LUẬN văn tốt NGHIỆP đại học THIẾT kế CẢNG CONTAINER mỹ THỚI tàu 15 000 DWT

Neo tàu

Tải neo tàu được xác định dựa trên điều kiện khai thác với tốc độ gió đạt 20.7 m/s, tương ứng với cấp 8 trong thang Beaufort, và tốc độ dòng chảy trung bình là 0.8 m/s.

Trong điều kiện gió lớn hơn 20.7 m/s, tàu không được buộc neo tại bến mà phải di chuyển ra khu vực tránh bão.

Trình tự tính toán neo tàu được thể hiện dưới sơ đồ sau:

THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER MỸ THỚI – TÀU 15.000 DWT

Tính toán tải trọng do môi trường

Tính toán khả năng chịu lực của dây neo tàu

NO Khả năng chịu của dây neo

Khả năng chịu lực của bích neo >

Lực kéo đứt dây neo

Hình 7.11 – Sơ đồ tính toán neo tàu a) Lực neo do gió

Thành phần ngang và thành phần dọc của lực gió tác động lên tàu được xác định theo các công thức trong mục 42.2 [14]:

F TW tải gió theo phương ngang (kN)

F LW tải gió theo phương dọc (kN)

C TWf hệ số theo phương ngang của phần diện tích mũi tàu

C TWa hệ số theo phương ngang của phần diện tích đuôi tàu

C LW hệ số theo phương dọc

Vận tốc gió thiết kế (V W) tại độ cao 10m trên mực nước biển được lấy là 20.7 m/s cho trường hợp khai thác Các giá trị C TWf, C TWa, và C LW được tra cứu theo bảng 2.4 và 2.6 trong tài liệu [1], áp dụng cho trường hợp tàu đầy hàng và không hàng với hướng gió 30 độ.

Kết quả tính toán được ghi trong bảng sau:

Bảng 7.3 – Kết quả tính toán lực neo do gió

Ngang Đầy tải Vơi tải

Vơi tải b) Lực neo do dòng chảy

Thành phần ngang và thành phần dọc của lực dòng chảy tác động lên tàu được xác định theo các công thức trong mục 42.2 [14]:

F TC (C TCf C TCa ) C CT L BP D v V C 2 10 4

F LC C LC C CL L BP D v V C 2 10 4 tải dòng chảy theo phương ngang (kN) tải dòng chảy theo phương dọc (kN)

C TCf hệ số trượt theo phương ngang của phần diện tích mũi tàu

C TCa hệ số trượt theo phương ngang của phần diện tích đuôi tàu

C CT hệ số điều chỉnh độ sâu nước theo phương ngang

C CL hệ số điều chỉnh độ sâu nước theo phương dọc ρ khối lượng riêng nước biển lấy bằng 1025 (kG/m 3 )

V C vận tốc trung bình của dòng chảy (m/s), lấy bằng 0.8

Các giá trị C TCf , C TCa , C LC tra theo hình 26 [14] cho trường hợp tàu đầy hàng và không hàng với hướng dòng chảy 30 o

Bảng 7.4 – Kết quả tính toán lực neo do dòng chảy

MNTTT Vơi tải c) Tổng lực neo do gió và dòng chảy

Bảng 7.5 – Kết quả tổng hợp lực neo do gió và dòng chảy

Ngang MNCTK Ngang MNTTT Dọc MNCTK Dọc MNTTT d) Phân phối lực ngang do gió và dòng chảy lên bích neo Chọn góc α và tính toán β:

Hình 7.12 – Sơ đồ vị trí các dây neo cho tàu

+ Dây neo 4 và 5 (dây neo mũi/lái) là 45 0 + 5 0 = 50 0

+ Dây neo 1 và 3 (dây neo hông) là 90

+ Dây neo 6 (dây neo giằng chéo) là 10 Tính toán góc β cho 4 trường hợp:

Hình 7.13 – Sơ đồ tính toán góc β

+ Tàu đầy hàng – ngang MNCTK

+ Tàu đầy hàng – ngang MNTTT arctan 12.0 8.7 (3.9 ( 0.89)) 0.38 40 0

1.2 0.6 + Tàu vơi hàng – ngang MNCTK

+ Tàu vơi hàng – ngang MNTTT arctan 12.0 4.9 (3.9 ( 0.89)) 0.38 53 0

Hình 7.14 – Sơ đồ phân bố tải trọng neo tàu trên một bích neo

Theo giả định trong mục 9.2.2 [16], lực ngang tác động lên neo mũi, neo lái và neo hông, trong khi lực dọc ảnh hưởng đến dây neo giằng Do đó, lực phân bố tải trọng sẽ được tính toán theo bảng quy định.

Bảng 7.6 – Bảng tổng hợp lực do gió và dòng chảy

Tại điểm neo của dây 4 và 5:

Bảng 7.7 – Kết quả phân phối lực neo tại dây neo 4 và 5

Tại điểm neo của dây 1 và 3:

Bảng 7.8 – Kết quả phân phối lực neo tại dây neo 1 và 3

Tại điểm neo của dây 6:

Bảng 7.9 – Kết quả phân phối lực neo tại dây neo 6

Kết quả dây neo cho lực căng lớn nhất là 660 (kN) = 66 (T)

Chọn dây neo loại “Survitec megaflex” có đường kính 36mm, lực căng dây tối đa 345 (kN) Từ đó chọn được số dây neo cần thiết là: n 660 345 1.9

Vậy chọn 2 dây neo cho mỗi vị trí điểm neo.

Khoảng cách các bích neo bố trí dọc bến chọn tối đa 20 (m) theo bảng 12.1 [1].

Với lực neo tính toán là 660 kN, nhỏ hơn 2 x 345 kN (690 kN), sức căng của hai dây neo đã chọn, chúng tôi đã chọn loại bích neo “Tee bollard” theo tài liệu [19] trang 6, có khả năng chịu lực 80 T và chiều dài ngàm vào mặt bến là 800mm.

