Tính toán thiết kế sàn (2)

Hình VIII.3 Các điểm tính nội lựcBảng VIII.4 Kết quả tính moment uốn trên sàn do tải trọng đều gây ra Hệ số Tải bản thân Tải chất hàng Tải phương tiện Lực nâng Hệ số Tải bản thân Tải chấ

I. Tổng quan về điều kiện tự nhiên khu vực bến:

II. Tổng quan về quy hoạch bến:

III.Các đặc trưng khu trước bến:

Mực nước cao thiết kế: +1,08m (Hệ cao độ Hòn Dấu)

Mực nước trung bình: -0,22m (Hệ cao độ Hòn Dấu)

Mực nước thấp thiết kế: -2,31m (Hệ cao độ Hòn Dấu)

4. Chiều sâu trước bến:

Ho = T + Z0 + Z1 + Z2 + Z3 + Z4

Trong đó:

T: Mớn nước chở đầy hàng của tàu tính toán (m) T= 12,2 (m)

Z0 : Độ dự phòng sự chênh lệch do xếp hàng hóa lên tàu không đều và do hànghóa bị xê dịch

Z1: Độ dự phòng chạy tàu tối thiểu tính với an toàn lái tàu Z1 =0,03.T= 0,37 (m)

Z2: Độ dự phòng do sóng, (m), Do sóng không đáng kể ⇒Z2 = 0 m

Z3: Độ dự phòng về vận tốc (tính đến sự thay đổi mớn nước của tàu khi chạy sovới mớn nước tàu neo đậu khi nước tĩnh (m) Do sử dụng tàu lai dắt khi cập bến

⇒Z3= 0 m

Z4 độ sâu dự trữ do sa bồi giữa 2 lần nạo vét (m) Z4 =0,5 (m)

Các dự phòng Z0,Z1,Z2,Z3,Z4 được xác định cụ thể trong tiêu chuẩn thiết kế TCN-207-92

IV. Quyết định hình dạng và vị trí tuyến bến:

1. Mặt cắt địa hình trên mặt bằng xây dựng cảng:

Theo phương vuông góc với mặt bến tọa độ cọc (m), ta bố trí 9 cọc, trong đó có 4 cọcxiên Nếu chọn gốc tọa độ là mép bến và phương là phương vuông góc với mặt bến thì

vị trí các cọc lần lượt là: (kí hiệu cx dùng để chỉ vị trí đó là cọc xiên)

0,25 - 2,75 cx – 2,75 cx – 7,25 – 11,75 – 16,25 – 20,75 cx – 20,75 cx – 25,25

Khoảng cách (m) các cọc tương ứng là:

2,50 – 0 – 4,5 – 4,5 – 4,5 – 4,5 – 0 – 4,5

Như vậy, có tất cả 11x9=99 cọc trong một phân đoạn, trong đó có 4x11=44 cọc xiên

Có tất cả 99x5=495 cọc trong bến, trong đó có 44x5=220 cọc xiên

• Chọn bê tông mác 300, trọng lượng riêng là 24 Kn/m3, độ bền nén thiết

kế tương đương 13 (N/mm2) Mô đun đàn hồi 2900000 tấn/m2, tươngđương 28.478 N/mm2

• Loại thép AII dùng trong sàn có đường kính d=18 (mm), độ bền kéothiết kế tương đương 280 (N/mm2) Mô đun đàn hồi 200.000 N/m2

• Kích thước 2 dầm dọc trên ray là 1000 (mm) x 1300 (mm)

• Kích thước các dầm dọc không nằm trên ray là 900 (mm) x 1000 (mm)

c. Bố trí cốt thép: Trình bày như trong hình VI.3; VI.4

VII. Tính toán sơ bộ sức chịu tải của cọc theo kết quả xuyên tiêu chuẩn SPT:

Kết quả xuyên tiêu chuẩn (SPT) trong đất rời có thể tính toán sức chịu tải của cọc

(Meyerhof,1956)

1 Sức chịu tải cực hạn của cọc tính theo công thức của Meyerhof (1956)

Qu= K1NAp+ K2NtbAs

Trong đó:

N: chỉ số SPT trung bình trong khoảng 1d dưới mũi cọc và 4d trên mũi cọc

Ap: Diện tích tiết diện mũi cọc, m2

Ntb: chỉ số SPT trung bình dọc thân cọc trong phạm vi lớp đất rời

As: Diện tích mặt bên cọc trong phạm vi lớp đất rời, m2

K1: hệ số, lấy bằng 400 cho cọc đóng và bằng 120 cho cọc khoan nhồi

Hệ số an toàn áp dụng khi tính toán sức chịu tải của cọc theo xuyên tiêu chuẩn lấybằng 2,5-3,0

