tm tk ben xa lan cang viconship

Đồ Án Tốt Nghiệp Kỹ Sư Ngành: Kỹ Thuật Biển

Trang 1

Mục Lục

LỜI MỞ ĐẦU ........................................................................................................ 2

CHƢƠNG 1.GIỚI THIỆU CHUNG. .................................................................. 3

1.1. Giới thiệu sơ lƣợc về công trình bến xà lan cảng Viconship. ................. 4

1.2. Điều kiện tự nhiên. .................................................................................... 5

1.3. Kết luận. ...................................................................................................... 8

1.4. Các tài liệu cần thiết. ................................................................................. 9

CHƢƠNG 2. THIẾT KẾ QUI HOẠCH MẶT BẰNG. ................................... 10

2.1. Xác định kích thƣớc cơ bản các bộ phận công trình. ........................... 11

2.2. Đề xuất, lựa chọn phƣơng án mặt bằng. ................................................ 14

CHƢƠNG 3.THIẾT KẾ SƠ BỘ CÁC PHƢƠNG ÁN KẾT CẤU CÔNG

TRÌNH ...................................................................................................................... 17

3.1. Đề xuất phƣơng án kết cấu công trình................................................... 18

3.2. Xác định tải trọng do tàu tác dụng lên công trình. ............................... 21

3.3. Tính toán nội lực các phƣơng án kết cấu. ............................................. 25

CHƢƠNG 4. SO SÁNH LỰA CHỌN PHƢƠNG ÁN THIẾT KẾ. ................ 99

4.1. Lựa chọn phƣơng án thiết kế. ............................................................... 103

4.2. Tính toán cọc cầu tàu phƣơng án chọn. ............................................... 104

4.3. Tính toán dầm tựa tàu. .......................................................................... 109

4.4. Nạo vét khu nƣớc trƣớc bến. ................................................................ 113

CHƢƠNG 5.TRÌNH TỰ VÀ MỘT SỐ BIỆN PHÁP THI CÔNG. ............. 114

5.1. Trình tự tiến hành thi công. .................................................................. 115

5.2.Các điểm lƣu ý trong quá trình thi công. ............................................. 115

CHƢƠNG 6. DỰ TOÁN CÔNG TRÌNH. ...................................................... 117

6.1. Cơ sở lập dự toán xây lắp. ..................................................................... 118

6.2. Dự toán chi tiết xây dựng công trình. .................................................. 118

CHƢƠNG 7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ ................................................... 120

7.1. Kết luận. .................................................................................................. 121

7.2. Kiến nghị . ............................................................................................... 121


Trang 2

LỜI MỞ ĐẦU

Đối với nước ta, một quốc gia có khoảng 3260 km bờ biển kéo dài dọc theo chiều

dài đất nước cùng với một mạng lưới sông ngòi dày đặc . Đây là một điều kiện rất

thuận lợi để phát triển ngành giao thông vận tải đường thủy. Trong sự phát triển

chung của ngành giao thông vận tải đường thủy của cả đất nước , cảng Hải Phòng

là một đầu mối giao thông quan trọng trong việc giao lưu hàng hóa khu vực phía

Bắc với các vùng kinh tế trong nước, trong nước với nước ngoài. Hiện tại đây là

một thương cảng lớn nhất phía bắc Việt Nam, hàng năm đảm nhận 85 ÷ 90 % tổng

khối lượng hàng khô thông qua nhóm cảng phía Bắc . Với nhu cầu phát triển nền

kinh tế giai đoạn tới cảng Hải Phòng vẫn được xác định là một cảng tổng hợp trọng

điểm, được ưu tiên đầu tư ở khu vực phía Bắc nhằm tiếp nhận các tàu hàng tổng

hợp, tàu container đến 10000 DWT và lớn hơn. Để đáp ứng sự phát triển sản xuất,

đáp ứng nhu cầu của các chủ tàu, chủ hàng, tăng sức hấp dẫn của cảng Green Port

Viconship cũng như mở rộng nhu cầu phục vụ hàng container cũng như các hàng

khác, hội đồng của công ty cổ phần container Việt Nam đã phê duyệt dự án xây

dựng bến xà lan 400 DWT cảng Viconship.

Mục tiêu của đồ án là đi vào thiết kế kĩ thuật, lựa chọn phương án kết cấu cho

bến xà lan 400 DWT cảng Viconship – Chùa Vẽ - Hải phòng.

Đồ án xét trong phạm vi cảng chùa vẽ thuộc thành phố Hải Phòng, vị trí đặt

công trình là thuộc phần đất của công ty cổ phần container phía bắc liền kề với cầu

tầu liền bờ số 2 của cảng Chùa Vẽ.

Trong quá trình thực hiện đồ án em áp dụng những phương pháp như : nghiên

cứu, kế thừa các thiết kế và các đồ án tốt nghiệp sinh viên án về bến cảng đã thực

hiện trước đây. Thu thập, phân tích xử lí các tài liệu cần thiết, áp dụng tính toán

theo các qui phạm của nhà nước ban hành về thiết kế bến cảng. Dùng mô hình toán

(phần mềm SAP 2000) để phục vụ cho việc tính toán và Phương pháp khái toán,

phương pháp phân tích kinh tế, kỹ thuật.

Đồ án có 7 chương trong đó chương 1 là Giới thiệu chung về vị trí , các điều

kiện tự nhiên, kinh tế xã hội của khu vực đặt công trình. Chương 2 đi vào tính toán

kích thước các bộ phận cơ bản của công trình và lựa chọn phương án mặt bằng.

Thiết kế sơ bộ các phương án kết cấu và lựa chọn phương án tối ưu nhất để đi vào

tính toán thiết kế chi tiết được trình bày trong chương 3 và chương 4. Chương 5

đưa ra trình tự và và một số biện pháp thi công chủ yếu. Chương 6 là tính toán giá

thành xây dựng công trình và chương 7 là kết luận và kiến nghị.

Trong suốt quá trình thực hiện đồ án em xin chân thành cảm ơn sự hướng dẫn

nhiệt tình của các cô giáo là Thạc Sĩ Lê Thị Hương Giang và Thạc Sĩ Nguyễn Thị

Thế Nguyên đã tận tình giúp đỡ em hoàn thành tốt đồ án này. Tuy đã được sự

hướng dẫn nhiệt tình của các thầy cô, cùng với sự nỗ lực hết mình của bản thân

nhưng do trình độ bản thân có hạn và kinh nghiệm thực tế chưa có nên trong đồ án

khó tránh khỏi những sai sót. Em rất mong nhận được sự góp ý của các thầy ,cô để

sau này tốt nghiệp, ra trường em có thể hoàn thành công việc được tốt hơn .

Em xin chân thành cảm ơn!


Trang 3

CHƢƠNG 1.GIỚI THIỆU CHUNG.


Trang 4

1.1. Giới thiệu sơ lƣợc về công trình bến xà lan cảng Viconship.

1.1.1. Vị Trí.

Vị trí xây dựng công trình là tại cảng chùa vẽ, thành Phố Hải Phòng .Thành phố

Hải Phòng nằm ở bờ biển đông bắc của Việt Nam, cách Hà Nội 102 km. Hải Phòng

là thành phố lớn thứ 3 của cả nước và có cảng biển lớn nhất miền Bắc.

Hải Phòng có diện tích là 1.519 km2, có 2 huyện đảo: Cát Bà và Bạch Long Vĩ.

Hải Phòng nằm trong vùng khí hậu nhiệt đới, nhiệt độ trung bình hàng năm 23 - 24

độ C, lượng mưa 1.600 - 1.800mm và độ ẩm là 85 - 86%. Hải Phòng là trung tâm

thương mại, giao thông vận tải quan trọng của miền bắc Việt Nam, cầu nối giữa các

tỉnh phía bắc với thị trường thế giới thông qua hệ thống cảng biển. Hải Phòng được

nối liền với nhiều tỉnh, thành bằng đường bộ, đường sắt, đường sông, đường biển và

đường hàng không.

Hệ thống cảng biển của Hải Phòng có lượng hàng hoá thông qua lớn nhất trong

các cảng miền bắc. Cảng Hải Phòng có trang thiết bị hiện đại, an toàn theo tiêu

chuẩn quốc tế.

Mạng lưới đường bộ của Hải Phòng rất thuận tiện cho việc vận chuyển hàng hoá

đến Hà Nội và các tỉnh phía bắc thông qua quốc lộ số 5 và quốc lộ số 10.

Mạng lưới đường sông của Hải Phòng cũng rất thuận tiện cho việc vận chuyển

hàng hoá.

Tuyến đường sắt Hải Phòng - Hà Nội - Lào Cai, nối liền với Côn Minh (tỉnh Vân

Nam - Trung Quốc) tạo điều kiện rất thuận lợi cho việc chuyên chở hàng hoá tới

phía nam Trung Quốc. Tuyến Hải Phòng - Hà Nội nối liền trực tiếp với nhiều thành

phố thị xã đặc biệt là thành phố Hồ Chí Minh.

Bến xà lan cảng Viconship nằm trên khu đất, khu nước tại phía hạ lưu cầu tàu số

2 nằm ở bờ trái luồng sông Cấm, phía thượng lưu bến (tây bắc ) giáp với cầu tàu số

2, phía hạ lưu (đông nam) giáp cảng Container Chùa Vẽ, phía tây nam giáp tuyến kè

bảo vệ bờ bãi Container. Tuyến mép bến xà lan cách tuyến nối giữa hạ lưu bến hải

đăng với điểm đầu phía hạ lưu cầu tàu số 2 là khoảng 13,5m.

Hình 1.1. Vị Trí Cảng Chùa Vẽ.


Trang 5

1.1.2. Tải trọng của bến.

1.1.2.1. Xà lan neo cập khai thác.

xà lan xếp hàng hoá 400 DWT có các thông số kỹ thuật sau:

- Chiều dài xà lan: Lt = 46,0 m.

- Chiều rộng xà lan: Bt = 7,5 m.

- Mớn nước xà lan đầy tải: Tc = 2,4 m.

- Mớn nước xà lan không tải: To = 0,4 m.

1.1.2.2. Tải trọng khai thác cầu tầu.

- Tải trọng hàng hoá: q = 4 T/m2.

- Cần cẩu bánh hơi sức nâng 25T:

+ Áp lực lớn nhất lên một chân cần cẩu: 39T.

+ Khoảng cách giữa hai chân chống: 4,4 m.

+ Kích thước chân đế : 36x36 (cm).

- Tải trọng ôtô: Tương đương ôtô H30

1.1.2.3. Điều kiện khai thác .

- Vận tốc gió: Vgió = 20 m/s. (cấp 8)

- Vận tốc dòng chảy: Tính toán với vận tốc dòng chảy hướng dọc: Vdc = 1,62

m/s.

- Chiều cao sóng: H = 0,5 m.

1.1.2.4. Công nghệ khai thác trên bến.

- Tuyến trên bến: Sử dụng cần cẩu bánh hơi để bốc xếp các cấu kiện phục vụ

xà lan.

- Tuyến sau bến: công tác vận chuyển từ bến vào bãi và ngược lại, sử dụng

ôtô H30.

1.2. Điều kiện tự nhiên.

1.2.1. Điều kiện địa hình.

Đặc điểm địa hình được trình bày trong bình đồ khảo sát khu vực xây dựng

tỷ lệ 1/500 do công ty cổ phần Tư vấn Xây Dựng Công Trình Hàng hải lập tháng 02

năm 2007.

1.2.2. Điều kiện địa chất.

Tài liệu địa chất của khu vực được trình bày ở bảng sau:

Bảng 1.1. Bảng tổng hợp chỉ tiêu cơ lý cơ bản các lớp đất.

Lớp đất. Đặc điểm. Chỉ tiêu cơ lý cơ bản.

γw(T/m3) φ( Độ

) C(Kg/cm

2) Is αW αK

1a

Bùn sét

màu xám

nâu,

trạng thái

chảy

1,63 2017

' 0,07 1,4

1

Bùn sét

pha màu

xám nâu,

trạng thái

chảy

1,74 3005

' 0,06 1,58

2 Bùn sét 1,87 7044

' 0,09 0,54


Trang 6

pha màu

xám nâu,

trạng thái

chảy

3

Sét màu

xám

xanh,

trạng thái

chảy.

1,79 5049

' 0,11 0,8

4

Sét pha,

Trạng

thái dẻo

chảy.

1,9 5008

' 0,08 0,93

TK1

Sét màu

vàng,

trạng thái

dẻo cứng.

1,94 12046

' 0,2 0,44

TK2

Sét pha

màu

vàng,

xám ghi

trạng thái

dẻo mềm.

1,94 6050

' 0,2 0,54

5

Cát hạt

trung màu

xám

trắng,

trạng thái

chặt

26025

' 33

037

'

5b

Cát hạt to

lẫn cuội

sỏi thạch

anh màu

xám

trắng,

trạng thái

rất chặt.

24047

' 32

0345

'

6

sét pha

màu đỏ,

trạng thái

nửa cứng.

2,00 15049

' 0,2 0,1

Nguồn : Hồ sơ khảo sát địa chất số: 05-KSĐC-03 tháng 02 năm 2007 do công ty

cổ phần tư vấn xây dựng công trình hàng hải lập.

Từ bảng tổng hợp trên ta có thể thấy địa chất của khu vực xây dựng công trình

tương đối yếu, các lớp chủ yếu là đất sét và á sét ở trạng thái chảy, lớp đất tốt nằm ở

dưới sâu.


Trang 7

1.2.3. Điều kiện khí tượng thuỷ văn

1.2.3.1. Đặc điểm khí tượng

a) Gió

Hướng gió thịnh hành là hướng Bắc, Đông Bắc, Đông, Đông Nam và Nam, trong

đó gió hướng Đông có tần suất 31,32 %, Tiếp theo là hướng Bắc có tần suất 15,36

%, Đông Nam có tần suất 14,55%, Nam có tần suất 12,13 % và Đông Bắc có tần

suất 10,3 %, còn lại là các hướng khác.

Gió mùa Đông Bắc bắt đầu từ tháng 11 đến tháng 4 năm sau, tốc độ trung bình

trong các tháng đạt 4,4 m/s (tháng 2) đến 4,9 m/s (tháng 11). Tốc độ W >15 m/s chỉ

chiếm 5%.

Gió mùa Tây Nam chỉ xuất hiện tháng 6 8, tốc độ gió trung bình cao hơn các

tháng khác trong năm đạt 9,7 m/s vào tháng 8 và 6,0 m/s vào tháng 7. Tốc độ gió

bão quan trắc được Wmax = 40 m/s (tháng 6/1989).

b) Bão

Theo số liệu thống kê của tổng cục khí tượng thủy văn. Tại khu vực này bão

thường đổ bộ vào tháng 6 và kết thúc vào tháng 11. Tần suất bão thống kê từ năm

1960 1994 cho thấy tháng 11 ít bão nhất, chiếm 3,4%, tháng 7 là tháng có nhiều

bão nhất, chiếm 33,3%.

Tốc độ gió cực đại Wmax = 40 m/s quan trắc được nhiều lần tại Hòn Dấu và đặc

biệt cơn bão WENDY (1968) tại Phũ Liễn có tốc độ gió đạt Wmax = 50 m/s.

c) Mưa

Theo số liệu thống kê 10 năm tại khu vực, tổng lượng mưa trung bình năm là

1.459 mm, năm có lượng mưa lớn nhất đạt 2.292,8 mm (1992) và năm có lượng

mưa ít nhất 764,1 mm (1991).

Tại khu vực nghiên cứu, mùa mưa bắt đầu từ tháng 5 đến tháng 10, tổng lượng

mưa trung bình trong mùa mưa là 1.254,1 mm, chiếm 85,9% lượng mưa trong năm.

Tháng có lượng mưa trung bình lớn nhất là tháng 8 (292 mm) chiếm 19,32%

lượng mưa cả năm. Lượng mưa trung bình các tháng trong mùa mưa là 209 mm,

trong mùa khô chỉ có 34,2 mm. Số ngày mưa trung bình nhiều năm là 150,1

mm/ngày, năm có ngày mưa nhiều nhất là năm 1992 có 200 ngày, năm có số ngày

mưa ít nhất là năm 1987 có 125 ngày.

1.2.3.2. Đặc điểm thủy văn

a) Thủy triều – mực nước

Cửa sông Cấm bị ảnh hưởng bởi chế độ nhật triều, trong một ngày xuất hiện

một đỉnh triều và một chân triều, độ lớn thủy triều có thể đạt tới 4 m vào kì triều

cường. Khu vực sông Cấm từ Chùa Vẽ đến cảng Cấm bị ảnh hưởng triều biển và

dòng chảy sông. Khi lan truyền vào sông Cấm, độ lớn thủy triều có giảm chút ít so

với triều tại Hòn Dấu nhưng không đáng kể, chân triều và đỉnh triều được nâng

khoảng 0,4 m vào mùa kiệt và có thể còn cao hơn vào mùa lũ. Thời gian xuất hiện

đỉnh triều tại cửa Cấm thường chậm hơn so với tại Hòn Dấu 1 2 giờ, chân triều

thường xuất hiện chậm hơn 2 3 giờ.

Một số đặc trưng thủy triều (trạm Hòn Dấu):

- Mực nước trung bình nhiều năm : + 1,9 m (Hải Đồ)

- Mực nước triều cao nhất : + 4,21 m

- Mực nước triều thấp nhất : - 0,07 m


Trang 8

- Biên độ triều lớn nhất trong ngày : 3,94 m

Bảng 1.2. Tần suất mực nước giờ.

P% 1 5 50 99

H (m) 4,1 3,5 2,4 0,6

Nguồn : Tổng cục khí tượng thủy văn năm 2001.

b) Dòng chảy

Lưu lượng bình quân nhiều năm của sông Cấm là 353 m3/s. Lưu lượng lớn nhất

ghi nhận được là 3360 m3/s, lượng nước tải ra biển trung bình khoảng 12 km

3/năm.

Mùa kiệt dòng chảy thủy triều theo hướng từ biển vào sông chiếm 9 11 giờ vào kỳ

triều cường và 8 10 giờ vào kỳ triều yếu, với vận tốc trung bình 0,2 0,3 m/s, cực

đại đến 0,8 1,0 m/s; vận tốc dòng chảy khi triều xuống trung bình là 0,3 0,5 m/s,

đạt cực đại 1,8 2,6 m/s. Trong mùa mưa, nếu xuất hiện lũ lớn có thể không có

dòng triều lên. Điều này cho thấy chế độ dòng chảy ở đây khá phức tạp, phụ thuộc

không chỉ vào thủy triều mà còn phụ thuộc rất nhiều vào cường suất lũ.

Dựa vào số liệu của hai ngày đầu và cuối của đợt khảo sát vào mùa khô 2001 nói

trên có thể thấy: thời gian này lượng nước đổ ra ngoài sông không đáng kể nên tính

chất dòng chảy là thuận nghịch, có hai pha rõ rệt là triều lên và triều xuống. Khi

triều xuống vận tốc dòng chảy giảm từ mặt xuống đáy nhưng chênh lệch giữa các

lớp so với trị số trung bình là không đáng kể; khi triều lên hiện tượng phức tạp hơn,

đôi khi vận tốc dòng chảy lớp giữa lớn hơn lớp mặt; tần suất dòng chảy hướng ra

biển (triều xuống) khoảng 60%. Trong một ngày đêm, chênh lệch giữa lượng nước

từ sông đổ ra biển và lượng nước từ biển theo thủy triều xâm nhập vào sông

khoảng 4.000 5.000 m3.

c) Sóng

Sóng tại vùng cửa Nam Triệu thịnh hành theo hướng Đông và Đông Bắc trong

mùa khô, độ cao sóng trung bình khoảng 0,5 0,75 m. Mùa hè thịnh hành sóng

Đông Nam với độ cao trung bình 0,7 0,9 m. Với độ cao như vậy, sóng chỉ tác động

vào một phạm vi khá hẹp vùng cửa sông Bạch Đằng, không lan truyền vào sâu

trong sông và trong khu vực nghiên cứu. Tuy nhiên nếu sóng gặp mực nước triều

cường và gió thổi vào bờ gây nên hiện tượng nước dâng cũng có thể ảnh hưởng đến

khả năng thoát nước của sông Cấm, ảnh hưởng đến mực nước và dòng chảy.

1.3. Kết luận.

Với lợi thế về địa lý, tài nguyên biển và hệ thống kết cấu hạ tầng so với các tỉnh

khác trong vùng duyên hải Bắc Bộ ,nên Hải Phòng là trọng điểm của vùng kinh tế

phía Bắc có tốc độ tăng trưởng kinh tế cao, có vai trò động lực lan tỏa đến sự phát

triển kinh tế của các tỉnh trong vùng Bắc Bộ, trực tiếp là Đồng bằng sông Hồng.

Được thiên nhiên ưu đãi cảng Hải Phòng có hệ thống sông ngòi liên kết với nhau,

nếu được khai thác tốt việc vận chuyển hàng hóa bằng đường thủy thì sẽ đem lại

hiệu quả kinh tế cao.

Cảng Hải Phòng là một đầu mối giao thông quan trọng trong việc giao lưu hàng

hóa khu vực phía Bắc với các vùng kinh tế trong nước, trong nước với nước ngoài.

Hiện tại đây là một thương cảng lớn nhất phía Bắc Việt Nam, hàng năm đảm nhận

85 ÷ 90 % tổng khối lượng hàng khô thông qua nhóm cảng phía Bắc. Trong thời kỳ


Trang 9

đổi mới, đặc biệt năm 1999 – 2000 tốc độ tăng hàng hóa qua cảng đạt trên 11%/năm

Và với nhu cầu phát triển nền kinh tế giai đoạn tới cảng Hải Phòng vẫn được xác

định là một cảng tổng hợp trọng điểm, được ưu tiên đầu tư ở khu vực phía Bắc

nhằm tiếp nhận các tàu hàng tổng hợp, tàu container đến 10000 DWT và lớn hơn.

Để đáp ứng sự phát triển sản xuất, đáp ứng nhu cầu của các chủ tàu, chủ hàng,

tăng sức hấp dẫn của cảng Green Port Viconship cũng như mở rộng nhu cầu phục

vụ hàng container cũng như các hàng khác, Hội đồng của công ty cổ phần container

Việt Nam đã phê duyệt dự án xây dựng bến xà lan 400 DWT cảng Viconship.

Địa điểm xây dựng bến sà lan thuộc phần đất của công ty cổ phần container phía

bắc liền kề với cầu tầu liền bờ số 2. Đây cũng là một thuận lợi để thi công bến xà

lan trong việc cung cấp điện, nước, đổ bê tông, rải mốc định vị công trình.

Tuy nhiên cũng có một số điều kiện khó khăn như:

- Thi công dưới nước khó khăn hơn rất nhiều so với trên bờ do sóng, vì vậy

việc thực hiện an toàn lao động gặp nhiều khó khăn.

- Việc luồng sông Cấm có độ sâu lớn, hay có tầu lớn đi lại do đó sóng rất lớn.

Và do khu vực Hải Phòng là một trong những nơi chịu ảnh hưởng rất mạnh

của thủy triều nên ảnh hưởng tới tính ổn định, chính xác của các thiết bị thi

công và thi công bê tông các hạng mục nằm trong vùng mực nước dao

động.

- Độ lớn triều trung bình trên dưới 3,5m vào kỳ triều cường và mực nước lên

xuống nhanh có thể đạt 0,5m/giờ gây rất nhiều khó khăn cho việc thi công.

Từ những phân tích trên cho thấy việc xây dựng bến sà lan cảng Viconship là cần

thiết. Những khó khăn có thể khắc phục trong khi thiết kế kết cấu và thi công công

trình.

1.4. Các tài liệu cần thiết.

- Quy chuẩn xây dựng.

- Tuyển tập tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam.

- Công trình bến cảng Biển – tiêu chuẩn thiết kế 22 TCN 207-92.

- Công trình bến cảng Sông – tiêu chuẩn thiết kế 22 TCN 206-92.

- Tải trọng và tác động (do sóng và do tầu) lên công trình thủy – tiêu chuẩn

thiết kế 22 TCN 222-95.

- Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép thủy công TCVN- 4116-85.

- Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép – Yêu cầu bảo vệ chống ăn mòn trong

môi trường biển TCXDVN 327:2004.

- Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép toàn khối TCVN- 4453-1995.

- Nền các công trình thủy công – TCVN 4253-86.

- Tiêu chuẩn thiết kế móng cọc TCXD 205-1998.

- Chống ăn mòn trong xây dựng TCXD 3993-85.

- Kết cấu thép TCXDVN 338-2005.

- Kết cấu bê tông và bê tông cốt thép TCXDVN 356-2005.


Trang 10

CHƢƠNG 2. THIẾT KẾ QUI HOẠCH MẶT BẰNG.


Trang 11

2.1. Xác định kích thƣớc cơ bản các bộ phận công trình.

2.1.1. Mực nước thấp thiết kế.

Theo tiêu chuẩn thiết kế công trình bến cảng biển 22TCN207- 92, mực nước tính

toán là mực nước thấp nhất theo một tần suất đảm bảo nhất định được xác định theo

đường đảm bảo tần suất nhiều năm của mực nước ngày.

Mực nước thấp thiết kế (MNTTK) được lấy theo bảng 1(22TCN207-92), phụ

thuộc vào hiệu số giữa mực nước có tần suất đảm bảo 50% (H50%) và mực nước

thấp nhất Hmin.

Từ bảng 1.2(trong chương 1), ta có H50% = + 2,4 m.

Theo số liệu thống kê mực nước triều thấp nhất đo được tại trạm Hòn Dấu là:

Hmin = -0.07 m.

Vậy : H50% - Hmin = 2,4 – (-0,07) = 2,47 m.

Theo bảng 1 của tiêu chuẩn thiết kế 22TCN 207 – 92 với :

H50% - Hmin = 2,47 , thì mực nước thấp thiết kế ứng với tần suất 99%.

Tra bảng 1.2(chương 1) ta có mực nước ứng với tần suất 99% là H99% = + 0,6 m.

Vậy MNTTK = + 0,6 m.

2.1.2. Mực nước cao thiết kế .

Theo giáo trình “Công trình bến cảng” – NXB xây dựng, mực nước cao thiết kế

(MNCTK) phụ thuộc vào cấp công trình.

Với công trình là cấp III (dựa vào năng lực phục vụ hàng hóa của bến) thì

MNCTK lấy với mực nước ứng với tần suất 5%. Từ bảng 1.2 ta có mực nước ứng

với tần suất 5% là H5% = + 3,5 m.

Vậy MNCTK = + 3,5 m.

2.1.3. Cao trình đỉnh bến.

Cao trình đỉnh bến được xác định theo hai tiêu chuẩn:

- Tiêu chuẩn chính:

- Tiêu chuẩn kiểm tra:

2.1.3.1. Theo tiêu chuẩn chính.

Cao trình đỉnh bến được xác định theo công thức:

Đỉnh bến = H50% + a (2.1)

Trong đó:


Trang 12

- H50%: Cao trình mực nước ứng với tần suất p = 50% của đường tần suất lũy

tích hàng giờ được quan sát trong nhiều năm. Theo bảng 1.2 H50% = +2,4

m;

- a: Độ vượt cao dự phòng của bến , a = 2 m (ứng với cảng biển), do bến đặt

tại đoạn sông chịu ảnh hưởng mạnh của triều nên ta có thể lấy a = 2m.

