Quốc lộ 15 đoạn từ Km0+0.0 -:- Km109+0.0 bắt đầu từ Ngã ba Tòng Đậu (điểm giao với QL6) thuộc huyện Mai Châu, tỉnh Hoà Bình. Tuyến đi qua địa phận huyện Mai Châu (tỉnh Hoà Bình), huyện Quan Hoá, huyện Bá Thước, huyện Lang Chánh, huyện Ngọc Lặc (tỉnh Thanh Hoá) kết nối với đường Hồ Chí Minh tại thị trấn Ngọc Lặc. Đây là tuyến đường giao thông huyết mạch quan trọng nối liền các huyện phía Tây của hai tỉnh Hoà Bình và Thanh Hoá. Đồng thời, tuyến đường nối liền với đường Hồ Chí Minh đã hoàn thành giai đoạn 1 và kết nối với Quốc lộ 6 đi các tỉnh vùng Tây Bắc của Tổ quốc và thông qua Quốc lộ 43 đi cửa khẩu Pa Háng sang nước bạn Lào. Khi yêu cầu giao thông ngày càng tăng thì mật độ xe chạy qua cầu ngày càng nhiều nhằm phục vụ cho sự phát triển kinh tế xã hội của các địa phương và an ninh quốc phòng khi cần thiết. Cùng với tốc độ phát triển kinh tế của cả nước, kinh tế của các địa phương trong tỉnh Thanh Hóa và các địa phương lân cận, khi chưa có cầu mới thì việc giao lưu hàng hoá và đi lại của các địa phương gặp rất nhiều khó khăn. Nên việc xây dựng cầu mới sẽ cải thiện cơ sở hạ tầng và mở ra hướng phát triển của các địa phương đó. Ngoài ý nghĩa mở thông 1 cửa ngõ của địa phương, tạo điều kiện đẩy nhanh quá trình đô thị hoá khu vực, còn góp phần nâng cao chất lượng cảnh quan đô thị, giảm thiểu tác động môi trường. Đối với cả khu vực nghiên cứu thì việc xây dựng cầu có ý nghĩa to lớn trên nhiều phương diện : về an ninh quốc phòng, về kinh tế, về mặt chính trị xã hội. 1.2 CÁC ĐIỀU KIỆN TỰ NHIÊN-KINH TẾ-XÃ HỘI 1.2.1 Đặc điểm địa hình, địa mạo. Cầu Thu Đông bắc qua suối Thu Đông tại Km31+340.41 là một khe suối nằm kẹp giữa 2 dãy núi, bắc từ sườn núi này sang sườn đồi bên kia, nằm trên đường thẳng tiếp giáp đường cong cuối cầu là đường cong tròn có bán kính R=300.0m, đoạn vốt nối siêu cao Ln=75.0m, siêu cao i=3.0%, mở rộng W=0.4m. Suối có độ dốc lớn chảy từ trái qua phải. Cầu Thu Đông nằm cách đường QL15 cũ chỗ gần nhất khoảng 10.0m
YÊU CẦU THIẾT KẾ
Quy trình, quy phạm áp dụng :14
Quy định nội dung lập hồ sơ BCNCCTKT và khả thi các dự án xây dựng kết cấu hạ tầng GTVT: 22TCN 268-2000.
Tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô: TCVN 4054-05. Đường đô thị – Yêu cầu thiết kế: TCXDVN 104-2007
Tiêu chuẩn thiết kế chiếu sáng nhân tạo bên ngoài các công trình công cộng và hạ tầng kỹ thuật: TCXDVN 333 – 2005.
Tiêu chuẩn kỹ thuật công trình giao thông: 22 TCN 273-01 (nút giao) Quy trình thiết kế áo đường mềm: 22 TCN 211-93.
Tiêu chuẩn thiết kế cầu: 22 TCN 272-05.
Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế: 20 TCN 21-86, TCXDVN
Quy phạm thiết kế cầu cống theo trạng thái giới hạn: 22 TCN 18-79 (áp dụng cống).
Quy trình đánh giá tác động môi trường trong việc lập dự án nghiên cứu khả thi và thiết kế xây dựng các công trình giao thông được quy định tại 22 TCN 242-98 Đồng thời, điều lệ báo hiệu đường bộ cũng được quy định theo tiêu chuẩn 22 TCN 237-01, nhằm đảm bảo an toàn và hiệu quả trong quản lý giao thông.
Tiêu chuẩn nghiệm thu lắp đặt gối cao su: 22 TCN 217-1994.
1.3.2 Quy mô, tiêu chuẩn kỹ thuật:
Tải trong thiết kế : xe HL93 và người đi bộ 0.3T/m 2
Cao độ thiết kế điều chỉnh = Cao độ TKKT được duyệt + 51cm.
Quy mô mặt cắt ngang:
Bề rộng phần xe chạy: 2x11.5m = 23m – lề bộ hành: 2x2.5m = 5.0m.
Chiều dài toàn cầu: Ltc = 173m (tính tới đuôi mố)
1.3.3 Điều kiện cung cấp nguyên vật liệu :
Mỏ đất đắp có điều kiện khai thác thuận lợi cho việc sử dụng máy móc Về cự ly vận chuyển, khoảng cách từ mỏ đến công trình là khoảng 25Km, tạo điều kiện thuận tiện cho công tác vận chuyển bằng cơ giới.
Chất lượng: được kiểm tra trong quá trình thi công Thành phần gồm sét pha lẫn dăm sạn, màu nâu vàng – nâu đỏ.
Hiện nay mỏ đã và đang khai thác phục vụ công trình trên địa bàn tỉnh.
Mỏ cát sông Mã có điều kiện khai thác thuận lợi cho việc sử dụng máy móc cơ giới Ngoài ra, cự ly vận chuyển cũng rất thuận tiện, tạo điều kiện cho công tác vận chuyển bằng cơ giới diễn ra hiệu quả.
Chất lượng: được kiểm tra trong quá trình thi công Thành phần gồm cát hạt thô, màu nâu vàng.
Hiện nay mỏ đã và đang khai thác phục vụ công trình trên địa bàn tỉnh.
Xi măng, gỗ các loại lấy tại Quan Hóa theo thông báo giá của địa phương.
Nhựa đường, sắt thép các loại lấy tại Thanh Hóa theo thông báo giá của địa phương.
Điều kiện cung cấp nguyên vật liệu15 CHƯƠNG 2: THIẾT KẾ CƠ SỞ
Mỏ đất đắp có điều kiện khai thác thuận lợi cho việc sử dụng máy móc cơ giới Khoảng cách vận chuyển đến công trình là khoảng 25Km, cho phép việc vận chuyển bằng cơ giới diễn ra dễ dàng và hiệu quả.
Chất lượng: được kiểm tra trong quá trình thi công Thành phần gồm sét pha lẫn dăm sạn, màu nâu vàng – nâu đỏ.
Hiện nay mỏ đã và đang khai thác phục vụ công trình trên địa bàn tỉnh.
Mỏ cát sông Mã có điều kiện khai thác thuận lợi cho việc sử dụng máy móc cơ giới Hơn nữa, cự ly vận chuyển cũng rất thuận tiện, giúp tối ưu hóa quá trình vận chuyển cát bằng cơ giới.
Chất lượng: được kiểm tra trong quá trình thi công Thành phần gồm cát hạt thô, màu nâu vàng.
Hiện nay mỏ đã và đang khai thác phục vụ công trình trên địa bàn tỉnh.
Xi măng, gỗ các loại lấy tại Quan Hóa theo thông báo giá của địa phương.
Nhựa đường, sắt thép các loại lấy tại Thanh Hóa theo thông báo giá của địa phương.
PHƯƠNG ÁN 1: CẦU DẦM BTCT DUL
Lựa chọn cấu tạo các bộ phận chính của cầu17
Kết cấu nhịp được phân chia với khẩu độ thoát nước L0Em Chúng tôi chọn cầu dầm giản đơn I bằng bê tông cốt thép dự ứng lực kéo trước, với chiều dài nhịp là 24m Lựa chọn này nhằm thuận tiện cho công tác thi công, đồng bộ hóa công tác ván khuôn và giảm chi phí xây lắp.
Phân chia số nhịp cầu 45
Chiều dài toàn dầm: Ld = 24m
- Xác định chiều dài nhịp tính toán
Chiều dài tính toán một nhịp của cầu dầm (giản đơn) được tính theo công thức sau:
Ltt = Ld-2a= 24-2x0,3#,4(m) Trong đó: a- khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối (Ld $m thì nên lấy a =0,3 m)
- Chọn dạng kết cấu nhịp cầu
Dựa trên các yếu tố như địa chất, khí hậu, thủy văn, nhu cầu vận tải, khả năng thi công, quy hoạch tuyến đường, nguồn cung vật tư địa phương và xu hướng thiết kế hiện tại, chúng ta quyết định lựa chọn cầu BTCT ứng suất trước với Mác 400, tiết diện I và nhịp giản đơn.
Lan can tay vịn BTCT Mác250.
Các lớp mặt cầu gồm : Lớp BT nhựa dày 7cm.
Lớp phòng nước dày 0,4cm.
- Xác định chiều dài toàn cầu đảm bảo yêu cầu thoát nước
Chiều dài tối thiểu toàn bộ cầu(L0) ở cao độ mặt đường xe chạy đáp ứng yêu cầu thoát nước:
L - khẩu độ thoát nước yêu cầu L`m;
(0,65 1,0)m - Độ vùi sâu của nón đất vào mố Em chọn giá trị 1,0; b i
� - tổng số chiều dày của các trụ tại MNCN (m) theo phương dọc cầu Chọn chiều dày các trụ theo phương dọc cầu là như nhau b= 1,4 m
Ln(tr), Ln(ph) - chiều dài của các nón đất hai đầu cầu chiếu trên MNCN (m);
- Tính toán xác định chiều dài toàn cầu
Chiều dài toàn cầu của cầu là tổng chiều dài tính đến hết đuôi tường cánh mố, bao gồm tổng chiều dài các dầm, chiều rộng các khe co giãn và tường cánh mố ở hai đầu cầu Việc tính toán này giúp cung cấp số liệu cần thiết để so sánh các phương án thiết kế và phản ánh quy mô của công trình cầu.
Chiều dài toàn cầu xác định theo công thức sau đây:
Ld(i) – chiều dài dầm thứ i trên cơ sở phân chia nhịp cầu = 24m;
Khoảng cách giữa hai đầu dầm tại khe co giãn thứ i được xác định là Lkg(i) = 0,05m Trong thiết kế cầu, số nhịp dầm bố trí theo chiều dọc là 2 nhịp, và tổng số khe co giãn được bố trí trên trụ và mố là 3 khe.
Ltc(tr) – chiều dài tường cánh mố theo phương dọc cầu phía bên trái, dự kiến chọn Ltc(tr) 5,5 m
Ltc(ph) – chiều dài tường cánh mố theo phương dọc cầu phía bên phải, dự kiến chọn Ltc(ph) 5,5 m
Vậy chiều dài toàn cầu:
Để xác định số dầm dọc cho cầu dầm giản đơn tiết diện I, chiều rộng bản mặt cầu (bc) của một dầm dọc được chọn bằng khoảng cách giữa hai dầm liền kề (S) trong mặt cắt ngang kết cấu nhịp, với S nằm trong khoảng 1,0 - 2,5 m Do đó, bc cũng được chọn trong khoảng này Ví dụ, nếu chọn bc = S = 2,4 m và bề rộng MCN kết cấu nhịp là B = 28,5 m, ta có thể tính toán số lượng dầm dọc cần thiết trong MCN KCN.
(cái) Nên ta chọn n= 12 cái.
Để xác định chiều cao dầm dọc (h), cần dựa vào chiều dài dầm Ld = 24m, kết hợp với kinh nghiệm thiết kế Chiều cao dầm dọc (h) phải lớn hơn chiều cao tối thiểu (hmin) theo quy định trong 22TCN272.
05 cho trong bảng sau đây:
Bảng 2.1: Chiều cao dầm tối thiểu
Vật liệu Bộ phận KCN Dầm giản đơn
Bê tông cốt thép thường
Bản có cốt chủ song song hướng xe chạy(nhịp tính toán bản song song hướng xe chạy như KCN cầu bản )
Dầm I, T Dầm hộp tại gối Dầm hộp tại giữa nhịp Cầu dầm cho người bộ hành
Bê tông cốt thép ứng suất trước
Dầm hộp tại gối 0,035 Ld
Dầm hộp tại giữa nhịp 0,024 Ld
Dầm hộp cho người bộ hành 0,033 Ld
Dầm hộp liền kề 0,030 Ld
Chọn chiều cao dầm dọc h = 1,45 (m)
Hình 2-2 Bề rộng dầm phần bản mặt cầu tiết diện I
Xác định các kích thước khác của dầm dọc và bản mặt cầu:
- Các kích thước khác của tiết diện dầm dọc I, em tham khảo theo kinh nghiệm thiết kế ở bảng dưới đây.
