ổn địnha. Đối với tân trượt O1

Bán kính R = 24 (m) tại tọa độ O1 ( -3,42 ;9,6 ) đường kinh trượt đi qua chân cừ là vị trí trượt nguy hiểm nhất.

Tổng mô men gây trượt là: M tr= R.126,26 T.m Tổng mô men giữ là: M g= R.302,18 T.m

K=M g

Mtr= 2,39 > Kmin = 1,25 => Đảm bảo điều kiện ổn định trượt



1

2

3

45

6710

O1

9 8

aa

11

S1

S2

S3

S4

Bảng xác định lực cắt các cọc :

tn tz lc hi σa σp Mc(T.m) Qc(T)F 0 0 1.2 12.6 6.650 13.400 0.00E 7.49 5.99 1.2 12.3 5.230 15.600 55.85 6.78D 6.1 4.88 1.2 10.4 5.150 12.640 26.76 3.99C 5.39 4.31 1.2 9.6 4.360 11.350 19.50 3.29B 5.17 4.14 1.2 8.5 4.210 9.650 13.96 2.45

A2 5.16 4.13 1.2 6.3 3.630 8.620 12.75 2.25A1 5.81 4.65 1.2 6.1 3.230 8.370 16.66 2.61

Tổng 21.36

Phân tố

V1(m3) V2(m3) V3(m3) V4(m3) Wi(T) αi Mtri

Wi.(cosαi).tan

φci.li Mgi

1 13.5 10.1 0 0 41.5 52.0 32.707 11.382 8.10 19.4822 16 31.2 0 0 81.9 42.0 54.785 27.094 7.74 34.8343 16 45.4 0.78 0 107 28.0 50.367 20.136 7.56 27.6964 0 35.7 9.2 0 77 13.0 17.320 15.946 13.33 29.2715 0 31.8 14.3 0 79.6 6.0 8.315 22.683 13.98 36.6586 0 24.2 16 0.89 71.3 2.0 2.486 20.412 14.63 35.0377 0 16.6 16 0.93 58.4 -3.0 -3.056 16.720 15.60 32.3208 0 10.2 15.9 0.65 46.8 -10.0 -8.115 13.197 14.95 28.147



9 0 8.2 10.6 0 32.9 -24.0 -13.360 8.604 14.63 23.22910 0 9.68 2.61 0 21.1 -35.0 -12.098 3.673 15.60 19.27311 0 2.53 0 0 4.3 -46.0 -3.093 0.635 15.60 16.235

126.26 302.18

b. Đối với tâm trượt O2- Bán kính R = 27,29 (m) tại tọa độ O2 ( -3,42 ;10 ) Tổng mô men gây trượt là: M tr= R.159,88 T.m Tổng mô men giữ là: M g= R.372,59 T.m

K =M g


1

2

3

45

6710

O2

9 8

aa

11

S1

S2

S3

S4



A2 5.16 4.13 1.2 6.3 3.630 8.620 12.75 2.25A1 5.81 4.65 1.2 6.1 3.230 8.370 16.66 2.61

Tổng 21.36

Phân V1(m3) V2(m3) V3(m3) V4(m3) Wi (T) αi Mtri Wi. ci.li Mgi



tố (cosαi).tanφ1 24.2 28.8 0 0 92.6 52.0 72.934 25.380 8.10 33.4802 16 47.7 0.35 0 110 42.0 73.860 36.529 7.74 44.2693 16 49.5 10.7 0.12 132 28.0 62.003 24.788 7.56 32.3484 0 36.4 16 6.25 102 13.0 22.916 21.099 13.33 34.4245 0 29.2 16 12.9 102 6.0 10.655 29.068 13.98 43.0436 0 21.6 16 14.8 92.6 2.0 3.229 26.517 14.63 41.1427 0 14.1 16 14.7 79.6 -3.0 -4.166 22.794 15.60 38.3948 0 7.8 16 13.4 66.5 -10.0 -11.547 18.778 14.95 33.7289 0 8.8 16 3.25 49.5 -24.0 -20.105 12.949 14.63 27.57410 0 12 15.6 0.26 48.7 -35.0 -27.895 8.469 15.60 24.06911 0 13.6 4.2 0 30.6 -46.0 -22.000 4.517 15.60 20.117

Tổng 159.88 372.59

c. Đối với tâm trượt O3

- Bán kính R = 31,12 (m) tại tọa độ O2 ( -3,7 ; 9,6) ; Tổng mô men gây trượt là: M tr= R.199,83 T.m Tổng mô men giữ là: M g= R.507,65 T.m