Thay vào (2.1) ta có :

Đỉnh bến = H50% + a = 2,4 + 2 = + 4,4 m (2.2)

2.1.3.2. Theo tiêu chuẩn kiểm tra.

Cao trình đỉnh bến được xác định theo công thức sau :

Đỉnh bến = H(1%÷5%) + a’. (2.3)

Trong đó:

- H(1%÷5%) : Cao trình mực nước ứng với tần suất P = 1% ÷ 5% của đường

lũy tích hàng giờ được quan sát trong nhiều năm, lấy mực nước ứng với p

= 5%. theo bảng 1.2 H5% = + 3,5 m.

- a’: độ vượt cao dự phòng của bến, a

’ = 0 ÷ 1 m, chọn a

’ = 1 m.

Thay vào (2.3 )có :

Đỉnh bến = H5% + a’ = 3,5 + 1 = + 4,5m. (2.4)

Từ kết quả tính toán ở trên ta chọn Đỉnh bến theo tiêu chuẩn cho giá trị lớn hơn.

Vậy Đỉnh bến = +4,5 m.

2.1.4. Độ sâu trước bến.

Theo Tiêu chuẩn 22TCN 207-92 ta có:

Độ sâu chạy tàu được tính theo công thức:

Hct = Ttt + Z1 + Z2 + Z3 + Z4 (2.5)

Độ sâu thiết kế được xác định theo công thức:

Hb = Hct + Z5 (2.6)

Hình 2.1: Sơ đồ các cao trình và các chiều sâu, chiều cao trước bến.

Trong đó:

- Ttt: mớn nước của tàu tính toán


Trang 13

Ttt = Tc + T (2.7)

Với:

- Tc: mớn nước có tải của tàu tính toán, Tc= 2,4 m;

- T: giá trị xét đến sự thay đổi của dung trọng nước.

Giá trị của T được xác định dựa theo bảng 2 trong tiêu chuẩn 22TCN 207 – 92,

ta có T = 0.

- Z1: dự phòng chạy tàu tối thiểu tra theo bảng 3 –22 TCN207 - 92 phụ thuộc

vào loại đất ở đáy khu nước .

Với lớp đất ở đáy là đất bùn thì : Z1 = 0,04T = 0,04.2,4 = 0,096 m.

- Z2: dự phòng do sóng, xác định dựa vào chiều cao sóng cho phép tại khu

nước trong cảng .

Với chiều cao sóng hs = 0,5 m chọn Z2 = 0.

- Z3: dự phòng về vận tốc (tính đến sự thay đổi mớn nước của tàu khi chạy so

với mớn nước của tàu neo đậu khi nước tĩnh), xác định theo bảng 5 –

22TCN207 – 92, có Z3 = 0,15 m.

- Z4: độ dự phòng nghiêng lệch tàu do xếp hàng hóa không đều, do hàng hóa

bị xê dịch. Phụ thuộc vào loại hàng hóa, Tra bảng 6 – 22TCN207 – 92, ta

có Z0 = 0,026 . B = 0,026 . 7,5 = 0,195 m. (Tàu chở hàng khô, hỗn hợp).

- Z5: dự phòng do sa bồi, và hàng hóa rơi vãi trong khu nước của cảng. Lấy

tùy thuộc vào lượng sa bồi trong khoảng thời gian giữa hai lần nạo vét, duy

tu, nhưng yêu cầu Z4 0,4 m. Chọn Z4 = 0,4 m.

Vậy :

Độ sâu chạy tàu :

Hct = Ttt + Z1 + Z2 + Z3 + Z4.

Hct = 2,4 + 0,096 + 0 + 0,15 + 0,195 = 2,84 m (2.8)

Độ sâu thiết kế :

Hb = 2,84 + 0,4 = 3,24 m. (2.9)

2.1.5. Cao trình đáy bến.

Cao trình đáy bến được xác định theo công thức:

Đáy = MNTTK – Hb . ( 2.10)

Trong đó:

MNTTK : cao độ mực nước thấp thiết kế; MNTTK = + 0,6 m.

Hb: độ sâu trước bến; Hb = 3,24 m.

Đáy = MNTTK – Hb = 0,6 – 3,24 = -2,64 m. (2.11)

Vậy cao trình đáy bến là: Đáy = -2,64 (m).

2.1.6. Chiều cao tự do của bến.

Chiều cao tự do HTD của bến được xác định theo công thức :

HTD = Đỉnh - Đáy . (2.12)

HTD = 4,5 – (-2,64) = 7,14 m

2.1.7. Chiều dài bến.

Chiều dài bến được xác định theo công thức:

Lb = Lt + e . (2.13)


Trang 14

Trong đó

- Lt: chiều dài tàu tính toán, Lt = 46m.

- e: khoảng cách dự phòng, phụ thuộc vào chiều dài tàu. Được tra theo bảng

8 – TCN207 – 92 , Với Lt < 100m lấy e = 5,5m.

Có Lb = 46 + 5,5 = 51,5m.

Lb = 51,5 m.

2.1.8. Chiều rộng bến.

Việc xác định chiều rộng bến phải dựa vào công nghệ khai thác trên bến và sự ổn

định của kết cấu. Sơ đồ cơ giới hóa xếp dỡ trên bến gồm có 2 cần trục bánh hơi 25T

và 45T, 1làn đường ô tô vận tải H30, do đó chiều rộng bến được xác định như sau:

Bb = b + 1 + 2 + a. (2.14)

Trong đó:

- b: khoảng cách hai chân chống lớn nhất của cần cẩu bánh hơi, căn cứ vào

thông số kỹ thuật của cần cẩu thì b = 5,8 m.

- 1: khoảng cách từ chân cần cẩu tới mép ngoài của bến, 1 = 2,5 m;

- 2: khoảng cách an toàn từ chân cần cẩu đến làn đường ô tô, 2 = 2 m;

- a: khoảng dự trữ đi lại trên bến, chọn a = 1,2 m;

Vậy Bb = 5,8 + 2,5 + 2 + 1,2 = 11,5 m.

2.1.9. Khu nước trước bến.

2.1.9.1. Chiều rộng khu nước.

BKN = (23)BT + B. (2.16)

Trong đó:

- BKN: chiều rộng khu nước;

- BT: chiều rộng tàu tính toán, BT = 7,5 m;

- B: chiều rộng an toàn khi chạy tàu, B = 0;

Vậy BKN = (23).7,5 = 1522,5. Chọn BKN = 22 m.

2.1.9.2. Chiều dài khu nước.

LKN = LT + 2d. (2.17)

Trong đó:

- LKN: chiều dài khu nước;

- LT: chiều dài tàu tính toán, LT = 46 m.

- d: khoảng cách dự phòng, d = 20m.

LKN = LT + 2d = 46 + 2.20 = 86 m (2.18)

Vậy diện tích khu nước trước bến là:

= LKN.BKN = 86.22 = 1892 m2. (2.19)

2.2. Đề xuất, lựa chọn phƣơng án mặt bằng.

2.2.1. Các phương án bố trí mặt bằng.

Cơ sở để xác định phương án bố trí mặt bằng công trình là chiều dài đường bờ

được cấp, chiều dài công trình, số tàu có thể neo đậu đồng thời trên bến. Dựa vào

loại kết cấu công trình dự kiến sử dụng để xây dựng công trình, như công trình bến

bệ cọc cao thích hợp với dạng liền bờ, xa bờ. Bến tường cừ có neo, không có neo

thích hợp với dạng bến liền bờ v..v. Việc xác định được dạng mặt bằng hợp lí phải

dựa vào các yếu tố trên. Tuy nhiên yếu tố chiều dài, chiều rộng đường bờ, khu đất,


Trang 15

chiều dài công trình và số tàu đồng thời neo đậu trên bến sẽ quyết định dạng mặt

bằng công trình.

Việc xác định mặt bằng bến cần đạt được những mục tiêu sau:

- Phù hợp với quy hoạch tổng thể của cảng Chùa Vẽ.

- Phù hợp với điều kiện giao thông đường bộ, đường thủy trong khu vực.

- Quy hoạch bố trí xây dựng các công trình phải phù hợp với yêu cầu khai

thác trước mắt đồng thời phù hợp với qui mô phát triển lâu dài, tận dụng

triệt để lợi thế tự nhiên của khu đất, khu nước nhằm giảm được vốn đầu tư

xây dựng công trình.

- Tận dụng tối đa điều kiện che chắn tự nhiên.

- Không gây ảnh hưởng xấu đến môi trường khu vực cũng như những công

trình, cơ sở lân cận.

Dựa vào cơ sở trên ta chọn phương án mặt bằng như sau:

+ Phương án 1: Công trình bến liền bờ.

+ Phương án 2: Công trình bến song song với bờ.

Hình 2.2. Sơ đồ bố trí các phương án bến liền bờ và bến nhô.

2.2.2. So sánh lựa chọn phương án

Trong hai phương án nêu trên, chỉ khác nhau là cách bố trí bến xà lan 400T còn

các bộ phận khác đều như nhau.

Căn cứ vào tài liệu khảo sát địa hình và công nghệ khai thác trên bến thì mặt

bằng phương án 1 và 2 có các ưu nhược điểm như sau:

2.2.2.1. Phương án 1: Công trình bến liền bờ

- Ưu điểm:

+ Hình dạng, kích thước bến đơn giản.

+ Khu nước trước bến thông thoáng, thuận lợi cho việc bố trí vũng quay tàu,

không gây ảnh hưởng tới luồng tàu lưu thông trên đoạn sông đặt bến.

+ Liên hệ với khu đất tốt, thuận lợi cho việc đưa các thiết bị lên tàu.

+ Lợi dụng được tối đa điều kiện tự nhiên do cảng nằm trong khu vực khuất

gió, sóng nên kết cấu công trình đơn giản.

+ Phù hợp với quy hoạch tổng thể của cảng Chùa Vẽ trước đó.

- Nhược điểm:

+ Mặt bằng kéo dài, làm tăng hệ thống các đường kỹ thuật (cung cấp điện

nước).

+ Nếu đặt gần bờ thì có thể khối lượng nạo vét luồng lạch cho tàu sẽ lớn.

2.2.2.2. Phương án 2: Công trình bến song song với bờ

- Ưu điểm:

+ Giảm bớt đường đi của hệ thống các đường kỹ thuật.

Bến nhô

Bến liền bờ

bbbbờ

Cầu dẫn

Khu đất


Trang 16

+ Lợi dụng được tối đa điều kiện tự nhiên do cảng nằm trong khu vực khuất

gió, sóng.

+ Tận dụng được độ sâu tự nhiên, giảm được khối lượng nạo vét các luồng

lạch cho tàu, bè.

- Nhược điểm:

+ Khả năng liên kết với khu đất sẽ kém hơn phương án 1.

+ Kết cấu công trình phức tạp hơn do phải có cầu dẫn, do đó chi phí sẽ tăng

hơn so với phương án 1.

+ Tăng khối lượng đất san lấp khu đất phía sau bến.

+ Gây ảnh hưởng tới công trình bên cạnh

+ Khu nước trước bến không được thông thoáng, gây rất nhiều khó khăn cho

việc điều động tàu, cản trở sự lưu thông của tàu bè qua lại trên đoạn sông

đặt bến.

Từ những kết quả phân tích đặc điểm của hai phương án trên, nên quyết định

lựa chọn phương án 1 làm phương án nghiên cứu xây dựng bến

Hình 2.3. Mặt bằng vị trí.


Trang 17

CHƢƠNG 3.THIẾT KẾ SƠ BỘ CÁC PHƢƠNG ÁN KẾT CẤU CÔNG

TRÌNH


Trang 18

3.1. Đề xuất phƣơng án kết cấu công trình.

Việc lựa chọn kết cấu công trình phải dựa vào sự tối ưu về hiệu quả kinh tế, kỹ

thuật, điều kiện thi công, cơ sở cung cấp các cấu kiện đúc sẵn cũng như vật liệu xây

dựng và khả năng nâng cấp công trình trong tương lai. Phương án kết cấu còn phụ

thuộc vào dạng mặt bằng công trình mà ta đã lựa chọn.

Căn cứ vào điều kiện tự nhiên khu vực xây dựng, các quy trình quy phạm hiện

hành, điều kiện công nghệ và khả năng thi công cũng như các dạng kết cấu đã được

áp dụng trong nước, do bến dự kiến được xây dựng nằm gần bờ với mặt bằng công

trình là dạng bến liền bờ. Mặt khác từ kết quả khảo sát địa chất tại vị trí xây dựng

bến xà lan cảng Viconship cho thấy: địa chất của khu vực xây dựng là nền đất yếu

với các lớp đất sét và á sét xen kẽ, bùn sét màu xám đen, bùn sét lẫn cát, bùn sét

nhão, cát mịn. Nguyên tắc chung của giải pháp kết cấu bến là:

- Nhẹ, tiếp nhận được tất cả các tải trọng ngoài.

- Luôn luôn tạo ra sự ma sát đến mức tối đa giữa các cấu kiện của kết cấu bến

với nền đất.

- Bảo đảm được ổn định và độ bền.

Trong đồ án đưa ra hai phương án kết cấu:

Phương án một là : kết cấu cầu tàu dạng bệ cọc cao đài mềm bản có hệ dầm

ngang, dầm dọc trên nền cọc vuông BTCT M300 có tiết diện 40 x 40 cm.

Phương án hai là : kết cấu cầu tàu bệ cọc cao đài mềm bản có hệ dầm ngang, dầm

dọc trên nền cọc ống BTCT ứng suất trước có đường kính D = 500 mm.

3.1.1. Phương án kết cấu một.

Kết cấu cầu tàu dạng bệ cọc cao đài mềm bản có hệ dầm ngang, dầm dọc trên

nền cọc vuông BTCT M300 có tiết diện 40 x 40 cm.

3.1.1.1. Thông số cơ bản của cầu tàu.

Cầu tàu dài 51,5 m; rộng 11,5 m. Toàn bộ cầu tàu có 16 khung ngang, 4 khung

dọc.

Cao trình đỉnh bến : + 4,5 m.

Cao trình đáy bến : - 2,64 m.

3.1.1.2. Nền cọc.

Nền cọc cầu tầu bằng BTCT M300 đá 1x2 tiết diện 40 x 40 (cm), chiều dài cọc

thay đổi từ L = 35 m, đến L = 37 m tùy thuộc vào vị trí, cắm vào những lớp đất tốt

(lớp TK 2 và lớp 5). Theo mặt cắt ngang có 5 hàng cọc, trong đó gồm 4 hàng cọc

đóng thẳng, 1 hàng cọc đóng xiên độ xiên 8:1,góc xiên là 150. Bước cọc theo


Trang 19

phương ngang kể từ ngoài bến vào lần lượt là 0,7 m + 2,2 m + 2x3,3 m. Bước cọc

theo phương dọc bến là 3,2 m và 3,3 m. Tổng số cọc của bến là 80 cọc trong đó có

32 cọc chiều dài L = 35 m gồm 17 cọc đóng thẳng 15 cọc đóng xiên; 48 cọc chiều

dài L = 37 m các cọc đều đóng thẳng.

3.1.1.3. Hệ dầm ngang, dầm dọc:

Dầm ngang: Bằng BTCT M300 đá 1x2 đổ tại chỗ, toàn bến có 16 dầm ngang

chia làm 3 loại:

- Dầm ngang loại 1: Tiết diện dầm bxh = 80 x 70 cm (kể đến bản cao 100

cm), phía ngoài đầu dầm được hạ thấp thành dầm cao 305 cm để liên kết

với dầm tựa tầu. Toàn bộ bến có 13 dầm ngang N1

- Dầm ngang loại 2: Dầm ngang tại vị trí đầu dầm liên kết bích neo tầu 75 T,

tiết diện dầm bxh = 80 x 70 cm (kể đến bản cao 100 cm), phía ngoài từ

hàng cọc thứ 3 (tính từ trong bờ trở ra) được hạ thấp và mở rộng thành dầm

có tiết diện bxh = 100 x 70 cm (kể đến bản cao 100 cm) để liên kết với

bích neo tầu 75T, phía ngoài đầu dầm được hạ thấp thành dầm cao 305 cm

để liên kết với dầm tựa tàu. Toàn bộ bến có 02 dầm ngang N2.

- Dầm ngang loại 3: Tiết diện dầm bxh = 80 x 70 cm (kể đến bản cao 100

cm), phía ngoài đầu dầm được hạ thấp thành dầm cao 305 cm để liên kết

với dầm tựa tàu, đặt tại vị trí có bích neo vỏ tôn. Toàn bộ bến có 01 dầm

ngang N3.

Dầm dọc: Bằng BTCT M300 đá 1x2 đổ tại chỗ, theo phương ngang có 5 dầm

chia làm 3 loại:

- Dầm dọc loại 1: Tiết diện dầm bxh = 80 x 70 cm (kể đến bản cao 100 cm),

chiều dài dầm bằng chiều dài bến. Toàn bến có 03 dầm dọc D1.

- Dầm dọc loại 2: Tiết diện dầm bxh = 70 x 80 cm (kể đến dầm tựa tàu rộng

95 cm), chiều dài dầm bằng chiều dài bến. Toàn bộ bến có 01 dầm dọc D2.

- Dầm dọc loại 3: Tiết diện dầm bxh = 70 x 70 cm ( kể đến dầm tựa tàu rộng

95 cm), chiều dài dầm bằng chiều dài bến. Toàn bộ bến có 01 dầm dọc D3

3.1.1.4. Dầm tựa tàu.

Sử dụng BTCT M300 đá 1x2 đổ tại chỗ dạng chữ T tiết diện bxh = 25 x 355 cm,

phần dưới liên kết với dầm ngang bề rộng 200 cm, phần trên liên kết với dầm dọc

D3 có chiều dài bằng chiều dài bến.

3.1.1.5. Bản mặt cầu.

Bản mặt cầu bằng BTCT M300 đá 1x2, đổ tại chỗ dày 30 cm. Để thoát nước mặt

cầu và thông thoáng gầm cầu, tại giữa mỗi ô bản có bố trí các lỗ thông hơi bằng ống

thép Ф60 mm, Ltb = 36 cm, ống được đặt trước khi thi công đổ bê tông bản mặt cầu.

Mặt cầu được phủ bằng bê tông nhựa hạt mịn dày trung bình 6 cm, tạo độ dốc cho

mặt cầu i = 0,5 % về phía kè bảo vệ bờ.

3.1.1.6. Gờ chắn xe.

Bằng BTCT M300 đá 1x2, đổ tại chỗ cùng với bê tông dầm tựa tàu và bản mặt

cầu, tiết diện hình thang vuông cạnh nghiêng ra phía ngoài đỉnh rộng b1=20 cm, đáy

rộng b2=30 cm, chiều cao h=25 cm.

3.1.1.7. Hào công nghệ.

Bằng BTCT M300 đá 1x2, đổ tại chỗ cùng với hệ thống dầm, bản mặt cầu.

Tuyến hào công nghệ được bố trí chạy dọc suốt chiều dài bến. Kích thước hào công

nghệ rộng 30 cm, cao 34 cm. Nắp hào bằng BTCT M300 đá 1x2 đúc sẵn, kích


Trang 20

thước nắp hào 100x38x10 cm. Để tránh đọng nước trong hào tại đáy hào giữa mỗi

nhịp theo phương dọc bến đặt các ống nhựa Ф42 – L = 30 cm, ống được đặt trước

khi thi công đổ bê tông đáy và thành hào.

3.1.1.8. Bích neo tầu.

Toàn bến có 03 bích neo chia làm 02 loại:

- Bích neo loại 1: Sử dụng loại bích neo kết cấu vỏ tôn lõi BTCT M300,

đường kính D = 350 mm. Cốt thép chịu lực bích neo được liên kết với cốt

thép dầm bản, toàn bến bố trí 01 bích neo vỏ tôn.

- Bích neo loại 2: Dùng bích neo gang đúc 75 T (theo mẫu thiết kế của Nhật

Bản) sản xuất trong nước đạt tiêu chuẩn Việt Nam cùng các chi tiết liên kết

đồng bộ hoặc loại bích có tiêu chuẩn kỹ thuật tương đương. Bích neo có

đường kính ngoài 320mm, chiều cao h = 490 mm, liên kết giữa bích neo

- Tàu với bê tông bằng các bu lông d = 64 mm chiều dài 750 mm. Toàn bến

có 02 bích neo tầu gang đúc 75 T.

Bích neo gang đúc CT 2140 đảm bảo các tiêu chuẩn sau:

Thành phần hóa học: C = 3,17%, Mn = 0,98%, Cu = 0,20%, Cr = 0,07%, P =

0,04%, S = 0,02%, Si = 1,65%.

- đặc tính cơ học: giới hạn bền kéo 324 N/mm2.

- Kiểm tra siêu âm không có khuyết tật trong sản phẩm.

3.1.1.9. Đệm tầu.

Sử dụng đệm tàu lốp ô tô cũ đường kính Ф1000

Đệm tàu treo phía trước bến xà lan: theo phương đứng bố trí 02 đệm, khoảng

cách giữa các đệm 1,5 m. Theo phương dọc bến bố trí 16 đệm, khoảng cách giữa

các đệm 3,2 m và 3,3 m. Đệm tàu được treo bằng dây xích đường kính Ф20,5 liên

kết với móc treo inox Ф32 chôn sẵn khi đổ bê tông dầm tựa tàu bằng ma ní Ф28,5.

Toàn bộ đệm tàu lắp đặt phía trước bến sà lan có 32 bộ.

3.1.1.10. Khe lún giữa bến với kè sau cầu và cầu tầu số 2 .

Khe lún giữa bến sà lan với cầu tàu số hai rộng 2 cm, giữa bến sà lan và kè bảo

vệ bờ rộng 4 cm; mép bê tông bản mặt cầu bến sà lan, đỉnh tường kè và mép bê tông

bản mặt cầu cầu tàu số 2 tại vị trí tiếp giáp sau khi phá dỡ đục tẩy gờ chắn xe hiện

hữu được gia cường các râu thép Ф8AI, a = 30 cm.

3.1.1.11. Hệ thống cấp điện, cấp nước.

Hệ thống cấp điện, cấp nước cứu hỏa cho cầu tàu số 1 và cầu tàu số 2 hiện hữu

được lấy từ trạm biến áp và đường ống cấp nước hiện hữu, tuyến đường dây cấp

điện và tuyến đường dây cấp nước cứu hỏa chạy ngang qua tuyến đường ra bến sà

lan không đảm bảo an toàn cho tuyến cáp điện và ống cấp nước vì vậy tuyến ống

công nghệ được đi chuyển lắp đặt trong hào công nghệ bến xà lan.

3.1.2. Phương án kết cấu 2.

Kết cấu cầu tàu bệ cọc cao đài mềm bản có hệ dầm ngang, dầm dọc trên nền cọc

ống BTCT ứng suất trước có đường kính D = 500 mm

3.1.2.1. Nền cọc.

Nền cọc cầu tầu bằng BTCT ứng suất trước đường kính D = 50cm, d = 32cm.

Theo mặt cắt ngang có 3 hàng cọc thẳng. Theo phương ngang có 3 hàng cọc với

bước cọc là 4,5m. Theo phương dọc bến có 12 hàng cọc với bước cọc là 4,5m. Tổng

số cọc của cầu tàu là 36 cọc, các cọc đều đóng thẳng.

3.1.1.3. Hệ dầm ngang, dầm dọc.


Trang 21

- Dầm ngang: bằng BTCT M300 đá 1x2 đổ tại chỗ, toàn bến có 12 dầm

ngang có tiết diện bxh = 100x70 cm (kể đến bản cao 100cm), đầu dầm

được hạ thấp thành dầm cao 305 cm để liên kết với dầm tựa tàu.

- Dầm dọc: bằng BTCT M300 đổ tại chỗ, theo phương ngang có 4 dầm có

tiết diện bxh = 100x70 cm (kể đến bản cao 100cm), chiều dài dầm bằng

chiều dài bến.

3.1.2.2. Bản mặt cầu.

Như phương án 1.

3.1.2.3. Dầm tựa tàu.


3.1.2.4. Gờ chắn xe.


3.1.2.5. Bích neo tầu.


3.1.2.6. Hào công nghệ.


3.1.2.7. Đệm tầu.


3.1.2.8. Khe lún giữa bến với kè sau cầu và cầu tầu số 2 hiện hữu.


3.1.2.9. Hệ thống cấp điện, cấp nước.


3.2. Xác định tải trọng do tàu tác dụng lên công trình.

3.2.1. Tải trọng neo tàu.

xà lan neo đậu tại bến chịu tác dụng tổng hợp của gió, dòng chảy và sóng. Được

xác định theo tiêu chuẩn thiết kế 22TCN – 95.

3.2.1.1. Tải trọng neo do gió.

Theo tiêu chuẩn thiết kế 22TCN – 95 tải trọng tác động lên tàu do gió được xác

định theo công thức:

a) Thành phần ngang:

Wq = 73,6 . 10 -5

. Aq . V2

q .q (KN) (3.1).

b) Thành phần dọc:

Wn = 49,0 . 10 -5

. An . V2

n .n (KN) (3.2)

Trong đó:

- Wp , Wn: thành phần ngang và dọc của lực gió tác dụng lên tàu.

- Aq , An: là diện tích cản gió theo phương ngang tàu và phương dọc tàu (m2).

Aq = q . L2

t,max (3.3)

An = n . B2

t,max (3.4)

Với q , n : hệ số phụ thuộc vào loại tàu, chiều dài lớn nhất của tàu tính toán.

Với xà lan chở hàng khô có chiều dài Lt,max = 46m tra bảng 1 và bảng 2– phụ lục 3

Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN – 95 ta có :

Trường hợp đầy tải :

qc = 0,06; nc = 0,95.


Trang 22

Trường hợp không có tải :

qk = 0,10; nk = 1,20

- Vq, Vn : thành phần ngang và dọc của tốc độ gió tác dụng lên tàu.

Vq = Vn = 20(m/s) (Tương đương với gió cấp 8)

- : hệ số phụ thuộc vào kích thước lớn nhất của mặt cản gió.

Với L = 46 m tra bảng 26 Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN – 95, ta có:

q = 0,94( nội suy).

Với B = 7,5 m tra bảng 26 Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN – 95, ta có:

n = 1.

Các kết quả tính toán được thể hiện ở bảng dưới đây.

Bảng 3.1. Tải trọng neo do gió

Thành phần Đơn vị Trạng thái của xà lan

Đầy hàng Không hàng

Aq m2 126,96 211,16

An m2 53,44 67,5

Wq T 3,51 5,86

Wn T 1,05 1,32

3.2.1.2. Tải trọng neo do dòng chảy.

Theo Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN – 95 tải trọng tác động lên tàu do dòng chảy

được xác định theo công thức:

- Thành phần ngang:

Q = 0,59 . At . V2

t (KN) (3.5)

- Thành phần dọc :

N = 0,59 . Al . V2

l (kN) (3.6)

Trong đó:

- Q, N: thành phần ngang và dọc của lực do dòng chảy tác dụng lên tàu .