Bảng 2.2 Lựa các kích thước tiết diện dầm dọc trong cầu dầm I
Chiều dài toàn dầm(Ld) m 9,0 12,0 15,0 18,0 21,0 24,0 33,0 Nhịp tính toán(Ltt) m 8.4 11.40 14.40 17.40 20.40 23.40 32,2
Cự ly tim các dầm chủ(S) m 0,9 – 2,5
Bề dày bản mặt cầu(hc) m 0,175 – 0,25
Cự ly tim trụ theo chiều dọc cầu(chiều dài nhịp cầu - Ln) m 9.05 12.05 15.05 18.05 21.05 24.05 33,05
Bề dày sườn dầm(s) tại giữa dầm m 0.17-0,2 0.19 -0,2 0,2-0,3
Bề rộng sườn dầm tại gối m 0.17-0,20 0.19-0,25 0.38-0,5 0,4 -0,7
Bề rộng đáy dầm, bầu dầm(b1) m 0.17-0,20 0.19-0,25 0.38-0,5 0,4 -0,7 Chiều cao phần vút (h1, h3) và chiều rộng phần vút (b2 , b3) m 0,1 – 0,3
Chiều dày bản mặt cầu(hc) m 0,175 -0,20
Trên cơ sở đó, em chọn được các kích thước khác của tiết diện tại giữa nhịp và mố trụ như sau:
Dựa trên loại cầu, chiều dài nhịp và các đặc điểm địa hình, địa chất, thủy văn, mố cầu dầm được chọn là mố chữ U bằng bê tông cốt thép đổ toàn khối Hai mố cầu có cấu tạo giống nhau, vì vậy trong đồ án này, tôi sẽ thực hiện tính toán và thiết kế cho một mố M1 điển hình.
Hình 2.4: Bố trí chung mố
Bảng 2.3: Kích thước mố theo phương ngang cầu
STT Tên kích thước Giá trị ĐV tính
2 Chiều rộng bệ mố (phương ngang cầu) 30.48 m
3 Bề rộng mố ( phương ngang cầu ) 30.48 m
4 Bề rộng đá kê gối 0.75 m
5 Số lượng đá kê gối 12 Chiếc
Bảng 2.4: Kích thước mố theo phương dọc cầu
STT Tên kích thước Giá trị ĐV tính
1 Chiều rộng bệ mố ( dọc cầu) 5.000 m
2 Bề rộng tường cánh ( phần dưới ) 1.75 m
4 Khoảng cách từ tường thân đến mép ngoài bệ 2.000 m
5 Bề rộng tường cánh ( phần đuôi ) 3.600 m
6 Bề rộng tường cánh ( toàn bộ) 5.500 m
7 Khoảng cách từ tường đầu đến mép ngoài bệ 1.100 m
10 Khoảng cách từ tim gối đến mép ngoài tường thân 0.750 m
11 Kích thước đá kê gối theo phương dọc cầu 0.750 m
13 Chiều cao mố ( từ đáy bệ đến đỉnh tường đầu) 8.215 m
16 Tổng chiều cao tường thân và tường đầu 6.860 m
Dựa trên các yếu tố như loại cầu, chiều dài nhịp, cùng với đặc điểm địa hình, địa chất và thủy văn, tôi đã lựa chọn cầu dầm làm loại cầu phù hợp Cầu dầm có thiết kế trụ nhẹ, thân hẹp và được xây dựng bằng bê tông cốt thép, đổ toàn khối.
Bề rộng xà mũ trụ theo phương ngang cầu: d = 14m;
Chiều cao xà mũ hxm =1,850m
Bề rộng xà mũ trụ theo phương dọc cầu c = 2,100m;
Chiều cao trụ T1 (h) được xác định từ cao độ đỉnh xà mũ trụ T1 trừ đi cao độ đỉnh bệ móng :h = 7,63m.
Hình 2.5: Kích thước trụ cầu
Khái toán phương án cầu23
Bảng 2.5: KHÁI TOÁN PHƯƠNG ÁN 1
TỔNG KHÁI TOÁN PHƯƠNG ÁN 1
TT Hạng mục công trình Đơn vị Khối lượng Đơn giá(đ) Thành tiền(đ)
PHƯƠNG ÁN 2: CẦU DẦM SUPER-T 45M
Lựa chọn tiết diện dầm chủ :24
- Phân chia kết cấu nhịp :
Sau khi xác định chiều dài toàn cầu để đảm bảo yêu cầu thoát nước (Lo), cần xem xét giới hạn chiều dài dầm (Ld) cho từng loại cầu BTCT cùng với các yếu tố như công nghệ thi công, địa chất, thủy văn, địa hình và bố trí thông thuyền Việc phân chia chiều dài cầu thành một hoặc nhiều nhịp nhỏ (Ln) thông qua các trụ và mố là cần thiết, và cần căn cứ vào những yêu cầu cơ bản trong quá trình này.
Khẩu độ thoát nước L0Em
Lựa chọn kết cấu cầu dầm giản đơn, cụ thể là cầu dầm Super-T với chiều dài nhịp 45m, giúp tối ưu hóa quy trình thi công, đồng bộ hóa công tác ván khuôn và giảm thiểu chi phí xây lắp.
Phân chia số nhịp cầu
Chiều dài toàn dầm: Ld = 45m
- Xác định chiều dài nhịp tính toán
Chiều dài tính toán một nhịp của cầu dầm (giản đơn) được tính theo công thức sau:
Trong đó: a- khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối (Ld Em thì nên lấy a =0,3 m)
- Xác định chiều dài toàn cầu đảm bảo yêu cầu thoát nước
Chiều dài tối thiểu toàn bộ cầu(L0) ở cao độ mặt đường xe chạy đáp ứng yêu cầu thoát nước:
L - khẩu độ thoát nước yêu cầu L`m;
(0,65 1,0)m - Độ vùi sâu của nón đất vào mố Em chọn giá trị 1,0; b i
� - tổng số chiều dày của các trụ tại MNCN (m) theo phương dọc cầu Chọn chiều dày các trụ theo phương dọc cầu là như nhau b= 1,4 m
Ln(tr), Ln(ph) - chiều dài của các nón đất hai đầu cầu chiếu trên MNCN (m);
- Tính toán xác định chiều dài toàn cầu
Chiều dài toàn cầu của cầu là tổng chiều dài tính đến hết đuôi tường cánh mố, bao gồm tổng chiều dài các dầm, chiều rộng các khe co giãn và tường cánh mố ở hai đầu cầu Việc tính toán chiều dài toàn cầu này giúp so sánh các phương án thiết kế và phản ánh quy mô công trình cầu.
Chiều dài toàn cầu xác định theo công thức sau đây:
Ld(i) – chiều dài dầm thứ i trên cơ sở phân chia nhịp cầu = 45m;
Lkg(i) là khoảng cách giữa hai đầu của dầm tại khe co giãn thứ i, được chọn là 0,05m Trong thiết kế, cầu có 1 nhịp dầm được bố trí theo chiều dọc, và có tổng cộng 3 khe co giãn được lắp đặt trên trụ và mố.
Ltc(tr) – chiều dài tường cánh mố theo phương dọc cầu phía bên trái, dự kiến chọn Ltc(tr) 5,5 m
Ltc(ph) – chiều dài tường cánh mố theo phương dọc cầu phía bên phải, dự kiến chọn Ltc(ph) 5,5 m
Vậy chiều dài toàn cầu:
Để xác định số dầm dọc cho cầu dầm super-T, chiều rộng bản mặt cầu thuộc cánh dầm (bc) của một dầm dọc dự kiến chọn chính là khoảng cách giữa hai dầm liền kề (S) trong mặt cắt ngang cấu trúc nhịp Khoảng cách S nên được chọn trong khoảng từ 1,0 đến 2,5 mét, do đó, b cũng cần được lựa chọn trong khoảng từ 1,0 mét.
- 2,5 (m) Chọn bc = S=2,4m: Vì bề rộng MCN kết cấu nhịp là B= 28,5m thì số lượng dầm dọc trong MCN KCN là:
(cái) Nên ta chọn n= 12 cái.
Bố trí chung mố cầu :26
Dựa vào loại cầu, chiều dài nhịp, và các đặc điểm về địa hình, địa chất, cũng như thủy văn, loại mố cầu dầm được chọn là mố chữ U, được làm từ bê tông cốt thép đổ toàn khối Hai mố cầu có cấu tạo giống nhau, vì vậy trong đồ án này, tôi sẽ thực hiện tính toán và thiết kế cho một mố M1 điển hình.
Mố cầu gồm 56 cọc BTCT được bố trí dưới bệ móng mố, dài 28m.
Hình 2.7: Bố trí chung mố
2.2.4 Khái toán phương án cầu
Bảng 2.6: DỰ TOÁN XÂY DỰNG PHƯƠNG ÁN 2
TỔNG DỰ TOÁN XÂY DỰNG PHƯƠNG ÁN 2
TT Hạng mục công trình Đơn vị Khối lượng Đơn giá(đ) Thành tiền(đ)
SO SÁNH CHỌN PHƯƠNG ÁN
3.1 Cơ sở để chọn phương án đưa vào thiết kế kỹ thuật:
-Dựa vào tổng giá thành xây dựng ban đầu.
- Dựa vào các yêu cầu về kỹ thuật và mỹ quan.
- Dựa vào điều kiện tận dụng nguồn nhân lực và vật liệu địa phương.
- Dựa vào các yêu cầu về khai thác, sử dụng và duy tu bảo dưỡng.
3.2 So sánh các phương án theo giá thành dự toán:
-Phương án 1: Cầu dầm BTCT nhịp giản đơn
Tổng giá thành công trình: 3,458,979,598 đồng
- Phương án 2: Cầu dầm Super-T
Tổng giá thành công trình: 3,508,583,377 đồng
3.3 So sánh các phương án theo điều kiện thi công chế tạo:
- Rất thuận tiện với các loại nhịp từ 20~33(m).
- Ván khuôn đơn giản dễ chế tạo và lắp ráp, có thể sử dụng ván khuôn cho nhiều loại dầm.
Mặt cắt I có trọng tâm gần với trọng tâm cốt thép CĐC, giúp tối ưu hiệu quả phân phối lực trong cả giai đoạn căng kéo và sử dụng.
- Độ cứng ngang lớn nên hoạt tải phân bố tương đối đều cho các dầm, ít rung trong quá trình khai thác.
Bản mật cầu bê tông tại chỗ kết hợp với dầm ngang và dầm chủ thông qua cốt thép chờ, giúp khắc phục hoàn toàn tình trạng nứt dọc.
Quá trình duy tu bảo dưỡng đơn giản và hiệu quả, có khả năng thích ứng với sự biến đổi thời tiết lớn Công nghệ thi công đại trà không yêu cầu nhà thầu phải có trình độ cao hay sử dụng công nghệ mới, đồng thời có thể tận dụng nguồn vật liệu sẵn có trong địa phương.
- Khi độ lệch tâm giữa trọng tâm bó cáp và mặt cắt lớn, xuất hiện vết nứt tại thớ trên dầm.
- Tĩnh tải dầm lớn, khối lượng bê tông và thép nhiều.
-Có khả năng chịu lực lớn và độ tin cậy cao.
-Tính cơ động trong vận chuyển, lắp ráp.
-Tính công nghệ hóa cao.
- Tính kín , không thấm nước.
- Bị xâm thực bởi tác động môi trường, nhiệt độ
Thi công hiện đại yêu cầu kỹ sư và công nhân có tay nghề cao, cùng với việc sử dụng thiết bị máy móc tiên tiến.
- Đặc biệt việc xây dựng cầu dây văng rất tốn kém.
- Quá trình duy tu bảo dưỡng lớn.
3.4 Lựa chọn phương án kỹ thuật
Sau khi phân tích các phương án dựa trên các tiêu chí, phương án 1 cho thấy ưu điểm vượt trội với giá thành thấp hơn, thi công đơn giản hơn và tận dụng tốt vật liệu địa phương Bên cạnh đó, phương án này cũng dễ dàng trong việc duy tu bảo dưỡng và có mỹ quan hài hòa hơn so với phương án 2 Vì vậy, lựa chọn phương án 1 để thực hiện thiết kế kỹ thuật là hợp lý.
CHƯƠNG 4: THIẾT KẾ CHI TIẾT TRỤ T1
4.1 Xác định kích thước trụ.
Dựa vào cấu tạo két cấu nhịp, điều kiện địa chất thủy văn ta có thể sơ bộ chọn kích thước trụ như sau.
Hình 4.1:Các kích thước hình học cơ bản của Trụ Bảng 4.1:Kích thước hình học các bộ phận của trụ
STT Kích thước (m) STT Kích thước
4.2.1 Các điều kiện thiết kế và vật liệu sử dụng.
4.2.1.1 Các điều kiện thiết kế
Htt= 4.45m Mực nước thấp nhất
Hmin= 0.62m Mực nước cao nhất
Hmax= 6.115m Cao độ mặt đường thiết kế +7.63m
Cao độ đỉnh bệ trụ -0.12m
Cao độ đáy bệ trụ -2.12m
Góc chéo của trụ so với tim cầu 90 0
Loại trụ: trụ ống thân đặc
Chiều dài tính toán Ltt = 23.2 m
Bề rộng mặt đường xe chạy 1 làn Bs= 11.5 m
Bề rộng lề người đi 1 làn Bbh = 2.5 m
Chiều cao gờ đỡ lan can Hg = 0.62 m
Chiều cao lan can Hlc = 0.84 m
Chiều dầy bản mặt cầu hf = 0.2 m
Khoảng cách từ tim gối đến tim trụ Lc = 0.35 m
Số làn xe thiết kế n = 2 làn
Hệ số xung kích IM = 0.25
Bê tông dầm chủ dùng loại 40Mpa.
Bê tông bản mặt cầu, gờ lan can dùng loại 30Mpa.