2 Sức chịu tải của cọc theo công thức của Nhật Bản:

Trong đó:

Na: chỉ số SPT của đất dưới mũi cọc

Ns: chỉ số SPT của lớp cát bên thân cọc

Ls: chiều dài đoạn cọc nằm trong đất cát, m

Lc: chiều dài đoạn cọc nằm trong đất sét, m

D: Hệ số, phụ thuộc vào phương pháp thi công cọc:

• Cọc bê tông cốt thép thi công bằng phương pháp đóng: D=30

b Bảng VIII.1 tập hợp chiều dài nhịp, tỷ số giữa các cánh theo hai phương x (songsong với tuyến mép bến), phương y (vuông góc với tuyến mép bến) và chiều dày sàn.

Bảng VIII.1: Kích thước của các sàn trong bến

1 An toàn trong trạng thái giới hạn về cường độ (GHCĐ)

dưới tải trọng bản thân và tải chất đầy hàng hóa

3 An toàn trong GHCĐ dưới tải bản thân, tải chất đầy

hàng hóa và lực neo, va tàu

4 An toàn trong GHCĐ dưới tải bản thân và lực nâng 0,9(1,1)D + Wu

5.1 An toàn trong trạng thái giới hạn sử dụng (GHSD)

dưới động đất cấp 1

D + S + Wm + EQ

5.2 An toàn trong GHSD dưới động đất cấp 2 1,1(0,9)D + S +

Wm+EQ

6 An toàn trong GHSD dưới tải bản thân và tải chất đầy D + S

7 An toàn trong GHSD dưới tải bản thân và tải phương

tiện, thiết bị

D + Wm

8 An toàn trong GHSD dưới tải bản thân, tải chất đầy

hàng hóa, tải neo, va tàu

D + S + Hb

9 An toàn trong trạng thái mỏi dưới tác dụng lặp đi lặp

lại của các phương tiện thiết bị D + W

10 Đảm bảo tất cả các yêu cầu trên thỏa mãn trong suốt

tuổi thọ thiết kế của công trình Đánh giá tác độngmôi trường

3 Tải trọng tác động lên sàn cầu tàu:

a Tải trọng phân bố đều:

C là bề rộng phủ bì theo phương vuông góc các trục dọc bánh xe

l1, l2 lần lượt là chiều dài nhịp theo phương cạnh dài và cạnh ngắn

(ĐVT: (KN/m2)

Hình VIII.2 Vùng chịu tải do lực tập trung của phương tiện gây ra

4 Các giá trị đặc trưng của kết quả nội lực:

a Nội lực do tải trọng phân bố đều:

• Moment uốn: Moment uốn gây ra bởi tải trọng phân bố đều trên sàn được xácđịnh từ đồ thị, xem như sàn 4 cạnh ngàm

p là cường độ tải phân bố đều

Bảng VIII.4 biểu diễn kết quả moment tại 3 điểm trên sàn S1 như hình VIII.3

Hình VIII.3 Các điểm tính nội lực

Bảng VIII.4 Kết quả tính moment uốn trên sàn do tải trọng đều gây ra

Hệ số Tải bản thân Tải chất hàng Tải phương tiện Lực nâng

Hệ số Tải bản thân Tải chất hàng Tải phương tiện Lực nâng

Sx =

Sy = Với:

ʋ = 0,2 là hệ số Poisson, P là tải trọng tập trung

M1,M2: là các hệ số phân bố moment tương ứngu,v là hai cạnh của vùng chịu tải được chỉ rõ ở hình VIII 4

Bảng VIII.6 Kết quả tính toán moment và lực cắt do tải tập trung gây ra

5 Trị số dùng trong tính toán thiết kế của kết quả nội lực:

Bảng VIII.7 trình bày các giá trị của kết quả tính toán nội lực được dùng trong tính toánthiết kế sàn S1, chúng được xác định từ các tổ hợp tải trọng dưới đây:

(1) Tải bản thân + tải chất đầy ( yêu cầu 1 và 6)

(2) Tải bản thân + tải do phương tiện ( yêu cầu 2 và 7)

(3) Tải bản thân + tải do lực tập trung của phương tiện ( yêu cầu 2 và 7)

(4) Tải bản thân + lực nâng 9 yêu cầu 4)

(5) Tải bản thân + tải chất đầy ( yêu cầu 9)

Bảng VIII.7 Các giá trị nội lực được dùng trong tính toán thiết kế sàn S1

(KN/m)

Sy (KN/m)