- At, Al: diện tích cản nước theo phương ngang và phương dọc tàu (m2).

Với

At = Lt . T. (3.7)

Al = B . T . (3.8)

Lt: chiều dài phần tàu chìm trong nước, Lt = 0,85 . L = 0,85 . 46 = 39,1 m.

Tc: mớn nước đầy tải của tàu, Tc = 2,4 m;

T0: mớn nước khi tàu không có hàng, T0 = 0,4 m;

B: chiều rộng tàu, B = 7,5 m;

Vl,Vt : thành phần dọc và ngang của vận tốc dòng chảy.

Dòng chảy có hướng hợp với phương trục dọc tàu góc 00, với vận tốc dòng chảy

Vd = 1,62 m/s. Vậy Vt = 0 m/s; Vl = 1,62 m/s.

Kết quả tính toán được thể hiện ở bảng sau:


Trang 23

S

S

S

S

q

v

n

Bảng 3.2. Tải trọng neo do dòng chảy

Thành phần Đơn vị Trạng thái của xà lan.

Đầy hàng Không hàng

Al m2 18 0,00

At m2 93,84 0,00

Q T 0 0,00

N T 2,79 0,00

3.2.1.3. Tính toán lực neo lên cầu tàu.

Tải trọng tác dụng lên một bích neo do gió và do dòng chảy được xác định trong

tiêu chuẩn thiết kế 22TCN 222- 95 theo công thức:

S= cos.sinn

Qtot (T)

Trong đó:

- Qtot : Thành phần lực vuông góc với mép bến do dòng chảy và do gió tác

dụng lên tàu .

Khi tàu đầy hàng :

Qtot = Wqc + Qωc (3.10)

Khi tàu không hàng :

Qtot = Wqk + Qωk . (3.11)

Chọn trường hợp tàu không hàng có giá trị lớn hơn để tính toán

- n : Số lượng bích neo chịu lực, được lấy theo bảng 31; với Ltmax = 46m theo

bảng 31 22TCN 222-95 n =2.

- , trị số góc nghiêng dây neo, tra bảng 32 Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN222

– 95.

+ Khi tàu đầy hàng :

+ Khi tàu không hàng:

Vậy khi tàu đầy hàng :

S = 6,73 T (3.12)

Khi tàu không có hàng :

S = 5,86 T (3.13)

Lực neo theo các phương:


Trang 24

Hình 3.1. Sơ đồ phân bố lực neo trên một bích neo.

Khi tàu đầy hàng:

Theo phương vuông góc với tuyến bến:

Sq = S . cos . sin = 6,73. cos 00 . sin 30

0 = 3,37 T. (3.14)

Theo phương song song với tuyến bến:

Sn = S . cos . cos 6,73 . cos 00 . cos 30

0 = 5,83 T. (3.15)

Theo phương thẳng đứng với tuyến bến:

Sv = S . sin 6,73 . sin 00 = 0 T. (3.16)

Khi tàu không có hàng:

Theo phương vuông góc với tuyến bến:

Sq = S . cos . sin = 5,86 . cos 00 . sin 30

0 = 2,93 T. (3.17)

Theo phương song song với tuyến bến:

Sn = S . cos . cos 5,86. cos 00 . cos 30

0 = 5,07 T. (3.18)

Theo phương thẳng đứng với tuyến bến:

Sv = S . sin 5,86 . sin 00 = 0 T. (3.19)

3.2.2. Tải trọng tựa tàu.

Theo Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN 222 – 95 tải trọng phân bố q do tàu đang neo

đậu tại bến tựa trên công trình dưới tác động của gió, dòng chảy và sóng xác định

theo công thức:

q = 1,1d

tot

l

Q (3.20)

Trong đó :

- q : lực tựa tàu ;

- Qtot : lực ngang do tác động tổng hợp của gió và dòng chảy

+ Khi tàu đầy hàng : Qtot = Wqc + Qωc

+ Khi tàu không có hàng: Qtot = Wqk + Q

- ld: chiều dài tiếp xúc giữa tàu với công trình

ld = min(l; L),

với:

- L là chiều dài bến, L = 46 m;

- l là chiều dài đoạn thẳng thành tầu, được xác định trong 22TCN222-95 theo

công thức:

l = a.Lt (3.21)

+ a: hệ số xác định theo bảng 3 – phụ lục 3 – TCN222-95 phụ thuộc vào loại

tàu và chiều dài lớn nhất của tàu.

a = 0,36 (trường hợp có hàng)

a = 0,24 (trường hợp không có hàng)

+ Lt: chiều dài tàu tính toán, Lt = 46 m


Trang 25

lc = 0.36 . 46 = 16,56 m Ld = 16,56.

lk = 0,24 . 46 = 11,04 m Ld = 11,04.

Tải trọng phân bố do tàu tựa trên công trình dưới tác động của sóng, gió.

qc = 1,1. 56,16

51,3 = 0,23 T/m.

Tải trọng phân bố do tàu tựa trên công trình dưới tác động của sóng, gió.

Qk = 1,1. 04,11

86,5 = 0,58 T/m.

3.2.3. Tải trọng va tàu.

3.2.3.1Năng lượng va tàu.

Tải trọng va tàu tác dụng vào công trình phụ thuộc vào trọng tải của tàu tính toán,

vận tốc lớn nhất khi cập tàu. Bên cạnh đó, nó còn phụ thuộc vào các loại đệm va.

Khi tàu cập vào công trình bến cảng thì động năng va của tàu Eq (kJ) xác định

trong 22TCN222-95 theo công thức:

2

D.V.

2

qE (3.22)

Trong đó:

- : hệ số lấy theo bảng 30 – TCN222-95, với kết cấu công trình dạng bến

liền bờ nền cọc có mái dốc dưới gầm cầu bến, = 0,4;

- D: lượng rẽ nước của tàu tính toán, được xác định dựa vào phụ lục 4

22TCN222-95 dựa vào trọng tải của tàu và loại hàng hóa. Tra ra được D =

8000 T.

- V: thành phần vuông góc (với mặt trước công trình) của tốc độ cập tàu,lấy

theo bảng 29 trong 22TCN222-95 phụ thuộc vào lượng rẽ nước của tàu

tính toán.

Với D = 8000 T tra ra v = 0,12 (m/s).

Vậy:

04,232

8000.0,12.4,0

2

qE (kJ) .

3.2.3.2.Lực va tàu.

a) Theo Phương vuông góc với mép bến.

Theo tiêu chuẩn thiết kế 22TCN222-95 thì lực va tàu Fq được xác định căn cứ

vào trị số năng lượng va tàu Eq, với Eq = 23,04 KJ tra biểu đồ quan hệ giữa Eq và Fq

thì

Với Eq = 23,04 kJ thì Fq = 139 KN = 13,9 T.

b) theo phương song song với mép bến.

Fq = μ.Eq. (3.23)

Nguồn : 22TCN222-95.

Với μ – hệ số phụ thuộc vật liệu của mặt thiết bị đệm.

Với đệm làm bằng cao su lấy μ = 0,5. Vậy Fq = 0,5.13,9 = 6,95 T

3.3. Tính toán nội lực các phƣơng án kết cấu.

3.3.1. Thiết kế sơ bộ phương án 1.


Trang 26

3.3.1.1. Xác định hệ chịu lực cơ bản.

Công trình bến bệ cọc cao là kết cấu khung không gian, vì vậy muốn tính toán

giải kết cấu dạng khung phẳng của hệ chịu lực cơ bản ta phải phân chia bến thành

các khung ngang, khung dọc.

1)Phân chia khung ngang, khung dọc.

Nguyên tắc phân chia khung ngang, khung dọc:

Khung ngang: bề rộng khung ngang bằng bước cọc theo phương dọc, chiều dài

khung ngang bằng chiều rông bến.

Khung dọc: cần phải chia sao cho các lực thẳng đứng tác dụng trên cọc càng gần

tim cọc càng tốt, hoặc ít nhất cũng không ra ngoài phạm vi của cọc. Chiều rộng

khung dọc được xác định theo nguyên tắc lực trên toàn nhịp phân đều cho hai gối

nên chiều rộng khung dọc phụ thuộc chiều rộng của toàn bệ và khoảng cách giữa

các hàng cọc ngang nên có thể rất khác nhau. Chiều dài khung dọc bằng chiều dài

của bến.

Chia bệ cọc cao có các bước cọc theo chiều dọc, chiều ngang như sau.

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

i

ii

iii

iv

a

b

c

d

e

Hình 3.2. Sơ đồ phân chia khung ngang, khung dọc bến.

2)Tính toán khung ngang, khung dọc bến.

Xác định chiều rộng chịu tải trọng đứng của khung ngang, khung dọc:

Khung ngang: do có cấu tạo giống nhau, chịu tải trọng thẳng đứng như nhau, vì

vậy chỉ cần tính cho khung ngang chịu tải trọng ngang lớn nhất nếu thỏa mãn điều

kiện chịu lực thì toàn bộ các khung ngang còn lại đều thỏa mãn.

Khung dọc: do có cấu tạo khác nhau, tính chất chịu tải trọng thẳng đứng, tải

trọng ngang khác nhau, vì vậy phải tính toán cho từng khung dọc một.

Theo cách phân chia như trên, bến đã được chia thành các kết cấu khung ngang

(1), (2), (3), (4),….(16). Khung dọc là (I), (II), (III), (IV).

3.3.1.2. Sơ bộ xác định tải trọng tác dụng lên khung ngang, khung dọc.

1) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung dọc (I).

với dầm dọc có kích thước D2: bxhxl = 70x80x5148 cm, D3: bxhxl =

70x70x5148 cm, chiều rộng dải chịu tải là 260 cm.

a) Tải trọng hàng hóa:

Tải trọng hàng hóa dải đều = 4 T/m2

qhh = 4 . 2,6 = 10,4 T/m


Trang 27

b) Tải trọng bản thân:

- Tải trọng do lớp phủ mặt cầu bằng bê tông nhựa mịn dày 6 cm:

q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 2,6 . 0,06 = 0,343 (T/m)

- Tải trọng do lớp bê tông M300 dày 30 cm:

q2 = γbt . b . h = 2,5 . 2,6 . 0,3 = 1,95 (T/m)

- Tải trọng do bản thân dầm dọc D2 mép bến phía trên phân bố:

q3 = γbt . b . h = 2,5 . (0,7 . 0,8) = 1,4 (T/m)

- Tải trọng do bản thân dầm dọc D3 mép bến phía dưới phân bố:

q4 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,7 . 0,7 = 1,225 (T/m)

- Tải trọng bản thân bản tựa tàu BTCT dày 25 cm phân bố:

q5 = γbt . b .h = 2,5 . 2,6 . 0,25 = 1,625 (T/m)

- Tải trọng bản thân do gờ chắn xe phân bố:

q6 = (0,2 + 0,3) . 0,25 . 2,5 /2 = 0,078 (T/m)

- Tải trọng bản thân dầm đứng:

q7 = 1,11 . 0,7 . 2,5 = 1,94 (T/m)

Vậy tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung dọc (I) là:

q = q1 + q2 + q3 + q4 + q5 + q6 + q7 = 8,56 (T/m)

- Lực tập trung do dầm ngang N3: bxhxl = 80x70x1150 (cm)

P1 = γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (2,6 – 0,7) = 2,66 (T)


P2 = γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (2,6 – 0,7) = 2,66 (T)


P3 = γbt . b .h . l = 2,5 . 1 . 0,7 . (2,6 – 0,7) = 3,325 (T)

c) Tải trọng do phương tiện vận chuyển:

Tải trọng do cần trục bánh hơi K252, có các thông số như sau:

- Cần trục bánh hơi K252 sức nâng max: 25T

- Áp lực lớn nhất lên một chân cần cẩu : Pmax = 39T

- Khoảng cách giữa hai chân chống : (4,4x4,4)m

- Kích thước chân đế : (0,36x0,36)m

Tải trọng ô tô tương đương với ô tô H30:

Hình 3.4. Tải trọng đoàn xe tiêu chuẩn

HHH30

39T 14.75T

3.5T14.75T

4.4

m

4.4 m 0.36 m

0.36

m

4,4 m

Hình 3.3. Cần trục bánh hơi K252.


Trang 28

2) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung dọc (II).

Với dầm dọc có kích thước D1: bxhxl = 80x70x5148 (cm), chiều rộng chịu tải là

275 cm.



qhh = 4 . 2,75 = 11 T/m.



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 2,75 . 0,06 = 0,363 (T/m).


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 2,75 . 0,3 = 2,063 (T/m).

- Tải trọng do bản thân dầm dọc D1:

q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m).

Vậy tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung dọc (II) là:

q = q1 + q2 + q3 = 3,83 (T/m).

- Lực tập trung do dầm ngang có kích thước: bxhxl = 80x70x1150 (cm) .

P2 = γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (2,75 – 0,8) = 2,73 (T).


Như phần 1c ở trên

3) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung dọc (III):


330 cm.



qhh = 4 . 3,3 = 13,2 T/m



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 3,3 . 0,06 = 0,436 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 3,3 . 0,3 = 2,475 (T/m)


q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)

Vậy tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung dọc (III) là:

q = q1 + q2 + q3 = 4,31 (T/m)

- Lực tập trung do dầm ngang có kích thước: bxhxl = 80x70x1150 (cm)

P2 = γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (3,3 – 0,8) = 3,5 (T)


Như phần c ở trên

4) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung dọc (IV).


Trang 29


285 cm.



qhh = 4 . 2,85 = 11,4 T/m



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 2,85 . 0,06 = 0,376 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 2,85 . 0,3 = 2,138 (T/m)


q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)

Vậy tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung dọc (III) là:

q = q1 + q2 + q3 = 3,91 (T/m)

- Lực tập trung do dầm ngang có kích thước: bxhxl = 80x70x1150 (cm)

P2 = γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (2,85 – 0,8) = 2,87 (T)

c) Tải trọng do phương tiện vận chuyển

Như phần 1 c ở trên

5) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung ngang (2), (3), (4), (5), (7), (8),

(9)…(10).

Với dầm ngang có kích thước: bxhxl = 80x70x1150 (cm), chiều rộng chịu tải là

320 cm.



qhh = 4 . 3,2 = 12,8 T/m



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 3,2 . 0,06 = 0,422 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 3,2 . 0,3 = 2,4 (T/m)

- Tải trọng do bản thân dầm ngang:

q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)

Vậy tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang là:

q = q1 + q2 + q3 = 4,222 (T/m)

- Lực tập trung do dầm dọc có kích thước: bxhxl = 80x70x5148 (cm)

P1= γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (3,2 – 0,8) = 3,36 (T)

- Lực tập trung do dầm đứng, dầm tựa tàu, gờ chắn xe:

P2 = 2,5 . 3,2 . (1,11.0,7 + 0,25 . 3,55 + 0,25 . 2

3,02,0 ) = 13,82 T



Trang 30


6) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung ngang (12), (13), (14), (15): với dầm

ngang có kích thước: bxhxl = 80x70x1150 (cm), chiều rộng chịu tải là 330 cm.



qhh = 4 . 3,3 = 13,2 T/m


Tải trọng do lớp phủ mặt cầu bằng bê tông nhựa mịn dày 6 cm:

q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 3,3 . 0,06 = 0,436 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 3,3 . 0,3 = 2,475 (T/m)


q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)


q = q1 + q2 + q3 = 4,311 (T/m)


P1= γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (3,3 – 0,8) = 3,5 (T)


P2 = 2,5 . 3,3. (1,11.0,7 + 0,25 . 3,55 + 0,25 . 2

3,02,0 ) = 14,25 T


Như phần 1 c ở trên

7) Tải trọng thẳng đứng tác dụng lên khung ngang (11).


325 cm.



qhh = 4 . 3,25 = 13 T/m



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 3,25 . 0,06 = 0,429 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 3,25 . 0,3 = 2,438 (T/m)


q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)


q = q1 + q2 + q3 = 4,267 (T/m)


P1= γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (3,25 – 0,8) = 3,43 (T)



Trang 31

P2 = 2,5 . 3,25. (1,11.0,7 + 0,25 . 3,55 + 0,25 . 2

3,02,0 ) = 14,04 T




Với dầm ngang có kích thước: bxhxl = (80-100)x70x1150 (cm), chiều rộng chịu

tải là 320 cm.



qhh = 4 . 3,2 = 12,8 T/m



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 3,2 . 0,06 = 0,422 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 3,2 . 0,3 = 2,4 (T/m)

- Tải trọng do bản thân dầm ngang tính từ mép bến vào 3,7 m:

q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 1 . 0,7 = 1,75 (T/m)

- Tải trọng bản thân dầm ngang còn lại:

q4 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)

Vậy:

Tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang tính từ mép bến vào 3,7m

là:

q = q1 + q2 + q3 = 4,572 (T/m)

Tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang còn lại:

q = q1 + q2 + q4 = 4,222 (T/m)


P1= γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (3,2 – 0,8) = 3,36 (T)


P2 = 2,5 . 3,2 . (1,11.0,7 + 0,25 . 3,55 + 0,25 . 2

3,02,0 ) = 13,82 T

c) Tải trọng do phương tiện vận chuyển.




272 cm.



qhh = 4 . 2,72 = 10,88 T/m


Tải trọng do lớp phủ mặt cầu bằng bê tông nhựa mịn dày 6 cm:

q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 2,72 . 0,06 = 0,36 (T/m)



Trang 32

q2 = γbt . b . h = 2,5 . 2,72 . 0,3 = 2,04 (T/m)


q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)


q = q1 + q2 + q3 = 3,8 (T/m)


P1= γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (2,72 – 0,8) = 2,69 (T)


P2 = 2,5 . 2,72 . (1,11.0,7 + 0,25 . 3,55 + 0,25 . 2

3,02,0 ) = 11,75 T




Với dầm ngang có kích thước: bxhxl = (80-100)x70x1150 (cm), chiều rộng chịu

tải là 351 cm.



qhh = 4 . 3,51 = 14,04 T/m



q1 = γbtn . b. h = 2,2 . 3,51 . 0,06 = 0,46 (T/m)


q2 = γbt . b . h = 2,5 . 3,51 . 0,3 = 2,63 (T/m)

- Tải trọng do bản thân dầm ngang tính từ mép bến vào 3,7 m:

q3 = γbt . b . h .= 2,5 . 1 . 0,7 = 1,75 (T/m)

- Tải trọng bản thân dầm ngang còn lại:

q4 = γbt . b . h .= 2,5 . 0,8 . 0,7 = 1,4 (T/m)

Vậy:

Tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang tính từ mép bến vào 3,7m

là:

q = q1 + q2 + q3 = 4,84 (T/m)

Tổng tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang còn lại:

q = q1 + q2 + q4 = 4,49 (T/m)

Lực tập trung do dầm dọc có kích thước: bxhxl = 80x70x5148 (cm)

P1= γbt . b .h . l = 2,5 . 0,8 . 0,7 . (3,51 – 0,8) = 3,79 (T)


P2 = 2,5 . 3,51 . (1,11.0,7 + 0,25 . 3,55 + 0,25 . 2

3,02,0 ) = 15,16 T


Như phần 1c ở trên.

3.3.1.3. Tính toán cọc


Trang 33

Theo “16TCXD 205-98”

1)Xác định sơ bộ sức chịu tải của cọc theo đất nền:

Xét cọc có chiều dài 37 m

Hình 3.5. Ô bản tính toán sức chịu tải(kích thước trên hình vẽ là mm).

a) Tải trọng tác dụng lên đầu cọc :

- Trọng lượng bản thân của cọc dài 37 m

q0 = 0,4 . 0,4 . 37 . 2,5 = 14,8 (T)


q1 = 2,2 . 3,3 . 3,3 . 0,06 = 1,44 (T)


q2 = 2,5 . 3,3 . 3,3 . 0,3 = 8,17 (T)

- Dầm dọc BTCT bxh: 80x70 cm

q3 = 0,8 . 0,7 . 3,3 . 2,5 = 4,62 (T)

- Dầm ngang BTCT bxh: 80x70 (cm)

q4 = 0,8 . 0,7 . (3,3 – 0,8) . 2,5 = 3,5 (T)

- Tải trọng hàng hóa rải đều 4 T/m2:

q5 = 3,3 . 3,3 . 4 = 43,56 (T)

- Tải trọng do cần trục:

q6 = 39 T

Tổng tải trọng tác dụng lên đầu cọc:

- Trường hợp chỉ có tải trọng hàng hóa:

N = q1 + q2 + q3 + q4 + q5 = 61,29 T

- Trường hợp tải trọng có cần cẩu:

N = q1 + q2 + q3 + q4 + q6 = 56,73 T

Ta lấy trường hợp lớn nhất để tính toán: N = 61,29 T

b) Tính toán sức chịu tải nén của cọc theo đất nền

Công thức tính toán:

Q= m . (mR . qp . AP + U .Σmf.fsi.li) (3.24)

Nguồn : 16TCXD 205 – 1998.

Trong đó:

- Q : Sức chịu tải của cọc theo đất nền;

- mr,mf: Hệ số điều kiện làm việc của cọc ở mũi và mặt bên cọc có kể đến

phương pháp hạ cọc vào trong nền đất, được lấy theo bảng A3 16TCXD

205 – 1998. Lấy m = 1.


Trang 34

- qp, : cường độ chịu tải ở mũi cọc (T/m2), được lấy theo bảng A1 16TCXD

205 – 1998.

Với lớp đất 6,sét pha trạng thái dẻo cứng có độ sệt I = 0,1 độ sâu cọc là 37 m

tra ra được qp = 972,5 (T/m2).

- F: Diện tích mặt cắt ngang cọc, F = 0,4 . 0,4 = 0,16 m2;

- U: Chu vi cọc, U = 4 . 0,4 = 1,6 m;

- fi: Sức chống tính toán của đất ở thân cọc (T/m2), tra bảng A2: 16TCXD

205-1998.

- li: chiều dầy lớp đất thứ i mà mũi cọc đi qua.

- m : hệ số điều kiện làm việc của cọc với đất nền, lấy m = 1.

Chia các lớp đất thành dải 2 m để tính ma sát hông, ta được kết quả trong bảng

sau:

Bảng 3.3: Kết quả tính toán ma sát bên.

Lớp đất li

(m)

Độ sâu

(m)

fi

(T/m2)

fi.li

(T/m)

1

2,2 1,1 0,21 0,462

2 3,2 0,5 1

2 5,2 0,6 1,2

2 7,2 0,6 1,2

2 9,2 0,6 1,2

2 2,15 11,275 2,41 5,182

3

0,6 12,65 0,8 0,48

2 13,95 0,8 1,6

2 15,95 0,8 1,6

2 17,95 0,8 1,6

2 19,95 0,8 1,6

2 21,95 0,8 1,6

2 23,95 0,8 1,6

2 25,95 0,819 1,638

4 1,51 27,705 0,724 1,093

5 2,05 29,485 4,153 8,514

6 1,24 31,13 2,916 3,616

ii lf .. = 35,185 (T/m).

Vậy sức chịu tải của cọc tính toán là :

Q= m . (mR . qp . AP + U .Σmf.fsi.li) = 211,9 (T)

Sức chịu tải của cọc theo điều kiện làm việc của đất nền là :


Trang 35

tc

tc

aK

QQ .

Nguồn : 16TCXD 205 – 1998.

- Qa : Sức chịu tải của cọc tính toán.

- Ktc : hệ số an toàn, lấy Ktc = 1,4.

Vậy :

4,1

9,211aQ = 151,35 (T).

c) Kiểm tra khả năng chịu nén của cọc:

Công thức kiểm tra:

Ntt ≤ P

Trong đó:

Ntt = Kn . nc . n . m . N + G (3.25)

Với:

- Kn: hệ số tin cậy , phụ thuộc vào cấp công trình. Với công trình cấp 3 thì

Kn = 1,15.

- nc: hệ số tổ hợp tải trọng, với tổ hợp tải trọng cơ bản thì nc = 1.

- n: hệ số vượt tải, n = 1,25;

- m: hệ số phụ thuộc điều kiện làm việc, m = 1;

- N: tổng tải trọng tác dụng lên đầu cọc, N = 61,29 T

- G: trọng lượng bản thân cọc, đối với cọc vuông a = 0,4m, dài 37m.

G = 2,5.0,4.0,4.37 = 14,8 (T)

Thay vào công thức (3-25) ta có:

Ntt = Kn . nc . n . m . N + G = 1,15 . 1 . 1,25 . 1 . 61,29 + 14,8 = 102,9 T.

Ntt = 102,9 T < P = 156,78 T

Vậy cọc đảm bảo khả năng chịu lực .

3.3.1.4. Phân phối lực ngang tác dụng lên bến

Khi bến chịu tác dụng của lực ngang: lực neo, lực va động của tàu thì bệ cọc

không những có chuyển vị tịnh tiến mà còn xoay quanh một tâm O nào đó, tâm O

này được gọi là tâm đàn hồi.

Đặc điểm của tâm đàn hồi là một lực ngang bấtkỳ tác động vào bệ đi qua tâm đàn

hồi thì chỉ gây ra chuyển vị tịnh tiến mà không gây ra chuyển vị xoay cho bệ.

Khi bệ chuyển vị tịnh tiến và xoay thì ở các đầu cọc phát sinh các phản lực Hi, do

khung bị xoay quanh tâm đần hồi và chuyển vị tịnh tiến nên các đầu cọc có chuyển

vị khác nhau, vì vậy các khung không chịu lực đều nhau mà có sự phân bố lực

ngang cho toàn bệ. Nhiệm vụ đặt ra là phải xác định được lực ngang tác dụng lên


1) Xác định vị trí tâm đàn hồi

Qua hàng cọc biên ngang và hàng cọc dọc trong cùng của bến, ta dựng một hệ

trục tọa độ XO1Y, trục X hướng theo hàng cọc ngang, trục Y hướng theo hàng cọc

dọc. Vị trí các đầu cọc được xác định theo hệ trục tọa độ trên (Xi, Yi). Tọa độ tâm

đàn hồi được xác định theo điều 21.13 của 22TCN 207-92.


Trang 36

Hix

X

e

d

c

b

a

y

x

o1

Hình 3.6. Hệ trục tọa độ xác định vị trí tâm đàn hồi.

Theo điều 21.13 của 22TCN 207-92, tọa độ tâm đàn hồi được xác định theo công

thức:

;

1

1

n

yi

n

i

iyi

o

H

XH

X (3.26)

n

xi

n

i

ixi

o

H

YH

Y

1

1

.

(3.27)

Trong đó:

- yixi HH ; : là phản lực ngang tác dụng lên đầu cọc thứ I do chuyển vị ngang

bằng một đơn vị tại đó gây ra theo phương x và phương y (T/m);

+ Xi, Yi: tọa độ của cọc i so với các trục X và Y;

+ n: là tổng số cọc trong bến.