Bê tông mố, trụ dùng loại 30Mpa.
Bê tông cọc khoan nhồi dùng loại 30Mpa.
Bê tông bịt đáy dùng loại 20Mpa.
Bê tông chân khay đường đầu cầu và tứ nón dùng loại 15Mpa.
Bê tông lót và tạo phẳng dùng loại 10Mpa.
Thép thường theo tiêu chuẩn TCVN1651-2008 có các đặc trưng như sau:
+ Thép tròn loại CTI: - Giới hạn chảy: 240 N/mm2.
+ Thép tròn loại CTIII: - Giới hạn chảy: 400 N/mm2.
- Lan can bằng thép mạ kẽm nhúng nóng.
- Gối cầu và khe co giãn:
- Gối cầu và khe co giãn dùng loại nhập ngoại hoặc tương đương.
4.2.1.3 Tải trọng tác dụng lên kết cấu
Tại mỗi vị trí gối có các lực tồn tại theo 3 phương vuông góc tác dụng
Lực theo phương dọc cầu: L ,L ,L ,L ,L ,L d1 d2 d3 d4 d5 d6
Lực theo phương ngang cầu: L ,L ,L ,L ,L ,L n1 n2 n3 n4 n5 n6
4.2.2 Xác định tải trọng tác dụng lên trụ
4.2.2.1 Tĩnh tải: a Kết cấu phần trên:
Diện tích tiết diện tại đầu dầm: Ag17384.62mm 2
Diện tích tiết diện tại giữa dầm: Ag1V7000mm 2
Tỷ trọng bêtông dầm chủ c 2.45 10 N / mm� 5 3
Trọng lượng 2 đoạn đầu dầm :
Trọng lượng đoạn dầm giữa dầm :
Tĩnh tải dầm chủ coi là tải trọng rải đều suốt chiều dài dầm:
+Tải trọng lan can và lề bộ hành
Tải trọng của lan can và lề bộ hành được phân chia khác nhau giữa dầm biên và dầm giữa Cụ thể, phần tải trọng nằm ngoài bản hẩng sẽ do dầm biên chịu, trong khi phần nằm trong sẽ được chia đều giữa dầm biên và dầm trong, dựa trên tỷ lệ khoảng cách từ điểm đặt lực đến mỗi dầm.
Tĩnh tải do thanh lan : g tlc 0.24 N mm
Trọng lượng của một cột lan can: g clc 292.71 N, mỗi cột lan can cách nhau 1200mm, phân bố trên chiều dài toàn cầu, nên có tổng cộng 18 cột.
Suy ra tĩnh tải do cột lan can qui về lực phân bố là: clc
Tĩnh tải bú vỉa và ẵ lề bộ hành đó tớnh ở phần tải trọng tỏc dụng vào bản mặt cầu :
Tĩnh tải lan can tay vịn và một nửa lề bộ hành.
DC DC DC 2 bh 0.488+4.0625+1.5 6.051 N mm
Khoảng cách từ tim dầm biên đến mép trong bó vỉa là de = 850 mm
Dầm biên: DC = DC + P = 6.051 + 1.78 = 7.831 N/mm 3 b 3 2 2b
+Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và tiện ích công cộng
Lớp phủ bê tông atfan
Tiện ích và trang thiết bị trên cầu
Vậy : DW DW DW 1 2 3.36 0.05 3.41 N/mm
Bảng 4.2: Phản lực gối không có hệ số do một dầm chủ tác dụng lên xà mũ
Hạng mục Kí hiệu Giá trị Đơn vị
- Tĩnh tải của tất cả các bộ phận kết cấu DC 689,400 kN
- Trọng lượng lớp phủ mặt cầu và các t/bị trên cầu DW 0.08184 kN
Hạng mục Kí hiệu Giá trị Đơn vị
- Tĩnh tải của tất cả các bộ phận kết cấu DC 857,064 kN
- Trọng lượng lớp phủ mặt cầu và các t/bị trên cầu DW 0.08184 kN b.Kết cấu phần dưới:
+ Tĩnh tải tiêu chuẩn bản thẩn tụ tính theo công thức : P=V.
V: Thể tích các bộ phận
: Dung trọng riêng của bê tông = 25 kN/m 3
Bảng 4.3:Bảng tính toán tĩnh tải của các bộ phận
STT Tên kết cấu Thể tích (m 3 ) Trọng lượng (kN)
Bảng 4.4:Bảng tổng hợp nội lực do trọng lượng bản thân trụ tại các mặt cắt
Tên kết cấu Mặt cắt đỉnh móng (kN)
Mặt cắt đáy móng (kN)
Xà mũ 1262 1262 Đá kê gối 0.15 0.15
Hình 4.2: Sơ đồ xếp xe tác dụng lên trụ
Áp lực thẳng đứng do hoạt tải trên khu công nghiệp truyền xuống trụ được tính theo các công thức sau: Áp lực do tải trọng làn được xác định bằng N = γ.n1.m.q lan Áp lực do tải trọng của người là N = γ.n1.m.qNg Cuối cùng, áp lực do xe tải hoặc xe 2 trục được tính bằng N = γ.n1.m.(1 + IM).P i Y i.
+ γ: Hệ số vượt tải của hoạt tải.
+ (1+IM): Hệ số xung kích.
+ P i Y i : Tải trọng trục thứ i và tung độ ĐAH phản lực tương ứng với trục thứ i.
+ qlam,qng : Tải trọng lang và tải trọng người rải đều.
+ ώ : Diện tích đường ảnh hưởng.
- Kết quả tính được ghi ở bảng sau.
Bảng 4.5:Bảng tính giá trị hoạt tải
Tải trọng Điểm Tung độ DAH Tải trọng Phản lực Đơn vị
Tải trọng làn WL 21 9.3 390.6 kN
Tổng cộng Ri Do xe tải 605.07 kN
Do xe hai trục 427.46 kN
Tải trọng Điểm Tung độ DAH Tải trọng Phản lực Đơn vị
Tải trọng làn WL 21 9.3 390.6 kN
Tổng cộng Ri Do xe tải 605.07 kN
Do xe hai trục 427.46 kN
Hoạt tải trên nhịp LL = 1286.265 kN
+Tải trọng người đi (PL) q = 3 kN/m 2
Hình 4.3: Sơ đồ tải trọng người đi bộ tác dụng lên trụ
Tải trọng tiêu chuẩn người đi bộ qnd = 3 kN/m 2
Bề rộng người đi bộ Bnd = 2.0 m
Phản lực gối do tải trọng người đi bộ 2 bên PL p = 97.2 kN
Lực hãm xe bằng 25% tổng trọng lượng các trục xe tải hay xe 2 trục thiết kế của tất cả các làn.
Lực hãm xe nằm ngang cách phía trên mặt đường khỏang cách hBR = 1.80m, BR 162.50 kN
Lực ly tâm nằm ngang cách phía trên mặt đường một khoảng: hCE = 1.8 m
V: Vận tốc thiết kế đường ô tô = 80 km/h g: Gia tốc trọng trường.
R: Bán kính cong của làn xe.
+ Tải trọng gió (WL,WS)
Gió trên kết cấu nhịp
Gió trên trụ á p lực dòng chảy
Gió trên hoạ t tải LL hoặc lực lắc ngang 1.8 m
Hình 4.4:Sơ đồ tải trọng gió tác dụng lên trụ Bảng 4.6:Bảng kích thước kết cấu hứng gió (m)
Chiều cao dầm và bề dày lớp phủ hd am
Chiều cao toàn bộ kết cấu trên hs 2,30
Chiều cao gối cầu và đá kê gối hg 0,80
Chiều cao xà mũ hc b
Chiều cao lan can hlc 0.85
Khoảng cách từ đáy dầm đến trọng tâm chắn gió của kết cấu phần trên hc g
Chiều cao thân trụ hc 3
Bề rộng xà mũ bh 14,00
Bề rộng thân trụ bc1
Chiều sâu dòng chảy hSF
Chiều dày lớp đất phủ trên bệ trụ hso
Tốc độ gió thiết kế tính theo công thức V= VB • S (4.4)
VB: Tốc độ gió giật cơ bản, VB = 38.00m/s
+Tải trọng gió ngang (PD)
PD = 0.0006•V 2 •A t •Cd>1.8•At (kN) (4.5) V: Tốc độ gió thiết kế
At :Diện tớch kết cấu hay cấu kiện phải tớnh giú ngang trạng thỏi không cú hoạt tải tácdụng
Z1 Cánh tay đòn tính đến xà mũ
Z2 Cánh tay đòn tính đến đỉnh bệ
Z3 Cánh tay đòn tính đến đáy bệ
Bảng 4.7:Bảng tính giá trị gió ngang
Bộ phận At Cd 1.8•At 0.0006•V 2 •At•Cd PD m 2 kN kN kN
+Tải trọng gió dọc (PD)
Tải trọng gió dọc lấy bằng 0.25 lần tải trọng gió ngang tương ứng
Bảng 4.8:Bảng tính giá trị gió dọc
Bộ phận At Cd 1.8•At 0.0006•V 2 •At•Cd PD m 2 kN kN kN
+Áp lực nước tĩnh (WA)
-Tính tại mặt cắt đỉnh bệ
Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đỉnh bệ h1 = 4.50m Áp lực nước tĩnh WA = 7.20 kN.m
Vị trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xÐt
-Tính tại mặt cắt đáy bệ
Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đáy bệ h2 = 6.50m áp lực nước tĩnh, WA = 51.20 kN.m
Vị trí đặt lực tính từ mặt cắt đang xÐt: 1.07m
- Tính tại mặt cắt đỉnh trụ
-Tính tại mặt cắt đỉnh bệ
Chiều cao cột nước từ MNTT điểm cuối hc1 là: -1.10m
Chiều cao cột nước từ điểm cuối hc1 đến điểm cuối hc3 là: 0.30m
Chiều cao cột nước từ điểm cuối hc3 đến đỉnh mãng là: 2.00m Áp lực đẩy nổi B= 445,74 kN
-Tớnh tại mặt cắt đáy bệ
Chiều cao cột nước từ MNTT đến điểm cuối hc1 là: -1.10m
Chiều cao cột nước từ điểm cuối hc1 đến điểm cuối hc3 là: 0.30m
Chiều cao cột nước từ điểm cuối hc3 đến đỉnh mãng là: 4.00m Áp lực đẩy nổi B = 1025,74 kN
-Tính tại mặt cắt đỉnh trụ, B= 0 kN
+Áp lực dòng chảy (p) p = 5.14•10 -4 •CD•V 2 (4.6)
P: Áp lực của nước chảy (MPa)
CD: Hệ số cản của trụ theo phương dọc Với trụ đầu tròn CD = 0.7
V:Vận tốc nước thiết kế, V = 1.16 m/s p= 2.36 kN/m 2 -Tính tại mặt cắt đỉnh bệ
Diện tích chắn dòng của trụ Ap = 3.25 m 2
Lực cản dọc của dòng chảy áp = 7.66 kN Điểm đặt của lực hp = 0.6m
-Tính tại mặt cắt đáy bệ
Diện tích chắn dòng của trụ Ap = 13.25 m 2
Lực cản dọc của dòng chảy áp = 33.92 kN Điểm đặt của lực hp = 1.6m
+Áp lực dòng chảy theo phương ngang p = 5.14•10 -4 •CL•V 2 (4.7) p: Áp lực của nước chảy (MPa)
CL Hệ số cản của trụ theo phương ngang.
V: Vận tốc nước thiết kế, V=1.16m/s
4.2.3 Tổ hợp tải trọng tác dụng:
4.2.3.1 Tải trọng tác dụng lên xà mũ
Kết cấu phần trên: (tính cho gối biên trên phần hẫng của xà mũ)
Bảng 4.9:Bảng tổ hợp tải trọng tác dụng lên xà mũ trụ
Thành phần Phản lực (N) Tổng phản lực
Mômen My Gối trái Rt Gối phải Rf Xà mũ
Tải trọng Rt(N) Rp(N) RLL(N)
+Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt:
Bảng 4.10:Bảng tổng hợp các hệ số
Trạng thái giới hạn 1+IM DC DW LL
Hình 4.5: Sơ đồ tính toán mặt cắt A-A
DC DC DW DW LL 1 TR 1 Lan 1 Lan
Mô men: M V � y (4.9) y: là khoản cách cánh tay đòn của xà mũ y l k l 1000 233 1233 mm
(chiều sâu ngàm với trụ vát tròn R = 750 mm)
Ta có bảng tổng hợp sau:
Bảng 4.11:Bảng tổng hợp lực cắt và mô men tác dụng lên mặt cắt A-A
Trạng thái giới hạn V(N) y(mm) M(N.mm)
4.2.3.2 Tổ hợp tải trọng tác dụng lên bệ trụ:
Ta sẽ đưa tất cả tải trọng về trọng tâm đỉnh bệ tru :
- Tĩnh tải của kết cấu:
+ Kết cấu phần trên (KCPT) : b g
(4.10)+ Kết cấu phần dưới(KCPD):
Thân trụ: Vt= 1372598 N Đá kê gối + gối kê: kg g
-Tĩnh tải của lớp phủ:
Bảng 4.12:Bảng tổng hợp tĩnh tải tác dụng lên bệ trụ
Tĩnh tải của kết cấu V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm)
Thân trụ 1372598 0 0 0 0 Đá kê gối 42600 0 0 0 0
Tĩnh tải của lớp phủ V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm) DW
Khoảng cách tim trụ tới tim gối theo phương dọc cầu là X@0 mm, với hệ số làn trong trường hợp xếp xe trên cả 2 làn và 2 nhịp tạo lực nén lớn nhất Số làn chất tải được xác định là n = 2.