K =M g




123

4

56

7

10

O3

98

aa

11

S1

S2

S3

S4

12

12

13

31120



A2 5.16 4.13 1.2 6.3 3.630 8.620 12.75 2.25A1 5.81 4.65 1.2 6.1 3.230 8.370 16.66 2.61

Tổng 21.36



Phân tố

V1(m3)

V2(m3)

V3(m3)

V4(m3)

Wi(T) αi Mtri

Wi.(cosαi).tanφ ci.li Mgi

1 18.2 21.5 0 0 69.3 49.0 52.289 20.244 8.10 28.3442 16 45.6 0 0 106 47.0 77.765 32.295 7.74 40.0353 16 49.5 16 5.28 151 32.0 80.068 27.239 7.56 34.7994 16 49.5 16 14.8 169 19.0 54.921 33.904 13.33 47.2295 0 36.4 16 22.4 132 11.0 25.136 37.080 13.98 51.0556 0 29.2 16 30.6 135 7.0 16.411 38.325 14.63 52.9507 0 21.6 16 30.2 121 2.0 4.223 34.677 15.60 50.2778 0 14.8 16 30.3 110 1.5 2.870 31.427 14.95 46.3779 0 8.3 16 28.8 95.9 -3.0 -5.015 27.438 14.63 42.06310 0 8.8 16 25.3 90.2 -10.0 -15.663 18.881 15.60 34.48111 0 12 16 18.6 83.3 -23.0 -32.528 16.289 15.60 31.88912 0 12 16 7.6 62.9 -32.0 -33.338 11.342 15.60 26.94213 0 12.5 9.4 0 38 -46.0 -27.311 5.608 15.60 21.208

Tổng 199.83 507.65

CHƯƠNG 8: THỐNG KÊ VẬT LIỆU VÀ BIỆN PHÁP THI CÔNGI. Thống kê vật liệu chính cho toàn bến.

– Khối lượng cốt thép cần dùng cho toàn bến là : 479,58 (Tấn)– Khối lượng Bê tông dùng cho toàn bến là :

Be tông dầm dọc : 1325,4 m3

Bê tông dầm ngang : 1377 m3

Bê tông bản : 1294,38 m3

Bê tông vòi voi : 149,76 m3

Vậy tổng khối lượng bê tông cần dùng cho toàn bến là: 3996,78 m3

II. Thống kê vật liệu chính cho một phân đoạn bến.– Khối lượng cốt thép cần dùng cho một phân đoạn bến là : 159,86(Tấn)– Khối lượng bê tông dùng cho 1 phân đoạn bến:

Bê tông dầm dọc: 441,8 m3

Bê tông dầm ngang: 459 m3

Bê tông bản : 431,46 m3

Bê tông vòi voi: 49,92 m3 Vậy tổng khối lượng bê tông cần dùng cho một phân đoạn bến là: 1332,26 m3.

III. Phương pháp thi công.– Cọc bê tông cốt thép ứng suất trước được đúc sắn.– Hạ cọc bằng phương pháp đóng, và hạ xuống độ sâu -28,7m, xuống lớp đất thứ 4.– Kết cấu dầm bản đổ toàn khối tại chỗ.



– Dầm vòi voi là cấu kiện lắp ghép..–

TÀI LIỆU THAM KHẢO

– Công trình bến cảng – Phạm Văn Giáp,Nguyễn Hữu Đẩu, Nguyễn Ngọc Huệ. NXB xây dựng,1998.

– Kết cấu bến cảng trên nền đất yếu – Phạm Văn Giáp, Nguyễn Mạnh Tiến.1991.– 22 – TCN – 207 – 92. Công trình bến cảng biển. Hà Nội – 1992.– 22 – TCN – 222 – 95. Tải trọng và tác động lên công trình thủy. Hà Nội – 1995.– 22 – TCN – 219 – 94. Công trình bến cảng sông. Hà Nội – 1994.– TCVN – 4116 – 85. Thiết kế bê tông và BTCT công trình thủy công. Hà Nội –

1985.– TCVN 7888-2008. Tiêu chuẩn về cọc bê tông ứng suất trước. Hà Nội-2008.

Kết cấu bê tông cốt thép – GS.TS Ngô Thế Phong, GS.TS.Nguyễn Đình Cống, PGS.TS.Phan Quang Minh

Mục lục


Documents

download