*) Trường hợp đối với cọc đơn:

Hình 3.7. Sơ đồ xác định lực đơn vị do chuyển vị bằng một đơn vị (đối với cọc đơn)

Phản lực của các cọc đơn do chuyển vị ngang bằng một đơn vị theo các trục X và

Y trong trường hợp cọc được coi là ngàm trong bệ được xác định theo Điều 21.10

22-TCN-207-92.

ui

xi

l

iH

2

.12 ;

ui

yi

l

iH

2

.12 (3.28)

Trong đó:


Trang 37

- i: độ cứng đơn vị;

uil

JEi

. (3.29)

ui

xi

l

JEH

3

..12 ;

ui

yi

l

JEH

3

..12 (3.30)

- E: là mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc, E = 2,9.106 (T/m);

- J: là mômen quán tính của tiết diện cọc (m4);

J = 00213,012

4,0.4,0

12

. 33

hb

(m4) (3.31)

- lu: là chiều dài chịu uốn của cọc, được xác định theo tiêu chuẩn thiết kế

16TCXD 205-98:

lu= l0 + bd

2 (3.32)

Với:

+ lo: chiều cao tự do của cọc, tính từ trọng tâm mặt cắt ngang dầm đến giao

điểm giữa đường đáy với tim cọc;

+ bd : hệ số biến dạng (1/m) xác định theo công thức sau:

5.

EJ

bK cqd

bd (3.33)

Nguồn : 20TCN21-86.

- bc: chiều rộng qui ước của cọc

bc = 1,5.d + 0,5 = 1,5 . 0,4 + 0,5 = 1,1 (m)

d: tiết diện của cọc vuông, d = 0,4 m

Kqd: hệ số tỷ lệ nền quy đổi được tính theo công thức:

Kqd = 2

4333322221112.....2.2.2.

1nn

m

hKhhhKhhhKhhhKh

(3.34)

- Ki: hệ số đặc trưng cho hệ số nền của mỗi lớp, tra bảng phụ thuộc loại đất

xung quanh cọc (cụ thể là độ sệt Is đối với lớp đất xung quanh cọc trừ đất

cát)

Điều kiện địa chất:

Lớp 1: Bùn sét pha màu xám nâu

Is = 1,58 K1 = 65,0

Lớp 2: Sét màu vàng lẫn ít sạn sỏi, trạng thái dẻo mềm

Is = 0,54 K2 = 460,0

Lớp 3: Sét màu xám xanh, trạng thái dẻo chảy

Is = 0,80 K3 = 213,0

Lớp 4: Sét pha trạng thái dẻo chảy


Trang 38

Is = 0,93 K4 = 116,8

Lớp TK1: Sét màu vàng trạng thái dẻo cứng

Is = 0,44 K5 = 536,0

Lớp TK2: Sét pha màu vàng, xám ghi, trạng thái dẻo mềm

Is = 0,54 K6 = 460

- hi: chiều dày mỗi lớp trong phạm vi hm

- hm: chiều dài đoạn cọc nằm trong đất .


Trang 39

Kết quả tính toán được trình bày trong bảng sau :

Bảng 3.4.Bảng xác định chiều dài cọc tính toán bến xà lan.

H/c

ọc

Lc

(

m

)

bc

(

m

)

lo

(m

)

hm

(m)

h1

(m)

k1

(T/

m4)

h2

(m

)

K2

(T/

m4)

h3

(m)

k3

(T/

m4)

h4

(m

)

k4

(T/

m4)

h5

(m

)

k5

(T/

m4)

h6

(m

)

k6

(T/

m4)

K

(T/

m4)

bc

(

m

)

Eb

(T/

m2)

J

(m4

)

αbd

(1/

m)

Lu

(m

)

A 35

0,

4

4,

25

30,

75

9,7

8 65

2,

00 460

14,

54 213

1,

35

116,

8

1,

90 536

1,

18 460 89,3

1,

1

2,9.

106

0,0

02

0,4

37

8,

83

B 35

0,

4

3,

90

31,

10

9,7

9 65

2,

15 460

14,

54 213

1,

67

116,

8

2,

20 536

0,

75 460 91,4

1,

1

2,9.

106

0,0

02

0,4

39

8,

46

C 37

0,

4

5,

25

31,

75

10,

20 65

2,

15 460

14,

60 213

1,

51

116,

8

2,

05 536

1,

24 460 89,0

1,

1

2,9.

106

0,0

02

0,4

36

9,

83

D 37

0,

4

4,

50

32,

50

10,

30 65

2,

35 460

14,

65 213

1,

75

116,

8

2,

20 536

1,

25 460 90,4

1,

1

2,9.

106

0,0

02

0,4

38

9,

07

E 37

0,

4

4,

50

32,

50

9,6

5 65

2,

60 460

14,

65 213

1,

95

116,

8

2,

35 536

1,

30 460 94,6

1,

1

2,9.

106

0,0

02

0,4

42

9,

03


Trang 40

Hyi

l u1 l

u2

1

2

Trường hợp đối với cọc đôi:

Hình 3.8. Sơ đồ xác định lực đơn vị do chuyển vị bằng một đơn vị (đối với cọc đôi.)

Theo điều 21.11 22TCN207-92 phản lực của các trụ bằng cọc chụm đầu do

chuyển vị ngang đơn vị khi trụ cọc nằm trong mặt phẳng tác động của lực được xác


2

2

21

2

1

21

2

21

cos.cos.

)(sin..

kk

kkH yi

(3.35)

Trong đó:

- k1, k2: la phản lực do chuyển vị đơn vị của các cọc trong một trụ cọc chụm

đầu của vật liệu làm cọc.

2

2

1

1 ;nn l

EFk

l

EFk (3.36)

Với:

- lu1, lu2: chiều dài chịu nén của các cọc

- k1, k2: được xác định như sau:

'

2

2

'

1

1

1

1

kk

kk

- k1’, k2’: là hệ số kể đến độ mềm đàn hồi của cọc được phép xác định theo

phương pháp của N.A.X môrôđinskll:

Ki’ =

10 EF

H (3.37)

Trong đó:

- H0: chiều dài tự do của cọc từ điểm ngàm trong bệ đến mặt đất (mái dốc

hoặc mặt đáy bến)

- : hệ số đàn hồi của đoạn cọc ngập trong đất, bằng N. , T/mm

- N: khả năng chịu lực của cọc, N = 156,78 T


Trang 41

- : hệ số tỉ lệ = 0,4 (1/mm)

- E: modun của vật liệu làm cọc, E = 2,9.106 T/m

2;

- F: tiết diện của cọc, F = 0,4 . 0,4 = 0,16 m2.

Bảng 3.5. Bảng tính hệ số phản lực đầu cọc.

H/cọc H0 (m) (T/mm) F (m2) E (T/m

2) ki’ ki

A 4,25 60,54 0,16 2,9.106 2,435.10

-5 41061,94

B 3,90 60,54 0,16 2,9.106 2,511.10

-5 39828,33

Ta có chiều dài chịu nén của cọc theo thứ tự từ ngoài bến vào như sau:

Li = EF/Ki L1u = 11,30m, L2u = 11,65m

- α1,α2: góc nghiêng của các cọc trong một trụ cọc chụm đôi so với phương

thẳng đứng, α1 = 0, α2 = 7,1250.

2

2

2

1

.12.12

uu

xi

l

i

l

iH (3.38)

Từ bảng phân phối lực ngang (bảng 1 – phụ lục 1) ta có tọa độ của tâm đàn hồi:

m

H

XH

Xn

yi

n

i

iyi

o 2456,14206

36,341286

1

1

(3.39)

m

H

YH

Yn

xi

n

i

ixi

o 5,580,7128

30,38935.

1

1

(3.40)

o1

x

y

a

b

c

d

e

x0

y0

o

Hình 3.9. Tọa độ tâm đàn hồi.

2) Xác định góc xoay của bệ.

Khi neo hai neo:


Trang 42

Hình 3.10. Sơ đồ tính momen nội lực và ngoại lực của bến.

Dưới tác dụng của ngoại lực tác dụng, bệ xoay quanh tâm đàn hồi 0 một góc φ.

Góc xoay φ của bệ được xác định trên cơ sở cân bằng mô men ngoại lực và mô men

nội lực (do có các phản lực đầu cọc gây ra) lấy với tâm đàn hồi 0, theo điều 21.15

của 22 TCN 207-92 ta có:

φ =

nl

ngl

M

M (3.41)

Trong đó:

- nglM : là tổng mô men do các tải trọng ngang tác động lên bến lấy với

tâm đàn hồi 0 (tổng mô men ngoại lực);

+ Do lực neo:

M2n = -2 . Nx . Yn + Ny . (Xn1 – Xn2)

= -2 . 5,83 . 3,8 + 3,37 . (24,5 - 8)

= 11,297 T.m.

+ Do lực va:

Mv = Vx . Yv + Vy . Xv

= 6,95 . 4,8 + 24,5 . 13,9

= 373,91 T.m

- nlM : là tổng mô men do phản lực ngang của các đầu cọc lấy với tâm đàn

hồi 0 (mô men nội lực);

22 .. aiyaixnl xHyHM (3.42)

Từ bảng phân phối lực ngang (phụ lục 1) ta có: nlM = 3247334,98 T.m

Vậy:

- Góc xoay của bệ do lực neo gây ra:

φ2n = 610.49,398,3247334

297,11 rad

- Góc xoay của bệ do lực va gây ra:

y

y

xx

y

v n

n

n

n

o

y0

x0

e

d

c

b

a

y

x

o1

xv


Trang 43

φv = 410.15,198,3247334

91,373 rad

3. Xác định chuyển vị tịnh tiến của khung ngang, khung dọc:

Chuyển vị tịnh tiến do tải trọng ngoài gây ra đối với các khung ngang là như

nhau và cũng như đối với các khung dọc.

- Chuyển vị khung dọc theo phương X do tải trọng ngoài gây ra:

n

i

ix

ix

ix

H

P

1

(3.43)

- Chuyển vị khung ngang theo phương Y do tải trọng ngoài gây ra:

n

i

iy

iy

iy

H

P

1

(3.44)

Trong đó:

- iyix PP , : tổng ngoại lực theo 2 phương X và Y;

- iyix HH , : Tổng các phản lực đơn vị đầu cọc theo phương X và Y;

80,7128 ixH ; 56,14206iyH

1) Trường hợp do lực va:

mv

ix

410.75,980,7128

95,6 .

mv

iy

410.78,956,14206

9,13

2) Trường hợp do lực neo:

mn

ix

32 10.64,180,7128

83,5.2

mv

iy

410.74,456,14206

37,3.2

4) Xác định lực ngang tác dụng lên khung ngang, khung dọc:

a) Xác định phản lực ngang tác dụng lên các đầu cọc:

- Theo phương X:

Pix = Hix.Δix = Hix.( inv

nv

ix Y.)(

)( ) (3.45)

- Theo phương Y:

Piy = Hiy.Δiy = Hiy.( inv

nv

iy X.)(

)( ) (3.46)

Trong đó:

- Pix, Piy: phản lực ngang ở đầu cọc do ngoại lực ngang tác dụng gây ra;

- Hix, Hiy: phản lực đơn vị của cọc thứ i theo các phương X và Y;

- Δix, Δiy: chuyển vị tổng cộng theo các phương X và Y;

- Xi, Yi: tọa độ các đầu cọc trong hệ tọa độ X00Y0

Yi mang dấu (+) với các cọc trên trục X0, dấu (-) với các cọc dưới trục X0


Trang 44

Xi mang dấu (+) với các cọc trên trục Y0, dấu (-) với các cọc dưới trục Y0

Quá trình tính toán được trình bày trong phụ lục

b) Xác định lực ngang tác dụng lên khung ngang, khung dọc:

- Đối với khung dọc:

Px =

n

i

ixP1

(3.47)

Với n là số cọc trong khung dọc, n = 16

- Đối với khung ngang:

Py=

m

i

iyP1

(3.48)

Với m là số cọc trong khung ngang, m = 5

Quá trình tính toán được lập thành các bảng 5 đến 8 – phụ lục 1. Từ bảng tính

cho trường hợp neo và va có lực ngang lớn nhất tác dụng lên khung ngang và

khung dọc:

- Trường hợp neo:

Pd = 2,45 T (khung I)

Pn = 0,45T (khung 16)

- Trường hợp va:

Pd = 2,21 T (khung I)

Pn = -3,34T (khung 1)

3.3.1.5. Tính toán khung ngang, khung dọc:

1) Tính toán khung dọc:

Tính toán nội lực cho cả 4 khung I, II, III, IV.

a) Xác định tải trọng tác dụng lên khung dọc:

a1) Khung dọc I:

1. Tải trọng bản thân:

- Tải trọng bản thân phân bố đều:

qbt = 8,56 T/m

- Tải trọng bản thân tập trung:

- Lực tập trung do dầm ngang N3 , N1 = 2,66 T

- Lực tập trung do dầm ngang N2 = 3,33 T

2. Tải trọng do cần trục bánh hơi 25 T

3. Tải trọng hàng hóa

qhh = 10,4 T/m.

Coi tải trọng ô tô qui về tải trọng hàng hóa

4. Tải trọng do tàu:

- Tải trọng va tàu: Pv = 2,21 T.

- Tải trọng neo tàu: Pn = 2,45 T.


Trang 45

Hình 3.11. Sơ đồ tải trọng tác dụng lên khung dọc I.

Bảng 3.6. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên khung dọc I.

TT

TH

B

T

H

H1

H

H2

H

H3

H

H4

CT

1

CT

2

CT

3

CT

4

CT

5

CT

6

N

1

N

2

V

1

V

2

1 X X X

2 X X X

3 X X X

4 X X X

5 X X X

6 X X X

7 X X X

8 X X X

9 X X X

10 X X X

11 X X X

12 X X X

13 X X X X

14 X X X X

15 X X X X

16 X X X X

17 X X X X

18 X X X X

19 X X X X

20 X X X X

21 X X X X

22 X X X X


Trang 46

23 X X

24 X X

25 X X

26 X X

27 X X

28 X X

29 X X

30 X X

31 X X

32 X X

33 X X X

34 X X X

35 X X X

36 X X X

37 X X X

a2) Khung dọc II:



qbt = 3,83 T/m


+ Lực tập trung do dầm ngang P = 2,73 T



qhh = 11 T/m



- Tải trọng va tàu: Pv = 1,36 T

- Tải trọng neo tàu: Pn = 2,43 T

a2) Khung dọc III:



qbt = 4,31 T/m


- Lực tập trung do dầm ngang P = 3,5 T



Qhh = 13,2 T/m





a2) Khung dọc IV:




Trang 47

Qbt = 3,91 T/m


- Lực tập trung do dầm ngang P = 2,87 T



Qhh = 11,4 T/m





Hình 3.12. Sơ đồ tải trọng tác dụng lên khung dọc II,

Bảng 3.7. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên khung dọc II,III và IV.

TT

TH

B

T

HH

1

HH

2

HH

3

HH

4

CT

1

CT

2

CT

3

CT

4

CT

5

CT

6 N V

1 X X X

2 X X X

3 X X X


Trang 48

4 X X X

5 X X X

6 X X X

7 X X X X

8 X X X X

9 X X X X

10 X X X X

11 X X X X

12 X X

13 X X

14 X X

15 X X

16 X X

17 X X

18 X X

19 X X

20 X X X

21 X X X

22 X X X

23 X X X

24 X X

b) Kết quả nội lực khung dọc:

Sau khi giải khung bằng chương trình Sap(được trình bày trong phụ lục) ta có kết

quả nội lực như sau:

Bảng 3.8. Nội lực dầm dọc

Cấu kiện

Nội lực Đơn vị

Dầm

dọc D2

Dầm dọc

D3

Dầm dọc

D1 Cọc

Mk+ T.m 27,47 4,67 29,10

Mk- T.m -23,82 -4,30 -28,06

Q+

T 31,41 3,75 26,88

Q-

T -44,14 -4,47 -42,97

MQmax T.m -19,60 -4,30 -15,32

MQmin T.m 23,45 4,67 13,06

N+

T

N-

T -67,66

2. Tính toán khung ngang:

Tính toán cho khung ngang 1, khung ngang15 và khung ngang 16

a) Xác định tải trọng tác dụng lên khung ngang:

a1) Khung ngang 1:



qbt = 3,8 T/m


+ Lực tập trung do dầm dọc = 2,69 T

+ Lực tập trung do dầm đứng, dầm tựa tàu, gờ chắn xe = 11,75 T


Trang 49



qhh = 10,88 T/m





a2) Khung ngang 16:


- Tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang tính từ mép bến vào 3,7m

là:

qbt = 4,84 T/m

- Tải trọng bản thân phân bố đều trên khung ngang còn lại:

qbt = 4,49 T/m






qhh = 14,04 T/m





a2) Khung ngang 15:


- Tải trọng bản thân phân bố đều

qbt = 4,31 T/m






qhh = 13,2 T/m





Sơ đồ tính khung ngang: bao gồm tải trọng bản thân, tải trọng do cần trục, tải

trọng hàng hóa, tải trọng va, neo.


Trang 50

Hình 3.13. Sơ đồ tải trọng tác dụng lên khung ngang.

Bảng 3.9. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên khung ngang.

TT

TH

B

T

HH

1

HH

2

HH

3

HH

4

CT

1

CT

2

CT

3

CT

4

CT

5

CT

6 N V

1 X X X

2 X X X

3 X X X

4 X X X

5 X X X

6 X X X

7 X X X X

8 X X X X

9 X X X X

10 X X X X

11 X X

12 X X


Trang 51

13 X X

14 X X

15 X X

16 X X

17 X

c) Kết quả nội lực khung ngang:

Sau khi giải khung bằng chương trình Sap ta có kết quả nội lực như sau:

Bảng 3.10. Nội lực dầm ngang.

Cấu kiện

Nội lực Đơn vị Dầm ngang Cọc

Mk+ T.m 31,20 2,38

Mk- T.m -18,89 -2,25

Q+

T 39,95

Q-

T -42,86

MQmax T.m 3,18

MQmin T.m -2,38

N+

T

N-

T -68,10

3.3.2. Kiểm tra lại sức chịu tải của cọc:

Theo kết quả nội lực giải khung ta kiểm tra lại sức chịu tải của cọc.

Theo “22 TCN 207-92” ta có tải trọng tính toán tác dụng lên đầu cọc:

cocdcn

tt PNmnnkN 11 .... (3.49)

Trong đó:

- N1: tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc đang xét lấy theo kết quả giải

khung

N1 = 68,10 T (Bảng 3.6)

Vậy:

TN tt 69,1128,1410,68.1.25,1.1.15,11

Đem so sánh với sức chịu tải của cọc đã tính ở phần trên ta thấy:

Qq = 151,35 T > N tt

1 = 112,69 T

Kết luận: Cọc đủ khả năng chịu lực.

3.3.3. Tính toán bê tông cốt thép cầu tàu:

Theo tiêu chuẩn “TCVN 4116-85”.

Bê tông cốt thép được tính theo trạng thái giới hạn 1 (tính toán theo độ bền) và

theo trạng thái giới hạn 2 (tính toán theo điều kiện biến dạng).


Trang 52

3.3.3.1. Tính toán bê tông cốt thép dầm ngang N:

Kích thước dầm ngang: bxh = 80x100cm.

1) Lực tính toán:

Mômen lớn nhất mà cấu kiện phải chịu do tải trọng tính toán gây ra được xác

định theo công thức sau:

Mtt = M.kn.n.nc.mđ (T.m) (3.50)

Trong đó:

+ M: mômen dương và âm lớn nhất lấy từ kết quả giải khung (T.m)

+ kn: hệ số đảm bảo xét đến tầm quan trọng và cấp công trình, kn = 1,15 đối

với công trình cấp 3.

+ mđ: hệ số điều kiện làm viêc, xét đến đặc điểm chịu lực thực tế của cấu

kiện so với một số giả thiết của sơ đồ tính toán, mđ = 1.

+ nc: hệ số tổ hợp tải trọng lấy bằng 1 đối với tổ hợp cơ bản.

+ n: hệ số vượt tải lấy bằng 1,25 với công trình cảng biển.

Bảng 3.11. Nội lực dầm ngang.

Nội lực Đơn vị M Mtt

Mk+ T.m 31,20 44,85

Mk- T.m -18,89 -27,15

Qmax T 39,95 57,43

MQmax T.m -2,38 -3,42

Qmin T -42,86 -61,61

MQmin T.m 3,18 4,57

2) Tính toán bê tông cốt thép theo điều kiện bền:

Với dầm ngang và dầm dọc chọn bê tông M300, thép AII có các thong số:

- Bê tông M300 có: E = 2,9.105 kg/cm

2, 2/135 cmkgR I

np ; 2/10 cmkgR I

p .

- Thép AII có: Ea = 2,1.106 kg/cm

2, Ra = 2700 kg/cm

2.

Hệ số hạn chế vùng bê tông chịu nén: 58,00

412,0)58,0.5,01(58,0).5,01( 000 A

Chiều cao làm việc của tiết diện:

h0 = h – a (cm)

+ h: chiều cao dầm kể cả bản (cm);

+ a: chiều dày lớp bê tông bảo vệ (tính đến trọng tâm của cốt thép);

Giá trị A được xác định:

2

0.. hbR

MA

np

tt (3.51)

Nếu A<A0 thì tính toán cấu kiện theo điều kiện chịu loại dẻo

)211(5,0 A (3.52)

Tổng diện tích cốt thép được xác định:


Trang 53

0.. hR

MF

a

rra

(3.53)

Kiểm tra hàm lượng cốt thép:

max

0

min.

hb

Fa (%) (3.54)

Đối với cấu kiện là dầm min = 0,15%; max =2%.


Bảng 3.12. Tính toán cốt thép dầm ngang N.

Cấu

kiện

Mtt a A

Fatt

Fa

thực

thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm

2) (%)

Dầm

ngang

M+ 44,85 7,5 0,039 0,731 24,58 0,27 73,89 0,8

M- -27,15 7,5 0,026 0,738 14,73 0,16 39,27 0,43

3) Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt:

Yêu cầu: Kiểm tra chiều rộng mở rộng vết nứt tính toán aT (mm) so với chiều

rộng cho phép [aT].

aT<[aT] = 0,05 . 1,6 = 0,08 mm

Trong đó:

+ 0,05: chiều rộng khe nứt giới hạn với kết cấu nằm ở mực nước dao động;

+ 1,6: hệ số tương ứng với công trình cấp III.

Chiều rộng vết nứt aT (mm) vuông góc với trục dọc của cấu kiện tính theo công

thức:

T

a

bda

gT adE

Cka )1004.(7....

(3.55)

Trong đó:

- k: hệ số được lấy như sau:

+ Cấu kiện chịu nén lệch tâm, uốn: k = 1

+ Cấu kiện chịu kéo trung tâm, lệch tâm: k = 1,2

+ Cấu kiện bố trí cốt thép nhiều lớp: k = 1,2

- Cg: hệ số được lấy khi tính với tải trọng thường xuyên và tạm thời dài

hạn:Cg= 1,3.

- : hệ số được lấy như sau: đối với cốt thép thanh có gờ = 1,0

- a : ứng suất trong cốt chịu kéo

- Với cấu kiện chịu uốn:

ZF

M

a

a.

(3.56)

+ Fa: diện tích cốt thép chịu lực của mặt cất tính toán (m2);


Trang 54

+ Z: cánh tay đòn ngẫu lực cho phép, lấy theo kết quả tính toán mặt cắt về độ

bền (m).

Z2

0

xh (3.57)

h0= h – atd

- atd: lớp bê tông bảo vệ tương đương với nhiều lớp cốt thép:

i

ii

tcF

aFa

. (3.58)

- x: chiều cao vùng chịu nén của bê tông lấy theo kết quả tính toán theo

cường độ của tiết diện, đối với các cấu kiện chịu uốn có mặt cắt hình chữ

nhật, khi r:

bRm

FRmx

npb

aaa

..

.. (3.59)

- : chiều cao tương đối vùng chịu nén, 0h

x

- r : trị số giới hạn của chiều cao tương đối, với chiều cao này trạng thái

giới hạn của cấu kiện xuất hiện đồng thời với sự đạt cường độ tính toán

(ma..Ra) trong cốt thép chịu kéo, r = 0,6.

- bd : ứng suất kéo ban đầu của cốt thép do bê tông trương nở và được lấy:

+ Với kết cấu trên khô: bd = 0

+ Với kết cấu dưới nước: bd =200 kg/cm2

- : hàm lượng cốt thép trong tiết diện làm việc:

Đối với tiết diện chữ nhật:

02,0. 0

hb

Fa (3.60)

- d: đường kính cốt thép, nếu nhiều loại thì qui đổi tương đương:

ii

ii

dn

dndnd

.

...... 22

11 (3.61)

+ ni: số thanh có đường kính di;

+ mb: hệ số điều kiện làm việc của bê tông (tính theotrangj thái giới hạn 1)

Với kết cấu bê tông cốt thép kiểu bản có sườn với chiều dày 60cm, mb=1,15;

+ ma: hệ số điều kiện làm việc của cốt thép (tính theo trạng thái giới hạn 1)

Với cấu kiện bê tông cốt thép có số thanh thép chịu lực ở mặt cắt ngang < 10, ma

= 1,1; 10, ma = 1,15.


Bảng 3.13.Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt dầm ngang N.

Cấu

Kiện

b

(cm

)

h

(cm

)

n

1

d1

(mm

)

Fa1

(cm2

)

a1

(cm

)

n

2

d1

(mm

)

Fa2

(cm2

)

a2

(cm

)

aF

(cm2)

atd

(cm

)


Trang 55

Dầm

ngan

g

80 100 8 28 49,2

6 6,5 4 28

24,6

3 14 73,89 9

80 100 8 25 39,2

7 6,5 0 20 0 14 39,27 6,5

Cấu

kiện

Mô men x h0 z

at So a

T.m cm cm cm Kg/cm2 mm sánh mm

Dầm

ngang

M+ 44,85 15,19 91 83,20 967 1,01% 0,0794 < 0,08

M-

-

27,15 8,29 93,5 89,36 724 0,52% 0,0545 < 0,08

4) Kiểm tra điều kiện bố trí cốt đai:

Trong dầm không phải bố trí cốt ngang khi thỏa mãn điều kiện:

bbtcđcn QmQmnnk ..... (T) (3.62)

Trong đó:

+ Qtc: lực cắt lớn nhất xuất hiện trong dầm (T);

+ Qb: khả năng chịu cắt của bê tông (T).

tghbRkQ I

pb .... 0 (3.63)

+ k: hệ số lấy bằng

np

aa

Rhb

RFk

..

..25,0

0

(3.64)

+ : góc hợp bởi tiết diện nghiêng và trục dọc của cấu kiện:

0.1

2

hQ

Mtg

tt

tt

(3.65)

Khi tg < 0,5 thì lấy tg = 0,5

Khi tg > 0,5 thì lấy tg = 1,5.

Kết quả tính toán thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.14. Tính toán cốt ngang dầm ngang N.

Cấu

kiện Q M K tg Vế trái So sánh Vế phải

Dầm

ngang

57,45 3,42 0,82 1,88 82,58 < 132,79

61,61 4,57 0,67 1,85 88,56 < 109,73

Vậy không phải bố trí cốt ngang của dầm ngang.


Trang 56

a = 10

+4.50

+3.415

a = 30

2

a = 10

Hình 3.14. Mặt cắt ngang cốt thép dầm ngang N (kích thước trên hình vẽ là cm).