Bảng 4.13:Bảng tổng hợp hoạt tải tác dụng lên bệ trụ theo phương dọc cầu
Tải trọng Rt Rp V x Hx My
Ta đặt tải sao cho lệch tâm nhiều nhất để Mx lớn nhất
Với y: là khoảng cách gối đến trọng tâm trụ
Bảng 4.14:Bảng tổng hợp hoạt tải tác dụng lên bệ trụ theo phương ngang cầu
Tải trọng V(N) y(mm) Mx(N.mm)
Bảng 4.15:Bảng tổng hợp hoạt tải khác tác dụng lên bệ trụ theo phương ngang cầu
Tải trọng V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm)
Tải trọng V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm)
Tải trọng V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm)
Tải trọng V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm)
Tổ hợp tải trọng tại mặt cắt đỉnh móng:
Bảng 4.16:Bảng tổng hợp tải trọng tác dụng lên bệ trụ
Tên tải trọng Ký hiệu V
Tĩnh tải chất thêm DW 491.04 0 0 0 0
Hoạt tải + xung kích LL+IM 2059630 0 0 3032585880 216440400
Tải trọng gió dọc lên hoạt tải WS 0 26400 0 0 168854400
Tải trọng gió ngang lên kết cấu WL 0 0 272052 470684805 0
Tải trọng gió ngang lên hoạt tải WL 0 0 52800 274507200 0
Lực đẩy nổi, áp lực nước WA -166069 0 659 673316 0
Tải trọng va tàu CV 0 0 3960000 8098200000 0
Bảng 4.17:Bảng tổng hợp các hệ số tải trọng theo các TTGH
Tên tải trọng Ký hiệu CĐI CĐII CĐIII SD ĐB
Tĩnh tải chất thêm DW 1.5 1.5 1.5 1 0.65
Hoạt tải+ xung kích LL+IM 1.75 0 1.35 1 0.5
Tải trọng gió dọc lên HT WS 0 1.4 0.4 0.3 0
Tải trọng gió ngang lên KC WL 0 0 1 1 0
Tải trọng gió ngang lên HT WL 0 1.4 0.4 0.3 0
Lực đẩy nổi, áp lực nước WA 0 1 1 1 1
Tải trọng va tàu CV 0 0 0 0 1
Hệ số điều chỉnh tải trọng ỗ 1.05 1.05 1.05 1 1.05
-Trạng thái giới hạn cường độ I
Khái toán phương án cầu:27 CHƯƠNG 3: SO SÁNH LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN
U I �� � � �� � 1.25 DC 1.5 DW 1.75 LL IM 1.75 BR � (4.17)
-Trạng thái giới hạn cường độ II
UII �� � � � � ���1.25 DC 1.5 DW 0 LL IM 0 BR 1.4 WS 1 WA� (4.18)
-Trạng thái giới hạn cường độ III
UIII ���1.25 DC 1.5 DW 1.35� � �LL IM 1.35 BR 0.4 WS 1 WL 1 WA� � � � �� -Trạng thái giới hạn sử dụng (dùng để kiểm tra nứt):
S�� � � � � ���1 DC 1 DW 1 LL IM 1 BR 1 WL 1 WA� (4.19)
-Trạng thái giới hạn đặc biệt
UDB�� � � � � ���0.9 DC 0.65 DW 0.5 LL IM 0.5 BR 1 WA 1 CV� (4.20)
Bảng 4.18:Bảng tổng hợp tải trọng tác dụng theo các TTGH
Tổ hợp tải trọng V(N) Hướng dọc Hướng ngang
Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm)
Thiết kế cốt thép49
Thiết kế cốt thép cho xà mũ49 4 3.2 Thiết kế cốt thép cho thân trụ54 4 3.3 Thiết kế cốt thép cho bệ trụ60
Tiết diện: h = 1850 mm, b = 2100 mm a.Kiểm tra theo TTGH CĐ:
Dùng thép CIII có fy = 420 MPa để thiết kế thép chịu lực
Dùng thép AII có fy = 280 MPa để thiết kế thép đai
Thép chịu mômen âm: Mu914504973 N.mm
Ta chọn 38Φ32 => As8*π32 2 /4799 mm 2 bố trí thành 2 lớp, mỗi lớp 19Φ32 a110
Kiểm tra điều kiện cốt thép tối thiểu:
� � � � � � b.Kiểm tra nứt theo TTGH SD:
Tiết diện kiểm toán: tiết diện có b h � = 1700 mm � 1400 mm
Bê tông có môđun đàn hồi:
Cốt thép có môđun đàn hồi: Es = 200000 MPa
Giá trị momen tác dụng: M S 2811706074 N.mm
* Kiểm tra điều kiện nứt :
Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là : s 0 d h a 1400 100 1300 mm
Diện tích cốt thép là:
Diện tích phần bêtông bọc quanh thép là:
Diện tích trung bình phần bêtông bọc quanh 1 cây thép: c 2 t
Tỷ số môđun đàn hồi thép trên môđun đàn hồi bêtông: s c
Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén của bêtông là: s s s n A 2 d b x 1 2 b n A
Mômen quán tính của tiết diện:
� Ứng suất của thép khi chịu mômen là:
� � Ứng suất cho phép trong cốt thép :
Thông số bề rộng vết nứt :trong điều kiện khắc nghiệt
Lấy: Z = 23000 (N/mm) Ứng suất cho phép trong cốt thép là : sa 3 3 c
Mặt khác ta lại có :
Theo điều kiện khả năng chịu nứt :f s 222.7 MPa f sa 0.6 f� y 240 MPa
* Vậy thoả điều kiện chống nứt c.Kiểm tra theo TTGH Mỏi:
Kiểm tra tại vị trí ngàm.
Biên độ giao động của mômen do tải trọng gây ra:
min DC DW DC DW
M M M 2474568117 248246055 2722814172 N.mm Ở trạng thái giới hạn sử dụng DC DW 1
MLL : momen do hoạt tải gây ra (ở trạng thái mỏi không xét đến tải trọng thường xuyên). Ứng suất trong cốt thép :
Biên độ giao động ứng suất trong cốt thép: f max min f f f 220 200 20 MPa
Biên độ giao động ứng suất trong cốt thép do tải trọng mỏi phải tuân thủ giới hạn cho phép, không được vượt quá biên độ giao động ứng suất tối đa là f(max) min f f 145 0.33 f 55 r h.
=> thỏa điều kiện d.Kiểm tra chịu cắt:
Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi góc nghiêng của vết nứt
và 2, do đó để đơn giản trong thiết kế lực cắt, bước thép đai sẽ tính trong trường hợp này.
Chiều cao vùng nén a đã được xác định trong bài toán thiết kế thép dọc a 65.3 mm
Xác định chiều cao chịu cắt hữu hiệu d v s v s a 65.3 d 1350
Khả năng chịu cắt của bê tông: c c w v
Hệ số chỉ khả năng của bê tông bị nứt chéo f'c là một yếu tố quan trọng trong thiết kế kết cấu Cường độ chịu nén của bê tông (f'c) và bề rộng bản bụng hữu hiệu, được xác định bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv, cũng đóng vai trò quyết định Ngoài ra, chiều cao chịu cắt hữu hiệu cũng cần được xem xét để đảm bảo tính an toàn và hiệu quả cho kết cấu.
Yêu cầu khả năng chịu cắt của thép đai: u s n c c
Dùng đai có đường kínhΦ14 và 4 nhánh, diện tích thép đai
Khoảng cách yêu cầu của thép đai theo tính toán: v y v s
Chọn s 150 mm để bố trí.
Kiểm tra theo điều kiện cấu tạo:
S min min 0.8 d ;600mm khi V 0,1 f b d min 0.4 d ;300mm khi V 0,1 f b d
Trong đó ta có: v vy
S min 269.4 mm min 0.8 d ; 600 mm min 0.8 1317.4 ; 600mm
Ta chọn bước cốt đai S 0mm
4.3.2 Thiết kế cốt thép cho thân trụ:
Ta sẽ đưa tất cả tải trọng về trọng tâm đỉnh bệ trụ
Tiết diện trụ được thiết kế với các cạnh vát theo bán kính bằng một nửa chiều rộng của thân trụ Việc này nhằm quy đổi tiết diện về hình chữ nhật, giúp mô hình tính toán theo lý thuyết trở nên chính xác hơn.
Cách quy đổi ra một hình chữ nhật có chiều rộng bằng chiều rộng của trụ, chiều dài lấy giá trị sao cho có mômen quán tính tương đương.
Ta có: diện tích trụ
Ta quy đổi theo chiều rộng trụ:
Tiết diện quy đổi như hình vẽ: a.Thiết kế cốt thép theo trạng thái gới hạn cường độ I:
Dùng thép CIII có fy = 420 MPa để thiết kế thép chịu lực
Dùng thép AII có fy = 280 MPa để thiết kế thép đai
Kiểm tra độ mảnh của cột.
Diện tích tiết diện: F b h 6899.6 1400 9659440 mm � � 2
Mômen quán tính theo phương y:
K : là hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết 2 đầu cột ( K 2.1 )
Thiết kế cột phải xét đến ảnh hưởng độ mảnh
Mômen khếch đại do ảnh hưởng độ mảnh: M c b �M 2b s �M 2s
Đối với trụ cầu được xem là dạng kết cấu không giằng theo phương dọc, C m 1
Xác định lực Euler P theo công thức: e
, do mômen theo phương dọc do tĩnh tải bằng 0. c g
Thiết kế như bài toán cột ngắn có: P u 14544234 N, M c 3552296700 N.mm
Chiều cao có hiệu của tiết diện: d h a0 1400 50 1350 mm
Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng : s b 1 y s
Cường độ nén thép ở trạng thái phá hoại cân bằng :
Sức kháng thiết kế ở trạng thái phá hoại cân bằng :
� � � � do đó cấu kiện phá hoại dẻo, xác định lượng cốt thép thông qua phương trình của
Kiểm tra điều kiện cốt thép tối thiểu:
Vậy ta sẽ bố trí thép theo cấu tạo với Φ32a120
Kiểm tra độ mảnh của cột:
Diện tích tiết diện: F b h 6899.6 1400 9659440 mm � � 2
Mômen quán tính theo phương y:
K : là hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết 2 đầu cột ( K 1.2 )
Thiết kế cột không xét đến ảnh hưởng độ mảnh
Thiết kế như bài toán cột ngắn có :
Chiều cao có hiệu của tiết diện: d h a 0 6899.6 50 6849.6 mm
Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng : s b 1 y s
Cường độ nén thép ở trạng thái phá hoại cân bằng:
Sức kháng thiết kế ở trạng thái phá hoại cân bằng:
� � � � do đó cấu kiện phá hoại nén, xác định lượng cốt thép thông qua phương trình của
Ta sẽ bố trí thép theo cấu tạo.
Ta chọn Φ32a120 b.Thiết kế cốt thép theo TTGH ĐB:
+Thiết kế cốt đai cho thân trụ theo phương ngang cầu vì có H y(max)
Khả năng chịu cắt của thép đai đạt giá trị tối thiểu khi góc nghiêng của vết nứt là 45 độ và tỷ lệ là 2 Do đó, trong thiết kế lực cắt, bước thép đai sẽ được tính toán dựa trên trường hợp này để đơn giản hóa quá trình thiết kế.
Thép chịu mômen M x 10095924569 N.mm,H y(max) 4158692 N
Kiểm tra điều kiện s max b 1 s y
� Xác định chiều cao chịu cắt hữu hiệu d v s v s a 39.4 d 6849.6
Khả năng chịu cắt của bê tông: c c w v
Hệ số chỉ khả năng của bê tông khi bị nứt chéo (f') liên quan đến cường độ chịu nén của bê tông (c) và bề rộng bản bụng hữu hiệu, được xác định bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao (dw) và chiều cao chịu cắt hữu hiệu (v).
Yêu cầu khả năng chịu cắt của thép đai: u s n c c
Vậy ta bố trí cốt đai theo cấu tạo đai 2 nhánh 14 a 200
Kiểm tra theo điều kiện cấu tạo
S min min 0.8 d ;600mm khi V 0,1 f b d min 0.4 d ;300mm khi V 0,1 f b d
Trong đó ta có v vy
S min 163.7 mm min 0.8 d ;600 mm min 0.8 6849.6;600 mm
Ta chọn bước cốt đai S 0mm.
4.3.3 Thiết kế cốt thép cho bệ cọc
Hình 4.6: Sơ đồ tính thép bệ trụ theo phương dọc cầu.