Hình 7.15 – Bích neo bố trí cho bến e) Phân phối lại lực ngang do gió và dòng chảy

Dựa vào lực chịu kéo tối đa của bích neo là 800 kN, cần phân phối lực do gió và dòng chảy để khai thác tối đa khả năng của bích neo Áp dụng các công thức từ Bảng 7.6, ta có thể rút ra được công thức phù hợp.

Kết quả tính toán phân phối lại lực ngang lên bích neo được ghi trong các bảng sau:

Bảng 7.10 – Kết quả phân phối lại lực ngang tại dây neo 4 và 5

Bảng 7.11 – Kết quả phân phối lại lực ngang tại dây neo 1 và 3

Tải trọng do hàng hóa và các phương tiện vận chuyển

Tải trọng do hàng hóa

Tải trọng hàng hóa và thiết bị hoạt động trên bến, ngoại trừ cần trục bốc xếp hàng, được quy định dựa trên tải trọng phân bố đều trên bến.

Khu vực mép bến sau và trước là 10 kN/m 2

Phạm vi ray cần trục không chịu tác động của hoạt tải, tuy nhiên, để đảm bảo an toàn và thuận tiện cho việc tính toán, toàn bộ khu vực còn lại trên bến được quy định là 55 kN/m² (theo mục 44.3 [14]).

Tải trọng do xe đầu kéo

Tải trọng tác động của xe đầu kéo được coi là tải phân bố đều với giá trị q < 55 T/m² Khi hàng hóa được đặt trên bến, xe ô tô sẽ không di chuyển qua khu vực có hàng hóa, do đó tải trọng của ô tô trong tổ hợp sẽ không được tính vào, vì nó đã nằm trong trường hợp tải hàng hóa.

Kí hiệu các loại tải trọng

Quy ước các kí hiệu tải trọng và trường hợp tải trọng được thể hiện trong bảng sau:

Bảng 8.1 – Kí hiệu các loại tải trọng và số trường hợp tải

Loại tải Tĩnh tải Hàng hóa, oto Cần trục Dòng chảy Va

Tổ hợp tải trọng

Tổ hợp tải trọng trong điều kiện thường

Tổ hợp tải trọng bao gồm tổ hợp tải trọng cho trạng thái tới hạn (ULS) và trạng thái làm việc (SLS), được áp dụng theo phụ lục A [20].

1 Tổ hợp dài hạn và ngắn hạn

Trạng thái làm việc (SLS)

Hình 8.1 – Sơ đồ các trường hợp tổ hợp tính toán

Công thức áp dụng cho các trường hợp tổ hợp được cho trong bảng sau:

Bảng 8.2 – Trường hợp tổ hợp tính toán

Trạng thái tới hạn (ULS)

Trạng thái làm việc (SLS)

Q k,1 tải trọng ngắn hạn chính

Q k, i tải trọng ngắn hạn thêm vào

Bảng 8.3 – Hệ số tổ hợp γ

Hàng hóa, oto Cần trục Dòng chảy Va

Bảng 8.4 – Hệ số tổ hợp ψ

Loại tải Hàng hóa, oto Cần trục Dòng chảy Va

NeoChú ý, “set B” dùng cho tính toán các kết cấu bên trên và “set C” dùng cho tính toán cọc.

Bảng 8.5 – Tổ hợp tải trọng trường hợp bất lợi set B

Bảng 8.6 – Tổ hợp tải trọng trường hợp có lợi set B

Bảng 8.7 – Tổ hợp tải trọng trường hợp set C

Bảng 8.8 – Tổ hợp tải trọng trường hợp “characteristic”

Bảng 8.9 – Tổ hợp tải trọng trường hợp “quasi – permanent”

Vậy tổng số tổ hợp tải cần xét đến trong tính toán là:

Trạng thái tới hạn (ULS) gồm 1410 trường hợp.

Trạng thái làm việc (SLS) gồm 480 trường hợp.

Tổ hợp tải trọng xét đến động đất

Bảng 8.10 – Tổ hợp tải trọng trường hợp động đất

STT12Như vậy, trong trường hợp xét tải động đất số tổ hợp tải cần xét là 2 tổ hợp.

GIẢI TĨNH LỰC KẾT CẤU

Khai báo các trường hợp tải trọng trong SAP2000

Tải hàng hóa

a) Tải phân bố đều khắp các ô

Hình 9.1 – Tải hàng hóa U1 b) Tải phân bố cách dãy theo phương ngang

Hình 9.2 – Tải hàng hóa U2 và U3 c) Tải phân bố liền dãy theo phương ngang

Hình 9.3 – Tải hàng hóa U4 và U5 d) Tải phân bố cách dãy theo phương dọc

Hình 9.4 – Tải hàng hóa U6 và U7 e) Tải phân bố liền dãy theo phương dọc

Hình 9.5 – Tải hàng hóa U8, U9 và U10

Như vậy tải trọng do hàng hóa gồm tất cả 10 trường hợp ứng với U i (i từ 1 đến 10), được gán vào phần mềm như sau:

Assign > Area Loads > Uniform (Shell)

Hình 9.7 – Gán giá trị tải hàng hóa tại giữa bến

Các trường hợp tải còn lại được thực hiện tương tự như trên.

Tải cần trục

Tải cần trục được mô hình trong SAP2000 là tải trọng di động Các bước gán được thể hiện bên dưới:

Khai báo dữ liệu làn cần trục:

Nhập LANE1 gồm các phần tử dầm từ 331 đến 345, LANE2 từ 286 đến 300.

Với LANE1, LANE2 theo thứ tự là dầm cần trục trước và sau.

Hình 9.8 – Khai báo dữ liệu làn xe trên dầm cần trục trước

Khai báo thiết bị và tải trọng:

Hình 9.10 – Tải trọng 1 cần trục tác dụng lên ray trước

Hình 9.11 – Tải trọng của 1 cần trục tác dụng lên ray sau

Vì bến thiết kế có đồng thời hai cần trục chạy trên bến nên sẽ khai báo thêm cần trục thứ 2 tương tự như cần trục thứ nhất.

Hình 9.12 – Tổng số thiết bị khai báo trong đó:

C1 tải trọng cần trục thứ nhất tác dụng lên ray trước

C2 tải trọng cần trục thứ nhất tác dụng lên ray sau

C11 tải trọng cần trục thứ hai tác dụng lên ray trước

C21 tải trọng cần trục thứ hai tác dụng lên ray sau

Khai báo nhóm tải trọng:

+ Define > Moving Loads > Vehicle Classes

Hình 9.14 – Nhóm tải trọng tác dụng lên ray sau

Hình 9.15 – Các nhóm tải trọng trên ray trước và ray sau

Khai báo các trường hợp tải trọng:

+ Chú ý: gán VECL1, VECL2 cho LANE1 và LANE 2 theo thứ tự.

Hình 9.16 – Gán nhóm tải trọng ray trước cho làn 1

Hình 9.17 – Gán nhóm tải trọng ray sau cho làn 2 9.1.3

Chọn tất cả các cọc

Hình 9.18 – Gán giá trị lực do dòng chảy

Lực va được gán vào điểm bất lợi nhất khi va tàu.

Hình 9.20 – Lực va tàu trong mô hình 9.1.5 Lực neo tàu

Lực neo tàu được xác định qua ba trường hợp tại điểm neo có điều kiện bất lợi nhất, cách tâm ray cần trục về phía sông một đoạn 600mm.

Bảng 9.1 – Các trường hợp lực neo gán trong mô hình

Hình 9.22 – Gán giá trị lực neo tàu

Các trường hợp M2, M3 được gán tương tự theo giá trị đã tính toán.

Khai báo khối lượng tham dao động

+ Define > Mass Source > Modify Mass Source

Hình 9.23 – Khai báo mass source

Khi sử dụng tùy chọn “Element Self Mass and Additional Mass”, hãy lưu ý rằng chỉ nên chọn khi bạn chỉ quan tâm đến khối lượng bản thân của kết cấu Nếu bạn chọn cả hai tùy chọn, khối lượng bản thân sẽ bị “nhân đôi”, dẫn đến kết quả không chính xác.

Khai báo phổ phản ứng (response spectrum function):

+ Trong bảng khai báo phổ phản ứng điền đầy đủ các thông số trong mục 6.4

Hình 9.24 – Khai báo phổ phản ứng trong SAP2000

Khai báo trường hợp tải trọng động:

+ Define > Load Cases > Add New Load Case

Hình 9.25 – Khai báo trường hợp tải trọng động theo phương X

Hình 9.26 – Khai báo trường hợp tải trọng động theo phương Y

+ Với số lượng mode lớn nhất là 3.

Khai báo tải động đất:

+ Loại trường hợp tải (load case type): Response Spectrum

+ Use modes from this modal load case: MODELX

+ Scale factor: 9.81 (đổi đơn vị sang m)

Hình 9.27 – Khai báo tải động đất theo phương X

+ Khai báo tải E2 tương tự E1 với thay đổi U1, MODELX bằng U2, MODELY theo thứ tự

Hình 9.29 – Khai báo tổ hợp động đất 1

Khai báo tổ hợp bao nội lực:

Hình 9.31 – Khai báo tổ hợp bao trường hợp động đất Chú ý:

Dạng dao động 1 gây ra lực lớn nhất cho kết cấu vì chu kì dao động là lớn nhất.

Có 3 dạng dao động riêng cơ bản của công trình được cho như hình sau: trong đó dạng

Dạng console là loại hình dễ xảy ra nhất trong các công trình, trong khi các dạng tiếp theo thường khó xảy ra hơn Ba chế độ đầu tiên đều thuộc dạng 1, cụ thể là dạng dao động con lắc ngược.

+ 3 mode tiếp theo có dạng 2.

+ 3 mode tiếp theo nữa có dạng 4 (tổ hợp tuyến tính của 3 dạng 1, 2 và 3).

Lực va tàu

Lực neo tàu

Lực neo tàu được xác định qua ba trường hợp tại điểm neo có điều kiện bất lợi nhất, cách tâm ray cần trục về phía sông một khoảng 600mm.

Tải động đất

Khi sử dụng phần mềm, hãy chú ý chỉ chọn "Element Self Mass and Additional Mass" nếu bạn chỉ quan tâm đến khối lượng bản thân của kết cấu Nếu bạn chọn cả hai tùy chọn, khối lượng bản thân sẽ bị "nhân đôi", dẫn đến kết quả không chính xác.

Dạng console là loại phổ biến nhất trong các công trình, trong khi các dạng tiếp theo ít xảy ra hơn Ba chế độ đầu tiên thuộc dạng 1, tương ứng với dao động con lắc ngược.

Nội lực và chuyển vị trong điều kiện không xét động đất

Phương án 1

Bảng 9.2 – Kết quả tính toán phương án 1

Thỏa mãn điều kiện chuyển vị tại đầu cọc 60.8mm < 66.7mm.

Cọc chịu uốn nén đồng thời đạt hiệu suất tối ưu lên đến 93% cho cọc D700 – 12mm và 98% cho cọc D1000, đảm bảo khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời một cách hiệu quả.

Khả năng chịu tải theo phương đứng đạt 94%.

Cọc không xuất hiện lực kéo.

Tổng khối lượng thép sử dụng 881T.

Phương án 2

Thỏa mãn điều kiện chuyển vị tại đầu cọc 25.9 < 65.7.

Thỏa mãn khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời Trong đó cọc chịu uốn nén đồng thời được tối ưu đến 98% cho cọc D700 – 10mm.

Phương án 3

Cọc D700 và D1000 thể hiện khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời, với mức tối ưu lần lượt đạt 91% và 83% Ngoài ra, khả năng chịu tải theo phương đứng của các cọc này đạt 66%.

Tổng khối lượng bê tông cọc sử dụng 2217T.

Phương án 4

Thỏa mãn khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời Trong đó chịu uốn nén đồng thời được tối ưu đến 96% cho cọc D700.