3.3.3.2. Tính toán bê tông cốt thép dầm dọc D1:

Kích thước dầm dọc D1: bxh = 80x100 cm

Tính toán như dầm ngang N, kết quả tính toán được thể hiện ở bảng sau

Bảng 3.15: Nội lực dầm dọc D1


Mk+ T.m 29,10 41,83

Mk- T.m -28,06 -40,34

Qmax T 26,88 38,64

MQmax T.m -15,32 -22,02

Qmin T -42,97 -61,77

MQmin T.m 13,06 18,77

Bảng 3.16. Tính toán cốt thép dầm dọc D1.

Cấu kiện

Mtt a A

Fatt

Fathực

thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm2) (%)

Dầm

dọc

M+ 41,83 10 0,036 0,732 22,88 0,24 73,89 0,8

M- -40,34 10 0,035 0,733 22,05 0,24 39,27 0,43

Bảng 3.17. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt dầm dọc D1

Cấu

kiện

Mô men x h0 z

at So a


Dầm

ngang

M+ 41,83 14,14 87,5 80,43 703,75 0,8% 0,03 < 0,08

M-

-

40,34 7,51 90 86,24 1191,1 0,4% 0,05 < 0,08


Trang 57

a = 10

3

5

2

+4.415

+3.415

a = 30

2

6

1

4a = 10

Bảng 3.18. Tính toán cốt ngang dầm dọc D1

Cấu


Dầm

ngang

38,64 -22,02 0,82 1,23 55,55 < 85,06

-61,77 18,77 0,67 1,51 88,79 < 86,97

Vậy không phải bố trí cốt ngang của dầm dọc.

Hình 3.15.Mặt cắt ngang cốt thép dầm dọc D1( kích thước trên hình vẽ là cm).

3.3.3.3. Tính toán bê tông cốt thép dầm dọc D3:

Kích thước dầm dọc D3: bxh = 95x70 cm

Tính toán như dầm ngang N, kết quả tính toán được thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.19. Nội lực dầm dọc D3.


Mk+ T.m 4,67 6,71

Mk- T.m -4,30 -6,18

Qmax T 3,75 5,39

MQmax T.m -4,30 -6,18

Qmin T -4,47 -6,43

MQmin T.m 4,67 6,71

Bảng 3.20. Tính toán cốt thép dầm dọc D3.

Cấu Mtt a A Fatt

Fathực

thực


Trang 58

kiện (T.m) (cm) (cm2) (%) (cm2) (%)

Dầm

dọc

M+ 6,71 7,5 0,0127 0,744 5,35 0,09 22,81 0,36

M- -6,18 7,5 0,0117 0,744 4,92 0,08 22,81 0,36

Bảng 3.21. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt dầm dọc D3

Cấu

kiện

b

cm

h

cm n1 d1

(mm)

Fa1

(cm2)

a1

cm n2

d1

(mm)

Fa2

(cm2)

a2 aF

(cm2)

atd

cm

Dầm

ngang

95 70 6 22 22,81 7,5 0 22 0 0 22,81 7,5

95 70 6 22 22,81 7,5 0 22 0 0 22,81 7,5

Bảng 3.22.Tính toán cốt ngang dầm dọc D3.

Cấu


Dầm

ngang

5,39 6,18 0,65 0,71 9,24 < 27,3

6,43 6,71 0,65 0,75 7,75 < 28,9


Cấu

kiện

Mô men x h0 z

at So a


Dầm

ngang

M+ 6,71 4,36 62,5 60,32 1518,3 0,37% 0,067 < 0,08

M- 6,18 4,36 62,5 60,32 1518,3 0,37% 0,067 < 0,08


Trang 59

+1.45

+2.15

a = 30

a = 104

5

2

1

3

BTCT M300

DÇm tùa tµu

Hình 3.16 .Mặt cắt ngang cốt thép dầm dọc D3( Kích thước trên h.vẽ là cm).

3.3.3.4. Tính toán bản mặt cầu:

1. Sơ đồ tính:

Để tính toán bản ta bản thành từng ô bản hình chữ nhật, xét ô tính toán của bản

mặt có kích thước như sau:

Hình 3.17.Sơ đồ tính bản.

Xét tỷ số: 213,3

3,3

b

a

l

l

Vậy tính toán ô bản kiểu ô. Áp dụng phương pháp gần đúng để giải, xem các

cạnh bản kê tự do để xác định ứng lực sau đó dung các hệ số hiệu chỉnh xét đến tính

liên tục, tính đàn hồi và tính liên kết cứng giữa bản với dầm.

2. Tính toán bản mặt cầu chịu tải trọng cần cẩu K252:

Áp lực lớn nhất lên một chân khi cẩu: P = 39T.

Kích thước chân đế: a2 = 0,36m; b2 = 0,36m.

Mômen uốn trong bản được xác định theo phương pháp Galerkin.

Phân bố của tải trọng tập trung trên bản mặt cầu (tải trọng truyền qua lớp nhựa

dầy trung bình 6cm dưới một góc 300):


Trang 60

a1 = a2 + 2htg300 = 0,36 + 2. 0,06 . tg30

0 = 0,429 m;

b1 = b2 + 2htg300 = 0,36 + 2. 0,06 . tg30

0 = 0,429 m.

*) Tải trọng động: là tải trọng phân bố đều trên một bộ phận diện tích bản và đặt

đối xứng với tâm bản.

PM

PM

b

a

.

.

(3.66)

+ Ma, Mb: mô men ở tấm bản theo nhịp la, lb trên dải rộng 1m (T.m).

= P: tổng tải trọng đặt trên diện tích hình chữ nhật phân bố (T).

+ :, hệ số, phụ thuộc vào tỷ số .;; 11

a

b

aa l

l

l

b

l

a

Ta có:

13,3

3,3

13,3

3,3

1

1

a

b

a

a

l

l

l

b

l

a

=> g = g = 0,046. (3.67)

Ma = 0,252 . 39 = 9,822 (T.m)

Mb = 0,299 . 39 = 8,926 (T.m)

*) Tải trọng tĩnh: phân bố kín bản mặt (b1 = lb, a1 = la).

bag

gggb

ggga

llgP

PM

PM

..

.

.

)(

)(

(3.68)

- g - tải trọng tĩnh phân bố đều xác định như sau:

- Bê tông nhựa phủ mặt dày 0,06m: g1 = 2,2 . 0,06 . 3,3 . 3,3 = 1,437 (T);

- Bê tông M300 dày 0,3m: g2 = 2,5 . 0,3 . 3,3 . 3,3 = 8,168 (T);

TPg 605,9168,8437,1

=> Ma(g) = 0,046 . 9,605 = 0,442 (T.m);

=> Mb(g) = 0,046 . 9,605 = 0,442 (T.m);

*) Mômen trong bản kiểu ô tính bằng mômen trong bản kê tự do nhân với hệ số

hiệu chỉnh A:

pg MMAM 1 (3.69)

- Mg - mômen do tải trọng tĩnh (T.m);

- MP - mômen do tải trọng động (T.m);

- - hệ số động, = 0,3;

- A - hệ số hiệu chỉnh, A = - 0,75 (đối với mômen ở gối tựa);

A = 0,525 (đối với mômen ở giữa nhịp);

Mômen ở giữa nhịp:


Trang 61

);.(324,6926,8).3,01(442,0.[525,0

);.(936,6]822,9).3,01(442,0.[525,0

mTM

mTM

b

a

Mômen ở gối tựa:

);.(034,9]926,8).3,01(442,0.[75,0

);.(908,9]822,9).3,01(442,0.[75,0

mTM

mTM

b

a

*) Xác định lực cắt trong bản kiểu ô:

Để giải bài toán ta áp dụng phương pháp gần đúng. Xem như 1 lưới dầm cắt nhau

vuông góc và qui luật phân phối tải trọng giữa 2 dầm la, lb có thể suy từ điều kiện độ

võng ở giao điểm giữa nhịp đều bằng nhau fa = fb.

- Tải trọng tĩnh phân bố kín bề mặt : Pg = 9,605 T.

- Áp lực lớn nhất lên 1 chân cẩu: P = 39 T;

- Lực phân bố đều trên ô bản:

)/(463,43,3.3,3

39605,9

.

2mTll

Pggg

ba

ba

(3.70)

- ga, gb: suất tải trọng g phân bố cho chiều a, b (T/m2);

);/(23,23,33,3

3,3.463,4

..

);/(23,23,3.13,3

3,3.1.463,4

.

..

2

44

4

44

4

2

44

4

44

4

mTlBl

lgg

mTlBl

lBgg

ba

ab

ba

ba

(3.71)

- B: hệ số phụ thuộc tính chất liên kết giữa các cạnh bản, với bản kê 4 cạnh

B = 1;

- Ja, Jb: mômen quán tính thiết diện bản theo 2 phương a,b, Ja = Jb.

Lực cắt mỗi chiều tính như bản kiểu dầm (cắt dải bản rộng 1m):

);(680,32

3,3.23,2

2

.

);(680,32

3,3.23,2

2

.

Tlg

Q

Tlg

Q

bbb

aaa

(3.72)

3. Tính toán bản mặt cầu chịu tải trọng hàng hoá:

Hàng hóa phân bố rải đều kín khắp bản mặt: q = 4 T/m2.

a. Xác định mômen uốn trong bản kiểu ô:

Được xác định theo phương pháp Galerkin.

Mô men uốn trong bản kê tự do được xác định như sau:

bag

gggb

ggga

llgP

PM

PM

..

.

.

)(

)(

(3.73)

Trong đó:

- Tải trọng tĩnh: phân bố kín bản mặt (b1 = lb = 3,3 m; a1 = la = 3,3 m).

- g, g - hệ số lấy trong bảng phụ thuộc vào tỉ số a

b

aa l

l

l

b

l

a,, 11 .


Trang 62

13,3

3,3

13,3

3,3

1

1

a

b

a

a

l

l

l

b

l

a

=> g = g = 0,046. (3.74)

g - tải trọng tĩnh phân bố đều xác định như sau:

- Bê tông nhựa phủ mặt dày 0,06m: g1 = 2,2 . 0,06 = 0,132 (T/m2).

- Bê tông M300 dày 0,3m: g2 = 2,5 . 0,3 = 0,75 (T/m2).

- Tải trọng phân bố: g3 = 4 (T/m2).

=> Pg = Pg1 + Pg2 + Pg3 = (0,132 + 0,75 + 4) . 3,3 . 3,3 = 53,16 (T).

=> Ma(g) = 0,046 . 53,16 = 2,446 (T.m);

=> Mb(g) = 0,046 . 53,16 = 2,446 (T.m);

Mômen trong bản kiểu ô tính bằng mômen trong bản kê tự do nhân với hệ số

hiệu chỉnh A:

pg MMAM 1 (3.75)

+ Mg - mômen do tải trọng tĩnh (T.m);

+ MP - mômen do tải trọng động (T.m): MP = 0;

+ - hệ số động, = 0,3;

+ A - hệ số hiệu chỉnh, A = - 0,75 (đối với mômen ở gối tựa);



);.(284,1446,2.525,0

);.(284,1446,2.525,0

mTM

mTM

b

a


);.(835,1446,2.75,0

);.(835,1446,2.75,0

mTM

mTM

b

a

b. Xác định lực cắt trong bản kiểu ô:

Để giải bài toán ta áp dụng phương pháp gần đúng. Xem bản như 1 lưới dầm

cắt nhau vuông góc và qui luật phân phối tải trọng giữa 2 dầm la, lb có thể suy từ

điều kiện độ võng ở giao điểm giữa nhịp đều bằng nhau fa = fb.

- Tải trọng bản thân: Pg = Pg1 + Pg2 = (0,132 + 0,75) . 3,3 . 3,3 = 9,605 (T);

- Tải trọng hàng hoá: Pg3 = 4 . 3,3 . 3,3 = 43,56 (T);

- Tổng tải trọng tĩnh: P = 53,16 (T);


Trang 63

);/(44,23,33,3

3,3.88,4

..

);/(44,23,3.13,3

3,3.1.88,4

.

..

);/(88,43,3.3,3

16,53

.

P gg g

2

44

4

44

4

2

44

4

44

4

2

a

ba

mTlBl

lgg

mTlBl

lBgg

mTll

ba

a

b

ba

b

a

b

(3.76)

Trong đó:

- ga, gb - suất tải trọng g phân bố theo chiều a, b.

- B - hệ số phụ thuộc tính chất liên kết các cạnh bản, với bản kê 4 cạnh,B = 1.


);(42,72

3,3.44,2

2

.

);(42,72

3,3.44,2

2

.

Tlg

Q

Tlg

Q

bb

b

aa

a

(3.77)

4. Tính toán bản mặt cầu chịu tải trọng ô tô H30:

* Tải trọng ô tô H30:

- Áp lực lên trục trước: Pt = 6 T.

- Áp lực lên trục sau: Ps = 12 T.

- Khoảng cách trục trước và trục sau: L = 6 m.

- Khoảng cách hai bánh trong một trục: b = 1,9 m.

- Diện tiếp xúc của bánh sau và bản: bx = 0,2 m, by = 0,6 m..

- Qui tải trọng tập trung P của bánh xe về tải trọng phân bố qôtô trên diện tích

hình chữ nhật cạnh là '

xb và '

yb ta có:

qôtô = 6 : (0,27 . 0,67) = 33,17 T/m2


- Thành phần tải trọng tĩnh (tải trọng bản thân):

Phân bố kín bản mặt (b1 = lb = 3,3 m; a1 = la = 3,3 m).

Quá trình tính toán tương tự bản mặt cầu chịu tải trọng hàng hóa:

);.(44,0605,9.046,0.

);.(44,0605,9.046,0.

);(605,93,3.3,3).75,0132,0(..

)(

)(

mTPM

mTPM

TllgP

gggb

ggga

bag

(3.78)

- Thành phần tải trọng động (tải trọng ô tô):


Trang 64

lb

la

P P

P

P

a1

a1

b1

a'

45

Hình 3.17. Sơ đồ tính tải trọng động.

Phân bố của tải trọng tập trung trên bản mặt (tải trọng truyền qua lớp bê tông

nhựa mịn phủ mặt dày trung bình 6cm dưới 1 góc 450):

a1 = a2 + 2.h.tg30o = 0,2 + 2 . 0,06 . tg30

0 = 0,27 (m);

b1 = b2 + 2.h.tg45o + 1,9 = 0,6 + 2 . 0,06 . tg30

0 + 1,9 = 2,57 (m);

a2, b2 - bề rộng phần tiếp xúc bánh xe với mặt bản: a2 = 0,2m; b2 = 0,6m;

Tải trọng do bánh xe ô tô truyền xuống phân bố đều trên một bộ phận diện tích

bản và đặt đối xứng với tâm bản nên gây ra mô men:

Ma(P) =

11

1 ''.

'.2.

a

aP

a

aaP (3.79)

Mb(P) =

11

1 ''.

'.2.

a

aP

a

aaP (3.80)

- Ma, Mb - mômen ở tấm bản theo nhịp la, lb trên dải rộng 1m (T.m).

- P - tổng tải trọng đặt trên diện tích chữ nhật phân bố (T); P = 12 (T).

- a': khoảng cách giữa 2 vệt bánh xe: a' = 1,6 - (0,2 + 2 . 0,06 . tg300) = 1,33

(m).

- , , ’, ’ - hệ số, tra bảng phụ thuộc vào tỉ số a

b

aa l

l

l

b

l

a;; 11 ; ;

'

al

a

;128,0';118,0';116,0;132,0

;40,03,3

33,1'

;13,3

3,3

;78,03,3

57,2

;082,03,3

27,0

1

1

a

a

b

a

a

l

a

l

l

l

b

l

a

(3.81)


Trang 65

Ma(P) =

27,0

112.118,0

27,0

127,0.212.132,0 = 3,790 (Tm);

Mb(P) =

27,0

112.128,0

27,0

127,0.212.116,0 = 2,551 (Tm);


hiệu chỉnh A:

pg MMAM 1 (3.82)

- Mg - mômen do tải trọng tĩnh (T.m).

- MP - mômen do tải trọng động (T.m);

- - hệ số động, = 0,3;

- A - hệ số hiệu chỉnh, A = - 0,75 (đối với mômen ở gối tựa);



);.(972,1)551,2).3,01(44,0.(525,0

);.(818,2)790,3).3,01(44,0.(525,0

mTM

mTM

b

a


);.(817,2)551,2).3,01(44,0.(75,0

);.(025,4)790,3).3,01(44,0.(75,0

mTM

mTM

b

a


- Tải trọng tĩnh phân bố kín bản mặt: Pg = 9,605 (T);

);/(441,03,33,3

3,3.882,0

..

);/(441,03,3.13,3

3,3.1.882,0

.

..

);/(882,03,3.3,3

605,9

.

P gg g

2

44

4

44

4

2

44

4

44

4

2

a

ba

mTlBl

lgg

mTlBl

lBgg

mTll

ba

a

b

ba

b

a

b

(3.83)

Áp lực do bánh xe ô tô: P = 12 T

Lực tập trung đặt giữa ô bản:

P = Pa + Pb = 12 (T)

Ta có: Pa.a = Pb.b

a, b - độ võng của dầm nhịp la, lb:

ba

b

a PP

. . (3.84)

ba

a

b PP

. . (3.85)

Sơ đồ tính độ võng dầm thể hiện như hình vẽ:


Trang 66

L

X

P

Hình 3.18. Sơ đồ tính độ võng dầm.

Phương trình độ võng của tiết diện dầm:

).3.3(3

1 65433 aa lEJ Với = al

x (3.86)

).3.3(3

1 65433 bb lEJ Với = bl

x (3.87)

3

b

a

b

a

b

a

l

l

P

P

);(6

3,3

3,31

12

1

33T

l

l

PP

b

a

a

);(6

3,3

3,31

12

1

33T

l

l

PP

a

b

b

Vậy lực cắt của bản được tính là:

);(68,32

63,3.441,0

2

.

);(68,32

63,3.441,0

2

.

TPlg

Q

TPlg

Q

bbbb

aaaa

(3.88)

5. Tính toán bê tông cốt thép bản mặt cầu:

- Chiều dày bản: h = 30 cm.

- Tính toán như dầm ngang và dầm dọc. Kết quả tính toán được thể hiện ở

bảng sau:

Bảng 3.23. Nội lực bản mặt cầu

Phương la Phương lb

Nội lực Đơn vị M Mtt Nội lực Đơn vị M Mtt

Mk+ T.m 6,94 9,98 Mk

+ T.m 6,32 9,09

Mk- T.m -9,91 -14,25 Mk

- T.m -9,03 -12,98

Qmax T 7,42 10,05 Qmax T 7,42 10,05


Trang 67

MQmax T.m 6,94 9,98 MQmax T.m 6,32 9,09

Qmin T 7,42 10,05 Qmin T 7,42 10,05

MQmin T.m 6,32 9,09 MQmin T.m 6,94 9,98

a) Tính toán bê tông cốt thép theo điều kiện bền

Với bản mặt cầu chọn bê tông M300, thép AII có các thông số sau:

- Bê tông M300 có: 2/135 cmkgR I

np , 2/10 cmkgR I

p


2; Ra = 2700 kg/cm

2.

Hệ số hạn chế bê tông vùng chịu nén: 0 = 0,58

)58,0.5,01(58,0)5,01( 000 A 0,412


h0 = h – a (cm)

+ h – chiều cao bản (cm)

+ a – chiều dày lớp bê tông bảo vệ (tính đến trọng tâm cốt thép)


2

0.. hbR

MA

np

tt (3.89)


)211(5,0 A (3.90)


0.. hR

MF

a

rra

(3.91)


max

0

min.

hb

Fa (%)



Bảng 3.24. Tính toán cốt thép bản mặt cầu

Phương Mtt a

A Fa

tt Fa

thực thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm2) (%)

la M

+ 9,98 7,5 0,146 0,677 24,27 1,08 32,72 1,45

M- -14,25 7,5 0,209 0,646 36,33 1,61 32,72 1,45


Trang 68

lb M

+ 9,09 10 0,168 0,666 25,28 1,26 32,72 1,45

M- -12,98 10 0,240 0,629 38,17 1,91 32,72 1,45

Bảng 3.25. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt bản mặt cầu.

Phươn

g

b h n d1 Fa1 a1 d1

Fa2 a2 aF

atd

(cm)

(cm)

(cm)

mm

(cm2

) (cm

) mm

(cm2

) (cm

) (cm2

) (cm

)

la

100 30 6,7 25 32,7

2

5 22 0 12,5

32,7

2 5

100 30 6,7 25 32,7

2

5 22 0 12,5

32,7

2 5

lb

100 30 6,7 25 32,7

2

7,5 22 0 15

32,7

2 7,5

100 30 6,7 25 32,7

2

7,5 22 0 15

32,7

2 7,5

Phương

M X h0 Z at So sánh

[ a ]

(T.m) cm cm cm (kg/cm2

) (%)

(mm)

(mm)

la

M+ 9,98

5,2

7 25

22,3

6 1295 1,31 0,075 < 0.08

M-

-

14,25

5,2

7 25

22,3

6 1064 1,31 0,062 < 0.08

lb

M+ 9,09

5,2

7

22,

5

19,8

6 1449 1,45 0,079 < 0.08

M-

-

12,98

5,2

7

22,

5

19,8

6 1233 1,45 0,068 < 0.08

Bảng 3.26. Kiểm tra điều kiện chịu lực cắt cho bản

Phương Q M

tg k V.trái So

sánh

V.phải

(T) (T.m) (kg) (kg)

la 10,05 9,98 1,03 1,02 25,30 > 30,12

10,05 9,09 1,04 1,02 25,35 > 29,05

lb 10,05 9,09 0,99 1,08 25,36 > 28,95

10,05 9,98 0,99 1,08 25,31 > 30,14

Kết luận: phải tính cốt đai cho bản.

* Tính toán cốt thép đai:

Chọn 3 16 AII có: Fax = 6,03 cm2, u = 40 cm.


Trang 69

2 èng thÐp

+4.415

3a = 15

Cèt thÐp

dÇm däc D1

Cäc BTCT M300

2a = 15

èng thÐp

L =36cmCèt thÐp

dÊm ngang N2

4

a = 15 a = 15

3

Cäc BTCT M300

a = 100

54

a = 15a = 30

5a

a = 15a = 15

1

L =36cm

Cäc BTCT M300

theo ph¬ng ngang bÕn

theo ph¬ng däc bÕn

TQ

cmkguRFmq

qbRmKhQ

xb

axaxax

xnbxb

41,103

)/(2,269/..

......2 0

(3.92)

Suy ra: Q = 30,14 T < Qxb.

Hình 3.19. Mặt cắt cốt thép bản mặt cầu (kích thước trên hình vẽ là cm).

6. Tính toán ép lõm bản mặt cầu BTCT:

Tính toán theo “ TCVN 4116-85”.

30o

60

300

P

30o

45o

45o

H×nh 3.20: tính toán ép lõm bản

mặt cầu ( đơn vị trên h. vẽ là mm)

mmmm


Trang 70

Khi tính toán giả thiết rằng ép lõm sẽ xảy ra theo mặt hông của hình tháp với đáy

nhỏ là diện tích tác dụng của lực ép lõm còn các mặt hông nghiêng một góc 450 so

với phương ngang.

Bản mặt cầu đảm bảo điều kiện ép lõm khi:

kn.ncPtt mb. Rk.Dtb.ho (3.93)

+ kn - hệ số tin cậy, kn = 1,15;

+ nc - hệ số tổ hợp tải trọng cơ bản, nc = 1,0;

+ mb - hệ số làm việc của bê tông, mb = 1,0;

+ Rk - cường độ chịu kéo của bê tông, Rk = 0,1 (kg/mm2);

+ Ptt - lực ép lõm tính toán:

Ptt = n.md.P

+ n - Hệ số vượt tải, n = 1,25;

+ md - hệ số phụ điều kiện làm việc, md = 1,0;

Ptt = 1,25.1.39000 = 48750 (kg);

- Kích thước chân đế khi cẩu: bx = by = 360 mm;

- Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a1 = 50 mm;

mmtgtgabb

mmtgtgabb

yy

xx

42930.60.236030.2'

42930.60.236030.2'

00

00

Chu vi chịu ép lõm phía trên:

Dt = 2(bx’ + by’) = 2.(429 + 429) = 1717 mm

- Chiều dày bản: h = 300mm

mmahh

mmahh

y

oy

xyox

5,2372

2560300

2

5,2122

252560300

2

(3.94)

x, y: đường kính thép lớp trên và lớp dưới, x = 25mm, y = 25mm;

- Chu vi chịu ép phía dưới:

mm

tghbtghbD oyyoxxd

32401.5,237.24291.5,212.2429.2

45..2'45..2'.2 00

- Dtb - trị số trung bình chu vi đáy tháp nén thủng: Dtb = 0,5.(Dt + Dd) = 2340

mm.

- Chiều cao trung bình tháp nén thủng:

mmhh

hyx

tb 2252

5,2375,212

2

00

0

(3.95)

Thay số:

VT = kn.ncPtt = 1,15.1.48750 = 56063 (kg);

VP = mb. Rk.Dtb.ho = 1.0,1.2340.225 = 63180 (kg);

Kết luận: VT < VP => bản mặt cầu thỏa mãn điều kiện ép lõm.

3.3.4. Thiết kế sơ bộ phương án 2:


Trang 71

Thiết kế bệ cọc cao đài mềm có hệ dầm ngang, dầm dọc trên nền cọc BTCT ứng

suất trước đường kính D = 500 mm.

Bến dài 51,5 m, bước cọc theo phương dọc bến là 4,5m, theo phương ngang là

3,3m.

3.3.4.1. Xác định hệ chịu lực cơ bản

Theo ”TCN 207 – 92”

Khung ngang có cấu tạo giống nhau, chịu tải trọng đứng như nhau, vì vậy để

đơn giản cho tính toán thường chỉ tính cho khung ngang chịu tải trọng ngang lớn

nhất.

Khung dọc do có cấu tạo khác nhau, tính chất chịu tải trọng thẳng đứng, tải trọng

ngang khác nhau, vì vậy thường phải tính toán tất cả các khung dọc.Ta có sơ đồ

phân chia khung ngang, khung dọc cho bến như sau:

a

b

c

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

d

Hình 3.21. Sơ đồ phân chia khung ngang, khung dọc( kích thước trên h.vẽ là mm).

3.3.4.2. Tải trọng tác động lên kết cấu công trình:

1) Tải trọng bản thân tác động lên kết cấu công trình:

γBTCT = 2,5 T/m3; γBTN = 2,2 T/m

3.

a. Tải trọng phân bố:

- Tải trọng bản thân bản mặt cầu phân bố:

Bản mặt cầu BTCT dày 30 cm và lớp bê tông nhựa phủ dày trung bình 6 cm.

q1 = 0,3 . 2,5 + 0,06 . 2,2 = 0,88 T/m2

- Tải trọng bản thân dầm dọc D1 phân bố:

q2 = 0,7 . 0,7 . 2,5 = 1,225 T/m

- Tải trọng bản thân dầm dọc D2 phân bố:

q2 = 1 . 0,7 . 2,5 = 1,75 T/m

- Tải trọng bản thân dầm ngang phân bố:

q2 = 1 . 0,7 . 2,5 = 1,75 T/m

- Tải trọng bản thân bản tựa tàu phân bố:

Bản tựa tàu BTCT dày 25 cm

Q2 = 0,25 . 2,5 = 0,625 T/m2

b. Tải trọng tập trung:

Tải trọng bản thân dầm đứng tập trung:

Pdd = T97,65,2.1.2

99,1).7,11,1(


Trang 72

Tải trọng hàng hóa tác dụng lên kết cấu:

Tải trọng hàng hóa phân bố tác dụng lên kết cấu qhh = 4 T/m2.