Tổng momen tác dụng tại ngàm do phản lực tại đầu cọc
Mx = ∑Mxi - Hm/2.∑Qyi + ey.∑Nzi - q.L 2 /2 Với ∑Mxi = nx.Mxi
KC từ mép mố đến tim cọc biên ey = 1.25 m (PDC)
Lực phân bố do TLBT bệ móng q = Lm.Hm.c 00 (kN N/m)
Suy ra : L = Bm - Btm - Bc2= 2.50 (m)
Mx = 31855,33 (kN.m) Sức kháng danh định Mn = Mu/Ư
Chọn giá trị as bố trí CT as = 200 (mm)
KC từ TTCT đến thớ chịu nén ds = Hm - as
Chiều cao vùng nén a a = 32,42 (mm) Kiểm tra điều kiện amax = 0.75.ab amax Suy ra : amax = 663,66 (mm) > a : Thỏa ĐK
Với hệ số quy đổi vùng nén
1 = 0.836 Diện tích cốt thép As As = 47244 ( mm 2 ) Chọn cốt thép bố trí 200 Ф 25
As = 93266 ( mm 2 ) :Thỏa ĐK Kiểm tra giới hạn cốt thép
Giới hạn tối đa c/de = a/(1.ds) c/de = 0.022 < 0.42 : Thỏa ĐK Giới hạn tối thiểu đ = As/(Lm.ds) đ = 0.00216 đ > 0.03.f'c/fy = 0.00214 : Thỏa ĐK Diện tích cốt thép tối thiểu
As(min) = (0.03.f'c/fy).Lm.ds
As(min) = 92571 ( mm 2 ) Giới hạn tối thiểu đ = As/(Lm.ds) đ = 0.002886 đ > 0.03.f'c/fy = 0.00214 : Thỏa ĐK 4.3.3.1 Theo phương ngang cầu
Không cần tính toán do cọc nằm trong phạm vi của thân trụ không gây nội lực cho bệ. a,Thiết kế cốt đai cho bệ cọc
Trường hợp đặt tải để nội lực phát sinh theo phương dọc cầu lớn nhất
Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi :
Góc nghiêng của vết nứt = 45 ( 0 )
Do đó để đơn giản trong thiết kế ta sẽ tính cốt đai trong trường hợp này
Giá trị lực cắt cần tính toán
Qmax = ∑Nzi ( Cho hàng cọc biên theo PNC)
( Được lấy bằng giá trị lớn nhất của lực cắt trong cọc từ vị trí ngàm tính lên )
Xác định cánh tay đòn dv là giá lớn nhất của 3 giá trị (ds -0,5.a ; 0,72.b ; 0,9.ds ) ds - 0,5.a = 1783,79 (mm) 0,72.Hm = 1440.00 (mm) 0,9.ds = 1620.00 (mm)
Khả năng chịu cắt của BT
Vc Vc = 38924532 (N) Khả năng chịu cắt của thép đai
Vu = 32879624 (N) Ư = 0.9 Suy ra : Vs = -2391617 (N) ( Bố trí cốt đai theo cấu tạo )
Diện tích thép đai Av = nd.ð.Ư 2 /4
Av = 5830.8(mm 2 ) Khoảng cách cốt đai yêu cầu theo tính toán s s = - (mm) Kiểm tra cốt đai theo cấu tạo s ≤ : Nếu
0.8*dv = 1427 mm sct = 600 mmKhoảng cách cốt đai tối thiểu bố trí cho bệ 224 mm
Kiểm tra điều kiện nứt cho cọc và bệ
Kiểm tra điều kiện nứt cho cọc [ 5.7.3.4 22 TCN 272-05 ]
TS nứt phụ thuộc vào ĐKMT Z = 30000 ( N/mm )
K/C từ mép chịu kéo đến lớp CT ngoài cùng dc = Min( as , 50 ) dc = 50 ( mm ) Diện tích phần BT bao quanh 1 thanh cốt thép
A = 12404,00 ( mm 2 ) Khả năng nứt fsa = Z/(dc.A) 1/3 fsa = 351,79( MPa ) fsa> 0.6fy = 252 ( MPa ) : Thỏa ĐK
Kiểm tra điều kiện nứt cho bệ [ 5.7.3.4 22 TCN 272-05 ]
TS nứt phụ thuộc vào ĐKMT Z = 30000 ( N/mm )
K/C từ mép chịu kéo đến lớp CT ngoài cùng dc = Min( as , 50 ) dc = 50 ( mm ) Diện tích phần BT bao quanh 1 thanh cốt thép
A = 331033,05 ( mm 2 ) Khả năng nứt fsa = Z/(dc.A) 1/3 fsa = 253,61( MPa ) fsa> 0.6fy = 252 (MPa) : Thỏa ĐK
Tính toán nền móng65
Tải trọng dùng tính toán:65
Tải trọng dùng tính toán thiết kế nền móng là giá trị max trong các tổ hợp tải trọng trên, cụ thể như sau:
Tính toán số cọc:66
- Chọn loại khoan nhồi đường kính lm, chiều dài dự kiến của cọc là 34m.
- Căn cứ vào tài liệu khảo sát địa chất công trình, ta có thể chọn lớp 8 làm lớp chịu lực chính.
Thông số cấu tạo móng mố:
- Móng cọc bệ thấp được thiết kế với cọc khoan nhồi,có các thông số cơ bản sau:
Bảng 4.19: Bảng tổng hợp các thông số cọc khoan nhồi
STT Thông số Kí hiệu Giá trị Đơn vị
1 Đường kính cọc khoan nhồi D 1.0 m
3 Đường kính cốt thép dọc chủ D32
4 Diện tích mcn danh định 1 thanh cốt thép As 819 mm2
5 Giới hạn chảy của cốt thép fy 420 Mpa
6 Số thanh cốt thép dọc trên 1 mặt cắt ngang n 16 thanh
7 Loại cốt thép đai sử dụng Cốt đai xoắn Mpa
8 Cường độ chịu nén ở 28 ngày tuổi của BT fc 30 Mpa a Tính toán sức chịu tải của cọc theo vật liệu:
-Sức chịu tải dọc trục danh định của cọc được tính như sau:
Với cấu kiện sử dụng cốt đai xoắn:
-Sức chịu tải dọc trục tính toán của cọc được tính như sau: P =φ.P R n
Bảng 4.20:Bảng tính chịu tải của cọc theo vật liệu
Tên các đại lượng Ký hiệu Giá trị DV
Tiết diện nguyên mcn của cọc Ag 1.767 m 2
Số thanh cốt thép trên 1 mcn của cọc n 16 thanh
Tổng diện tích cốt thép dọc trên mcn của cọc Ast 0.01966 m 2
Sức kháng nén danh định của cọc Pn 44894.03 kN
Hệ số sức kháng nén 0.75
Sức kháng nén tính toán của cọc Pr 33670.53 kN b Tính toán sức chịu tải của cọc theo đất nền.
Bảng 4.21:Bảng số liệu khảo sát địa chất tại khu vực thi công cọc móng trụ: φ
-Công thức tổng quát tính sức chịu tải của cọc khoan nhồi theo 22TCN 272-05:
- Sức kháng đỡ tính toán của cọc khoan nhồi QR có thế được tính như sau:
Q =q A Trong đó: φ : q hệ số sức kháng dùng cho sức kháng đỡ của 1 cọc đơn.
Q :ult sức kháng đỡ của 1 cọc đơn (N)
Q :s sức kháng thân cọc (N) q : p sức kháng đơn vị mũi cọc (MPa) q :s sức kháng đơn vị thân cọc (MPa)
A : p diện tích bề mặt mũi cọc (mm 2 )
Diện tích bề mặt thân cọc được tính bằng mm², trong đó hệ số sức kháng đối với sức kháng mũi cọc là φ qp và hệ số sức kháng đối với sức kháng thân cọc là φ qs Để tính toán sức kháng thân cọc trong đất dính, cần áp dụng các công thức và phương pháp phù hợp nhằm đảm bảo độ chính xác và hiệu quả trong thiết kế cọc.
- Tính toán sức kháng thân cọc khoan trong đất dính theo phương pháp α :
Sức kháng thành bên của cọc khoan trong đất dính dưới điều kiện tải trọng không thoát nước (MPa) có thể được tính toán theo công thức cụ thể.
STT Loại đất Chiều dày γw φ SPT
Lớp 1 Sét pha lẫn dăm sạn 3.6 1.82 32 0 23’ 9
Lớp 3 Sét pha màu xám 8.4 1.94 33 0 02’ 7
Lớp 6 Sét màu xám xanh 7.1 1.79 8 0 23’ 4
Lớp 7 Cát hạt thô lẫn sỏi 6.9 2.01 15 0 26’ 19-23
Lớp 8 Sét xám xanh-trắng 3.5 2.01 15 0 26’ >30 s u q =αS ở đây:
S :u cường độ kháng cắt không thoát nước trung bình (MPa).
: hệ số dính bám (DIM).
+Giá trị được lấy theo bảng 4.13 như sau:
Bảng 4.22:Bảng tra giá trị α trong đất dính
Bảng 4.23:Bảng tính toán sức kháng thân cọc trong đất dính
Chiều dài cọc hữu hiệu nằm trong các lớp đất
Sức kháng cắt không thoát nước
Sức kháng bề mặt đơn vị
Li (m) U(m) Su (kPa) q (kPa) s Q (kN) si
Sức kháng thân cọc danh định trong các lớp đất dính Q s1 kN 1333.934 c.2.Tính toán sức kháng thân cọc trong đất dời:
+ Tính toán sức kháng thân cọc khoan trong đất dời theo phương pháp của Reese và Wright (1977):
Sức kháng thành bên đơn vị danh định (MPa) choc cọc khoan trong đất dời: q =0,0028.N s với N 53 �
q =0,00021 N-53 +0,15 s với 53< N 100 � ở đây: N: số búa SPT chưa hiệu chỉnh (búa/300mm).
Bảng 4.24: Bảng tính toán sức kháng thân cọc trong đất rời
Lớp Thứ tự lớp nhỏ
Chiều dài cọc Diện tích thân cọc Số đếm búa SPT trung bình N Sức kháng bề mặt Sức kháng thành bên di (m) As (mm 2 ) (búa/30cm)
Sức kháng thân cọc danh định trong các lớp đất dính Q s2 kN 9231.6 c.3.Tính toán sức kháng mũi cọc trong đất dời:
+ Tính toán sức kháng mũi cọc khoan trong đất dời theo phương pháp của
Reese và Wright (1988): q MPa =0,064.N p với N 60 �
- N: số búa SPT-N gần mũi cọc chưa hiệu chỉnh cho áp lực tầng phủ(búa/300mm)
Bảng 4.25: Bảng tính toán sức kháng mũi cọc Đại lượng Ký hiệu Giá trị Đơn vị
Số búa SPT chưa hiệu chỉnh (búa/300mm) N 54.0 Búa/300mm Sức kháng đơn vị của mũi cọc trong đất rời qp 3.456 Mpa
Diện tích mặt cắt ngang mũi cọc Ap 3140000 mm 2
Sức kháng mũi cọc trong đất rời Qp 6107.256 kN c.4.Tính toán sức kháng của cọc đơn theo đất nền:
Bảng 4.26: Bảng tính toán sức kháng cọc đơn theo đất nền
Sức kháng thân cọc và hệ số Sức kháng mũi cọc và hệ số
Qs1( kN) φ qs1 Q s2 ( kN) φ qs2 Q p (kN) φ q p
1333.934 0.65 9231.6 0.45 6107.256 0.50 10002.483 c Tính toán sức chịu tải dọc trục tính toán của cọc đơn:
- Công thức xác định: P =max P ;Q tt r R
Vậy ta có: P =max P ;Q tt r R =max(33670.53; 10002.483)= 10002.483 (kN) d.Chọn số lượng cọc và bố trí cọc trong móng:
+Số lượng cọc sơ bộ được tính theo công thức: tt c tt nβ N
Ntt: tải trọng thẳng đứng tính đến mặt cắt đáy móng trụ.
Ptt: sức chịu tải tính toán của cọc đơn. β: hệ số xét đến loại móng và độ lớn của mômen,lấy β=1,5.
=> Chọn số cọc bố trí trong móng ncoc= 8 cọc ,bố trí thành 2 hàng,mỗi hàng 4 cột
+Chiều dài cọc bố trí là 34 m
Hình 4.8: Sơ đồ bố trí coc khoan nhồi trụ T1
=> Chọn số cọc bố trí trong móng ncoc= 8cọc ,bố trí thành 2 hàng,mỗi hàng 4 cọc.
+Chiều dài cọc bố trí là 34 m
Thiết kế cốt thép cho cọc71 CHƯƠNG 5: THIẾT KẾ THI CÔNG TRỤ T1
Cọc khoan nhồi có đường kính: D= 1m
Có chiều dài cọc: Lc= 34m
Kiểm tra cọc chịu lực dọc của trục Điều kiện: V/nc+Gc ≤Фcp
Vậy: V/nc+Gc@0.686 kN Thỏa mãn
Kiểm tra cọc chịu lực ngang:
Lực cắt tại mỗi đầu cọc:
Mô men tại mỗi đầu cọc:
+ Mi=My/nc84.871 kNm a Phân tích chuyển vị nội lực đầu cọc
Hệ số biến dạng α được tính dựa trên hệ số tỷ lệ nền K, mà K được xác định từ chiều sâu ảnh hưởng của cọc trong nền Chiều sâu ảnh hưởng được tính theo công thức hah = 2(d + 1), với giá trị cụ thể là 4 m.