So sánh các phương án trong điều kiện không xét động đất

Hình 9.33 – Biểu đồ so sánh chuyển vị lớn nhất

Cọc thẳng (PA1 và PA3) tạo ra chuyển vị lớn hơn so với cọc xiên (PA2 và PA4), trong khi cọc xiên lại tăng cường độ cứng của kết cấu nhằm hạn chế chuyển vị Bên cạnh đó, tổng khối lượng và chi phí của các loại cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng.

Biểu đồ so sánh khối lượng và chi phí cọc cho thấy đơn giá cọc ống thép là 12 triệu đồng mỗi tấn, trong khi đó, cọc ống bê tông dự ứng lực có mức giá sơ bộ khác.

Cọc ống bê tông dự ứng lực: 2 triệu đồng / Tấn

(Nguồn tham khảo: www.alibaba.com)

Khối lượng cọc bê tông lớn hơn cọc thép có thể ảnh hưởng đến khả năng chịu động đất của công trình Cụ thể, khối lượng càng lớn sẽ làm tăng lực ngang do động đất tác động lên công trình, điều này cần được xem xét kỹ lưỡng trong thiết kế.

Bảng 9.6 – So sánh nội lực và khả năng chịu tải cọc

Biểu đồ so sánh nội lực và sức chịu tải thiết kế cọc giữa phương án 1 và 3:

Hình 9.35 – Biểu đồ so sánh sức chịu tải và lực dọc của cọc PA1 và PA3

Lực dọc trong hai phương án 1 và 3 không chênh lệch lớn (3135.9kN và 3194.1kN của cọc D700) và (4665.3kN và 4948kN của cọc D1000).

Trong khi đó sức chịu tải cọc theo cường độ đất nền cọc ống BTDUL (PA3) là

4410.1kN và 7540kN lớn hơn nhiều so với cọc ống thép (PA1) là 3155.5kN và

Hình 9.36 – Biểu đồ so sánh momen cọc PA1 và PA3

Thiết kế cảng container Mỹ Thới với tàu 15.000 DWT cho thấy rằng PA1 (cọc ống thép) có khả năng chịu momen lớn hơn so với PA3 (cọc ống BTDUL) Mặc dù vậy, momen lớn nhất xuất hiện trong cọc của hai phương án này lại xấp xỉ bằng nhau Biểu đồ so sánh nội lực và sức chịu tải thiết kế cọc giữa phương án 2 và 4 cũng cho thấy những khác biệt rõ rệt trong hiệu suất của từng phương án.

Lực dọc giữa hai phương án chỉ chênh lệch nhẹ (2966.1kN và 3126.6kN) Tuy nhiên, sức chịu tải của cọc ống BTDUL (PA4) theo cường độ đất nền lại cao hơn đáng kể so với cọc ống thép (PA2).

Hình 9.38 – Biểu đồ so sánh momen cọc PA2 và PA4 Đối với PA2 (cọc ống thép) chịu được momen lớn hơn so với PA4 (cọc ống BTDUL).

Biểu đồ so sánh khả năng tối ưu chịu tải theo phương đứng cho thấy rằng phương án cọc ống thép (PA1 + PA2) có khả năng chịu tải cao hơn 90% so với phương án cọc ống bê tông DUL (PA3 + PA4) Nguyên nhân là do cọc bê tông DUL phải được cắm vào lớp đất tốt khoảng 1m, trong khi bên trên lớp đất tốt là lớp đất yếu.

Vì vậy, trong PA1 và PA2 chiều dài cọc được tiết kiệm (theo sức chịu tải đất nền) so với PA3 và PA4.

Khi không xét ảnh hưởng của động đất thì phương án tối ưu là phương án 3:

+ Đảm bảo thỏa mãn các điều kiện về chịu lực, chuyển vị.

+ Giá thành hệ cọc rẻ hơn so với các phương án còn lại.

Thi công đóng cọc trở nên dễ dàng hơn vì không cần phải đóng cọc xiên, giúp tiết kiệm chi phí thuê tàu đóng cọc xiên so với tàu đóng cọc thẳng.

+ Phương án 4 gồm cọc xiên và chi phí cọc lớn hơn.

Phương án cọc ống thép (PA1 + PA2) có khả năng chịu lực cao, tuy nhiên, khi áp dụng trong trường hợp này, hiệu quả kinh tế không đạt yêu cầu, dẫn đến lãng phí.

Nội lực và chuyển vị trong điều kiện động đất

Phương án 1

Bảng 9.7 – Kết quả tính toán trường hợp động đất phương án 1

Từ bảng tính toán rút ra một số nhận xét sau:

Nếu xét thêm điều kiện động đất, lực nén trong cọc giảm từ 3135.9kN xuống

1361.5kN (cọc D700) và từ 4665.3kN xuống 2140.5kN (cọc D1000).

Momen trong cọc giảm 20% và tăng 4% cho cọc D700 và D1000 theo thứ tự.

Phương án 2

Bảng 9.8 – Kết quả tính toán trường hợp động đất cọc xiên 1:10

Momen trong cọc tăng khoảng 10% vẫn đảm bảo khả năng chịu uốn và nén, nhưng có thể ảnh hưởng lớn đến liên kết cọc Do đó, việc thiết kế liên kết cọc cần phải đảm bảo khả năng chịu lực trong điều kiện động đất.

Kết cấu không thỏa mãn điều kiện chuyển vị 69.5mm > 65.7mm, chuyển vị đầu cọc tăng khoảng 178%.

Tăng độ xiên cọc dưới dầm cần trục từ 1:10 thành 1:6.

Kết cấu đảm bảo khả năng làm việc của cọc (chuyển vị 63.2mm < 65.7mm).

Khả năng tối ưu điều kiện nén uốn đồng thời tăng lên 92% so với 71% (trường hợp cọc xiên 1:10).

Phương án 3

Cọc không thỏa mãn điều kiện chịu uốn nén đồng thời, điều kiện chuyển vị đầu cọc và điều kiện momen uốn nứt (D1000).

Momen cọc tăng 7% và 13% cho cọc D700 và D1000 theo thứ tự.

Cần chú ý thiết kế liên kết cọc khi momen tăng.

Phương án 4

Cọc không thỏa mãn điều kiện chịu uốn nén đồng thời (1.23 > 1.0) và điều kiện chuyển vị đầu cọc.

Cọc chịu kéo với P max = 322 kN < Q ta = 1493.3 kN

(thỏa) Momen cọc tăng 73% (từ

Cần chú ý thiết kế liên kết cọc khi momen tăng và xuất hiện lực kéo.

Sơ đồ so sánh trường hợp thường và xét động đất:

Bảng 9.12 – Kết quả tính toán trường hợp động đất cọc xiên 1:6 Định nghĩa Đường kính ngoài

Bề dày thành cọc Sức chịu tải theo cường độ đất nền

Sức chịu tải theo vật liệu cọc

Momen uốn nứt cọc Momen uốn lớn nhất Sức chịu tải cọc lớn nhất

= Lực dọc gây uốn nén đồng thời

Momen gây uốn nén đồng thời

Tiết diện ngang cọc Momen kháng uốn cọc Cường độ tiêu chuẩn chịu nén bê tông cọc

Hệ số độ tin cậy vật liệu

Cường độ tính toán chịu nén bê tông cọc

Hệ số điều kiện làm việc

Kiểm tra nén uốn đồng thời

Kiểm tra sức chịu tải theo cường độ

Kiểm tra sức chịu tải theo vật liệu

Kiểm tra momen uốn nứt cọc

Chuyển vị đầu cọc lớn nhất

Chuyển vị đầu cọc cho phép

Số cọc Tổng sức chịu tải cọc Tổng sức chịu tải tính toán

Trọng lượng theo phương đứng

Kiểm tra chịu tải theo phương đứng

Q a x n cọc Σ(Q a x n coc ) / 1.5 ΣG vi ΣG vi / Σ(Q a x n coc ) l cọc

Tổng thể tích cọc sử dụng

Trọng lượng cọc BT sử dụng ΣV coc

Chuyển vị đầu cọc có giảm từ 86.1 xuống 79.4 nhưng vẫn chưa đảm bảo điều kiện chuyển vị cho phép là 67.2mm.

Cọc không thỏa mãn điều kiện chịu uốn nén đồng thời (1.16 > 1.0).

So sánh nội lực và chuyển vị trong điều kiện thường so với động đất

Bảng 9.13 – So sánh chuyển vị trong điều kiện xét động đất và ngược lại

Hình 9.40 – Biểu đồ so sánh chuyển vị trong điều kiện động đất và ngược lại

Khi công trình phải chịu tác động của động đất, độ lớn của bốn phương án đều vượt quá giá trị chuyển vị giới hạn của kết cấu, trong khi trong điều kiện bình thường, các yêu cầu về chuyển vị luôn được đáp ứng Ngoài ra, lực dọc lớn nhất trong cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng.

Hình 9.41 – Biểu đồ so sánh lực dọc trong điều kiện động đất và ngược lại

Lực dọc của cọc trong khi động đất luôn giảm so với điều kiện thường do lực động đất được tạo ra do các dao động có chu kì.

THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER MỸ THỚI – TÀU 15.000 DWT c) Momen lớn nhất trong cọc

Hình 9.42 – Biểu đồ so sánh momen trong điều kiện động đất và ngược lại

Momen uốn trong cọc đa số đều tăng không nhiều so với điều kiện thường.

Hình 9.43 – Biểu đồ so sánh khả năng chịu lực cọc trong điều kiện động đất và ngược lại

Dựa trên giá trị giới hạn về khả năng chịu nén uốn của cọc, biểu đồ cho thấy rằng trong điều kiện động đất, cọc BT DUL tại PA3 và PA4 không đáp ứng tiêu chuẩn yêu cầu.

Kết quả nội lực phương án chọn thiết kế

Sau khi lựa chọn phương án tối ưu, tổ hợp nội lực "set B" được áp dụng vào mô hình phương án 2 để xuất ra các kết quả nội lực cần thiết cho việc thiết kế và tính toán các cấu kiện của kết cấu "cầu tàu".

Hình 9.44 – Momen nội lực hệ dầm cầu tàu

Hình 9.46 – Momen M11 theo phương uốn ngang cầu tàu

Hình 9.47 – Momen M22 theo phương uốn dọc cầu tàu

Bảng 9.14 – Kết quả tổng hợp nội lực hệ dầm cầu tàu không xét động đất

Dầm dọc ray cần trục

Dầm dọc ngoài ray cần trục

M max , M min lần lượt là momen căng thớ dưới và momen căng thớ trên của cấu kiện.

Bảng 9.15 – Kết quả tổng hợp nội lực hệ dầm cầu tàu xét động đất

Dầm ngang Dầm dọc ray cần trục Dầm dọc ngoài ray cần trục

Bảng 9.16 – Kết quả tổng hợp nội lực hệ sàn cầu tàu không xét động đất

M11, M22 lần lượt là momen uốn theo trục ngang bến và momen uốn trục dọc bến.

Bảng 9.17 – Kết quả tổng hợp nội lực hệ sàn cầu tàu xét động đất

Hình 9.48 – Biểu đồ so sánh momen điều kiện thường và động đất

Từ các biểu đồ trên rút ra nhận xét:

Khi công trình chịu động đất, hệ kết cấu bên trên của bến cầu tàu (sàn, dầm) không chịu ảnh hưởng đáng kể.

THIẾT KẾ CÁC CẤU KIỆN

Giới thiệu

Chương này trình bày các tính toán chi tiết cho các cấu kiện cơ bản trong kết cấu công trình, dựa trên phương án tối ưu đã được lựa chọn, cụ thể là PHƯƠNG ÁN 2.

Đặc trưng vật liệu

Theo bảng 1 mục 4.1 [21], các kết cấu thường xuyên hoạt động trong vùng nước lên xuống cần sử dụng bê tông có mác 400 kg/cm², cốt thép chịu lực loại CII và CI, và lớp bê tông bảo vệ phải có độ dày tối thiểu là 70mm.