Tải trọng phương tiện vận chuyển:

- Tải trọng của cần trục bánh hơi K252:

Cần trục bánh hơi K252 sức

nâng max : 25 T

Áp lực lớn nhất lên một chân

cần trục khi cẩu : 39 T

Tiết diện chân đế khi cần trục

khai thác 2x2m : 0,13 m

2

Khoảng cách giữa các chân cần

trục : 4,4 m

- Tải trọng ô tô tương đương ô tô H30:

3.3.4.3. Sơ bộ tính toán sức chịu tải của cọc:

Theo “16TCXD 205 -98”

Dựa vào điều kiện địa chất nhận thấy lớp đất 5 là cát ở trạng thái chặt có thể đặt

mũi cọc.

Tính toán cọc có chiều dài L = 37m.

Cầu tàu sử dụng phương tiện cẩu là cần trục bánh hơi K252 nên có thể di chuyển

mọi vị trí trên cầu tàu. Phương tiện vận chuyển là ô tô H30 với các thông số kỹ

thuật thể hiện như trên.

- Sức chịu tải cho phép của cọc đơn theo đất nền:

tc

tc

aK

QQ (3.96)

+ Qa: Sức chịu tải cho phép tính toán theo đất nền (T).

H×nh 3.23.§oµn xe tiªu chuÈn H30

39T 14.75T

3.5T14.75T

4.4

m

4.4 m 0.36 m

0.36

m

4,4 m

H×nh 3.22. CÇn trôc b¸nh h¬i K252


Trang 73

+ Ktc: hệ số an toàn, Ktc = 1,4, do sức chịu tải được xác định theo tính toán,

thử cọc bằng phương pháp thử cọc động không kể đến biến dạng đàn hồi

trong đất.

+ Qtc: Sức chịu tải tiêu chuẩn tính toán theo đất nền của cọc đơn (T).

Đối với cọc ma sát thi công bằng phương pháp đóng có bề rộng tiết diện 0,8m

chịu tải trọng nén được xác định theo công thức:

).....( iifRtc lfmUFRmmQ (3.97)

+ R: cường độ chịu tải ở mũi cọc, phụ thuộc vào độ sâu hạ mũi cọc và độ sệt

đất nền (T/m2); tra bảng ta được R = 576 (T/m

2).

+ fi: cường độ chịu tải ở hai bên cọc phụ thuộc vào độ sâu trung bình của lớp

và độ sệt của đất (T/m2).

+ F: diện tích thiết diện ở mũi cọc, F = 22

283,04

.m

D

;

+ li: chiều dài đoạn cọc tính ma sát bên (m);

+ U: chu vi thiết diện cọc, U = D. = 3,14 . 0,5 = 1,57 m;

+ m: hệ số điều kiện làm việc của cọc trong đất, m = 1;

+ mr, mf: hệ số điều kiện làm việc của đất lần lượt ở mũi cọc và mặt bên của

cọc có kể đến ảnh hưởng phương pháp hạ cọc đến sức chống tính toán của

đất, mr = mf = 1.

Bảng 3.27. Bảng xác định sức chống bên của cọc.

Lớp đất li

(m)

Độ sâu

(m)

fi

(T/m2)

fi.li

(T/m)

1

2 1 0,2 0,4

2 3 0,5 1

2 5 0,6 1,2

2 7 0,6 1,2

1,816 8,908 0,6 1,09

2 1,962 10,797 2,22 4,32

3

2 12,778 0,8 1,6

2 14,778 0,8 1,6

2 16,778 0,8 1,6

2 18,778 0,8 1,6

2 20,778 0,8 1,6

2 22,778 0,8 1,6

2 24,778 0,8 1,6

0,599 26,078 0,83 1,43

4 1,364 27,059 0,71 2,75

TK1 1,913 28,698 3,88 7,42


Trang 74

TK2 1,182 30,245 2,71 3,2

30,836 35,21

Thay vào công thức trên ta được:

).....( iifRtc lfmUFRmmQ = 1 . (1 . 576 . 0,283 + 1,57 . 35,21)

=218,29 (T).

TQa 92,1554,1

29,218 . (3.98)

Vậy sức chịu tải của cọc theo điều kiện đất nền là Q = 155,92T.

2) Kiểm tra sơ bộ sức chịu tải của cọc:

Theo “22 TCN 207 – 92” ta có tải trọng tính toán tác dụng lên đầu cọc:

GNmnnkN dcn

tt ....1 (3.99)

Trong đó:


với công trình cấp III.

+ md: hệ số điều kiện làm việc, xét đến đặc điểm chịu lực thực tế của cấu kiện

so với một số giả thiết của sơ đồ tính toán, md = 1.

+ nc: hệ số tổ hợp tải trọng lấy bằng 1 đối với tổ hợp cơ bản;

+ n: hệ số vượt tải, lấy bằng 1,25 với công trình bến cảng biển;

+ G: trọng lượng bản thân cọc

G = T72,1037.5,2.4

)32,05,0.( 22

+ N: Trọng lượng bản thân phần kết cấu bên trên (T), được xác định như sau:

Ta xét tải trọng trong phạm vi 1 ô tính toán có chứa cọc đang xét (4,5x4,5). Bao

gồm tải trọng của:

- Bản mặt cầu = 0,88 . 3,3 . 4,5 = 13,07 T

- Dầm dọc D2 = 1,75 . 4,5 = 7,88 T

- Dầm ngang = 1,75 . 3,3 = 5,78 T

- Hàng hóa = 4 . 3,3 . 4,5 = 59,4 T

- Hoặc do cần trục = 39 T

N = 59,4 + 13,07 + 7,88 + 5,78 = 86,13 T

GNmnnkN dcn

tt ....1 = 1,15 . 1 . 1,25 . 86,13 + + 10,14

= 133,95 (T)

Đem kết quả so sánh với sức chịu tải của cọc đã tính ở trên ta thấy:

Qa = 155,92 T > N tt

1 = 133,95 T

Kết luận : Cọc đảm bảo sức chịu tải.

3.3.4.4. Tính toán chiều sâu ngàm của cọc:

Theo “TCXD 205 – 98”

Khi tính toán cọc, cọc ống và cọc trụ theo độ bền của vật liệu, cọc được xem như

một thanh ngàm cứng trong đất tại thiết diện nằm cách đáy đài một khoảng ltt, xác



Trang 75

lu= l0 + bd

2 (3.100)

Trong đó:

+ l0: chiều dài phần cọc kể từ đáy đài đến mặt đất (m);

+ bd : hệ số biến dạng (1/m) xác định theo công thức sau “ tiêu chuẩn

20TCN21-86”

5.

EJ

bK cqd

bd (3.101)

+ J: mô men quán tính tiết diện ngang của cọc (m4)

64

).( 44 dDI

= 0,003 (m4) (3.102)

+ Eb: môđul biến dạng ban đầu bê tông cọc khi nén và kéo (T/m2), tra trong

TCVN 4116 – 1985; Eb = 4.106 (T/m

2);

+ bc: chiều rộng qui ước của cọc

bc = 1,5.d + 0,5 = 1,5 . 0,5 + 0,5 = 1,25 (m)

+ d: tiết diện của cọc ống, d = 0,5 m

+ Kqd: hệ số tỷ lệ nền quy đổi được tính theo công thức:

Kqd = 2

4333322221112.....2.2.2.

1nn

m

hKhhhKhhhKhhhKh

(3.103)

+ Ki: hệ số đặc trưng cho hệ số nền của mỗi lớp, tra bảng phụ thuộc loại đất

xung quanh cọc (cụ thể là độ sệt Is đối với lớp đất xung quanh cọc trừ đất

cát).

Điều kiện địa chất:

Lớp 1: Bùn sét pha màu xám nâu

Is = 1,58 K1 = 65,0

Lớp 2: Sét màu vàng lẫn ít sạn sỏi, trạng thái dẻo mềm

Is = 0,54 K2 = 460,0

Lớp 3: Sét màu xám xanh, trạng thái dẻo chảy

Is = 0,80 K3 = 213,0

Lớp 4: Sét pha trạng thái dẻo chảy

Is = 0,93 K4 = 116,8

Lớp TK1: Sét màu vàng trạng thái dẻo cứng

Is = 0,44 K5 = 536,0

Lớp TK2: Sét pha màu vàng, xám ghi, trạng thái dẻo mềm

Is = 0,54 K6 = 460

+ hi: chiều dày mỗi lớp trong phạm vi hm

+ hm: chiều dài đoạn cọc nằm trong đất

Kết quả tính toán lu được lập thành bảng.


Trang 76

Bảng 3.28. Bảng xác định chiều dài cọc tính toán bến xà lan.

H/cọ

c Lc bc lo hm h1 k1 h2 K2 h3 k3 h4

(m

)

(m

) (m) (m) (m)

(T/m4

) (m)

(T/m4

) (m)

(T/m4

) (m)

A 35 0,5

4,1

7

30,8

3 9,82 65

1,9

6 460

14,

6 213

1,3

6

B 37 0,5

5,1

4

32,3

6

10,2

6 65

2,1

8 460

14,

6 213

1,5

4

C 37 0,5

4,5

5

32,9

6

10,2

5 65

2,4

1 460

14,

6 213

1,7

8

D 37 0,5

4,5

5

32,9

6 9,63 65

2,6

5 460

14,

6 213

2,0

3

k4 h5 k5 h6 k6 K bc Eb J αbd Lu

(T/m4

) (m)

(T/m4

) (m)

(T/m4

)

(T/m4

) (m)

(T/m2

) (m4)

(1/m

) (m)

116,8

1,9

1 536

1,1

8 460 101,59

1,2

5 4.106

0,00

3

0,40

3 9,13

116,8

1,0

7 536

1,2

2 460 98,27

1,2

5 4.106

0,00

3

0,33

3

11,1

5

116,8

2,1

9 536

1,2

3 460 100,33

1,2

5 4.106

0,00

3

0,33

4

10,5

4

116,8

2,3

1 536

1,2

4 460 105,32

1,2

5 4.106

0,00

3

0,33

8

10,4

7

3.3.4.5. Phân phối lực ngang tác dụng lên công trình bến:

1) Lý thuyết tính toán phân phối lực ngang:

Khi bến chịu tác dụng của lực ngang: lực neo, lực va động của tàu thì bến bệ cọc

cao không những có chuyển vị tịnh tiến mà còn xoay quanh một tâm O nào đó, tâm

O này được gọi là tâm đàn hồi.

Đặc điểm của tâm đàn hồi là một lực ngang bất kì tác động vào bệ đi qua tâm đàn

hồi thì chỉ gây ra chuyển vị tịnh tiến mà không gây ra chuyển vị xoay cho bệ.


Trang 77

o1

y

x

d

c

b

a

x

y

O

O'

X

X

Y

Y

Sq

Sn

Sq

Sn

O1

X

Y

Hình 3.24. Dưới tác dụng của lực ngang bệ xoay quanh tâm đàn hồi.

Khi bệ chuyển vị tịnh tiến và xoay thì ở các đầu cọc phát sinh ra phản lực Hi, do

khung bị xoay quanh tâm đàn hồi và chuyển vị tịnh tiến nên các đầu cọc có chuyển

vị khác nhau, vì vậy các khung không chịu lực đều nhau mà có sự phân phối lực

ngang cho toàn bệ. Nhiệm vụ đặt ra là phải xác định được lực ngang tác dụng lên


Nhận thấy cùng một điều kiện như nhau, những cọc và khung nào càng xa tâm

đàn hồi thì chịu lực ngang càng lớn. Để xác định được lực ngang tác dụng lên

khung ngang, khung dọc ta cần xác định được các chuyển vị các đầu cọc dưới tác

dụng của lực ngang, từ đó qua mối quan hệ giữa lực và chuyển vị xác định được lực

ngang tác dụng lên đầu cọc, xác định được lực ngang tác dụng lên khung ngang,

khung dọc.

2) Xác định vị trí tâm đàn hồi:

Qua hàng cọc biên ngang và hàng cọc dọc trong cùng của bến, ta dựng một hệ

trục tọa độ XO1Y, trục X hướng theo hàng cọc ngang, trục Y hướng theo hàng cọc

dọc. Vị trí các đầu cọc được xác định theo hệ trục tọa độ trên (Xi, Yi). Tọa độ tâm

đàn hồi được xác định theo điều 21.13 của 22TCN 207-92.

Hình 3.25. Hệ trục tọa độ xác định vị trí tâm đàn hồi.

Theo điều 21.13 của 22TCN 207-92, tọa độ tâm đàn hồi được xác định theo

công thức:


Trang 78

Hix

X

;

1

1

n

yi

n

i

iyi

o

H

XH

X

(3.104)

n

xi

n

i

ixi

o

H

YH

Y

1

1

.

(3.105)

Trong đó:

+ yixi H;H : là phản lực ngang tác dụng lên đầu cọc thứ i do chuyển vị ngang

bằng một đơn vị tại đó gây ra theo phương x và phương y (T/m);

+ Xi, Yi: tọa độ của cọc i so với các trục X và Y;

+ n: là tổng số cọc trong bến.

Đối với cọc đơn:

`

Hình 3.26.Sơ đồ xác định lực đơn vị do chuyển vị bằng một đơn vị (đối với cọc

đơn).

Phản lực của các cọc đơn do chuyển vị ngang bằng một đơn vị theo các trục X và

Y trong trường hợp cọc được coi là ngàm trong bệ được xác định theo Điều 21.10

22-TCN-207-92.

ui

xi

l

iH

2

.12 ;

ui

yi

l

iH

2

.12 (3.106)

Trong đó:

+ i: độ cứng đơn vị;

uil

JEi

. (3.107)


Trang 79

ui

xi

l

JEH

3

..12 ;

ui

yi

l

JEH

3

..12

(3.108)

+ E: là mô đun đàn hồi của vật liệu làm cọc, E = 3,8.106 (T/m)

+ J: là mômen quán tính của tiết diện cọc (m4);

)(10.55,2

64

32,05,0

64

434444

mdD

J

(3.109)

+ lui: chiều dài chịu uốn của cọc theo “TCVN 205 – 92”, được xác định ở

bảng trên;

Từ bảng phân phối lực ngang (phụ lục ) ta có tọa độ tâm đàn hồi:

m

H

XH

Xn

yi

n

i

iyi

o 75,2492,2057854

27,50931909

1

1

(3.110)

m

H

YH

Yn

xi

n

i

ixi

o 47,592,2057854

90,11265716.

1

1

(3.111)

x

y

o1

o

Y0

0X

Hình 3.27.Tọa độ tâm đàn hồi.

3) Xác định góc xoay của bệ:


Trang 80

x

y

o1

o

Y0

0X

xn

ny yn

xv

nxvy

xv

Hình 3.28. Xác định góc xoay của bệ.

Dưới tác dụng của ngoại lực tác dụng, bệ xoay quanh tâm đàn hồi 0 một góc φ.

Góc xoay φ của bệ được xác định trên cơ sở cân bằng mô men ngoại lực và mô men

nội lực (do có các phản lực đầu cọc gây ra) lấy với tâm đàn hồi 0, theo điều 21.15

của 22 TCN 207-92 ta có:

φ=

nl

ngl

M

M (3.112)

Trong đó:

- nglM : là tổng mô men do các tải trọng ngang tác động lên bến lấy với

tâm đàn hồi 0 (tổng mô men ngoại lực);

+ Do lực neo:

M2n = -2 . Nx . Yn + Ny . (Xn1 – Xn2)

= -2 . 5,83 . 4,23 + 3,37 . (24,75 – 6,75)

= 11,34 T.m

+ Do lực va:

Mv = Vx . Yv + Vy . Xv

= 6,95 . 5,23 + 24,75 . 13,9

= 380,37 T.m.

- nlM : là tổng mô men do phản lực ngang của các đầu cọc lấy với tâm đàn

hồi 0 (mô men nội lực);

22 .. aiyaixnl xHyHM (3.113)

Từ bảng phân phối lực ngang (phụ lục ) ta có:

nlM = 527666538,7 T.m

Vậy:

+ Góc xoay của bệ do lực neo gây ra:

φ2n = 810.15,27,527666538

34,11 rad

+ Góc xoay của bệ do lực va gây ra:


Trang 81

φv = 710.21,77,527666538

37,380 rad

4) Xác định chuyển vị tịnh tiến của khung ngang, khung dọc:

Chuyển vị tịnh tiến do tải trọng ngoài gây ra đối với các khung ngang là như

nhau và cũng như đối với các khung dọc.

- Chuyển vị khung dọc theo phương X do tải trọng ngoài gây ra:

n

i

ix

ix

ix

H

P

1

(3.114)

- Chuyển vị khung ngang theo phương Y do tải trọng ngoài gây ra:

n

i

iy

iy

iy

H

P

1

(3.115)

Trong đó:

+ iyix PP , : tổng ngoại lực theo 2 phương X và Y;

+ iyix HH , : Tổng các phản lực đơn vị đầu cọc theo phương X và Y;

92,2057854 iyix HH ;

1) Trường hợp do lực va:

mv

ix

610.38,392,2057854

95,6

mv

iy

610.75,692,2057854

9,13

2) Trường hợp do lực neo:

mn

ix

62 10.67,592,2057854

83,5.2

mv

iy

610.28,392,2057854

37,3.2

5) Xác định lực ngang tác dụng lên khung ngang, khung dọc:

a) Xác định phản lực ngang tác dụng lên các đầu cọc:

*) Theo phương X:

Pix =Hix.Δix=Hix.( inv

nv

ix Y.)(

)( ) (3.116)

*) Theo phương Y:

Piy=Hiy.Δiy=Hiy.( inv

nv

iy X.)(

)( ) (3.117)

Trong đó:

+ Pix, Piy: phản lực ngang ở đầu cọc do ngoại lực ngang tác dụng gây ra;

+ Hix, Hiy: phản lực đơn vị của cọc thứ i theo các phương X và Y;

+ Δix, Δiy: chuyển vị tổng cộng theo các phương X và Y;

+ Xi, Yi: tọa độ các đầu cọc trong hệ tọa độ X00Y0

Yi mang dấu (+) với các cọc trên trục X0, dấu (-) với các cọc dưới trục X0


Trang 82

Xi mang dấu (+) với các cọc trên trục Y0, dấu (-) với các cọc dưới trục Y0

Quá trình tính toán được lập thành trong phụ lục

b) Xác định lực ngang tác dụng lên khung ngang, khung dọc:

*) Đối với khung dọc:

Px=

n

i

ixP1

(3.118)

Với n là số cọc trong khung dọc, n = 12

*) Đối với khung ngang:

Py=

m

i

iyP1

(3.119)

Với m là số cọc trong khung ngang, m = 4

Quá trình tính toán được lập thành các bảng trong phụ lục, từ bảng tính cho

trường hợp neo và va có lực ngang lớn nhất tác dụng lên khung ngang và khung

dọc:

*) Trường hợp neo:

Pd = 4,15 T (khung A)

Pn = 0,65T (khung 12)

*) Trường hợp va:

Pd = 4,73 T (khung A)

Pn = - 4,22T (khung 1)

3.3.4.6. Tính toán khung ngang, khung dọc:

1) Tính toán khung ngang:

Khung ngang chọn làm khung tính toán có kích thước bề rộng b = 4,5 m; chiều

dài bằng chiều rộng bến l = 11,5m.

a) Tải trọng tác dụng lên khung ngang:

γBTCT = 2,5 T/m3; γBT nhựa = 2,2 T/m

3.

- Tải trọng phân bố:

+ Tải trọng bản thân bản mặt cầu phân bố:

q1 = (0,3 . 2,5 + 0,06 . 2,2) . 4,5 = 3,97 T/m

+ Tải trọng bản thân dầm ngang phân bố:

q2 = 1 . 0,7 . 2,5 = 1,75 T/m

Vậy tổng tải trọng phân bố:

q = 3,97 + 1,75 = 5,72 T/m

- Tải trọng tập trung:

+ Tải trọng bản thân dầm đứng tập trung:

Pdd = T97,65,2.1.2

99,1).7,11,1(

+ Lực tập trung do dầm dọc:

P = 1 . 0,7 . (4,5 – 0,7) . 2,5 = 6,65 T

+ Lực tập trung do dầm tựa tàu:


Trang 83

Ptt = 0,.25 . 2,5 . 1 . 3,55 = 2,22 T

- Tải trọng do cần trục bánh lốp 25T

- Tải trọng do hàng hóa:

qhj = 4 . 4,5 = 18 T/m

- Tải trọng do tàu:

+ Tải trọng va tàu: pv = 4,22 T

+ Tải trọng neo tàu: Pn = 0,47 T

b) Sơ đồ tính khung ngang: bao gồm tải trọng bản thân, tải trọng do cần trục, tải


Hình 3.29. Tổ hợp tải trọng tác dụng lên khung ngang.

c) Kết quả nội lực khung ngang:


Bảng 3.29. Nội lực khung ngang.

Cấu kiện

Nội lực Đơn vị Dầm ngang Cọc

Mk+ T.m 35,73 6,85

Mk- T.m -20,89 -6,70

Q+

T 42,22 1,48

Q-

T -45,39 -0,30

MQmax T.m -15,80

MQmin T.m -7,59

N+

T 0,47 0

N-

T -4,22 -87,47

2) Tính khung dọc:


Trang 84

Khung dọc được chọn làm khung tính toán có kích thước bề rộng b = 2,45m,

chiều dài bằng chiều dài bến l = 51,5m.

a) Tải trọng tác dụng lên khung dọc:

γBTCT = 2,5 T/m3; γBT nhựa = 2,2 T/m

3

- Tải trọng phân bố:

+ Tải trọng bản thân bản mặt cầu phân bố:

q1 = (0,3 . 2,5 + 0,06 . 2,2) . 2,45 = 2,16 T/m

+ Tải trọng bản thân dầm dọc phân bố:

q2 = 1 . 1 . 2,5 = 2,5 T/m

Vậy tổng tải trọng phân bố:

q = 2,16+ 2,5 = 4,66 T/m

- Tải trọng tập trung:

+ Tải trọng bản thân dầm đứng tập trung tác dụng lên mỗi đầu cọc:

Pdd = T97,65,2.1.2

99,1).7,11,1(

+ Tải trọng bản thân bản tựa tàu tập trung tác dụng lên mỗi đầu cọc:

Bản tựa tàu BTCT dày 25cm

Ptt = 0,.25 . 2,5 . 1 . 3,55 = 2,22 T

+ Lực tập trung do dầm ngang:

P = 0,8 . 0,7 . (2,45 – 0,7) . 2,5 = 2,45 T

- Tải trọng do cần trục bánh lốp 25T

- Tải trọng do hàng hóa:

qhj = 4 . 2,45 = 9,8 T/m

- Tải trọng do tàu:

+ Tải trọng va tàu: pv = 4,73 T

+ Tải trọng neo tàu: Pn = 4,15 T

b) Sơ đồ tính khung dọc: bao gồm tải trọng bản thân, tải trọng do cần trục, tải



Trang 85

Hình 3.30. Sơ đồ tải trọng tác dụng lên khung dọc.

c) Kết quả nội lực khung dọc:


Bảng 3.30. Nội lực khung dọc.

Cấu kiện

Nội lực Đơn vị Dầm dọc Cọc

Mk+ T.m 45,31 2,17

Mk- T.m -26,09 -2,18

Q+

T 36,05 0,52

Q-

T -48,71 -0,52

MQmax T.m -22,04

MQmin T.m 2,61

N+

T 4,15 0

N-

T -4,73 -78,96

3.3.5. Kiểm tra lại sức chịu tải của cọc:



cocdcn

tt PNmnnkN 11 .... (3.120)

Trong đó:

N1: tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc đang xét lấy theo kết quả giải khung

N1 = 87,47 T (Bảng

Vậy:

TN tt 87,13514,1047,87.1.25,1.1.15,11



Trang 86

Qq = 155,92 T > N tt

1 = 135,87 T


3.3.6. Tính toán bê tông cốt thép cầu tàu:



theo trạng thái giới hạn 2 (tính toán theo điều kiện biến dạng).

3.3.6.1. Tính toán bê tông cốt thép dầm ngang N:

Kích thước dầm ngang: bxh = 100x100cm.

1) Lực tính toán:



Mtt = M.kn.n.nc.mđ (T.m) (3.121)

Trong đó:

+ M: mômen dương và âm lớn nhất lấy từ kết quả giải khung (T.m)


với công trình cấp 3;


kiện so với một số giả thiết của sơ đồ tính toán, mđ = 1;



Bảng 3.31.Nội lực dầm ngang.


Mk+ T.m 35,73 51,36

Mk- T.m -20,89 -30,03

Qmax T 42,22 60,69

MQmax T.m -15,80 -22,71

Qmin T -45,39 -65,25

MQmin T.m -7,59 -10,91

2) Tính toán bê tông cốt thép theo điều kiện bền:

Với dầm ngang và dầm dọc chọn bê tông M300, thép AII có các thong số:

- Bê tông M300 có: E = 2,9.105 kg/cm

2, 2/135 cmkgR I

np ; 2/10 cmkgR I

p


2, Ra = 2700 kg/cm

2


412,0)58,0.5,01(58,0).5,01( 000 A


h0 = h – a (cm)

+ h: chiều cao dầm kể cá bản (cm);



2

0.. hbR

MA

np

tt (3.122)


Trang 87


)211(5,0 A (3.123)


0.. hR

MF

a

rra

(3.124)


max

0

min.

hb

Fa (%)



Bảng 3.32. Tính toán cốt thép dầm ngang N.

Cấu

kiện

Mtt a A

Fatt

Fa

thực

thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm

2) (%)

Dầm

ngang

M+ 51,36 7,5 0,045 0,728 28,26 0,31 98,53 1,07

M- -30,03 7,5 0,026 0,737 16,32 0,18 49,09 0,53

3) Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt:



aT<[aT] = 0,05 . 1,6 = 0,08 mm

Trong đó:

0,05: chiều rộng khe nứt giới hạn với kết cấu nằm ở mực nước dao động;

1,6: hệ số tương ứng với công trình cấp III.


thức:

T

a

bda

gT adE

Cka )1004.(7....

(3.125)

Trong đó:

- k: hệ số được lấy như sau:

+ Cấu kiện chịu nén lệch tâm, uốn: k = 1

+ Cấu kiện chịu kéo trung tâm, lệch tâm: k = 1,2

+ Cấu kiện bố trí cốt thép nhiều lớp: k = 1,2

- Cg: hệ số được lấy khi tính với tải trọng thường xuyên và tạm thời dài

hạn:Cg= 1,3.

- : hệ số được lấy như sau: đối với cốt thép thanh có gờ = 1,0

- a : ứng suất trong cốt chịu kéo

+ Với cấu kiện chịu uốn:

ZF

M

a

a.