Tại gối Giữa nhịp Tại gối Giữa nhịp Tải bản thân(D) -9,97 4,00 -12,81 5,14 19,01 20,30 Tải chất hàng(S) -20,77 8,34 -26,69 10,72 39,60 42,30 Tải phương tiện phân bố(Wm1) -26,52 10,65 -34,07 13,68 50,55 54,00 Tải phương tiện tập trung(Wm2) -11,90 11,90 -10,72 10,72 23,28 23,28

Lực nâng(Wu) 21,40 -8,59 27,49 -11,04 -40,80 -43,58

Trạng thái Giới hạn cường độ

1,1D + 1,2S -35,901792 14,42 -46,11 18,52 68,43 73,09 1,1D + 1,2Wm1 -42,79782179 17,19 -54,97 22,07 81,57 87,13 1,1D + 1,2Wm2 -25,251912 18,69 -26,96 18,53 48,84 50,27 0,9D + Wu 12,4285023 -4,99 15,96 -6,41 -23,69 -25,30

6 Tính toán kiểm tra theo trạng thái giới hạn cực hạn:

Tính toán kiểm tra theo trạng thái giới hạn cực hạn được thực hiện bằng cách dùng cácgiá trị moment uốn Md hay lực cắt Vd được xác định ở bảng VIII.7 trị số khả năng chịuuốn hay sức chống cắt Vpcd như mô tả dưới đây

a Tính toán kiểm tra khả năng chịu uốn:

γb (=1.1) là hệ số cấu kiện

γi (=1.0) là hệ số kết cấu

bw là bề rộng sườn của cấu kiện

là độ bền nén thiết kế của bê tông

fyd là độ bền kéo thiết kế của cốt thép

Hệ số vật liệu thường dùng để đạt được độ bền thiết kế đối với bê tông và thép là1.3 và 1.0 tương ứng

• Tínhtoán sức chịu uốn:

Khả năng chịu uốn thiết kế Mud được xác định từ phương trình

Trong đó:

As là diện tích tiết diện ngang của cốt thép chịu kéo

pw=As/(bwd)

γb=1.1

• Kiểm tra khả năng chịu uốn:

Kiểm tra khả năng chịu moment uốn được thực hiện theo phương trình

b Tính toán kiểm tra khả năng chịu cắt:

Dựa theo tiêu chuẩn của JSCE (Japan Society of Civil Engineers), phần tử phẳng ứng

xử như một dầm, ví dụ sàn chịu lực một phương, nên được xem như một phần tử(cấu kiện) tuyến tính khi tính toán kiểm tra lực cắt của nó Vì vậy, sàn S1 là một sànchịu lực (làm việc) hai phương và không có khuynh hướng chịu tác động lớn bởi lựccắt, việc tính toán kiểm tra lực cắt được bỏ qua.

c Kiểm tra khả năng chọc thủng:

An toàn của sàn chống lại lực chọc thủng được tính toán kiểm tra theo phương trìnhsau:

Trong đó:

Vd là lực chọc thủng thiết kế (lực cắt)

Vpcd là khả năng chống cắt thiết kế

Vpcd có thể được tính bằng phương trình :

Trong đó :

fcd’ là sức bền nén thiết kế của bê tông

u là chu vi của diện tích đặt tải

up là chu vi của tiết diện ngang tại vị trí cách d/2 tính từ diện đặt tải

d và p là chiều cao có hiệu và hệ số cốt thép được xác định bằng giá trị trung bìnhcủa cốt thép theo hai phương

d Chiều cao có hiệu của sàn:

Chiều cao có hiệu của sàn khi tính toán chịu uốn, chịu cắt được thể hiện trên hìnhVIII.5

Hình VIII.5 Chiều cao có hiệu của sàn

e Kết quả tính toán kiểm tra khả năng chịu lực của sàn:

• Kết quả tính toán về uốn:

Bảng VIII.8 Kết quả tính toán moment uốn

Vuông góc với mặt bến Song song với mặt bến

1272,35

1272,35

7 Tính toán kiểm tra theo trạng thái giới hạn về điều kiện làm việc của kết cấu ( trạng tháigiới hạn về biến dạng):

Trong tính toán kiểm tra theo trạng thái giới hạn về điều kiện làm việc (serviceabilitylimit states), liệu có hay không mức độ yêu cầu làm việc hiệu quả của kết cấu được xácđịnh bằng cách xác định rõ bề rộng vết nứt thực tế của sàn bê tông là không lớn hơn bềrộng vết nứt giới hạn xác định trước

a Tính toán kiểm tra nứt do moment uốn:

• Bề rộng vết nứt do uốn:

Trong đó:

k1 là hằng số xét đến sự ảnh hưởng của bề mặt cốt thép đến bề rộng vết nứt(=1.0 đối với những thanh đã biến dạng)

k2 là hằng số xét đến sự ảnh hưởng của chất lượng bê tông đối với bề rộng vếtnứt

f’c là cường độ chịu nén của bê tông, nó có thể được thay thế bằng cường độchịu nén thiết kế f’cd (γc = 1.0)

k3 là hằng số xét đến sự ảnh hưởng của nhiều lớp cốt thép chịu kéo đối với bềrộng vết nứt

n là số lớp cốt thép chịu kéo

c là chiều dày lớp bảo vệ

cs là khoảng cách từ tâm đến tâm của cốt thép chịu kéo

Φ đường kính cốt thép chịu kéo (mm)

Es modun đàn hồi của cốt thép (= 200 kN/mm2)

ε’csd (=150x10-6 đối với bê tông thường), biến dạng nén dùng để ước lượng sựgia tăng bề rộng vết nứt do từ biến và co ngót của bê tông

σse là lượng gia tăng ứng suất của cốt thép từ trạng thái ứng suất của bê tôngkhông có cốt thép

• Lượng gia tăng ứng suất của cốt thép:

Lượng gia tăng ứng suất của cốt thép σse được xác định từ phương trình dưới đâyvới giả thuyết rằng tiết diện ngang vẫn còn duy trì trong trạng thái đàn hồi

Trong đó:

Md là moment uốn thiết kế theo trạng thái giới hạn về điều kiện sử dụng

n là tỷ số mô đun đàn hồi (=Es/Ec)

pw (=As/bwd) là tỷ số của diện tích cốt thép trên diện tích sườn của tiết diện tínhtoán

• Các giới hạn của bề rộng vết nứt:

Bảng VIII.10 Giới hạn của chiều rộng vết nứt

• Kết quả tính toán kiểm tra moment uốn:

Bảng VIII.11 Kết quả kiểm tra moment uốn

Vuông góc với mặt bến Song song với mặt bến Tại gối Giữa nhịp Tại gối Giữa nhịp

1272,35

1272,35

3

0,00576

0,00442

0,00627

Nếu lực cắt thiết kế Vd nhỏ hơn 70% sức kháng cắt của bê tông Vcd, thì việc tínhtoán kiểm tra bề rộng vết nứt do lực cắt gây ra có thể được bỏ qua Sức kháng cắtđược tính toán từ phương trình dưới đây:

Trong đó:

Vcd sức kháng cắt thiết kế khi không có cốt thép chống cắt

N’d là lực nén dọc trục thiết kế

Md là moment uốn thiết kế

M0 là moment uốn cần thiết để khử ứng xuất do lực dọc gây ra tại sợi chịu lực kéolớn nhất tương ứng với moment uốn thiết kế

bw bề rộng sườn (=1000mm)

d là chiều cao có hiệu

pw = As/(bwd)

As là diện tích cốt thép chịu kéo

f’cd là cường độ chịu nén thiết kế của bê tông (N/mm2) được xác định với γc = 1.0

γb (= 1.0) là hệ số cấu kiện

Bảng VIII.12 Kết quả kiểm tra lực cắt

Vuông góc với mặt bến Song song vớ mặt bến

Trong trường hợp mà tỷ lệ tải trọng biến thiên (variable load) trên tất cả các loại tảitrọng và mức độ ảnh hưởng của tải trọng biến thiên là đáng kể thì cần thiết phải kiểm trakhả năng chống lại hiện tượng mỏi của kết cấu Tính toán kiểm tra theo trạng thái giớihạn mỏi được thực hiện đối với các tác động do moment uốn và lực chọc thủng sinh ra

do sự hoạt động lặp đi lặp lại nhiều lần của các phương tiện bốc xếp hàng hóa

a Số lần lặp lại tải trọng:

Tải trọng được xem xét trong tính toán theo trạng thái giới hạn mỏi là tải trọng gây ra

do trailer, nó là một loại tải trọng biến thiên thường xuyên xảy ra Số lần lặp lại củatải trọng được xác định như sau:

Lượng hàng hóa được bốc xếp mỗi năm được giả định là 1.000 tấn (9.810 kN)trên một mét chiều dài bến

Tổng chiều dài bến là 270m

Tuổi thọ thiết kế của công trình là 50 năm

Tổng lượng hàng hóa được bốc xếp là 9.810 x 270 x 50 = 132435000 KN Vì sứctải của trailer là 2 Teus, tương tương với 28 tấn (274,68 KN), nên số lần lặp lạicủa tải trọng được ước tính là: (132,435,000/274,68) x 0.4 ≈ 192.857 lần Hệ số0.4 được dùng để phản ánh tần suất xảy ra tải trọng gây ra hiện tượng mỏi