Vật liệu sử dụng để thiết kế bến như sau:

Bảng 10.1 – Đặc trưng vật liệu kết cấu bên trên

Tính cốt thép dầm ngang (B x H = 1500 x 1600mm)

Cốt dọc

8.2.2 Tổ hợp tải trọng xét đến động đất

9.1 Khai báo các trường hợp tải trọng trong SAP2000

9.1.1 Tải hàng hóa a) Tải phân bố đều khắp các ô

Lực neo tàu được xác định dựa trên ba trường hợp tại điểm neo bất lợi nhất, cách tâm ray cần trục 600mm về phía sông, như minh họa trong hình dưới đây.

Khi sử dụng phần mềm, hãy lưu ý chỉ chọn “Element Self Mass and Additional Mass” nếu bạn chỉ quan tâm đến khối lượng bản thân của kết cấu Việc chọn cả hai tùy chọn sẽ dẫn đến việc khối lượng bản thân bị “nhân đôi”.

Dạng console là dạng phổ biến nhất trong các công trình, dễ xảy ra nhất, trong khi các dạng tiếp theo hiếm gặp hơn Ba chế độ đầu tiên thuộc dạng 1, được đặc trưng bởi dao động con lắc ngược.

9.2 Nội lực và chuyển vị trong điều kiện không xét động đất

Cọc được thiết kế để đáp ứng yêu cầu chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời, với hiệu suất tối ưu đạt 93% cho cọc D700 – 12mm và 98% cho cọc D1000.

Cọc D700 và D1000 có khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời, trong đó khả năng chịu uốn nén đồng thời được tối ưu lần lượt đạt 91% và 83% Đồng thời, khả năng chịu tải theo phương đứng của các cọc này đạt 66%.

9.2.5 So sánh các phương án trong điều kiện không xét động đất a) Chuyển vị lớn nhất

Cọc thẳng (PA1 và PA3) tạo ra chuyển vị lớn hơn so với cọc xiên (PA2 và PA4), trong khi cọc xiên lại giúp tăng cường độ cứng của kết cấu, từ đó hạn chế chuyển vị Bên cạnh đó, tổng khối lượng và chi phí của các loại cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng.

Biểu đồ so sánh khối lượng và chi phí cọc cho thấy đơn giá cọc ống thép là 12 triệu đồng mỗi tấn, trong khi cọc ống bê tông dự ứng lực cũng được tính toán sơ bộ.

Khối lượng cọc bê tông lớn hơn cọc thép có thể ảnh hưởng đến khả năng chịu động đất của công trình Cụ thể, khối lượng càng lớn sẽ làm tăng lực ngang do động đất tác động lên công trình, từ đó cần xem xét kỹ lưỡng trong thiết kế và thi công.

Thiết kế cảng container Mỹ Thới cho tàu 15.000 DWT cho thấy rằng PA1 (cọc ống thép) có khả năng chịu momen lớn hơn so với PA3 (cọc ống BTDUL) Mặc dù vậy, momen lớn nhất xuất hiện trong cọc của hai phương án này lại xấp xỉ bằng nhau Biểu đồ so sánh nội lực và sức chịu tải thiết kế cọc giữa phương án 2 và 4 cũng đã được phân tích để làm rõ sự khác biệt giữa các phương án.

Lực dọc giữa hai phương án chỉ chênh lệch nhẹ, với giá trị lần lượt là 2966.1kN và 3126.6kN Tuy nhiên, sức chịu tải của cọc ống BTDUL (PA4) theo cường độ đất nền vượt trội hơn so với cọc ống thép (PA2).

Biểu đồ so sánh khả năng tối ưu chịu tải theo phương đứng cho thấy rằng phương án cọc ống thép (PA1 + PA2) có khả năng chịu tải cao hơn 90% so với phương án cọc ống bê tông DUL (PA3 + PA4) Nguyên nhân là do cọc bê tông DUL cần phải cắm vào lớp đất tốt khoảng 1m, trong khi lớp đất phía trên lại yếu hơn.

Thi công đóng cọc trở nên dễ dàng hơn vì không cần đóng cọc xiên, giúp tiết kiệm chi phí thuê tàu đóng cọc xiên so với tàu đóng cọc thẳng.

Phương án cọc ống thép (PA1 + PA2) có khả năng chịu lực cao, tuy nhiên, nếu áp dụng trong trường hợp này, hiệu quả kinh tế sẽ không cao, dẫn đến lãng phí.

9.3 Nội lực và chuyển vị trong điều kiện động đất

Momen trong cọc tăng khoảng 10% vẫn đảm bảo điều kiện chịu uốn, nén cọc, tuy nhiên nó có thể gây ảnh hưởng lớn đến liên kết cọc Do đó, việc thiết kế liên kết cọc chịu được động đất là rất cần thiết.

9.3.5 So sánh nội lực và chuyển vị trong điều kiện thường so với động đất a) Chuyển vị lớn nhất

Khi công trình phải chịu tác động của động đất, độ lớn của bốn phương án đều vượt quá giá trị chuyển vị giới hạn của kết cấu, trong khi trong điều kiện bình thường, các yêu cầu về chuyển vị luôn được đảm bảo Đồng thời, lực dọc lớn nhất trong cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng để đảm bảo tính ổn định và an toàn của công trình.

Tính cốt thép dầm dọc cần trục (B x H = 1400 x 1600mm)

Cốt dọc

Lực neo tàu được xác định trong ba trường hợp, được áp dụng tại điểm neo có điều kiện bất lợi nhất, cách tâm ray cần trục về phía sông 600mm.

Khi sử dụng tính năng "Element Self Mass and Additional Mass", cần lưu ý rằng chỉ nên chọn tùy chọn này khi bạn chỉ quan tâm đến khối lượng bản thân của kết cấu Nếu bạn chọn cả hai tùy chọn, khối lượng bản thân sẽ bị “nhân đôi”, dẫn đến kết quả không chính xác.

Dạng console là loại dễ gặp nhất trong các công trình, trong khi các dạng tiếp theo thường khó xảy ra Ba chế độ đầu tiên thuộc dạng 1, cụ thể là dạng dao động con lắc ngược.

Cọc chịu uốn nén đồng thời đạt hiệu suất tối ưu lên đến 93% cho cọc D700 – 12mm và 98% cho cọc D1000, đáp ứng tốt khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời.