Trang 88

Fa: diện tích cốt thép chịu lực của mặt cất tính toán (m2);

Z: cánh tay đòn ngẫu lực cho phép, lấy theo kết quả tính toán mặt cắt về độ bền

(m).

Z2

0

xh

h0= h – atd

+ atd: lớp bê tông bảo vệ tương đương với nhiều lớp cốt thép:

i

ii

tcF

aFa

. (3.126)

+ x: chiều cao vùng chịu nén của bê tông lấy theo kết quả tính toán theo


nhật, khi r:

bRm

FRmx

npb

aaa

..

.. (3.127)

+ : chiều cao tương đối vùng chịu nén, 0h

x

+ r : trị số giới hạn của chiều cao tương đối, với chiều cao này trạng thái



+ bd : ứng suất kéo ban đầu của cốt thép do bê tông trương nở và được lấy:

- Với kết cấu trên khô: bd = 0

- Với kết cấu dưới nước: bd =200 kg/cm2

+ : hàm lượng cốt thép trong tiết diện làm việc:

- Đối với tiết diện chữ nhật:

02,0. 0

hb

Fa (3.128)

d: đường kính cốt thép, nếu nhiều loại thì qui đổi tương đương:

ii

ii

dn

dndnd

.

...... 22

11 (3.129)





Với cấu kiện bê tông cốt thép có số thanh thép chịu lực ở mặt cắt ngang < 10,

ma = 1,1; 10, ma = 1,15.



Trang 89


Cấu

kiện

b

(cm

)

h

(cm

)

n

1

d1

(mm

)

Fa1

(cm2

)

a1

(cm

)

n

2

d1

(mm

)

Fa1

(cm2

)

a2

(cm

)

Fa

(cm2)

atd

Dầm

ngan

g

100 100 1

0 28

61,5

8 7,5 6 28

36,9

5 15,5 98,53

10,

5

100 100 1

0 25

49,0

9 7,5 0 25 0 15,5 49,09 7,5


Cấu

kiện

Mô men

(Tm)

x h0 z σ μ at So

sánh

[α]

mm cm cm cm Kg/cm2 mm

Dầm

ngang

M+ 35,73 18,85 89,5 80,08 920,98 0,0055 0,035 < 0,08

M- -20,89 9,39 92,5 87,81 487,55 0,0053 0,021 < 0,08

4) Kiểm tra điều kiện bố trí cốt đai:

Trong dầm không phải bố trí cốt ngang khi thỏa mãn điều kiện:

bbtcđcn QmQmnnk ..... (T) (3.130)

Trong đó:

+ Qtc: lực cắt lớn nhất xuất hiện trong dầm (T);

+ Qb: khả năng chịu cắt của bê tông (T).

2,1

1..... 0 tghbRkQ I

pb (3.131)

+ k: hệ số lấy bằng:Đối với cấu kiện chịu uốn:

np

aa

Rhb

RFk

..

..25,0

0

(3.132)

+ : góc hợp bởi tiết diện nghiêng và trục dọc của cấu kiện:

0.1

2

hQ

Mtg

tt

tt

(3.133)

Khi tg < 0,5 thì lấy tg = 0,5

Khi tg > 0,5 thì lấy tg = 1,5.

Kết quả tính toán thể hiện ở bảng sau:


Trang 90

Bảng 3.35. Tính toán cốt ngang dầm ngang N.

Cấu

kiện Q M K tg β Vế trái So sánh

Vế

phải

Dầm

ngang

60,69 22,71 0,94 1.41 87,24 < 113,75

65,25 10,91 0,71 1.69 93,80 < 106,95

Vậy không phải bố trí cốt ngang của dầm ngang.

1

2

3

4

a = 30

5

6a = 10

a = 10

Hình 3.31. Mặt cắt ngang cốt thép dầm ngang N (kích thước trên hình vẽ là cm).

3.3.6.2. Tính toán bê tông cốt thép dầm dọc D:

Kích thước dầm dọc D: bxh = 100x100 cm

Tính toán như dầm ngang N, kết quả tính toán được thể hiện ở bảng sau:

Bảng 3.36.Nội lực dầm dọc D.


Mk+ T.m 45,31 65,13

Mk- T.m -26,09 -37,50

Qmax T 36,05 51,82

MQmax T.m -22,04 -31,68

Qmin T -48,71 -70,02

MQmin T.m 2,61 3,75

Bảng 3.37.Tính toán cốt thép dầm dọc D.

Cấu

kiện

Mtt a A

Fatt

Fa

thực

thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm

2) (%)

Dầm M+ 65,13 10 0,059 0,720 37,21 0,4 98,53 1,07


Trang 91

dọc M- -37,50 10 0,034 0,733 21,06 0,23 49,09 0,53

Bảng 3.38. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt dầm dọc D

Cấu kiện b cm

h cm

n1

d1 mm

Fa1 cm2

a1 cm

n-2

d1 mm

Fa1 cm2

a2 cm

ΣFa cm2

atd cm

Dầm ngang

100

100

10

28 61,58

10 6 28 36,95

18 98,53

13

100

100

10

25 49,09

10 0 25 0 18 49,09

10

Bảng 3.39. Tính toán cốt ngang dầm dọc D.

Cấu kiện

Q M K tgβ Vế trái So sánh Vế

phải

Dầm ngang

51,82 -31,68 0,94 1,19 74,49 < 95,84

-70,02 3,75 0,71 1,89 100,65 < 119,37


a = 10

a = 106

5

a = 30

4

3

2

1

Hình 3.32. Mặt cắt ngang cốt thép dầm dọc D (kích thước trên h.vẽ là cm)

3.3.7. Tính toán bản mặt cầu:

1. Sơ đồ tính:

Cấu kiện Mômen

T.m

x

cm

h0

cm

z

Cm

б

Kg/cm2 μ

at

mm

So

Sánh

[a]

mm

Dầm ngang M+ 65,13 18,85 87 77,56 938,24 0,0056 0,035 < 0,08

M- -37,50 9,39 90 85,30 498,85 0,0055 0,021 < 0,08


Trang 92

Để tính toán bản ta bản thành từng ô bản hình chữ nhật, xét ô tính toán của bản

mặt có kích thước như sau:

la = 3,3m

lb = 4,5m

Hình 3.33.Sơ đồ tính bản.

Xét tỷ số: 24,13,3

5,4

a

b

l

l

Vậy tính toán ô bản kiểu ô. Áp dụng phương pháp gần đúng để giải, xem các

cạnh bản kê tự do để xác định ứng lực sau đó dung các hệ số hiệu chỉnh xét đến tính

liên tục, tính đàn hồi và tính liên kết cứng giữa bản với dầm.

2. Tính toán bản mặt cầu chịu tải trọng hàng hoá:

Hàng hóa phân bố rải đều kín khắp bản mặt: q = 4 T/m2.


Được xác định theo phương pháp Galerkin.

Mô men uốn trong bản kê tự do được xác định như sau:

bag

gggb

ggga

llgP

PM

PM

..

.

.

)(

)(

(3.134)

Trong đó:

Tải trọng tĩnh: phân bố kín bản mặt (b1 = lb = 4,5 m; a1 = la = 3,3 m).

g, g - hệ số lấy trong bảng phụ thuộc vào tỉ số a

b

aa l

l

l

b

l

a,, 11 ;

4,13,3

5,4

13,3

3,3

1

1

a

b

a

a

l

l

l

b

l

a

=> g = 0,053; g = 0,034;

g - tải trọng tĩnh phân bố đều xác định như sau:

- Bê tông nhựa phủ mặt dày 0,06m: g1 = 2,2 . 0,06 = 0,132 (T/m2);


Trang 93

- Bê tông M300 dày 0,3m: g2 = 2,5 . 0,3 = 0,75 (T/m2);

- Tải trọng phân bố: g3 = 4 (T/m2);

=> Pg = Pg1 + Pg2 + Pg3 = (0,132 + 0,75 + 4) . 4,5 . 3,3 = 72,49 (T);

=> Ma(g) = 0,053 . 72,49 = 3,842 (T.m);

=> Mb(g) = 0,034 . 72,49 = 2,465 (T.m);


hiệu chỉnh A:

pg MMAM 1 (3.135)


+ MP - mômen do tải trọng động (T.m): MP = 0;

+ - hệ số động, = 0,3;



+ Mômen ở giữa nhịp:

);.(294,1465,2.525,0

);.(017,2842,3.525,0

mTM

mTM

b

a

+ Mômen ở gối tựa:

);.(849,1465,2.75,0

);.(882,2842,3.75,0

mTM

mTM

b

a


Để giải bài toán ta áp dụng phương pháp gần đúng. Xem bản như 1 lưới dầm cắt

nhau vuông góc và qui luật phân phối tải trọng giữa 2 dầm la, lb có thể suy từ điều

kiện độ võng ở giao điểm giữa nhịp đều bằng nhau fa = fb.

- Tải trọng bản thân: Pg = Pg1 + Pg2 = (0,132 + 0,75) . 4,5 . 3,3 = 13,098 (T);

- Tải trọng hàng hoá: Pg3 = 4 . 4,5 . 3,3 = 59,4 (T);

- Tổng tải trọng tĩnh: P = 72,49 (T);

);/(09,15,43,3

3,3.88,4

..

);/(79,35,4.13,3

5,4.1.88,4

.

..

);/(88,43,3.5,4

49,72

.

P gg g

2

44

4

44

4

2

44

4

44

4

2

a

ba

mTlBl

lgg

mTlBl

lBgg

mTll

ba

ab

ba

ba

b

(3.136)

Trong đó:

ga, gb - suất tải trọng g phân bố theo chiều a, b;

B - hệ số phụ thuộc tính chất liên kết các cạnh bản, với bản kê 4 cạnh: B = 1;



Trang 94

);(453,22

5,4.09,1

2

.

);(254,62

3,3.79,3

2

.

Tlg

Q

Tlg

Q

bbb

aaa

(3.137)

3. Tính toán bản mặt cầu chịu tải trọng ô tô H30:

* Tải trọng ô tô H30:

+ Áp lực lên trục trước: Pt = 6 T.

+ Áp lực lên trục sau: Ps = 12 T.

+ Khoảng cách trục trước và trục sau: L = 6 m.

+ Khoảng cách hai bánh trong một trục: b = 1,9 m.

+ Diện tiếp xúc của bánh sau và bản: bx = 0,2 m, by = 0,6 m..

+ Qui tải trọng tập trung P của bánh xe về tải trọng phân bố qôtô trên diện tích

hình chữ nhật cạnh là '

xb và '

yb ta có:

qôtô = 6 : (0,27 . 0,67) = 33,17 T/m2


- Thành phần tải trọng tĩnh (tải trọng bản thân):

Phân bố kín bản mặt (b1 = lb = 4,5 m; a1 = la = 3,3 m).

Quá trình tính toán tương tự bản mặt cầu chịu tải trọng hàng hóa:

);.(445,009,13.034,0.

);.(694,009,13.053,0.

);(09,135,4.3,3).75,0132,0(..

)(

)(

mTPM

mTPM

TllgP

gggb

ggga

bag

(3.138)

- Thành phần tải trọng động (tải trọng ô tô):

lb

la

P P

P

P

a1

a1

b1

a'

45

Hình 3.34. Sơ đồ tính tải trọng động.

Phân bố của tải trọng tập trung trên bản mặt (tải trọng truyền qua lớp bê tông

nhựa mịn phủ mặt dày trung bình 6cm dưới 1 góc 450):

a1 = a2 + 2.h.tg30o = 0,2 + 2 . 0,06 . tg30

0 = 0,27 (m);

b1 = b2 + 2.h.tg45o + 1,9 = 0,6 + 2 . 0,06 . tg30

0 + 1,9 = 2,57 (m);

a2, b2 - bề rộng phần tiếp xúc bánh xe với mặt bản: a2 = 0,2m; b2 = 0,6m;


Trang 95

Tải trọng do bánh xe ô tô truyền xuống phân bố đều trên một bộ phận diện tích

bản và đặt đối xứng với tâm bản nên gây ra mô men:

Ma(P) =

11

1 ''.

'.2.

a

aP

a

aaP (3-138)

Mb(P) =

11

1 ''.

'.2.

a

aP

a

aaP (3-139) (3.139)

+ Ma, Mb - mômen ở tấm bản theo nhịp la, lb trên dải rộng 1m (T.m);

+ P - tổng tải trọng đặt trên diện tích chữ nhật phân bố (T); P = 12 (T);

+ a': khoảng cách giữa 2 vệt bánh xe: a' = 1,6 - (0,2 + 2 . 0,06 . tg300) = 1,33

(m);

, , ’, ’ - hệ số, tra bảng phụ thuộc vào tỉ số a

b

aa l

l

l

b

l

a;; 11 ; ;

'

al

a

;123,0';166,0';105,0;147,0

;40,03,3

33,1'

;4,13,3

5,4

;6,05,4

57,2

;1,03,3

27,0

1

1

a

a

b

a

a

l

a

l

l

l

b

l

a

Ma(P) =

27,0

112.105,0

27,0

127,0.212.147,0 = 5,395 (Tm).

Mb(P) =

27,0

112.128,0

27,0

127,0.212.116,0 = 2,251 (Tm).


hiệu chỉnh A:

pg MMAM 1 (3.140)


+ MP - mômen do tải trọng động (T.m);

+ - hệ số động, = 0,3;




);.(767,1)251,2).3,01(44,0.(525,0

);.(913,3)395,5).3,01(44,0.(525,0

mTM

mTM

b

a


Trang 96


);.(524,2)251,2).3,01(44,0.(75,0

);.(59,5)395,5).3,01(44,0.(75,0

mTM

mTM

b

a


- Tải trọng tĩnh phân bố kín bản mặt: Pg = 13,09 (T);

);/(194,05,43,3

3,3.882,0

..

);/(679,05,4.13,3

5,4.1.882,0

.

..

);/(882,05,4.3,3

09,13

.

P gg g

2

44

4

44

4

2

44

4

44

4

2

a

ba

mTlBl

lgg

mTlBl

lBgg

mTll

ba

ab

ba

ba

b

(3.141)

Áp lực do bánh xe ô tô: P = 12 T

Lực tập trung đặt giữa ô bản:

P = Pa + Pb = 12 (T)

Ta có: Pa.a = Pb.b

a, b - độ võng của dầm nhịp la, lb;

ba

b

a PP

. ;

(3.142)

ba

a

b PP

. ;

(3.143)

Sơ đồ tính độ võng dầm thể hiện như hình vẽ:

L

X

P

Hình 3.35. Sơ đồ tính độ võng dầm.

Phương trình độ võng của tiết diện dầm:

).3.3(3

1 65433 aa lEJ Với = al

x (3.144)

).3.3(3

1 65433 bb lEJ Với = bl

x (3.145)

3

b

a

b

a

b

a

l

l

P

P


Trang 97

);(61,8

5,4

3,31

12

1

33T

l

l

PP

b

a

a

);(39,3

3,3

5,41

12

1

33T

l

l

PP

a

b

b

Vậy lực cắt của bản được tính là:

);(132,22

39,35,4.194,0

2

.

);(425,52

61,83,3.679,0

2

.

TPlg

Q

TPlg

Q

bbbb

aaaa

(3.146)

4. Tính toán bê tông cốt thép bản mặt cầu:

- Chiều dày bản: h = 30 cm.

- Tính toán như dầm ngang và dầm dọc. Kết quả tính toán được thể hiện ở

bảng sau:

Bảng 3.40. Nội lực bản mặt cầu.

Phương la Phương lb

Nội lực Đơn vị M Mtt Nội lực Đơn vị M Mtt

Mk+ T.m 3,913 5,625 Mk

+ T.m 1,767 2,540

Mk- T.m -5,59 -8,036 Mk

- T.m -2,524 -3,628

Qmax T 6,254 8,990 Qmax T 2,453 3,526

MQmax T.m -2,882 -4,143 MQmax T.m -1,849 -2,658

Qmin T 5,425 7,798 Qmin T 2,132 3,065

MQmin T.m -5,59 -8,039 MQmin T.m -2,524 -3,628

Bảng 3.41. Tính toán cốt thép bản mặt cầu.

Phương Mtt a

A Fa

tt

Fa

thực

thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm

2) (%)

la M

+ 5,625 5 0,0667 0,7167 11,62 0,47 32,72 0,34

M- -8,036 5 0,0952 0,7024 16,95 0,69 32,72 0,34

lb M

+ 2,540 7,5 0,0372 0,7314 5,72 0,25 32,72 0,34

M- -3,628 7,5 0,0531 0,7235 8,25 0,37 32,72 0,34

Bảng 3.42. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt bản mặt cầu.

Phươn

g b h n1 d1 Fa1 a1

n

2 d1 Fa1 a2

ΣFa(cm2) atd

(cm

)

(cm

)

(mm

)

(cm2

)

(cm

)

(mm

)

(cm2

)

(cm

)

(cm

)


Trang 98

la 100 30

6,

7 25

32,7

2 5 0 22 0

12,

5 32,72 5

100 30

6,

7 25

32,7

2 5 0 22 0

12,

5 32,72 5

lb 100 30

6,

7 25

32,7

2 7,5 0 22 0 15 32,72 7,5

100 30

6,

7 25

32,7

2 7,5 0 22 0 15 32,72 7,5

Phương Mô men x h0 z б μ at So [a]

T.m cm cm cm Kg/cm2 mm sánh

mm

la M+ 5,625 6,26 25 21,87 786,06 0,02 0,02 < 0,08

M- -8,036 6,26 25 21,87 1122,9 0,02 0,03 < 0,08

lb M+ 2,540 6,26 22,5 19,37 400,76 0,02 0,01 < 0,08

M- -3,628 6,26 22,5 19,37 572,43 0,02 0,01 < 0,08

*)Tính toán cốt ngang cho bản:

Không phải tính cốt ngang khi thỏa mãn điều kiện:

Kn.nc.n.md.Qtc < mb.Qb

(3.147)

Trong đó:

+ Vế trái = Kn.nc.n.md.Qtc

Với kn =1,15; nc =1; n =1,25; md = 1

+ Qb = K. I

pR .b.h0.tg

+ K = 0,5 + 0..

..2

hbR

FRI

np

a

I

a

+ tg

0.1

2

hQ

M

Kết quả tính toán lập thành bảng sau:

Bảng 3.43. Tính toán cốt ngang cho bản.

Cấu

kiện Q M K tg β Vế trái

So

sánh

Vế

phải

la 8,990 -4,143 1,024 0,703 12,92 < 20,70

7,798 -8,039 1,024 0,390 11,21 < 11,49

lb 3,526 -1,849 1,082 0,60 5,07 < 16,81

3,065 -2,524 1,082 0,43 4,41 < 12,01

Kết luận: không phải tính cốt đai cho bản.

Bố trí cốt thép chịu lực bản mặt cầu được thể hiện như hình vẽ:


Trang 99

a = 15

a = 15

a = 15

a = 15

Hình 3.36. Bố trí cốt thép bản (kích thước trên hình vẽ là cm).

5. Tính toán ép lõm bản mặt cầu BTCT:

Tính toán theo “ TCVN 4116-85”.

Khi tính toán giả thiết rằng ép lõm sẽ xảy ra theo mặt hông của hình tháp với đáy

nhỏ là diện tích tác dụng của lực ép lõm còn các mặt hông nghiêng một góc 450 so

với phương ngang.

Bản mặt cầu đảm bảo điều kiện ép lõm khi:

kn.ncPtt mb. Rk.Dtb.ho (3.148)

+ kn - hệ số tin cậy, kn = 1,15;

+ nc - hệ số tổ hợp tải trọng cơ bản, nc = 1,0;

+ mb - hệ số làm việc của bê tông, mb = 1,0;

+ Rk - cường độ chịu kéo của bê tông, Rk = 0,1 (kg/mm2);

+ Ptt - lực ép lõm tính toán:

Ptt = n.md.P

+ n - Hệ số vượt tải, n = 1,25;

+ md - hệ số phụ điều kiện làm việc, md = 1,0.

Ptt = 1,25.1.39000 = 48750 (kg);

- Kích thước chân đế khi cẩu: bx = by = 360 mm.

- Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a1 = 50 mm.

mmtgtgabb

mmtgtgabb

yy

xx

42930.60.236030.2'

42930.60.236030.2'

00

00

Chu vi chịu ép lõm phía trên:

Dt = 2(bx’ + by’) = 2.(429 + 429) = 1717 mm

- Chiều dày bản: h = 300mm

30o

60

300

P

30o

45o

45o

H×nh 3.37. tính toán ép lõm bản

mặt cầu (đơn vị là mm).


Trang 100

mmahh

mmahh

y

oy

xyox

5,2372

2560300

2

5,2122

252560300

2

x, y: đường kính thép lớp trên và lớp dưới, x = 25mm, y = 25mm;

- Chu vi chịu ép phía dưới:

mm

tghbtghbD oyyoxxd

32401.5,237.24291.5,212.2429.2

45..2'45..2'.2 00

Dtb - trị số trung bình chu vi đáy tháp nén thủng: Dtb = 0,5.(Dt + Dd) = 2340 mm;

Chiều cao trung bình tháp nén thủng:

mmhh

hyx

tb 2252

5,2375,212

2

00

0

Thay số:

VT = kn.ncPtt = 1,15.1.48750 = 56063 (kg);

VP = mb. Rk.Dtb.ho = 1.0,1.2340.225 = 63180 (kg);

Kết luận: VT < VP => bản mặt cầu thỏa mãn điều kiện ép lõm.

3.3.4.3. Tính toán bê tông cốt thép cọc cầu tàu:

Cọc cầu tàu phương án 2 sử dụng cọc ống bê tông cốt thép ứng suất trước. cọc

dài 35m và 37m, sử dụng cọc định hình với các thong số cọc như sau:

- Cọc ống BTCT ứng suất trước D = (50-32)cm loại B

- Cường độ bê tông: 60 MPa

- Mômen uốn gây nứt cọc: 15 T.m

- Mômen uốn gây gãy cọc: 27 T.m

Kết quả nội lực cọc giải khung cầu tàu:

Bảng 3.44. Bảng nội lực cọc cầu tàu.

Nội lực M (T.m) Mtt (T.m)

Khung ngang M

+ 6,85 9,847

M- -6,70 -9,631

Khung dọc M

+ 2,17 3,119

M- -2,18 -3,134

Như vậy nội lực cọc đều nhỏ hơn giá trị cho phép. Cọc đảm bảo điều kiện làm

việc công trình.

Cốt thép chịu lực chính ta sử dụng thép 12 910.7 cường độ cao có Ra = 14.200

kg/cm2.

Cốt đai xoắn dùng thép 4 cường độ cao có Ra = 6000 kg/cm2.

Các loại thép khác sử dụng thép CT3


Trang 101

Hình 3.38. Mặt cắt ngang cốt thép của cọc phương án 2 (đơn vị là mm).


Trang 102

CHƢƠNG 4. SO SÁNH LỰA CHỌN PHƢƠNG ÁN THIẾT KẾ.


Trang 103

4.1. Lựa chọn phƣơng án thiết kế.

4.1.1. Khai toán các phương án thiết kế.

Ta đi vào khai toán cho hai phương án kết cấu :

- Phương án 1 : Kết cấu bệ cọc cao, đài mềm trên có hệ dầm ngang, dầm dọc

trên nền cọc bê tông, cốt thép đúc sẵn có tiết diện là 40 x 40 cm.

- Kết cấu cầu tàu bệ cọc cao đài mềm bản có hệ dầm ngang, dầm dọc trên

nền cọc ống BTCT ứng suất trước có đường kính D = 500 mm.

sau đây là phần tổng hợp chi phí sơ bộ của hai phương án.

Bảng 4.1. Bảng khai toán chi phí xây dựng của các phương án kết cấu.

ĐVT : VNĐ

Phương án 1 2

Chi phí xây dựng sơ bộ 3.586.489.873 5.625.670.672

Chi phí xây dựng sơ bộ ở đây là chưa bao gồm các hạng mục giống nhau của hai

phương án và các chi phí phụ khác. Phần khai toán chi tiết của hai phương án được

trình bày trong phần phụ lục IV.

4.1.2. So sánh lựa chọn phương án kết cấu.

4.1.2.1.Phân tích đánh giá ưu, nhược điểm các phương án.

a. Phương án 1:

- Ưu điểm :

+ Kết cấu bến BTCT có ưu điểm là khả năng chịu tải trọng lớn, phù hợp với

điều kiện địa chất nơi xây dựng, có thể thiết kế những bến tiếp nhận cho

tàu có trọng tải lớn.

+ Kết cấu bệ cọc cao là dạng phổ biến hiện nay, dễ dàng thi công, có khả

năng cơ giới hoá cao thích hợp với địa chất nơi xây dựng.

+ Khả năng chống ăn mòn, xâm thực cao, tuổi thọ công trình tương đối dài.

- Nhược điểm

+ Kích thước các bộ phận công trình tương đối lớn, mật độ phân bố dầy, cần

đến khối lượng vật liệu lớn.

+ Cọc BTCT trong quá trình thi công (cẩu lắp, vận chuyển, đóng cọc) thường

hay bị nứt, hỏng cọc. Trong các hàng cọc có hàng cọc xiên, gây khó khăn

cho quá trình thi công hạ cọc

b)Phương án 2:

- Ưu điểm

+ Với kết cấu nền cọc ống ứng suất trước khả năng chịu tải của công trình rất

cao, độ an toàn lớn, sơ đồ cọc có thể bố trí đơn giản.


Trang 104

+ Phù hợp với địa chất tại khu vực (địa chất có khả năng đóng cọc), khả năng

cơ giới hóa cao.

- Nhược điểm

+ Do kết cấu cọc ứng suất trước đòi hỏi phải chế tạo phức tạp trong nhà máy

nên chi phí giá thành cao.

+ Cọc BTCT ứng suất trước đòi hỏi độ chống nứt rất cao, gây khó khăn trong

công tác vận chuyển và đóng cọc.

+ Trong suốt quá trình thi công phải kiểm tra chặt chẽ sự hư hỏng của cọc.

4.1.2.2.Lựa chọn phương án.

Cả hai phương án đưa ra tuy mỗi một phương án có những ưu và nhược điểm

riêng, tuy nhiên đều thỏa mãn các điều kiện, yêu cầu về kĩ thuật.Vì vậy để lựa chọn

được phương án tối ưu, cần phải so sánh về hiệu quả vè mặt kinh tế của hai phương

án.

Trong hai phương án thì phương án 1 có mức đầu tư thấp hơn sẽ được chọn làm

phương án để đi vào thiết kế chi tiết và thi công công trình.

4.2. Tính toán cọc cầu tàu phƣơng án chọn.

Cọc cầu tàu có tiết diện 40x40 cm, BTCT M300.

4.2.1. Kiểm tra sức chịu tải của cọc .

4.2.1.1. Kiểm tra súc chịu tải của cọc theo đất nền:



cocdcn

tt PNmnnkN 11 ....