Quan hệ giữa tải trọng và số lần xảy ra lặp lại được liệt kê trong bảng VIII.13 Tảitrọng trên các bánh xe trường hợp không tải chiếm khoảng 60% khi đầy tải

Trong đó:

σs là ứng suất kéo của cốt thép

σ's là ứng suất nén của cốt thép

σ'c là ứng suất nén của bê tông

n là tỷ số mo đun đàn hồi (=Es/Ec)

Es (= 200 kN/mm2) là mo đun đàn hồi của cốt thép

Ec (= 28.5 kN/mm2 khi f'cd = 13 kN/mm2) là mo đun đàn hồi của bê tông

d và d’ là chiều cao có hiệu của cốt thép chịu kéo và cốt thép chịu nén tương ứng,

pw = As/(bd)

pw'= As' /(bd)

As và A's là diện tích cốt thép chịu kéo và cốt thép chịu nén

Md là moment uốn thiết kế

Bảng VIII.14 trình bày kết quả tính toán ứng suất theo phương vuông góc với mặtbến Tải trọng thường xuyên (permanent load) là trọng lượng bản thân sàn, tảitrọng biến thiên (variable load) là tải trọng max của bánh xe cho ở bảng VIII.13

Bảng VIII.14 Kết quả ứng suất theo phương vuông góc với mặt bến

Lực thường trực Lực không thường trựcTại gối Giữa nhịp Tại gối Giữa nhịp

Lực thường trực Lực không thường trựcTại gối Giữa nhịp Tại gối Giữa nhịp

Độ bền mỏi thiết kế frd chống lại các lực nén, nén-uốn, kéo, và kéo-uốn được tính

từ phương trình dưới đây như là một hàm của tuổi thọ mỏi N, và ứng suất sinh ra

do tải trọng thường xuyên σp

Trong đó:

frd là độ bền mỏi thiết kế của bê tông

k1f = 0.85 đối với nén, và nén-uốn, và k1f = 1.0 đối với kéo, và kéo-uốn

fd là cường độ thiết kế của bê tông đạt được với γc = 1.3

σp là ứng suất sinh ra do tải thường xuyên

N là tuổi thọ mỏi (≤ 2 x 106)

K = 10 đối với bê tông thường, liên tục hay thường xuyên bị ướt do nước và bêtông nhẹ (lightweight concrete) và K = 17 đối với các trường hợp tổng quankhác

Trong trường hợp tải tuần hoàn nghịch đảo, σp cho bằng 0

 Cốt thép:

Độ bền mỏi thiết kế fsrd của các thanh cốt thép đã biến dạng được tính từ phươngtrình dưới đây, như là hàm của tuổi thọ mỏi, N và ứng suất sinh ra trong cốt thép

do tải trọng thường xuyên σsp gây ra Dựa theo tiêu chuẩn JIS, các thanh cốt thép

đã biến dạng được sử dụng, và tiêu chuẩn này cũng đã chỉ định, các giá trị giớihạn thấp hơn là được dùng đối với trị số đặc trưng fuk của độ bền kéo của cốt thép

Trong đó:

fsrd là độ bền mỏi thiết kế của cốt thép đã biến dạng

α= k0f (0.81-0.003Φ)

k = 0.12,

Φ là đường kính của cốt thép

k0f (= 1.0) là hệ số phụ thuộc vào hình dạng gân (gờ) của cốt thép

fud là cường độ chịu kéo của cốt thép có được bằng cách giả thiết rằng hệ số vậtliệu là 1.05

σsp là ứng suất sinh ra do tải trọng thường xuyên

k1f = 0.85 đối với trường hợp lực nén

Sd là lực phần tử khi ứng suất đạt tới fd

σp là ứng suất do tải thường xuyên Được chọn trong bảng VIII.14 và VIII.13

σrd là ứng suất biến thiên thiết kế Được chọn trong bảng VIII.14 và VIII.13

Vì vậy, số lần lặp tương đương N đối với bê tông tương ứng với ứng suất biếnthiên thiết kế σrd trong một nhịp theo phương có ứng suất lớn hơn được biểu diễnnhư sau:

Sồ lần lặp tương đương N tương ứng với moment uốn biến thiên thiết kế Mrd và

Mri được tính như dưới đây:

N=

Trong đó:

k là hằng số mô tả độ biến thiên của đường S – N của cốt thép dùng trong sàn.Xem đồ thị điển hình dưới đây