Vậy chiều sâu ảnh hưởng nằm trong lớp đất thứ nhất b Hệ số tỷ lệ nền:
+ Lớp 1: bùn sét, B=1.09, cọc nhồi Tra theo bảng G.1 Được K1 0 T/m 4
K tt 00 kN/m 4 c Đường kính tính toán của cọc:
Cọc tròn do đó: kФ=0.9 => lấy k’ =1
+ Chiều sâu tính đổi bằng:
Ltđ> 2.5 nên móng được coi là móng cọc mềm (cọc tựa trên đất)
Kiểm tra cọc tại vị trí Z = 0.85/α = 2.733 m Để tính toán nội lực đầu cọc, cần lưu ý rằng đầu cọc nằm cách mặt đất tự nhiên khoảng 2m Tuy nhiên, để thuận tiện và đảm bảo an toàn trong quá trình tính toán, ta coi như đầu cọc nằm tại mặt đất tự nhiên.
Chọn giá trị nội lực bất lợi nhất tác dụng lên đầu cọc để tính toán
+ Nội lực ở đầu cọc tại mặt đất:
Ltđ= 21.77 m tra theo bảng G-2 ta được: A0 =2.441 B0= 1.621 C0=1.751
Chuyển vị và góc xoay của cọc tại mặt đất khi chịu ngoại lực bằng một đơn vị: δHH=A0/α 3 EI = 6.559E-05 m/kN δHM=δMH =B0/α 2 EI = 1.3547E-08 l/kN δMM = C0/αEI =4.5512E-05 l/kNm
Chuyển vị đầu cọc cho phép là 38mm
Vậy Y0 1.25 mm < 38 mm => thỏa mãn
+φ0=Q0*δMH+M0* δMM=0.0008 rad e Kiểm tra độ bền nền đất xung quanh cọc Điều kiện để cọc làm việc ổn định là:Фmax ≤[Ф]cho phép Фmax=K*Z*(Y0*A1+φ0*B1/α+M0*C1/α 2 EI+Q0*D1/α 3 EI)
Ta có: K tt = 2000 kN/m 4 Kiểm tra cọc tại vị trí Ze = 0.850 m.
Ta tra được ( tính toán bằng nọi suy): A1=0.033, B1=0.18, C1=0.799, D1= 0.085
[Ф]cho phép=ρ1*ρ2*4*(γ1*Z*tgφ1+ξ*C1)/cosφ1 ρ1 = 1, ρ2 = 0.7, cọc khoan nhồi: ξ= 0.6
Tại vị trí Z=0.85m => thuộc lớp 1 ta có: γ= 17.8 kN/m 3
( với φi là góc ma sát trong của đất)
Nền đất xung quanh cọc đảm bảo khả năng chịu lực e Kiểm tra độ bền tiết diện cọc
+ Tìm mô men Mz lớn nhất với:
Tra bảng G-3 khi cho Ze tăng từ 0m đến 4m ta được bảng sau:
Bảng 4.27: Bảng tính toán giá trị e x Ze=α*Z A3 B3 C3 D3 Mz
So sánh giá trị Mz ta thấy tại vị trí Z=2.5m ứng với Ze=0.7527m mô men Mz đạt giá trị lớn nhất là Mz0609.17 kNm
Nên chọn Mmax= 30609.17 kNm để tính thép
Giá trị mô men max dùng thiết kế cọc là:Mmax= 30609.17 kNm
Bê tông cáp 30 có modun đàn hồi
Cốt thép cấp 60 có modun đàn hồi
Es= 200000 Mpa fy = 420 Mpa fu = 730 Mpa
Mô emn tính toán: Mn = M/Ф = 34010.189 kNm (Ф=0.9)
- Hàm lượng thép tối thiểu , tối đa: Ρmin= 14/fi =0.0033 Ρmax=0.75ρb = 0.75*0.85fc/fy*β1(6120/(6120+fy))=0.02256741
Trong đó: β1 = 0.85 – 0.05(fc-280)/70 = 0.8357 (do 28 M g E y b b
- Từ sơ đồ tính ta có: y1=2.74 ; y2=3.24+h/2 ; yc=2(3.24+h)/3 ; yh=(3.24+h)/2 ; yb=2h/3+3.24
- Thay số vào ta có phương trình như sau:
- So sánh với điều kiện khi có đổ BTBĐ thì h≥0.1m Chọn h=7.7m.
- Như vậy tổng chiều dài cọc ván thép là L = 7.7+ 3,24+0,5 44(m).
- Với điều kiện công trường hiện có ta chọn cọc 12m.
- Chọn tường cọc ván tiết diện Lacxen do hãng SNG sãn xuất có đặc trưng hình học như sau :
+ F = 94,3 cm 2 Ix = 10420 cm 4 Wx )62 cm 3 m = 57,8 daN/m.
- Trong đó : Ix , Wx là giá trị tính toán trên 1 m rộng các cọc ván đồng thời chịu uốn.
* Tính duyệt cường độ cọc ván thép và tính toán thanh chống:
Trong việc tính toán cường độ của cọc ván, cọc ván thép được coi như một dầm đơn giản được kê lên hai gối, với gối dưới là điểm giữa của chiều sâu ngàm cọc vào đất Tải trọng tác dụng bao gồm áp lực đất chủ động và áp lực nước bên ngoài hố móng, trong khi áp lực đất bị động và áp lực nước trong hố móng được bỏ qua.
- Sơ đồ tính duyệt cường độ cọc ván và tính thanh chống ngang: Á CÁ T
SÉ T MÀ U XÁ M XANH DÀ Y 4.1 m
SÉ T PHA MÀ U XÁ M VÀ NG
Hình 5.7: Sơ đồ tính toán cường độ cọc ván thép
-Áp lực thủy tĩnh của nước:
-Áp lực do hoạt tải :
- Áp lực đất chủ động:
- Xác định phản lực tại gối O và gối A
- Để tìm Mmax ta coi như các lực tập trung trên là một lực tập trung trung bình của các lực trên đặt tại vị trí giữa nhịp.
Như vậy mô men lớn nhất Mmax = 169.8* 3.435 = 583.2(kN.m)
Hình 5.8: Sơ đồ tính toán cọc ván thép.
- Như vậy : Ứng suất lớn nhất xuất hiện trong cọc ván là :
Vậy cọc ván thép đủ khả năng chịu lực.
- Ta coi thanh chống ngang là 1 dầm chịu nén đúng tâm.
- Chọn tiết diện thanh chống:
- Ta chọn loại thanh chống I No300 (F = 61,9cm 2 ; Ix = 14, 7cm 4 ; Iy = 2,89cm 4 )
- Vậy điều kiện ổn định của thanh chống được thoả mãn
Tính giai đoạn 2: Tính duyệt cường độ cọc ván thép.
Sơ đồ tính cọc ván thép được mô tả là một dầm giản đơn, được hỗ trợ bởi hai gối là thanh chống, với điểm 0’ nằm cách mặt trên của lớp bê tông bịt đáy 1m về phía dưới.
Trong trường hợp này, nhịp tính toán của cọc ván thép nhỏ hơn so với trường hợp 1, do đó không có bất lợi nào so với trường hợp 1 Điều này cho thấy rằng, trong giai đoạn này, cọc ván thép đáp ứng đầy đủ yêu cầu về cường độ.
5.2.4.3 Đào đất và hút nước trong hố móng
Thi công cọc khoan nhồi77
5.2.3.1 Lựa chọn phương pháp thi công.
Dựa trên kết quả từ lỗ khoan địa chất LKT1(KT), các lớp đất 1, 2, 3 và 6 đều ở trạng thái bão hòa nước dẻo chảy, trong khi lớp 7 là lớp cuội sỏi có kết cấu chặt vừa, dễ bị sạt lở khi khoan Do đó, cần sử dụng ống vách để bảo vệ thành cọc khoan nhồi trong các lớp đất này Ngược lại, lớp 8 là lớp đá bột kết màu xám xanh, không cần ống vách bảo vệ Từ những phân tích trên, cùng với yêu cầu thực tế và thiết bị thi công, chúng tôi đã chọn phương pháp thi công phù hợp để tạo lỗ.
Khoan bằng gầu xoay kết hợp ống vách giữ vách hố khoan kết hợp cùng dung dịch Bentonite giữ vách hố khoan.
Máy khoan được sử dụng là máy khoan ED5500
5.2.3.2 Giới thiệu năng lực máy thi công. a Máy khoan ED5500
- Phương pháp khoan: Dùng cần Kelly+ gầu khoan (Bucket)
- Đường kính khoan lớn nhất: 2000 mm
- Chiều sâu khoan lớn nhất: 68m
- Tốc độ vòng quay gầu: 0-28 v/p.
- Trọng lượng công tác: 56500 daN. b Máy khác :
Cẩu phụ trợ là thiết bị quan trọng trong các công việc như lắp đặt thiết bị và hạ ống vách bằng búa rung Trong số các lựa chọn, máy cẩu Kobelco – 7045 nổi bật với các thông số kỹ thuật ưu việt, đáp ứng tốt nhu cầu thi công.
Trọng lượng hoạt động 45000 daN Động cơ
Công suất bánh đà 114 kW
Tốc độ động cơ khi không tải 2150 Vòng/phút
Mô men xoắn lớn nhất N.m
Số xi lanh Đường kính xi lanh mm
Hành trình pit tông mm
Dung tích buồng đốt cm3
Kiểu bơm thuỷ lực Pít tông hướng trục thay đổi lưu lượng Áp suất làm việc của hệ thống 29 Mpa
Tốc độ quay 3.5 Vòng/phút
Tốc độ di chuyển 1.4 km/h
Khả năng leo dốc Độ Áp suất tác dụng lên đất 0.61 kN/m2
Chiều dài dải xích 5400 mm
Chiều rộng dải xích 3300 mm
Chiều rộng guốc xích 760 mm
Chiều dài cơ sở 9140 mm
Chiều dài lớn nhất 48770 mm
Chiều dài cần phụ 15240 mm
+ Chọn búa để hạ ống vách
The hydraulic vibro hammer, designed for temporary wall installation, features four eccentric weights arranged in pairs that rotate in opposite directions to minimize vibrations using rubber dampers This equipment is manufactured by ICE (International Construction Equipment) and comes with specific technical specifications.
Thông số Đơn vị Giá trị
Lực li tâm lớn nhất kN 645
Tần số rung vòng/ phút 800, 1600
Biên độ rung lớn nhất mm 13,1
Công suất máy rung kW 188
Lưu lượng dầu cực đại lít/ phút 340 Áp suất dầu cực đại bar 350
Trọng lượng toàn đầu rung daN 5950
Kích thước phủ bì: - Dài mm 2310
-Trạm bơm: động cơ Diezel kW 220
5.2.3.3 Tính toán ống vách phục vụ thi công cọc khoan nhồi. a Xác định kích thước và tính toán ống vách. § Ê t yÕu l ớ p đá c a o độ đá y ố n g v á c h c a o độ mặt đấ t tn c a o độ đỉ n h ố n g v á c h
Chiều dài ống vách cần được tính toán dựa trên đường kính trong, chiều dày và chiều dài, đảm bảo độ bền và cường độ phù hợp với đường kính cọc và đường kính ngoài của đầu khoan Ngoài ra, cần xem xét đặc điểm địa hình và địa tầng nơi thi công để lựa chọn ống vách thích hợp.
- Đường kính và độ dày ống vách :
+ Đường kính trong ống vách : Dt = 1100mm
+ Độ dày ống vách : t = 10mm
+ Miếng tôn hàn ống vách có độ dày 16mm dài 20cm ngàm vào mỗi đầu ống vách 10cm, được hàn liên kết với ống vách
Dựa vào các yêu cầu sau :
+ Cao độ miệng ống vách cao hơn cao độ mặt đất thi công 30 (cm)
+ Cao độ đáy ống vách kê trong tầng đá của lớp đất thứ 8 ngàm vào một khoảng 1m.
.Với chiều dày ngàm trong tầng này sao cho ống không bị lún thì chiều dài ống có thể tính theo công thức sau :
Các ký hiệu như hình vẽ
Lo : Tổng bề dày các lớp đất yếu ( tính cả phần đất đắp đảo để thi công trụ)
Vậy có thể chọn sơ bộ chiều dài ống vách như sau:
- Kiểm tra điều kiện lún ống vách :
Pov : trọng lượng bản thân ống vách ,Pov = 30.(1,120 2 -1,10 2 ) 7,85,0 (kN)
Pdn = (1,12² - 1,1²) = 1 × (1,12² - 1,1²) = 5,50 kN Chu vi ngoài của tiết diện ngang ống vách được tính là u = 3,14 × 1,12 = 3,52 m Chiều dài lớp đất thứ i tiếp xúc với mặt bên ống vách là li, trong khi sức chống tính toán của lớp đất thứ i lên mặt hông của ống được ký hiệu là fi, có đơn vị kN/m².
Pgiu = 5,5+865 = 870,5 (kN) > Pgay lun =1,5.823 (kN)
Vậy ống vách không bị lún.
Thi công hố móng78
5.2.4.1 Tính toán chiều dày lớp bê tông bịt đáy
- Sau khi đóng cọc mới đổ bê tông bịt đáy lên trên, nên chiều dày lớp bê tông bịt đáy được tính theo công thức sau: h BT BT * * n n k u * * H * m
- Diện tích đáy hố móng, = 6.2*12.2 = 75.64 (m 2 )
K - Số lượng cọc, K = 8 (cọc) u - Chu vi cọc, u = 3.14 (m)
- Lực trượt giới hạn giữa bê tông bịt đáy và thành cọc,
= 2 (daN/cm2) m - Hệ số điều kiện làm việc của cọc, m = 0,9 n – Hệ số ma sát giữa đất và cọc, n=0,9
Tiến hành đổ bê tông bịt đáy bằng cách sử dụng các bao tải chứa hỗn hợp bê tông xi măng trộn khô Sau đó, hạ bao tải xuống và kéo đầu buộc để hỗn hợp bê tông xi măng chảy ra ngoài.