Trong đó:

+ N1: tải trọng thẳng đứng tác dụng lên cọc đang xét lấy theo kết quả giải

khung

N1 = 68,10 T (Bảng 3-6)

Vậy:

TN tt 69,1128,1410,68.1.25,1.1.15,11


Qq = 151,35 T > N tt

1 = 112,69 T


4.2.1.2. Kiểm tra sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc

Điều kiện kiểm tra sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc được xác định theo

công thức:

Ntt P

Trong đó:

+ P: Sức chịu tải của cọc theo vật liệu làm cọc được xác định:

P = m(Rbt.Fbt + Ra.Fa)

+ Fa: diện tích ngang của cốt thép: Fa = 12.3,8 = 45,61 (cm2);

+ Fbt: diện tích ngang chủa bê tông: Fbt = 40.40 = 1600 (cm2);

+ Ra: cường độ chịu nén giới hạn của cốt thép, Ra = 2700 (kg/cm2);

+ Rbt: cường độ chịu nén giới hạn của bê tông, Rbt = 135 (kg/cm2).

+ m: hệ số điều kiện làm việc, m = 0,8.


Trang 105

P = 0,8(135.1600 + 2700.45,61) = 271,32 T > Ntt = 112,69 T


4.2.2. Tính toán bê tông cốt thép cọc cầu tầu phương án chọn.

Theo tiêu chuẩn “TCVN 4116 – 85” và tiêu chuẩn “TCXDVN 327-2004”.

Cọc cầu tàu có tiết diện 40x40 cm, BTCT M300.

4.2.2.1. Lực tính toán:

a - Nội lực từ kết quả giải khung:

Mk = 2,28 T.m

Qk = 1.71 T

MQmax = 7.61 T.m

Nmax = -68,10 T

b - Nội lực khi cẩu cọc:

*) Khi cẩu bằng một móc cẩu (giai đoạn hạ cọc):

( Q )

0,293qL 0,414qL

Nc

Nc=0

q

0,043qL2

20,042qL

( M )

(-)

Hình 4.1. Sơ đồ tính cọc khi cẩu bằng 1 móc cẩu.

- Mômen cẩu cọc:

)/(11,819.4,0.043,0.3,1..043,0. 22 mTLqkM dc (4.1)

Trong đó:

+ Kd: hệ số động khi cẩu cọc, kd = 1,3;

+ q: tải trọng phân bố của trọng lượng cọc, q = 0,4 . 0,4 . 2,5 = 0,4 (T/m);

+ L: chiều dài phân đoạn cọc, L = 19 m;

- Lực cắt khi cẩu cọc:

)(092,419.4,0.414,0.3,1.).293,0707,0.(

)(9,219.4,0.293,0.3,1..293,0.

min

max

TLqkQ

TLqkQ

d

d

(4.2)

Vậy:

Mc = 8,11 (T.m)


Trang 106

Qc = 4,09 (T)

MQmax = 8,11 (T.m)

*) Khi cẩu cọc bằng 2 móc cẩu

NcNc ( M )

0,0215qL2

20,0214qL

q

0,0214qL2

0,207qL

0,293qL

( Q )

0,293qL

0,207qL

Hình 4.2. Sơ đồ tính cọc khi cẩu cọc bằng 2 móc.

- Mômen cẩu cọc:

Mc2 = kd . 0,0215 . q . L2 = 1,3 . 0,0215 . 0,4 . 19

2 = 4,04 (T.m) (4.3)

- Lực cắt khi cẩu cọc:

)(895,219.4,0.293,0.3,1..293,0.

)(9,219.4,0.293,0.3,1..293,0.

min

max

TLqkQ

TLqkQ

d

d

(4.4)

Vậy: Mc = 4,04 (T.m), Qc = 2,9 (T).

So sánh các giá trị nội lực trong quá trình khai thác và thi công ta lấy giá trị lớn

nhất để tính thép của cọc:

Mc = 8,11 (T.m), Qc = 4,09 (T).

4.2.2.2. Tính toán thép theo điều kiện bền.

Các công thức tính tương tự như tính toán thép trong dầm ngang.

Bảng 4.2. Tính toán thép cọc cầu tàu.

Cấu kiện Mtt

(T.m) A

Fatt

(cm2)

tt

(%)

Fathực

(cm2)

thực

(%)

Cọc cầu tầu 11,66 0.073 0.714 17,59 0,5 22,81 0,7

4.2.2.3. Tính toán thép theo trạng thái giới hạn 2:

Bảng 4.3. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt cọc cầu tàu.

Cọc Lớp b h ni

di d Fai Fai abv1 ai atd

m thép cm cm mm mm cm2 cm

2 cm cm cm


Trang 107

19.0

1 40 40 2 22 7,60 5.6 6.7

1 2 22 7,60 5.6 6.7

2 2 22 22 7,60 22,81 10.6 11.7 8.4

Cọc Mômen x ho z at

So sánh

[ a ]

(m) (Tm) (cm) (cm) (cm) (kg/cm2) (%) (mm) (mm)

19 8,11 9,51 31,63 26,9 1383 1,8 0.074 < 0.08

4.2.2.4. Tính toán cốt ngang:

Bảng 4.4. Tính toán cốt ngang cọc cầu tàu.

L (m) Q M K tg Vế trái So sánh Vế phải

19 4,09 8,11 1,073 0,28 6,47 < 6,79

Vậy không phải tính cốt ngang của cọc cầu tàu.

Hình 4.3. Mặt cắt ngang thép cọc cầu tàu (đơn vị là cm).

4.2.2.5. Tính toán móc cẩu cọc BTCT:

- Lực tính toán:


Trang 108

Hình 4.4. Sơ đồ tính cọc khi cẩu bằng 1 móc.

Nc1 = kd . 0,707 . q . L = 1,3 . 0,707 . 0,4 . 19 = 6,99 T; (4.5)

Nc2 = kd . 0,5 . q . L = 1,3 . 0,5 . 0,4 . 19 = 4,94 T. (4.6)

(Khi 00 )

Chọn giá trị max Nc = 6,99 T.

- Chọn thép 28, AI làm thép cẩu với các thông số sau:

[ k ] = 2300 kg/cm2;

[ c ] = 1800 kg/cm2;

F = 22 16,64/. cmD ;

*) Kiểm tra điều kiện chịu kéo móc cẩu:

Số mặt cắt chịu lực: n = 2;

Ứng suất chịu kéo được xác định:

)/(230037,56716,6.2

10.99,6

.

23

cmkgFn

Nkk (4.7)

Vậy móc cẩu đảm bảo điều kiện chịu kéo.

*) Kiểm tra điều kiện chịu cắt móc cẩu:

Số mặt cắt chịu lực: n = 1.

Ứng suất chịu kéo được xác định:

)/(180074,113416,6.1

10.99,6

.

23

cmkgFn

Nkk (4.8)


Trang 109

Vậy móc cẩu đảm bảo điều kiện chịu cắt.

*) Kiểm tra điều kiện chịu biến dạng móc cẩu:

Hình 4.5. Sơ đồ kiểm tra biến dạng của móc cẩu .

+ Số thanh chịu uốn: n = 2.

+ Chiều cao móc cẩu: h = 13cm

+ Chiều cao tính toán: htt = h – D/2 = 13 – 2,8/2 = 10,2 cm.

+ Chuyển vị đầu móc cẩu:

)(3)(5,1)(15,0017,3.2100000.6

2,10.10.99,6

..6

. 333

mmmmcmJE

hP tt (4.9)

+ J: mômen quán tính:

)(017,364

8,2.

64

. 444

cmD

J

(4.10)

Vậy độ biến dạng móc cẩu đảm bảo quá trình thi công.

4.3. Tính toán dầm tựa tàu.

4.3.1. Xác định nội lực trong dầm.

Dầm tựa tàu có bề rộng b = 25 cm, chiều dài tính toán l = 355cm.

Khi tính toán ta coi dầm tựa tầu như 1 dầm công xon với tải trọng tác dụng là lực

va Nv = 3,34 T. Vị trí va là điểm giữa của đệm va tầu; ta tính toán đối với 2 trường

hợp:

- Khi tầu neo ở vị trí mực nước cao thiết kế: l1= 125 cm

- Khi tầu neo ở vị trí mực nước thấp thiết kế: l2 = 305 cm

).(19,1005,3.34,3

).(18,425,1.34,3

2

1

mTM

mTM

Ta tính toán với trường hợp dầm tựa tầu chịu mômen lớn nhất: Mmax = 10,19

(T.m)

4.3.2. Tính toán bê tông cốt thép dầm tựa tầu.



Trang 110


theo trạng thái giới hạn 2 (tính toán theo điều kiện biến dạng)

4.3.2.1. Lực tính toán.



Mtt=M.kn.n.nc.mđ(T.m) (4.11)

Trong đó:

+ M: mômen lớn nhất tính toán ở trên (T.m.


với công trình cấp 3.


kiện so với một số giả thiết của sơ đồ tính toán, mđ = .



Bảng 4.5. Nội lực dầm tựa tàu.


M

T.m

10,19

14,65

4.3.2.2. Tính toán bê tông cốt thép theo điều kiện bền.

Với dầm ngang và dầm dọc chọn bê tông M300, thép AII có các thông số:

- Bê tông M300 có: E = 2,9.105 kg/cm

2, 2/135 cmkgR I

np ; 2/10 cmkgR I

p


2, Ra = 2700 kg/cm

2


412,0)58,0.5,01(58,0).5,01( 000 A

(4.12)


h0=h–a(cm) (4.13)

+ h: chiều cao dầm kể cả bản (cm);



2

0.. hbR

MA

np

tt

(4.14)


)211(5,0 A

(4.15)


0.. hR

MF

a

rra

(4.16)



Trang 111

max

0

min.

hb

Fa (%)



Bảng 4.6.Tính toán cốt thép dầm tựa tầu.

Cấu kiện

Mtt a

A

Fatt

Fathực

thực

(T.m) (cm) (cm2) (%) (cm2) (%)

Dầm

tựa tầu M 14,65 7,5 0,045 0,728 28,26 0,31 98,53 1,07

4.3.2.3. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt.



aT<[aT] = 0,05 . 1,6 = 0,08 mm

Trong đó:

+ 0,05: chiều rộng khe nứt giới hạn với kết cấu nằm ở mực nước dao động;

+ 1,6: hệ số tương ứng với công trình cấp III.


thức:

T

a

bda

gT adE

Cka )1004.(7....

(4.17)

Trong đó:

+ k: hệ số được lấy như sau:

- Cấu kiện chịu nén lệch tâm, uốn: k = 1

- Cấu kiện chịu kéo trung tâm, lệch tâm: k = 1,2

- Cấu kiện bố trí cốt thép nhiều lớp: k = 1,2

+ Cg: hệ số được lấy khi tính với tải trọng thường xuyên và tạm thời dài

hạn:Cg= 1,3.

+ : hệ số được lấy như sau: đối với cốt thép thanh có gờ = 1,0

+ a : ứng suất trong cốt chịu kéo

- Với cấu kiện chịu uốn:

ZF

M

a

a.

(4.18)

+ Fa: diện tích cốt thép chịu lực của mặt cất tính toán (m2);

+ Z: cánh tay đòn ngẫu lực cho phép, lấy theo kết quả tính toán mặt cắt về độ

bền (m),

Z2

0

xh (4.19)

h0=h–atd (4.20)

+ atd: lớp bê tông bảo vệ tương đương với nhiều lớp cốt thép:


Trang 112

i

ii

tcF

aFa

. (4.21)

+ x: chiều cao vùng chịu nén của bê tông lấy theo kết quả tính toán theo


nhật, khi r:

bRm

FRmx

npb

aaa

..

.. (4.22)

+ : chiều cao tương đối vùng chịu nén, 0h

x

+ r : trị số giới hạn của chiều cao tương đối, với chiều cao này trạng thái



+ bd : ứng suất kéo ban đầu của cốt thép do bê tông trương nở và được lấy:

- Với kết cấu trên khô: bd = 0

- Với kết cấu dưới nước: bd =200 kg/cm2

+ : hàm lượng cốt thép trong tiết diện làm việc:

- Đối với tiết diện chữ nhật:

02,0. 0

hb

Fa (4.23)

+ d: đường kính cốt thép, nếu nhiều loại thì qui đổi tương đương:

ii

ii

dn

dndnd

.

...... 22

11 (4.24)





Với cấu kiện bê tông cốt thép có số thanh thép chịu lực ở mặt cắt ngang < 10, ma

= 1,1; 10, ma = 1,15.


Bảng 4.7. Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt dầm tựa tầu.

Cấu

Kiệ

n

b

(cm

)

h

(cm

)

n1

d1

(mm

)

Fa1

(cm2

)

a1

(cm

)

n

2

d1

(mm

)

Fa1

(cm2

)

a2

(cm

)

aF

(cm2)

atd

(cm

)

Dầ

m

tựa

tàu

25 355 1

2 16

24,1

3 7,5 0 22 0 15 24,13 7,5

Cấu Mô men x h0 z at So a


Trang 113

Vậy bản tựa tàu thỏa mãn điều kiện mở rộng vết nứt

4.4. Nạo vét khu nƣớc trƣớc bến.

Căn cứ vào bình đồ khảo sát, khu nước trước bến sà lan có cao độ tự nhiên hiện

hữu từ -2.6m đến -7.0m (Hải Đồ), đạt cao độ thiết kế khu nước trước bến: -2.60m

(Hải Đồ) đảm bảo cho sà lan trọng tải 400T neo cập làm hàng. Vậy không cần phải

tiến hành thi công nạo vét khu nước trước bến.

kiện T.m cm cm cm Kg/cm

2 mm sánh mm

Dầm

tựa

tầu

M 16,65 4,17 347,5 345,2 199,89 0,0007 0,01 < 0,08


Trang 114

CHƢƠNG 5.TRÌNH TỰ VÀ MỘT SỐ BIỆN PHÁP THI CÔNG.


Trang 115

5.1. Trình tự tiến hành thi công.

Thi công bến theo phương pháp cuốn chiếu kết hợp biện pháp thủ công và cơ

giới trong toàn bộ quá trình thi công.

1- Định vị vị trí công trình bằng máy kinh vĩ, thiết lập hệ trục tọa độ và mốc thi

công bến.

2- Thi công đúc cọc cho toàn bộ bến sà la.

3- Bốc cơ đá trước kè từ cao độ +3.40m đến cao độ +1.40m (Hải Đồ).

4- Dùng cọc mồi đóng qua lớp đệm đá, sau đó thi công đóng cọc BTCT (Kết hợp

đóng cọc bằng sàn đạo búa treo với đóng cọc bằng búa giàn đặt trên ponton).

5- Thi công cốt thép, ván khuôn, bê tông dầm ngang, dầm dọc.

6- Thi công đổ đá hộc lòng bến; phá dỡ đục tẩy gờ chắn xe tiếp giáp cầu tầu số 2

và kè sau cầu .

7- Thi công cốt thép, ván khuôn, bản tựa tầu, mặt cầu và gờ chắn xe.

8- Thi công đổ bê tông bản tựa tầu, bản mặt cầu và gờ chắn xe.

9- Lắp đặt hệ thống đệm va tầu và bích neo tầu.

10- Thi công lớp bê tông nhựa phủ mặt cầu.

11- Kiểm tra thanh thải chướng ngại vật.

12- Thi công di chuyển lắp đặt hệ thống cấp điện, cấp nước cho cầu.

13- Hoàn thiện, nghiệm thu bàn giao đưa vào sử dụng.

5.2.Các điểm lƣu ý trong quá trình thi công.

1- Trước khi thi công đóng cọc cần phải kiểm tra vị trí cọc kè để điều chỉnh vị trí

cọc bến sà lan cho phù hợp (nếu có hiện tượng trùng, chạm vị trí các cọc). Khi thi

công đóng cọc đặc biệt lưu ý đảm bảo các cọc đóng xiên phải đạt độ xiên là 8:1, nếu

không đảm bảo độ xiên (sai số theo quy phạm quy định) phải nhổ lên đóng lại hoặc

phải đóng bổ sung bằng cọc khác.Vị trí đóng bổ sung sẽ do Tư vấn thiết kế chỉ định

tại hiện trường, mọi phí tổn phát sinh sẽ do đơn vị thi công chịu trách nhiệm. Trong

quá trình thi công đóng cọc phải chú ý đề phòng sự biến đổi đột ngột của địa tầng,

nếu đóng cọc đến cao độ thiết kế mà chưa đạt độ chối e = 15mm thì phải tiếp tục

đóng cho đến khi đạt đến độ chối thì dừng lại. Búa đóng cọc phải đảm bảo loại búa

sử dụng có năng lượng E = 11,25 T.m.

2- Việc thi công đóng cọc bến sà lan phải được thi công sau khi đã bốc dỡ, thu

dọn cơ đá hiện hữu trước kè đến cao trình +1.40m. Sau khi đóng xong một hàng cọc

theo phương ngang phải tiến hành liên kết các đầu cọc bằng sà kẹp ,bằng thép để

giữ ổn định các vị trí cọc.

3- Sau khi thi công hệ thống dầm ngang, dầm dọc, phải tiến hành đổ đá lòng bến

đạt yêu cầu thiết kế mới chuyển sang bước thi công tiếp theo.

4- Đơn vị thi công phải thực hiện nghiêm túc các quy trình, quy phạm về thi công

và nghiệm thu do Bộ giao thông vận tải và Bộ xây dựng ban hành. Các quy trình đó

bao gồm:

- Các quy định về vật liệu: xi măng, cát, đá, cốt thép…

- Quy định về cọc và đóng cọc.

- Quy định về thép xây dựng, đường hàn, bê tông và bê tông cốt thép, các

quy định về mẫu thử vật liệu và sản phẩm.


Trang 116

- Các quy định về sai số cho phép khi lắp đặt ván khuôn đổ bê tông tại chỗ,

các sai số cho phép với các cấu kiện bê tông đúc sẵn hoặc đổ tại chỗ.

5- Lớp bê tông bảo vệ cốt thép chiều dầy không nhỏ hơn 5cm tính từ mép cốt

thép ngoài cùng đến mép bê tông.

6- Khi thi công bê tông dầm ngang, dầm tựa tầu lưu ý đặt bu lông, móc treo liên

kết cho bích neo và đệm tựa tầu, phải có biện pháp định vị chính xác vị trí các bu

lông liên kết.

7- Khi thi công bê tông dầm, bản chia làm hai đợt chính: Đợt 1 đổ bê tông dầm

dọc, dầm ngang đến cách mép dưới bản 2-3 cm, sau đó lắp đặt cốt thép phần còn lại

của dầm bản, đổ bê tông tiếp phần còn lại.

8- Khi thi công bê tông dầm: Với dầm ngang nên đổ liền một đợt, với dầm dọc

điểm dừng khi đổ cùng bê tông dầm ngang tại điểm 1/4 nhịp dầm (giữa hai dầm

ngang), còn với dầm ngang nếu buộc phải dừng thì điểm dừng bê tông cũng tương

tự. Lưu ý phải xử lý các điểm dừng theo các quy phạm hiện hành.

9- Khi đổ bê tông bản mặt cầu chú ý đặt ống thông hơi, thoát nước mặt.

10- Tất cả các thay đổi chủng loại vật tư, thiết bị trong hồ sơ thiết kế quy định

đều phải được sự chấp thuận của thiết kế.

11- Trong quá trinh khai thác: khi sử dụng cần trục bánh hơi 25 T bốc xếp hàng

hóa trên mặt bến sà lan phải được gia cường tấm kê chân đế tiết diện 0,36x0,36m để

giảm tải trọng tác dụng lên mặt bản, tiết kiệm chi phí xây dựng công trình; do mặt

bằng khu nước trước bến và bến sà lan tiếp giáp với cầu tầu số 2 hiện hữu nên trong

quá trình khai thác phải có phương án tổ chức khai thác đảm bảo việc ra vào và neo

cập làm hàng tại bến không ảnh hưởng đến việc neo đậu của các tầu biển tại cầu tầu

số 2.


Trang 117

CHƢƠNG 6. DỰ TOÁN CÔNG TRÌNH.


Trang 118

6.1. Cơ sở lập dự toán xây lắp.

6.1.1. Khối lượng tính toán:

Khối lượng tính toán xây lắp được tính theo bản vẽ thiết kế.

6.1.2. Định mức dự toán:

Định mức dự toán XDCT ban hành kèm theo QĐ số 24/2005/ QĐ-BXD ngày

29/1/2005 và QĐ số 33/2005/ QĐ-BXD ngày 4/10/2005 của Bộ xây dựng.

Đơn giá xây dựng công trình thành phố Hải Phòng số 2154/QĐ-UBND và số

2155/ QĐ-UBND ngày 29/9/2006 của Ủy ban nhân dân thành phố Hải Phòng;

Bảng giá ca máy và thiết bị thi công số 2157/2006/ QĐ-UBND ngày 29/9/2006

của Ủy ban nhân dân thành phố Hải Phòng;

6.1.3. Cách tính toán và tỷ lệ áp dụng:

Thông tư 120/2003/TT-BTC hướng dẫn thi hành Nghị định số 158/2003/ NĐ-CP

ngày 10/12/2003 của chính phủ qui định chi tiết thi hành Luật thuế giá trị gia tăng

và luật sửa đổi, bổ sung một số điều Luật thuế giá trị gia tăng.

Chi phí đầu tư xây dựng áp dụng theo văn bản số : 1751/BXD – VP ngày

14/8/2007 của bộ trưởng bộ xây dựng về việc công bố định mức chi phí quản lí dự

án và tư vấn đầu tư xây dựng công trình.

Thông tư số 05/2007/TT – BXD ngày 25/7/2007 hướng dẫn việc lập và quản lí

chi phí đầu tư xây dựng công trình.

Quyết định số 33/200/ QĐ-BTC ngày 12/4/2004 của Bộ trưởng Bộ Tài chính về

việc ban hành qui tắc, biểu phí bảo hiểm xây dựng và lắp đặt.

6.2. Dự toán chi tiết xây dựng công trình.

Chi phí xây dựng công trình được tính theo công thức sau :

GXDCT = GXD + GTB + GQLDA + GTV + GK + GDP (6.1)

Trong đó :

GXD : Chi phí cho phần xây dựng( Vật liệu + Ca máy + Nhân công).

GTB : Chi phí mua sắm và lắp đặt thiết bị.

GQLDA : Chi phí quản lí dự án.

GTV : Chi phí tư vấn.

GK : Chi phí khác.

GDP : Chi phí dự phòng.


Trang 119

Bảng 6.1.Bảng tổng hợp kinh phí xây dựng công trình

I Chi phí xây dựng(GXD) Giá trị trƣớc

thuế (VND)

Thuế

VAT(VND)

Giá trị sau

thuế (VND)

1 Chi phí xây dựng công trình

4.028.540.882

402.854.088,2 4.431.394.97

0,2

2 Chi phí xây dựng lán trại 40.285.408,82 4.028.540,882 44.313.94

9,7

II Chi phí quản lí dự án 83.068.513 8.306.851,3 91.375.36

4,3

III Chi phí tƣ vấn

1 Thẩm tra thiết kế. 5.196.817,74 519.681,774 5.716.499,

51

2 Thẩn tra dự toán 5.075.961,51 507.596,151 5.583.557,66

3 Lựa chọn nhà thầu 10.715.918,75 1.071.591,875 11.787.510,6

3

4 Giám sát thi công 95.436.133,49 9.543.613,349 104.979.746,

84

5 Chi phí thiết kế công trình 100.713.522,1 10.071.352,21 110.784.874,

31

6 Chi phí lập dự án 22.559.828,94 2.255.982,894 24.815.811,8

3

IV Chi Phí Khác

1 Chi phí bảo hiểm công trình 40.285.408,82 4.028.540,882 44.313.949,7

0

V Chi phí dự phòng 443.187.839,52 44.318.783,95 487.506.623,

47

Tổng Cộng 5.362.572.858

,16

Trong đó :

- Chi phí quản lí dự án : 2,062% (GXD + GTB) (Công văn 1751 bộ xây dựng)

- Chi phí tƣ vấn :

+ Chi phí lập dự án : 0,56% (GXD + GTB) (Công văn 1751 bộ xây dựng)

+ Chi phí lựa chọn nhà thầu : 0,266%GXD


Trang 120

+ Chi phí thiết kế công trình : 2,5%GXD (Công văn 1751 bộ xây dựng)

+ Chi phí thẩm tra thiết kế: 0,129% GXD (Công văn 1751 bộ xây dựng)

+ Chi phí thẩm tra dự toán công trình :0,126%*GXD(Công văn 1751 bộ xây

dựng).

+ Chi phí giám sát thi công : 2,369%GXD(Công văn 1751 bộ xây dựng).

- Chi phí khác :

Chi phí bảo hiểm công trình : 1% GXD (Quyết định số 33/200/ QĐ-BTC)

- Chi phí dự phòng : GDP = 10%(GXD + GTB + GQLDA + GTV + GK)

CHƢƠNG 7. KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ


Trang 121

7.1. Kết luận.

Đồ án thiết kế đã hoàn thành các nội dung sau:

1) Thiết kế sơ bộ 2 phương án theo các nội dung sau:

- Tính toán sức chịu tải của cọc.

- Xác định nội lực khung ngang, khung dọc.

- Bố trí cốt thép cho các bộ phận công trình theo các trạng thái giới hạn thứ 1

và 2. Bố trí cốt thép dầm ngang, dầm dọc, bản mặt cầu, dầm tựa tầu và cọc

BTCT 40x40 cm.

2) Khái toán giá thành 2 phương án thiết kế:

Từ kết quả khái toán giá thành cho 2 phương án, so sánh ưu nhược điểm của

từng phương án, khả năng áp dụng vào xây dựng thực tiễn công trình ở nước ta. Từ

đó lựa chọn được phương án tối ưu nhất làm phương án thiết kế.

3) Tính toán kỹ thuật phương án chọn

- Tính toán dầm ngang, dầm dọc, bản mặt cầu, dầm tựa tầu.

- Tính toán bố trí cốt thép theo các nhóm trạng thái giới hạn thứ 1 và 2.

- Kiểm tra ổn định cho toàn bộ công trình.

4) Lập dự toán chi tiết cho toàn bộ công trình.

5) Lập trình tự thi công từng hạng mục công trình và biện pháp thi công chính.

7.2. Kiến nghị .

Do thời gian có hạn nên trong đồ án chỉ nêu ra được hai phương án kết cấu, điều

này sẽ làm cho việc lưạ chọn phương án tối ưu bị hạn chế,nếu thời gian cho phép


Trang 122

việc đưa ít nhất thêm một phương án kết cấu nữa vào thì việc lựa chọn phương án

kết cấu sẽ là tối ưu hơn.

Ngoài ra để công trình đi vào hoạt động theo đúng như thiết kế ban đầu thì trong

quá trình thi công cần chú ý những điểm sau :

- Phải có biện pháp kiểm tra nghiêm ngặt chất lượng thi công công trình, đặc

biệt là kiểm tra về độ xiên của cọc đúng với thiết kế đã đưa ra.

- Để công trình xây dựng không ảnh hưởng đến môi trường sinh thái, không

gây ô nhiễm, cản trở dòng chảy tại khu vực xây dựng thì phải có các biện pháp

phòng ngừa và xử lý khi xảy ra.

- Tuân thủ các nội qui an toàn về giao thông tại thủy.

tm tk ben xa lan cang viconship

Documents