Cọc D700 và D1000 có khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời, với hiệu suất tối ưu lần lượt đạt 91% và 83% Ngoài ra, khả năng chịu tải theo phương đứng của các cọc này đạt 66%.

Cọc thẳng (PA1 và PA3) tạo ra chuyển vị lớn hơn cho công trình so với cọc xiên (PA2 và PA4), trong khi cọc xiên lại tăng cường độ cứng của kết cấu, giúp hạn chế chuyển vị Bên cạnh đó, tổng khối lượng và chi phí của các loại cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng.

Biểu đồ so sánh khối lượng và chi phí cọc cho thấy đơn giá cọc ống thép là 12 triệu đồng mỗi tấn, trong khi cọc ống bê tông dự ứng lực có mức giá sơ bộ khác.

Khối lượng cọc bê tông lớn hơn nhiều so với cọc thép, điều này có thể ảnh hưởng đến khả năng chịu động đất của công trình Càng nhiều khối lượng, lực ngang động đất tác động lên công trình càng tăng, do đó cần xem xét kỹ lưỡng trong thiết kế để đảm bảo an toàn.

Thiết kế cảng container Mỹ Thới với tàu 15.000 DWT cho thấy rằng PA1 (cọc ống thép) có khả năng chịu được momen lớn hơn so với PA3 (cọc ống BTDUL) Mặc dù vậy, momen lớn nhất xuất hiện trong cọc của hai phương án này gần như tương đương Biểu đồ so sánh nội lực và sức chịu tải thiết kế cọc giữa phương án 2 và 4 cung cấp cái nhìn rõ ràng về sự khác biệt này.

Lực dọc giữa hai phương án chỉ chênh lệch nhẹ, với giá trị lần lượt là 2966.1 kN và 3126.6 kN Tuy nhiên, sức chịu tải của cọc ống BTDUL (PA4) theo cường độ đất nền vượt trội hơn so với cọc ống thép (PA2).

Biểu đồ so sánh khả năng tối ưu chịu tải theo phương đứng cho thấy rằng phương án cọc ống thép (PA1 + PA2) có khả năng chịu tải vượt trội, đạt trên 90%, so với phương án cọc ống bê tông DUL (PA3 + PA4) Nguyên nhân là do cọc bê tông DUL cần phải cắm vào lớp đất tốt khoảng 1m, trong khi lớp đất phía trên lại yếu.

Việc thi công đóng cọc trở nên dễ dàng hơn và tiết kiệm chi phí hơn nhờ không cần phải đóng cọc xiên, giúp giảm chi phí thuê tàu đóng cọc xiên so với tàu đóng cọc thẳng.

Momen trong cọc tăng khoảng 10% vẫn đảm bảo khả năng chịu uốn và nén, tuy nhiên, điều này có thể ảnh hưởng lớn đến liên kết cọc Do đó, việc thiết kế liên kết cọc để chịu được động đất là rất cần thiết.

Khi công trình chịu tác động của động đất, độ lớn của bốn phương án đều vượt quá giá trị chuyển vị giới hạn của kết cấu, trong khi trong điều kiện bình thường, các yêu cầu về chuyển vị luôn được đảm bảo Điều này dẫn đến lực dọc lớn nhất trong cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng để đảm bảo tính an toàn và ổn định của công trình.

Kiểm tra sự hình thành khe nứt thẳng góc

Lực neo tàu được xác định qua ba trường hợp tại điểm neo có điều kiện bất lợi nhất, cách tâm ray cần trục 600mm về phía sông, như hình minh họa bên dưới.

Khi sử dụng phần mềm, hãy chú ý chỉ chọn “Element Self Mass and Additional Mass” nếu bạn chỉ quan tâm đến khối lượng bản thân của kết cấu Nếu bạn chọn cả hai tùy chọn, khối lượng bản thân sẽ bị “nhân đôi”, dẫn đến kết quả không chính xác.

Dạng console là dạng dễ xảy ra nhất trong các công trình, trong khi các dạng tiếp theo thường khó xảy ra hơn Ba mode đầu tiên thuộc dạng 1, cụ thể là dạng dao động con lắc ngược.

Cọc chịu uốn nén đồng thời đạt hiệu suất tối ưu lên đến 93% cho cọc D700 – 12mm và 98% cho cọc D1000, thỏa mãn khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời.

Cọc D700 và cọc D1000 có khả năng chịu nén, chịu uốn và chịu uốn nén đồng thời, trong đó khả năng chịu uốn nén đồng thời được tối ưu lên đến 91% và 83% tương ứng Ngoài ra, khả năng chịu tải theo phương đứng đạt 66%.

Cọc thẳng (PA1 và PA3) tạo ra chuyển vị lớn hơn so với cọc xiên (PA2 và PA4), trong khi cọc xiên lại góp phần tăng cường độ cứng của kết cấu, giúp hạn chế chuyển vị Bên cạnh đó, tổng khối lượng và chi phí của cọc cũng là yếu tố quan trọng cần xem xét trong quá trình thiết kế.

Biểu đồ so sánh khối lượng và chi phí cọc cho thấy đơn giá cọc ống thép là 12 triệu đồng mỗi tấn, trong khi cọc ống bê tông dự ứng lực có giá trị sơ bộ khác.

Khối lượng cọc bê tông lớn hơn cọc thép có thể ảnh hưởng đến khả năng chịu động đất, vì khối lượng càng lớn sẽ làm tăng lực ngang động đất tác động lên công trình.

Thiết kế cảng container Mỹ Thới cho tàu 15.000 DWT cho thấy rằng PA1 (cọc ống thép) có khả năng chịu momen lớn hơn so với PA3 (cọc ống BTDUL) Mặc dù vậy, momen lớn nhất xuất hiện trong cọc của hai phương án này gần như tương đương Biểu đồ so sánh nội lực và sức chịu tải thiết kế cọc giữa phương án 2 và 4 cũng đã được phân tích để làm rõ điều này.

Lực dọc giữa hai phương án chỉ chênh lệch nhẹ, với giá trị lần lượt là 2966.1kN và 3126.6kN Tuy nhiên, sức chịu tải của cọc ống BTDUL (PA4) theo cường độ đất nền vượt trội hơn so với cọc ống thép (PA2).

Biểu đồ so sánh khả năng tối ưu chịu tải theo phương đứng cho thấy rằng phương án cọc ống thép (PA1 + PA2) có khả năng chịu tải trên 90%, vượt trội hơn hẳn so với phương án cọc ống bê tông DUL (PA3 + PA4) Nguyên nhân là do cọc bê tông DUL cần phải cắm vào lớp đất tốt khoảng 1m, trong khi lớp đất phía trên lại là lớp đất yếu.

Thi công đóng cọc trở nên dễ dàng hơn vì không cần phải đóng cọc xiên, giúp tiết kiệm chi phí thuê tàu đóng cọc xiên so với tàu đóng cọc thẳng.

Momen trong cọc tăng khoảng 10% vẫn đảm bảo khả năng chịu uốn và nén của cọc; tuy nhiên, điều này có thể gây ảnh hưởng lớn đến liên kết cọc Do đó, việc thiết kế liên kết cọc cần được thực hiện để chịu được tác động của động đất.

Khi công trình chịu tác động của động đất, độ lớn của bốn phương án đều vượt quá giá trị chuyển vị giới hạn của kết cấu, trong khi trong điều kiện bình thường, yêu cầu về chuyển vị luôn được đáp ứng Đồng thời, lực dọc lớn nhất trong cọc cũng cần được xem xét kỹ lưỡng.

Tính toán bề rộng vết nứt

Theo mục 7.2.2 [23], bề rộng vết nứt được tính toán với sơ đồ bên dưới: σs = M c / ( As x Z) trong đó: ν

Hình 10.6 trình bày sơ đồ tính toán nứt cho các cấu kiện chịu uốn hình chữ nhật, trong đó hệ số đặc trưng đàn hồi dẻo của bê tông vùng nén được xác định là 0.15 cho tải dài hạn và 0.45 cho tải ngắn hạn.

Thiết kế cảng container Mỹ Thới được thực hiện cho tàu có trọng tải 15.000 DWT Trong đó, hàm lượng cốt thép của tiết diện δ được xác định bằng 1.0 cho các cấu kiện chịu uốn Hệ số φ được lấy là 1.75 cho tải trọng dài hạn và 1.0 cho tải trọng ngắn hạn Hệ số η bề mặt cốt thép cũng được xác định là 1.0, áp dụng cho thép gân với đường kính cốt thép chịu kéo.

Theo bảng 18, bề rộng vết nứt tính toán cần phải đáp ứng các điều kiện sau: a crc1 là bề rộng khe nứt ngắn hạn do tác động của toàn bộ tải trọng, a crc1t là bề rộng khe nứt do tác động ngắn hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời, trong khi a crc2 là bề rộng khe nứt do tác động dài hạn của tải trọng thường xuyên và tạm thời dài hạn.

193 Vậy, hệ dầm thỏa điều kiện mở rộng vết nứt.

Bảng 10.7 – Kết quả tính toán bề rộng vết nứt hệ dầm cầu tàu T H IẾ T K Ế C Ả N G C O N TA IN E R M Ỹ T H Ớ I – T À U 1 5.0 00 D W T

Kiểm tra xuyên thủng

Trình tự và biện pháp thi công

Tiêu đề	Thiết Kế Cảng Container Mỹ Thới Tàu 15.000 DWT
Tác giả	Nguyễn Kiệt
Người hướng dẫn	TS. Nguyễn Thế Duy
Trường học	Đại học Bách Khoa
Chuyên ngành	Cảng - Công trình Biển
Thể loại	luận văn tốt nghiệp
Năm xuất bản	2016
Thành phố	Thành phố Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	250
Dung lượng	6,07 MB

Tài liệu tham khảo	Loại	Chi tiết
[1] C. A. Thoresen, Port Designer's Handbook, London, 2014	Khác
[2] N. N. Hưng, Giáo Trình Quy Hoạch Cảng, 2003	Khác
[3] Tiêu chuẩn thiết kế công nghệ cảng biển, TCCS 04 - 2010/CHHVN, Hà Nội: Cục Hàng Hải Việt Nam, 2010	Khác
[4] T. M. Quang, Cảng Chuyên Dụng, 1998	Khác
[5] Bản thảo tiêu chuẩn thiết kế kênh biển, Hà Nội, 2015	Khác
[6] Recommended pratice for planning, designing and constructing fixed offshore platform load and resistance factor design, American Petroleum Institute, 1993	Khác
[7] Eurocode 3: Design of steel structures - Part 1-1: General rules and rules for buildings, 2005	Khác
[8] P. Dũng, Một số vấn đề cần hiểu đúng để tính đúng cọc chịu lực ngang theo TCXD 205:1998, Hồ Chí Minh, 2010	Khác
[9] M. Tomlinson, Pile design and construction practice, New York, 2015	Khác
[10] Naval Facilities Engineering Command, 1986	Khác
[11] TCVN 9386:2012 Thiết kế công trình chịu động đất, 2012	Khác
[12] T. T. N. Tường, Hướng dẫn tính toán công trình bến cầu tàu	Khác
[13] Eurocode 2: Design of structures for earthquake resistance - Part 2: Bridges, 2005	Khác
[14] BS 6349-1:2000 Maritime structure - Part 1: Code of practice for general criteria, 2000	Khác
[15] Technical description ship to shore gantry cranes	Khác
[16] BS 6349-4:2014 Maritime structures - Part 4: Code of practice for design of fendering and mooring systems, 2014	Khác
[17] Fender design manual, Germany: Fender Team, 2013	Khác
[18] QCXDVN 02:2008/BXD, Quy chuẩn xây dựng Việt Nam số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng, Bộ Xây Dựng, 2008	Khác
[19] Bollard application design manual, Trelleborg marine system, 2015	Khác
[20] BS 6349-2:2010 Maritime structures - Part 2: Code of practice for the design of quay walls, jetties and dolphins, 2010	Khác