5.2.4.2 Tính toán bố trí cọc ván a Mặt bằng bố trí cọc ván:
-Mặt bằng bệ trụ như hình vẽ:
Để thuận tiện cho thi công, cọc ván được bố trí rộng hơn mặt bằng đài trụ T1 mỗi bên 0.6m, tạo thành hình chữ nhật với kích thước cụ thể.
Diện tích mặt bằng thi công là 12.20x6.20 = 75.64 m 2
- Chọn loại cọc ván tiết diện lòng máng, có các thông số kỹ thuật và kích thước như sau (Trang 50_Sách thi công mố trụ cầu):
+ Mômen quán tính của 1m tường cọc ván là : 2243 cm 4
+ Mômen quán tính của từng cọc ván riêng lẻ là :10420 cm 4
+ Mômen kháng uốn của từng cọc ván riêng lẻ là : 260 cm 3
+ Mômen kháng uốn của 1m tường cọc ván là : 2962 cm 3
+ Diện tích tiết diện là : 74 cm 2
+ Khối lượng đơn vị dài là : 57.8 daN/m
+ Cường độ cọc ván R : 2100 daN/cm 2
Hình 5.5: Cấu tạo cọc ván thép
- Tại các góc của cọc ván ta liên kết bằng thép góc như hình vẽ b Tính toán thiết kế cọc ván:
- Số liệu đất nền: thứ tự từ trên xuống dưới.
+ Lớp 1: Á cát dày 1.12 m dùng để đắp có: φ12 0 ; h1=1.12 (m); w = 19.5 kN/m 3
+ Lớp 2: Sét màu xám xanh dày 4.10m có: φ20 0 ; h2=4.1 (m); w = 18.2 kN/m 3
+ Lớp 3: Cát hạt thô màu xám trắng – vàng nhạt dày 1.40m có: φ32 0 ; h3=1.4 (m); w = 17.5 kN/m 3
+ Lớp 4: Sét pha màu xám vàng – xám trắng dày 8.40m có: φ33 0 ; h4=8.4 (m); w = 19.4 kN/m 3
- Đối với đất nằm dưới mực nước ngầm ta tính với dung trọng đẩy nổi :
+ là tỷ trọng của đất.
+ 0 là dung trọng của nước 0 (kN/m 3 )
+ tb là độ rỗng trung bình giữa các lớp đất
- Dự định cọc ván thép sẽ đóng qua 4 lớp đất lớp 1, lớp 2, lớp 3 và một phần lớp 4
Kết quả tính toán cho thấy sự khác biệt giữa trọng số riêng () của hai lớp đất không vượt quá 20%, do đó, chúng ta có thể quy đổi bốn lớp đất về một lớp đất tương đương để đơn giản hóa quá trình tính toán.
Các hệ số áp lực đất chủ động và bị động:
Hệ số vượt tải của áp lực đất chủ động: na = 1,2
Hệ số vượt tải của áp lực đất bị động: nb = 0,8
Hệ số vượt tải của áp lực thủy tĩnh lấy n = 1 + Hệ số áp lực đất chủ động:
+ Hệ số áp lực đất bị động:
Trước khi đổ bê tông bịt đáy cho hố móng, cần tính toán giai đoạn 1 bằng cách đảm bảo tường cọc ván chịu áp lực đã được thi công đúng cách Hố móng cần được đào đến cao độ lớp bê tông bịt đáy, đồng thời hút nước trong hố móng xuống khoảng 0,5m để chuẩn bị cho việc thi công khung chống.
Sơ đồ tính như sau: Á CÁT
SÉT MÀ U XÁM XANH DÀ Y 4.1 m
SÉT PHA MÀ U XÁM VÀ NG
Hình 5.6 Áp lực tác dụng lên cọc ván thép
- Áp lực đất chủ động:
E c =0.5* đn *(3.24+h) 2 λ a n a = 0.5*0.98(3.24+h) 2 0.3*1.2=1.76(3.24+h) 2 (kN) na=1,2 là hệ số vượt tải đối với áp lực đất chủ động
- Áp lực đất bị động:
E c =0.5 đn h 2 λ b n a = 0.5*0.98h 2 *3.2*0.8 = 12.5h 2 (kN) nb=0,8 là hệ số vượt tải đối với áp lực đất bị động
- Áp lực thủy tĩnh của nước:
- Áp lực do hoạt tải :
- Hệ số vượt tải đối với áp lực thủy tĩnh lấy bằng 1
- Lập phương trình ổn định chống lật đối với điểm 0:
+ Để cọc ván ổn định trong trường hợp này thì phải thoã mản phương trình sau :
+ Với m=0,95 là hệ số an toàn.
+ Ml : Tổng các mômen lật đối với điểm 0
+ y1, y2, yc, yh: lần lượt là khoảng cách từ điểm đặt lực tương ứng đến điểm 0
+ Mg : Tổng các mômen gây lật với điểm 0 => M g E y b b
- Từ sơ đồ tính ta có: y1=2.74 ; y2=3.24+h/2 ; yc=2(3.24+h)/3 ; yh=(3.24+h)/2 ; yb=2h/3+3.24
- Thay số vào ta có phương trình như sau:
- So sánh với điều kiện khi có đổ BTBĐ thì h≥0.1m Chọn h=7.7m.
- Như vậy tổng chiều dài cọc ván thép là L = 7.7+ 3,24+0,5 44(m).
- Với điều kiện công trường hiện có ta chọn cọc 12m.
- Chọn tường cọc ván tiết diện Lacxen do hãng SNG sãn xuất có đặc trưng hình học như sau :
+ F = 94,3 cm 2 Ix = 10420 cm 4 Wx )62 cm 3 m = 57,8 daN/m.
- Trong đó : Ix , Wx là giá trị tính toán trên 1 m rộng các cọc ván đồng thời chịu uốn.
* Tính duyệt cường độ cọc ván thép và tính toán thanh chống:
Trong việc tính toán cường độ của cọc ván, cọc ván thép được coi như một dầm đơn giản với hai gối là thanh chống ngang và gối dưới là điểm giữa của chiều sâu ngàm cọc vào đất Tải trọng tác dụng lên cọc bao gồm áp lực đất chủ động và áp lực nước bên ngoài hố móng, trong khi áp lực đất bị động và áp lực nước trong hố móng được bỏ qua.
- Sơ đồ tính duyệt cường độ cọc ván và tính thanh chống ngang: Á CÁ T
SÉ T MÀ U XÁ M XANH DÀ Y 4.1 m
SÉ T PHA MÀ U XÁ M VÀ NG
Hình 5.7: Sơ đồ tính toán cường độ cọc ván thép
-Áp lực thủy tĩnh của nước:
-Áp lực do hoạt tải :
- Áp lực đất chủ động:
- Xác định phản lực tại gối O và gối A
- Để tìm Mmax ta coi như các lực tập trung trên là một lực tập trung trung bình của các lực trên đặt tại vị trí giữa nhịp.
Như vậy mô men lớn nhất Mmax = 169.8* 3.435 = 583.2(kN.m)
Hình 5.8: Sơ đồ tính toán cọc ván thép.
- Như vậy : Ứng suất lớn nhất xuất hiện trong cọc ván là :
Vậy cọc ván thép đủ khả năng chịu lực.
- Ta coi thanh chống ngang là 1 dầm chịu nén đúng tâm.
- Chọn tiết diện thanh chống:
- Ta chọn loại thanh chống I No300 (F = 61,9cm 2 ; Ix = 14, 7cm 4 ; Iy = 2,89cm 4 )
- Vậy điều kiện ổn định của thanh chống được thoả mãn
Tính giai đoạn 2: Tính duyệt cường độ cọc ván thép.
Sơ đồ tính cọc ván thép mô tả dầm giản đơn được đặt lên hai gối, bao gồm thanh chống, với điểm 0’ nằm cách mặt trên của lớp bê tông bịt đáy 1m ở phía dưới.
Nhịp tính toán của cọc ván thép trong trường hợp này nhỏ hơn so với trường hợp 1, cho thấy rằng tình huống này không bất lợi hơn Do đó, cọc ván thép ở giai đoạn này đáp ứng tiêu chí về cường độ.
5.2.4.3 Đào đất và hút nước trong hố móng
Sau khi hoàn thành việc đóng cọc ván, bước tiếp theo trong thi công hố móng là đào đất và hút nước ra khỏi hố, đồng thời lắp dựng các văng chống ngang Để đào đất trong hố móng, sử dụng máy đào gàu nghịch để đào đến cao độ thiết kế của bê tông bịt đáy, cách bề mặt 0.2m, sau đó nhân công sẽ tiếp tục đào đến đúng cao độ thiết kế Thể tích đất cần đào trong hố móng sẽ được tính toán cụ thể để đảm bảo tiến độ và chất lượng công trình.
- Diện tích mặt bằng thi công là 13.2x7.2 = 78.12m 2
- Khối lượng đất đào bằng máy : Vx.12*3.04#7.48 (m 3 )
- Khối lượng đất đào bằng thủ công :
Sau khi thi công xong cọc ván thép thì ta tiến hành đào đất hố móng.
Hố móng có cấu trúc hẹp và thành thẳng đứng, vì vậy chúng ta sử dụng máy xúc gầu ngoạm E-652B để đào hố móng, đồng thời giữ lại một lớp đất dày 20cm Phần đất này sẽ được nhân công thực hiện đào.
Để đảm bảo an toàn trong quá trình thi công, đất đào hố móng cần được vận chuyển ra xa khỏi khu vực móng nhằm tránh tình trạng sạt lở taluy Chỉ nên để lại một phần đất vừa đủ để lấp hố móng sau này.
- Mỗi công nhân làm việc trong khu vực có diện tích từ 5-10m² để đảm bảo năng suất và an toàn lao động.
- Các thông số kĩ thuật của máy đào gàu ngoạm E-652B
Trong đó : q : dung tích gàu,q=0,65 (m 3 )
Kd: hệ số đầy gàu, Kd=1
Kt: hệ số tơi của đất, Kt=1,1
Ktg: hệ số sử dụng thời gian, Ktg=0,9 nck: số chu kỳ xúc trong 1 giờ,
Tck= tck.KVT.Kquay: thời gian 1 chu kỳ tck= 17(giây)
KVT: hệ số phụ thuộc vào điều kiện đổ đất của máy xúc Đổ tại bãi: KVT = 1
Kquay: hệ số phụ thuộc góc quay,với góc 90 0 thì Kquay=1,0
- Thể tích đất trong hố móng là : Vx.12*3.04#7.48 (m 3 ) Vậy thời gian cần thiết để đào xong hố móng: t = 237.48/123,9= 2,00 (h) b.hút nước hố móng
Các giai đoạn hút nước được tính toán để dễ dàng bố trí các tầng khung chống ngang.
Giai đoạn 1: Hút nước trong hố móng đến chiều sâu hố móng, chưa lắp khung chống ngang:
Sơ đồ áp lực cho thấy quá trình kiểm toán ổn định chống lật quanh điểm O Đầu tiên, cần hút cạn nước và lắp đặt tầng thanh chống ngang đầu tiên Sau đó, tiếp tục hút nước và bố trí tầng thanh chống tiếp theo.
Thể tích nước cần hút trong hố móng được tính như sau:
Diện tích mặt bằng thi công là 12.2x6.2 = 78.12m 2 Với chiều cao nước là 0.86 m Vậy thể tích nước cần hút là 78.12*0.86= 67 m 3 nước
- Chọn máy bơm C-374 có các thông số:
+ Đường kính ống hút 51 mm.
+ Công suất động cơ 1KW.
- Thời gian để hút hết nước trong hố móng :
- Chọn máy bơm và phải dự trữ thêm 1 máy bơm để bơm nước từ ngoài vào trong hố móng đề phòng sự cố
- Vị trí đặt ống hút phải ở vị trí thấp nhất của hố móng và phải làm hố tụ nước.5.2.5 Thiết kê thi công trụ
5.2.5.1 Thi công lớp bê tông bịt đáy
-Lớp bê tông bịt đáy có chiều dày 1(m)
- Lớp bê tông bịt đáy được đổ có khối lượng bê tông cần đổ là:
Bê tông được sản xuất tại trạm trộn và vận chuyển đến vị trí trụ bằng xe trộn Sau đó, bê tông sẽ được đưa vào thùng đổ và sử dụng cẩu để hạ xuống hố móng.
5.2.5.2.Thiết kế ván khuôn trụ a Phân đoạn thi công.
Tính toán thiết kế ván khuôn cho trụ bao gồm ba hạng mục thi công chính: thi công bệ trụ, thi công thân trụ và thi công xà mũ trụ Việc bố trí ván khuôn cần được thực hiện một cách hợp lý để đảm bảo chất lượng và độ bền của công trình.
- Bố trí ván khuôn cho bệ trụ, thân trụ, xà mũ trụ như các sơ đồ sau.
2 mặt bê n vá n k huôn t hép bệ t r ụ mặt chính diện v á n khuôn t hép bệ t r ụ
Hình 5.9 Sơ đồ bố trí ván khuôn bệ trụ
5 2 3 mặt chính diện v á n k huôn t hép t hân t r ụ mặt bê n vá n k huôn t hép t hân t r ụ
Hình 5.10: Sơ đồ bố trí ván khuôn thân trụ
Hình 5.11: Sơ đồ bố trí ván khuôn xà mũ trụ c Thiết kế cấu tạo ván khuôn.
TẤ M VÁ N KHUÔ N SỐ 1 TẤ M VÁ N KHUÔ N SỐ 2
Hình 5.12: Ván khuôn số I và ván khuôn số II.
3 5 v á n k huôn số 03 v á n k huôn số 04 v á n k huôn số 05
Hình 5.14: Cấu tạo ván khuôn số 6
Hình 5.15: Cấu tạo ván khuôn số 7 d Tính duyệt ván khuôn.
-Sơ đồ chịu lực của ván khuôn.
Hình 5.16: Biểu đồ áp lực ngang của bêtông tươi.
(a): Áp lực bêtông giả định
(b): Áp lực bêtông khi không đầm rung
(c): Áp lực bêtông khi có đầm rung
- Chiều cao áp lực là : H = 4h0
Với ho: Chiều cao của lớp bê tông đổ trong 1 giờ
N: Năng xuất đổ bê tông có dung tích thùng
Trong quá trình thi công tùy từng hạng mục mà H thay đổi dựa vào khối lượng bê tông đổ trong 4h
- Sơ đồ chịu lực của nẹp ngang, nẹp đứng và thanh chống bb R
Hình 5.17: Sơ đồ làm việc của sườn ngang, sườn đứng và thanh chống
- Tính duyệt tấm ván khuôn số 1 và 2
- Sử dụng tấm ván khuôn số 1 và số 2 có kích thước như hình vẽ
- Sử dụng ván khuôn lắp ghép bằng thép có chiều dày 5mm, các sườn tăng cường 5x75.
- Các thanh chống là gỗ vuông 10x10 cm.
- Chiều cao áp lực là : H = 4h0
Với ho: Chiều cao của lớp bê tông đổ trong 1 giờ
N: Năng xuất đổ bê tông có dung tích thùng 0.7m 3
- Bê tông vận chuyển bằng xe mix có dung tích : 7m 3
- Phễu đổ bê tông có thể tích : 0.7 m 3
- Thời gian mỗi lần đổ : 1 phút
- Thời gian 1 xe đổ xong là : 20 phút
- Khối lượng bê tông đổ được trong 1 giờ là : N=3*7!m 3
- Áp lực ngang của bê tông tươi được tính theo công thức:
+ q = 200 (daN/m 2 ): áp lực xung kích do đổ bê tông
+ = 2400 (daN/m 3 ): trọng lượng riêng của bê tông
+ R = 0,7 (m): bán kính tác dụng của đầm.
Diện tích biểu đồ áp lực:
=(200+2444).0,7.0,5+2444.(0.76-0,7)72.04 (daN/m) Áp lực quy đổi trên cả chiều cao biểu đồ áp lực:
- Thép bản của ván khuôn được tính như bản kê bốn cạnh ngàm cứng (a=0,5m, b=0,5m) và mômen uốn lớn nhất tại giữa nhịp được xác định theo công thức:
+ α: là hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b Có a/b = 0,5/0,5 = 1
=> tra bảng 2.1/62 sách thi công cầu bê tông cốt thép
Bảng 5.1: Bảng tra hệ số α a/b 1,00 1,20 1,25 α 0,0513 0,0635 0,0665
- Mômen kháng uốn của 1m bề rộng tấm thép bản:
- Kiểm tra cường độ của thép bản:
+ Ru: là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn, Ru = 2100(daN/cm 2 )
=> Vậy điều kiện về cường độ của thép bản được thoả mãn
- Kiểm tra độ võng của thép bản: f = (đối với mặt bên) Trong đó: + β là hệ số phụ thuộc tỷ số a/b, có a/b = 0,5/0,5 = 1 tra bảng 6.1
+ δ = 0,3cm là chiều dày của thép bản.
+ E là môđun đàn hồi của ván thép E = 2,1.10 6 (daN/cm 2 )
Vậy điều kiện độ võng giữa nhịp của ván thép được đảm bảo.
- Tính duyệt khả năng chịu lực của thép sườn ngang:
- Các thép sườn ngang được xem như dầm liên tục kê trên các gối là các thép sườn đứng.
Thép sườn ngang chịu áp lực bê tông lớn nhất dọc theo chiều dài thanh thép Do đó, mômen uốn tại các tiết diện trên 1m bề rộng được xác định theo công thức cụ thể.
M tt max Trong đó: a: Khoảng cách giữa các thép sườn đứng, a = 0,5m
Pqd: Áp lực của bêtông phân bố đều trên thép sườn ngang, Pqd= 1410.16 daN/m 2
=> Mômen lớn nhất tại giữa nhịp:
- Chọn thép sườn ngang là loại thép tấm 5x75 có:
- Kiểm tra điều kiện về cường độ:
+ Ru: là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn: Ru = 2100(daN/cm 2 )
=>Vậy điều kiện cường độ của thép sườn ngang được thỏa mãn.
- Tính duyệt khả năng chịu lực của thép sườn đứng:
- Các thép sườn đứng được xem như dầm giản đơn kê trên hai gối là các thép sườn ngang.
- Do ván khuôn thép số 1 có a=b=ltt vì vậy tính toán sườn đứng tương tự sườn ngang, nên các sườn đứng cũng đảm bảo các điều kiện chịu lực
- Tính duyệt khả năng chịu lực thanh chống:
- Các thanh chống được xem như các thanh chịu nén đúng tâm.
- Lực tác dụng vào thanh chống đước tính như sau N=Pqd*F (daN):
F: Diện tích chịu lực của thanh chống F=1*1=1(m 2 )
Pqd: Áp lực của bêtông phân bố đều trên thép sườn ngang, Pqd= 1809 daN/m 2
=> Lực nén mà thanh chống phải chịu là :
- Chọn thanh chống bằng gỗ có kích thước 10x10:
- Kiểm tra điều kiện về cường độ:
Vậy thanh đủ khả năng chịu lực
- Tính duyệt ván khuôn số 3, 4, 5.
- Sử dụng ván khuôn lắp ghép bằng thép có chiều dày 5mm
- Diện tích mặt cắt ngang thân trụ: F = 2*(1*1.5+0.5 2 )= 6.53 m 2
- Các thanh chống ngoài thép hình L75x75x8, các sườn tăng cường thép 5x75 Chiều cao áp lực là : H = 4h0
Với ho: Chiều cao của lớp bê tông đổ trong 1 giờ
N: Năng xuất đổ bê tông có dung tích thùng 0.7m 3
- Bê tông vận chuyển bằng xe mix có dung tích : 7 m 3
- Phễu đổ bê tông có thể tích : 0.7 m 3
- Thời gian 1 xe đổ xong là : 60 phút
- Khối lượng bê tông đổ được trong 1 giờ là : N=7m 3
- Áp lực ngang của bê tông tươi được tính theo công thức:
+ q = 200 (daN/m 2 ): áp lực xung kích do đổ bê tông
+ = 2400 (daN/m 3 ): trọng lượng riêng của bê tông
+ R = 0,7 (m): bán kính tác dụng của đầm + n = 1,3: hệ số vượt tải.
Diện tích biểu đồ áp lực:
=(200+2444).0,7.0,5+2444.(0.35-0,7)= 7768.6 (daN/m) Áp lực quy đổi trên cả chiều cao biểu đồ áp lực:
- Thép bản của ván khuôn được tính như bản kê bốn cạnh ngàm cứng (a=0,5m, b=0,5m) và mômen uốn lớn nhất tại giữa nhịp được xác định theo công thức:
+ α: là hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b Có a/b = 0,5/0,5 = 1
- Mômen kháng uốn của 1m bề rộng tấm thép bản:
- Kiểm tra cường độ của thép bản:
+ Ru: là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn, Ru = 2100(daN/cm 2 )
=> Vậy điều kiện về cường độ của thép bản được thoả mãn
- Kiểm tra độ võng của thép bản: f = (đối với mặt bên) Trong đó: + β là hệ số phụ thuộc tỷ số a/b, có a/b = 0,5/0,5 = 1 => β = 0,0138
+ δ = 0,5cm là chiều dày của thép bản.
+ E là môđun đàn hồi của ván thép E = 2,1.10 6 (daN/cm 2 )
Vậy điều kiện độ võng giữa nhịp của ván thép được đảm bảo.
- Tính duyệt khả năng chịu lực của thép sườn ngang:
- Các thép sườn ngang được xem như dầm liên tục kê trên các gối là các thép sườn đứng.
Thép sườn ngang có khả năng chịu áp lực bêtông lớn nhất dọc theo chiều dài thanh thép Do đó, mômen uốn tại các tiết diện của nó (trên 1m bề rộng) được tính toán theo công thức cụ thể.
M tt max Trong đó: a: Khoảng cách giữa các thép sườn đứng, a = 0,5m
Pqd: Áp lực của bêtông phân bố đều trên thép sườn ngang, Pqd= 2219( daN/m 2
=> Mômen lớn nhất tại giữa nhịp:
- Chọn thép sườn ngang là loại thép tấm 5x75 có:
- Kiểm tra điều kiện về cường độ:
+ Ru: là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn: Ru = 2100(daN/cm 2 )
Vậy điều kiện cường độ của thép sườn ngang được thỏa mãn.
- Tính duyệt khả năng chịu lực của thép sườn đứng:
- Các thép sườn đứng được xem như dầm giản đơn kê trên hai gối là các thép sườn ngang.
- Do ván khuôn thép số 1 có a=b=ltt vì vậy tính toán sườn đứng tương tự sườn ngang, nên các sườn đứng cũng đảm bảo các điều kiện chịu lực
- Tính duyệt khả năng chịu lực thanh chống:
- Các thanh chống được xem như các thanh chịu nén đúng tâm.
- Lực tác dụng vào thanh chống đước tính như sau N=Pqd*F (daN):
F: Diện tích chịu lực của thanh chống F=1*1=1(m 2 )
Pqd: Áp lực của bêtông phân bố đều trên thép sườn ngang, Pqd= 2219 daN/m 2
=> Lực nén mà thanh chống phải chịu là :
- Chọn thanh chống bằng gỗ có kích thước 10x10:
- Kiểm tra điều kiện về cường độ:
Vậy thanh đủ khả năng chịu lực
- Tính duyệt ván khuôn số 6, 7.
* Ta dùng ván khuôn số I, bố trí cho xà mũ không cần phải tính toán ván khuôn này.
* Tính toán ván khuôn số 6(ván khuôn đáy),và số 7 (ván khuôn mặt bên)
-Dùng ván khuôn đáy là ván khuôn thép có chiều dày 5mm.
-Thép chống là thép góc L75x75x8, sườn tăng cường là thép tấm 75x5.
*Các tải trọng tác dụng lên ván khuôn đáy:
+ Trọng lượng của bêtông tươi q1% kN/m³.
+ Trọng lượng của thiết bị và của công nhân q2=2,5 kN/m².
+ Lực xung kích khi đổ bêtông q3=1 kN/m².
+ Ván khuôn đáy được tính như bản kê 4 cạnh ngàm cứng.
+ Khi tính ván thép đáy ta tính cho 1m rộng ván.
*Xác định chiều dày của bêtông tươi tác dụng lên ván khuôn H=4h:
-Do góc nghiêng của ván khuôn đáy nhỏ nên khi tính toán ta xem như ván khuôn đáy nằm ngang.
- Diện tích đổ bêtông trung bình là: F = 2.1*11.5 = 24.5 m 2
- Năng xuất của thùng đổ bêtông có dung tích thùng trộn 0.7 m 3 ; N m 3 /h
- Chiều cao đổ bêtông trong 1 giờ:
- Chiều cao đổ bêtông trong H = 4h
- Tải trọng do bê tông tươi tác dụng q= 24×1,2 = 28,8 (kN/m 2 )
=>q = 1,1.q = 1,1×28,8 = 31,68 (kN/m 2 ) Vậy tổng trọng lượng tác dụng lên ván khuôn đáy: q tt =q tt 1+q2+q3 = 31,68 + 2,5 + 1 5,18 (kN/m 2 )
Vì xét cho 1m rộng bản nên: q tt = 35,18 (kN/m)
- Thép lá của ván khuôn được tính như bản kê bốn cạnh ngàm cứng (Tính với ván khuôn số 4 có: a=0,6m ; b = 0,6m) và mômen uốn lớn nhất theo công thức:
+ là hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b có: a/b =1 =>=0,0187
+Mômen kháng uốn của ván thép:
Wx * Kiểm tra điều kiện ổn định của ván thép:
+ Ru là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn, có: Ru = 2100daN/cm 2
=>Điều kiện ổn định được thỏa mãn.
*Kiểm tra điều kiện độ võng của ván thép: f Trong đó :
+ q tc = q+q2 = 35,18+ 2,5 = 37,68 (kN/m 2 ): áp lực tiêu chuẩn lớn nhất của bê tông tươi.
Xét cho 1m rộng ván thép =>q tc = 37,68 (kN/m)
+ là hệ số phụ thuộc tỷ số a/b có : a/b=1 => =0,0187
+ =0,5 cm là chiều dày của ván thép.
+ E là mô đun đàn hồi của ván thép; E = 2,1.10 6 daN/cm 2
Vậy độ võng của ván thép được đảm bảo.
- Tính duyệt khả năng chịu lực của sườn đứng và sườn ngang:
