Đồ án Thiết kế KCĐ công trình biển trọng lực bằng bê tông kiểu DK trong giai đoạn khai thác và giai đoạn thi công đánh chìm

VII Mục lục Phần I: giới thiệu chung. Mục đích của Đố án nhằm tính toán thiết kế KCĐ công trình biển trọng lực bằng bê tông kiểu DK trong giai đoạn khai thác và giai đoạn thi công đánh chìm. Công trình được xây dựng tại vùng ngoài khơi thềm lục địa Việt Nam. đặc điểm khí tượng hải văn. Số liệu về sóng. Sóng thiết kế sử dụng chu kỳ lặp lại là 100 năm, sóng kết hợp với dòng chảy, có 8 hướng thiết kế. Hướng N N-E E SE S SW W NW Hs, m 10.8 16.4 9.9 6.2 8.6 13.1 9.3 7.4 T, s 10.3 14.3 11.6 10.8 12.4 12.5 12.0 12.3 Số liệu về dòng chảy. Vận tốc dòng chảy thiết kế với chu kỳ lặp 100 năm, tương ứng với các hướng sóng. Vận tốc dòng chảy mặt: Hướng N N-E E SE S SW W NW Vm, m/s 93 137 100 173 224 181 178 121 Hướng, độ 240 242 277 41 68 79 78 134 Vận tốc dòng chảy đáy: Hướng N N-E E SE S SW W NW Vm, m/s 93 137 100 173 224 181 178 121 Hướng, độ 240 242 277 41 68 79 78 134 Số liệu về hà bám. Lấy gốc tại mặt nước thấp nhất, các phạm vi hà bám như sau: Phạm vi Bắt đầu Kết thúc Bề dày, m 1 0 -4 0.08 2 -4 -8 0.087 3 -8 -10 0.1 4 -10 -34 0.7 Số liệu về gió. Vận tốc gió trung bình đo trong 3 giây với chu kỳ lặp 100 năm đo ở độ cao 10 m so với mực nước chuẩn. Hướng N N-E E SE S SW W NW Vw, m/s 44.7 57.4 4.9 247.2 5.6 41.6 39.8 39 đặc điểm công trình. Độ sâu nước và nước dâng. Độ sâu mực nước biển tại vị trí xây dựng công trình: d0 = 34 (m) Nước dâng: Nước dâng do triều lớn nhất: d1 = 2.5 (m) Nước dâng do gió: d2 = 1.4(m) Hệ số điều chỉnh chiều cao sóng: 1.1 Hướng đặt công trình. Công trình dạng trụ đứng với hình dáng trụ và đế móng là dạng tròn. Do vậy việc lựa chọn hướng đặt công trình chủ yếu phụ thuộc vào hình dáng của kết cấu thượng tầng. Tuy nhiên tải trọng môi trường tác dụng lên thượng tầng chỉ là tải trọng gió. Tải trọng gió tác dụng lên công trình chỉ chiếm khoảng 10 – 15% tổng tải trọng tác dụng lên công trình. Chính vì những lý do này mà việc lựa chọn hướng đặt cho công trình biển bê tông trọng lực như thế nào cũng không quá quan trọng miễn sao cho việc thi công thượng tầng càng dễ dàng càng tốt. Chức năng sử dụng và Kiến trúc thượng tầng. Công trình dùng làm trạm khí tượng hải văn, thuộc dạng công trình biển cố định bằng BTCT. Về kiến trúc thượng tầng gồm có: Khối nhà ở: Gồm nhà ở cho 12 người, chứa các thiết bị đo khí tượng hải văn. Dạng nhà hình bát giác, trên mái là vườn khí tượng có đặt các dụng cụ đo, hoạt tải = 0.2 (T/m2). Trọng lượng khối nhà ở gồm: khối nhà ở = 70 (T), hoạt tải người sử dụng = 2 (T), dự trữ lương thực, thực phẩm = 8 (T). Hệ thống dầm sàn chịu lực: Hệ thống kết cấu thép dùng để đỡ khối nhà ở và làm bể chứa nước ngọt 50 (m3). Kích thước mặt bằng của hệ thống dầm sàn chịu lực là: 16 x 16 (m). Trọng lượng hệ thống dầm sàn chịu lực = 38 (T) , Nước ngọt = 50 (m3) tương đương 50 (T). Hệ thống sàn công tác: Hệ thống kết cấu thép dùng đỡ nhà vệ sinh, kho chứa, giá và xuồng cứu sinh, bể chứa dầu, thang di động. Kích thước mặt bằng của hệ thống dầm sàn công tác là: 16 x 16 (m). Trọng lượng hệ thống sàn công tác bao gồm: nhà vệ sinh = 0.75 (T), kho chứa = 1.45 (T), giá và xuồng cứu sinh = 0.5 (T), bể chứa dầu = 2.5 (T), thang di động = 1.2 (T), hệ thống kết cấu của sàn công tác = 11 (T). đặc điểm Địa chất đáy biển. Địa chất đáy biển được khảo sát và có các tính chất cơ lý như sau: Bảng 1: Số liệu địa chất. Các thông số của đất 1 2 3 Mô tả lớp đất sét pha, trạng thái cứng sét màu xám vàng, trạng thái cứng sét pha, trạng thái dẻo cứng Độ sâu đáy lớp đất(tính từ đáy biển trở xuống): H, m 0: -3 -3: -15 -15: vô cùng Bề dày các lớp đất: D, m 3 12 vô cùng Độ ẩm: W, % 28.1 29.1 32.2 Khối lượng thể tích tự nhiên: gw, g/cm3 1.93 1.91 1.91 Khối lượng thể tích khô: gc, g/cm3 1.51 1.48 1.44 Khối lượng riêng: gs, g/cm3 2.71 2.7 2.71 Độ lỗ rỗng: n, % 44.3 45.2 46.9 Hệ số lỗ rỗng tự nhiên, e0 0.795 0.824 0.882 Độ bão hòa: G, % 95.8 95.4 98.9 Giới hạn chảy: WL, % 46.8 46.9 42.8 Giới hạn dẻo: WP, % 30.8 29.2 28.4 Chỉ số dẻo: IP, % 16.0 17.7 14.4 Độ sệt IS -0.17 -0.01 0.26 Lực kết dính: c, kG/cm2 0.36 0.47 0.42 Góc ma sát: j, độ 15002’ 13045’ 14035’ Hệ số nén lún: a1-2, cm2/kG 0.022 0.024 0.023 Môđun tổng biến dạng: E0, kG/cm2 202.4 175.6 152.2 phương án thi công dự kiến. Phương án thi công cho CTBCĐ kiểu DK trọng lực có thể chia làm các bước sau: Bước 1: Chế tạo trên bờ trong ụ khô. Toàn bộ phần đế móng BTCT và một phần của trụ BTCT được chế tạo trong ụ khô. Sau khi chế tạo xong, tháo nước vào ụ để phần KCĐ đã chế tạo này tự nổi được và kéo ra khu vực gần bờ để thi công tiếp bước hai. Bước 2: Ghép phao phụ vào công trình (gần bờ). Tại vị trí gần bờ, tiến hành gắn các phao phụ bằng thép vào KCĐ đã chế tạo từ bước một để tăng tính nổi và ổn định của hệ KCĐ - phao phụ. Bước 3: Chế tạo và lắp dựng hoàn chỉnh (ở gần bờ). Tiếp tục chế tạo nốt phần trụ BTCT còn lại, đồng thời lắp khối thượng tầng vào KCĐ. Hệ KCĐ và phao phụ phải đảm bảo tính nổi và tính ổn định cho toàn bộ hệ thống công trình sau khi đã được chế tạo và lắp dựng ở bước 3 này. Bước 4: Lai dắt ra vị trí xây dựng ngoài khơi. Dùng các tàu kéo, lai dắt hệ KCĐ – phao phụ – thượng tầng ra ngoài khơi (nơi vị trí sẽ cố định công trình). Bước 5: San dọn nền và bơm nước dằn đánh chìm công trình. Tại vị trí cố định công trình, tiến hành công tác san dọn nền đất, sau đó bơm nước vào KCĐ để công trình từ từ hạ xuống. Chú ý phao phụ lúc này vẫn nổi trên mặt nước và có tác dụng định vị, dẫn hướng cho công trình từ từ hạ xuống đáy biển. Bước 6: Hoàn chỉnh các hạng mục khác. Sau khi công trình hạ xuống, tiến hành các công tác khác như: bơm phụt vữa BT vào khe giữa đáy móng và nền đất, dằn vật liệu vào KCĐ (nếu cần), tháo dỡ phao phụ ra khỏi công trình, hoàn tất các việc phụ khác. Phần II: tính toán kết cấu khối chân đế. Xác định kích thước kcđ, kích thước các phần tử kcđ. Xác định độ sâu nước tính toán. Độ sâu nước tính toán d được xác định theo công thức: d = d0 + d1 +d2 Trong đó: d0: độ sâu hải đồ. d1: biến động triều lớn nhất. d2: nước dâng tương ứng với bão thiết kế. Suy ra: d = 34 + 2.5 +1.4 = 37.9 (m). Xác định chiều cao của KCĐ. Chiều cao KCĐ là khoảng cách từ mép dưới hệ thống sàn chịu lực (tức là mép dưới của kết cấu đỡ thượng tầng) tới đáy biển là: HCĐ = d + n.H + D0 Trong đó: n: hệ số phụ thuộc vào lý thuyết sóng tính toán. Trong đồ án này lấy n = 0.7. D0: độ tĩnh không. Theo DNV, D0 ³ 1.5 (m).Ta chọn D0 =1.972 (m) Vậy ta có: HCĐ= 37.9+.7 * 1.1*16.4+1.972=52.5 (m) Xác định giải pháp, kích thước kết cấu trụ. Nguyên tắc xác định: Việc chọn giải pháp, kích thước kết cấu trụ phụ thuộc vào những yếu tố cơ bản sau: Độ mảnh của trụ phải được đảm bảo. Giảm thiểu được tác động của môi trường. Để giảm được tác động của môi trường lên kết cấu trụ BTCT chọn trụ có tiết diện vành khuyên. Trụ được thiết kế coi như cấu kiện chịu nén lệch tâm nên độ mảnh và kích thước được giới hạn bởi: l = l0 / r <= 70 (I.3.1) (l là độ mảnh, r bán kính quán tính) l0 / D <= 17.7 (I.3.2) ( l0 chiều dài tính toán của trụ, D đường kính trụ) Lựa chọn sơ bộ: Đường kính ngoài DT = 6 (m). Bề dày thành trụ từ mặt đế móng trở lên tới mực nước tĩnh là 0.8m Bề dày thành trụ từ mực nước tĩnh đến đáy sàn chịu lực là 0.5m Trong lòng trụ có các bản vách cứng: bề dày vách cứng là 0.4(m); khoảng cách giữa các vách cứng này theo chiều cao của trụ là HV = 5 (m). Chiều cao trụ tính từ nắp đế móng đến đáy dưới sàn chịu lực là 52.5-8=44.5(m) Phần tiếp xúc của trụ đỡ với thượng tầng có gia cường bằng một hệ thống dầm consol đỡ thượng tầng với kích thước Dài x Rộng x Cao = 4.5x0.4x 1 (m). Kiểm tra các kích thước:vì trụ co bề dày chia làm 2 lớp lên ta chỉ cần kiêm tra độ mảnh theo bề dày nhỏ nếu thoả mãn thì thoả mãn cho cả trụ Dng = DT = 6 (m) Dtr = DT – 2 * d1 = 6 – 2 * 0.5 = 5 (m) I = pi * (Dng4 - Dtr4) / 64 = 33(m4) A = pi * (Dng2 - Dtr2) / 4 = 8.64(m2) l0 = 2 * (44.5+1)=91(m) (I.3.1): l = 91/1.95=46.7<70 thoả mãn (I.3.1): l0 / D = 91/6 = 15.16<17.7 thoả mãn Kết luận: Kích thước trụ chọn sơ bộ như vậy là hợp lý. Xác định giải pháp, kích thước kết cấu đế móng. Nguyên tắc xác định: Việc chọn kích thước đế móng phụ thuộc phần lớn vào phương pháp thi công và các điều kiện về ổn định, điều kiện và biến dạng của móng. Sơ bộ ban đầu ta có thể chọn đế móng đảm bảo các điều kiện sau: Đế móng phải tự nổi và ổn định trong ụ khô: T < HĐ (I.4.1) (T mớn nước, HĐ chiều cao đế) h0 > 0 (I.4.2) (h0 chiều cao ổn định ban đầu) Lựa chọn sơ bộ kích thước đế móng: Chiều cao đế móng tính từ mặt đáy đế móng trở lên: HĐ = 8(m). Đường kính của đế móng: DĐ = 35m). Chiều cao chân khay: HCK = 0.5 (m). Lựa chọn sơ bộ các cấu kiện của đế móng: Hệ dầm chính có 8 cái: chiều cao hdc= HĐ + HCK = 8+ 0.5 = 8.5(m)bề rộng dầm là 0.5(m) Hệ dầm phụ theo phương vòng bố trí trên bản đáy, bản nắp, bản thành của đế móng có chiều cao hdp = 0.8(m); bề rộng bdp = 0.5(m). Hệ dầm phụ hướng tâm bố trí trên bản nắp, bản đáy của đế móng có chiều cao hdv= 0.8(m); bề rộng bdv= 0.5(m). Bản nắp đế móng có bề dày dn = 0.5(m); bản thành dt = 0.5(m); bản đáy dđ = 0.5 (m). Hệ thống cột chống trong đế móng bố trí tại những vị trí giao nhau của dầm phụ theo phương vòng với dầm phụ hướng tâm ở bản đáy, bản nắp có tiết diện là hình vuông với kích thước bc = 0.5(m). Lõi trụ đặc có đường kính D = 3 (m). Kiểm tra các kích thước đã chọn Vì theo dự kiến chọn phương án thi công trong ụ khô. Khi thi công xong phần này ta tháo nước vào để vật thể tự nổi. Cần kiểm tra tính nổi ổn định trong giai đoạn này. Kiểm tra điều kiện (I.4.1): Với các kích thước sơ bộ như đã chọn ở trên, trọng lượng của từng cấu kiện được thống kê trong bảng sau: Bảng 2: Trọng lượng và trọng tâm của các cấu kiện cấu kiện Gi(KN) Zi(m) Gi*Zi trụ 4247.4 7 29732.03 vách cứng 162.73 7 1139.141 lõi cứng 1413.7 4.5 6361.725 dầm chính hớng tâm 13600 4.25 57800 dầm phụ hớng tâm trên nắp 580 7.6 4408 dầm phụ hớng tâm trên đáy 580 1.4 812 dầm phụ vòngbản thành 657.77 4.5 2959.969 dầm phụ vòng nắp trên 659.73 7.6 5013.982 dầm phụ vòng nắp dới 659.73 1.4 923.6282 cột chống dầm phụ 350 4.5 1575 nắp trên 12026 8.25 99217.88 nắp dưới 12026 0.75 9019.807 bản thành 9483.7 4.5 42676.57 chân khay 677.41 0.25 169.3515 Tổng 56144.9 249802.9 Khi vật thể trong môi trường nước nó chịu một lực đẩy nổi, vật cân bằng với lực đẩy nổi khi trọng lượng của nó bằng lực đẩy nổi. FĐN1 = GKCĐ1 = 56144.9 (KN) Thể tích nước vật thể choán chỗ: V = Do đế móng đã chọn có phần chân khay cao 0.5 (m), cho nên phần thể tích đế móng và trụ đỡ không tính phần chân khay và cả các phần cấu kiện tính từ mép đáy bản đáy trở xuống là: V1 = V-Vck=5477.55- 480.8=4916(m3) Từ đây xác định được mớn nước của phần kết cấu khi tháo nước vào ụ khô cách đáy chân khay một đoạn: Vậy T = 5.6<0.5+8= 8.5 thỏa mãn (I.4.1). Kiểm tra điều kiện (I.4.2): Chiều cao ổn định ban đầu được xác định: h0 = r - ZG + ZC trong đó: ZG : tọa độ trọng tâm của vật nổi. ZC : tọa độ phù tâm của phần ngập nước. Chọn trục tọa độ có trục z là trục đối xứng của công trình, gốc đặt tại mặt phẳng đáy chân khay. Với sự lựa chọn kích thước như trên ta có trọng lượng của phần đế móng và một đoạn thân trụ được thống kế trong bảng 2. Trọng tâm của phần này được xác định là: (m) Bảng 3: Trọng lượng của các cấu kiện và phù tâm của chúng. cấu kiện Gi(KN) Zi(m) Gi*Zi trụ 1666 3.05 5082 vách cứng 162.7 3.05 496.3 lõi cứng 812.9 3.05 2479 dầm chính hớng tâm 8960 2.8 25088 dầm phụ hớng tâm trên đáy 580 1.4 812 dầm phụ vòngbản thành 657.8 4.5 2960 dầm phụ vòng nắp dới 659.7 1.4 923.6 cột chống dầm phụ 230 3.3 759 nắp dới 12026 0.75 9020 bản thành 6910 3.3 22801 chân khay 677.4 0.25 169.4 TổNG 33343 70591 Phù tâm của phần ngập nước được xác định: (m) Còn r được xác định: r = I / V trong đó: I : mômen quán tính mặt đường nước: I = 3.14/64 * 354 = 73624.4 (m4) V: thể tích vật chiếm chỗ: V = 5477.55 (m3) Suy ra: r = 73624.4 / 5477.55 = 13.44 (m) Từ đây tính được: h0 = 13.44 – 5.6 + 2.12 = 9.96 (m) > 0. thỏa mãn (I.4.2) Kết luận: Công trình lựa chọn như trên là hợp lý. Bài toán động lực học công trình biển trọng lực. Phương trình động lực học của hệ kết cấu. Để đánh giá phản ứng động của tải trọng sóng tác động lên công trình ta phải giải bài toán dao động riêng của kết cấu. Phương trình vi phân cơ bản của bài toán động lực học: Trong đó: M, C, K: lần lượt là các ma trận khối lượng (có kể đến khối lượng nước kèm, hà bám), ma trận cản vận tốc và ma trận độ cứng của kết cấu trong hệ tọa độ tổng thể. U’’, U’, U: lần lượt là các véc tơ gia tốc, vận tốc, chuyển vị của kết cấu trong hệ tọa độ tổng thể. F(t): véc tơ tải trọng tập trung tác dụng lên kết cấu. Để tìm dao động riêng của kết cấu ta phải đi giải phương trình vi phân: Xác định chu kỳ dao động riêng. .ông trình dao động với nước kèm và hà bám xung quanh nó. Coi mỗi phân đoạn (được ngăn cách bởi các vách cứng) là một thanh,khối lượng nước kèm và hà bám trên cá thanh này được thống kê như sau: Bảng 4: Khối lượng nước kèm, hà bám Khối lợng hà bám và nước kèm đợc tính t mực nước tĩnh do=34 m Khối lượng riêng hà bám 1.6 t/m3 Khối lượng riêng nước: 1.03 t/m3 hệ số nước kèm Cam= 0.2 phần tử cấu kiện z(m) D(m) chiều dày hb Dhb(m) L(m) Lhb(m) Mhb(t) Mnk(t) Trụ 6 45 26 1 -4 6 0.08 6.2 4 9.7797 24.44 2 -8 6 0.09 6.2 4 10.648 24.55 3 -10 6 0.1 6.2 2 6.1324 12.38 4 -26 6 0.07 6.1 16 34.172 97.12 13 Đế móng -34 35 0.07 35 8 8 98.717 1591 Tổng 159.45 1749 Tổng khối lượng hà bám của trụ : 60.73(t) Tổng khối lượng hà bám của chân đế : 98.72(t) Tổng khối lượng hà bám : Mhb=159.45(t) Tổng khối lượng nước kèm của trụ : 158.48 (t) Tổng khối lượng nước kèm của chân đế :1591(t) Tổng khối lượng nước kèm: MNK = 1749 (t). Bang5:Tổng khối lượng khối chân đế cấu kiện V(m3) g(t/m3) Sl(cái) Gi(t) TRụ tru1 168.47 2.5 1 421.17 trụ2 444.35 2.5 1 1110.87 vách cứng Vách cứng1 5.0265 2.5 3 37.6991 Vách cứng2 21.112 2.5 8 422.23 lõi cứng 56.549 2.5 1 141.372 dầm chính hướng tâm 68 2.5 8 1360 dầm phụ hướng tâm trên nắp 2.9 2.5 8 58 dầm phụ hướng tâm trên đáy 2.9 2.5 8 58 dầm phụ vòng bản thành 26.311 2.5 1 65.7771 dầm phụ vòng nắp trên 26.389 2.5 1 65.9734 dầm phụ vòng nắp dới 26.389 2.5 1 65.9734 cột chống dầm phụ 1.75 2.5 8 35 nắp trên 150.8 2.5 1 376.991 nắp dới 481.06 2.5 1 1202.64 bản thành 379.35 2.5 1 948.368 chân khay 27.096 2.5 1 67.7406 Tổng kl đế móng 4445.84 Tổng kl chân đế 6437.8 Tổng khối lượng thượng tầng là :183.7(t) Tổng khối lượng khung sàn chịu lực là : 5.625(t) Xác định ma trận khối lượng: Sử dụng phương pháp coi trụ như một thanh sau đó tính theo phương pháp phân phối khối lượng về các nút. Từ các bảng , 4, ta có khối lượng qui về các nút như sau: M1 = 183.7 + +5.625+421.17/2 +37.67/2 = 418.745 (t) M2 = 421.17/2 + 1110.87/2 +37.674/2 + 422.23/2 + 60.73/2 + 158.48/2 = 1105.58 (t) M3 = 1110.87/2 + 422.23/2 + 60.73/2 + 158.48/2 +4485.84/2+98.72/2+1591/2= 3963.935 (t) Vậy ma trận khối lượng là: Xác định độ cứng: EI1 = 2.48 * 106 * 32.9 = 81.59 * 106 (Tm^2). EI2 = 2.48 * 106 * 45.2=112.1*106 (Tm^2) EI3 = 2.48 * 106 * 8060.4=19990*106(Tm^2) Xác định ma trận độ mềm: Lần lượt cho 1 lực đơn vị tại các khối lượng để xác định các chuyển vị tương ứng của các điểm khối lượng. Với các dij được xác định theo cách nhân biểu đồ, kết quả được thể hiện như sau: d11=M1*M1=1/EI1*1/2*19.5*19.5*2/3*19.5+1/EI2*(1/2*26*26*2/3*26+26*19.5*26)+1/EI3*(1/2*8*8*2/3*8+1/2*8*8*45.5+45.5*8*(45.5+53.5)/2)=205.5*10-6 d12 =d2=1/EI2*(1/2*26*26*2/3*19.5+1/2*26*26*45.5+(45.5+53.5)*4*26)=98.6* 10-6 d13 = d31 = 1/EI3*(1/2*8*8*2/3*8+1/2*8*8*45.5)=0.08*10-6 d22=1/EI2*(1/2*26*26*2/3*26)+1/EI3*(1/2*8*8*2/3*8+26^3)= 53.15 *10-6 d23 = d32 = 1/EI3*(1/2*8*8*2/3*8+1/2*8*8*26)=0.05 *10-6 d33 =1/EI3*(1/2*8*8*2/3*8)=0.0085 *10-6 Tính được ma trận độ mềm: Xác định ma trận độ cứng: Ma trận độ cứng là nghịch đảo của ma trận độ mềm: Xác định tần số dao động riêng: Gọi w là tần số dao động riêng của công trình, ta có phương trình: |(K-w2*M)|= 0 Giải định thức này tìm được w = 6.5 (rad/s). Xác định chu kỳ dao động riêng: Nhận xét: Chu kỳ dao động riêng cơ bản của kết cấu T = 0.4 (s) < 3 (s) nên ta có thể tính toán công trình theo phương pháp tựa tĩnh có điều chỉnh kết quả thông qua hệ số động Kđ xác định theo công thức : kđ = Trong đó: uo: biên độ của chuyển vị động. ut: chuyển vị cực đại do tác dụng tĩnh của tải trọng. w1: tần số của một dạng dao động riêng. e/w1: hệ số giảm chấn lấy bằng 0,08. w: tần số vòng của sóng tác dụng. Thay số tính được: kđ = Xác định các tải trọng tác động lên công trình. Các loại tải trọng tác dụng lên CTB trọng lực: Tải trọng thường xuyên bao gồm: Tải trọng bản thân của công trình. Trọng lượng trang thiết bị cố định. Trọng lượng dằn. áp lực thuỷ tĩnh của nước. Tải trọng tạm thời bao gồm: Trang thiết bị có thể thay đổi hay di chuyển. Vật tư khác (nước ngọt, dầu...). Tải trọng gián tiếp bao gồm: Tải trọng do biến dạng của kết cấu. Tải trọng do lún lệch. Tải trọng do sự cố bao gồm: Tải trọng va chạm do tàu cập vào công trình Một số chi tiết bị hỏng do nguyên nhân khác nhau. Tải trọng động đất. Tải trọng môi trường bao gồm: Các tải trọng sóng, gió, dòng chảy tác dụng lên công trình. Hệ số tổ hợp tải trọng: Trong đồ án này chủ yếu nghiên cứu quy trinh tinh toán công trình trong trạng thái sử dụng chịu tác động của trạng thái cực hạn. Đồng thời quy mô công trình nhỏ, tải trọng tạm thời ít có thể xem như tải trọng thường xuyên. Do vậy ta chia thành 2 loại: Tải trọng thường xuyên lấy hệ số là 1. Tải trọng môi trường lấy hệ số là 0.9. Tải trọng bản thân. Theo số liệu từ Bảng 5 (I.4) ta có thể tính được trọng lượng bản thân của KCĐ : GKCĐ = 64378 (KN) Tải trọng thượng tầng. Tải trọng thượng tầng là tải trọng đứng (gồm cả tải trọng thường xuyên và tải trọng cố định dài hạn, chúng có cùng hệ số tổ hợp tải trọng gf = 1.0). Bao gồm: Trọng lượng khối nhà ở: khối nhà ở = 70 (T); hoạt tải người sử dụng = 2 (T); dự trữ lương thực, thực phẩm = 8 (T); nước ngọt = 50 m3 = 50 (T). Hệ thống dầm sàn chịu lực: trọng lượng hệ thống dầm sàn chịu lực = 38 (T) Hệ thống sàn công tác: nhà vệ sinh = 0.75 (T); kho chứa = 1.45 (T); bể chứa dầu = 2.5 (T); hệ thống kết cấu của sàn công tác = 11 (T). Tổng tải trọng là thượng tầng: GTT = 183.7 (T) = 1837 (KN). Sàn chịu lực có kích thước là rộng 0.5m dài 2.5m cao 1m có trọng lượng là : Gscl=250(KN) Tải trọng gió. Qui phạm tính toán: Tải trọng gió được tính toán theo tiêu chuẩn API. Tính tải trọng do gió tác dụng lên những phần công trình nằm phía trên mực nước SWL. Bản chất của tải trọng gió là động, nhưng qua thực nghiệm cho thấy rằng tải trọng gió chỉ chiếm khoảng 5% - 10% tổng tải trọng môi trường tác dụng lên công trình nên người ta coi trong tính toán tải trọng gió là tĩnh. Công thức xác định tải trọng gió theo API: Trong đó: F: là lực gió tác dụng lên kết cấu (N). V: Vận tốc gió trung bình tại độ cao z so với mực nước chuẩn (km/h). V= V(Z) = . V10 : Vận tốc gió tại độ cao 10m so với mực nước chuẩn (vận tốc gió đo được) (km/h). Z: độ cao cần xác định vận tốc (m). A: diện tích của vật cản (m2). Cs : hệ số khí động (xác định theo qui phạm). Trong tính toán tải trọng gió tác dụng lên công trình ta bỏ qua tải trọng gió tác dụng lên các phần tử thanh thép ống phía dưới sàn công tác do diện tích cản gió và hệ số Cs nhỏ. Số liệu đầu vào: Tải trọng gió phần thượng tầng tính theo mực nước tĩnh SWL, tính với gió hướng NE lớn nhất chu kỳ lặp 100 năm đo trong 3 giây. V10 = 57.4 (m/s) = 207 (km/h). Phân chia khối tính toán: Phần thượng tầng chia thành 3 Block để tính tải trọng gió, bao gồm: Block Sàn khí tượng, Cs = 1.5 Block Khối nhà ở, Cs = 1 Phần trụ không ngập nước, Cs = 0.5 Bảng 6: Tải trọng gió tác dụng lên các Block. STT đối tượng Điểm đặt so với SWL(hi) li (m) V(km/h) Cs A(m2) Fi(T) 1 Vườn khí tượng 24.35 1.2 166.4 1 14 1.885 2 sàn mái 23.75 1.5 166.1 1 18 2.348 3 Nhà ở 23 4 165.6 1.5 48 9.345 4 sàn chịu lực 19 1 163.2 1.5 11 2.079 5 Trụ 9.25 19 154.4 0.5 111 6.261 Tổng tải trọng gió tác động lên công trình là 21.92(T) Tổng mômen gió tác động lên công trình quy về nút ở đỉnh trụ là : 48.7(Tm) Tải trọng sóng và dòng chảy tác dụng lên KCĐ. Xác định mô hình chuyển động sóng: Việc áp dụng Lý thuyết sóng cho chuyển động sóng sẽ được căn cứ vào tương quan các tỷ lệ của H/L và d/L. Đối với đồ án môn học này, để thuận tiện cho việc tính toán ta áp dụng lý thuyết sóng Airy. Tính toán với sóng theo hướng NE chu kỳ lặp 100 năm. Chiếu dòng chảy lên phương của sóng: Trong trạng thái biển cực hạn, xem như chuyển động của gió và sóng là trùng nhau. Theo số liệu về dòng chảy theo hướng NE, các vận tốc dòng chảy mặt và dòng chảy đáy lần lượt hợp với phương lan truyền sóng các góc 242o và 300o. Vận tốc dòng chảy chiếu theo phương tác động của sóng: vdc1= v1 * cos2420 = 1.37 * cos2420 = -0.643 (m/s). vdc2 = v2 * cos3000 = 1.19 * cos3000 = 0.595 (m/s). Trong đó: vcd1 , vdc2: vận tốc dòng chảy tại bề mặt và tại đáy biển đã được chiếu lên phương chuyển động của sóng. v1, v2: vận tốc dòng chảy tại bề mặt và tại đáy biển theo phương dòng chảy. Các vận tốc sau khi chiếu theo hướng sóng sẽ được tổng hợp với vận tốc của sóng để tính toán. Các đặc trưng của chuyển động sóng bề mặt theo huớng NE: Trong khuôn khổ đồ án, áp dụng Lý thuyết sóng Airy để mô tả chuyển động sóng, dùng để xác định tải trọng sóng tác dụng lên công trình, từ đó các thông số đặc trưng cho chuyển động sóng là: Chiều cao sóng: H = 16.4 * 1.1 = 18.04 (m). Chiều dài sóng: L = 264 (m). Tần số vòng của sóng: v = 0.395 (rad/s). Số sóng: k = 0.024 Xác định chế độ sóng phân chia: Ta thấy với kích thước của trụ đỡ và đế móng đã chọn (DT = 6 m, DĐ = 35 m) thì tỉ số: d/L = 8/264 = 0.03 < 0.2 D/L = 35/264 = 0.132 < 0.2 Như vậy công trình có kích thước nhỏ, ta sử dụng công thức Morison để tính tải trọng sóng cho cả trụ đỡ và đế móng. Xác định vận tốc, gia tốc của chuyển động sóng, dòng chảy tại các nút của KCĐ: Chọn hệ trục tọa độ: Trục 0z thẳng đứng và trùng với trục của KCĐ. Trục 0x nằm ngang, trùng với phương gió và chuyển động sóng – dòng chảy. Trục 0y nằm ngang, vuông góc với trục 0x. Gốc tọa độ 0 tại mặt đáy biển. Công thức Morison: Trong đó : r: mật độ nước biển, r = 102.5 (kG/m3). Cd: hệ số cản vận tốc, lấy theo qui phạm API, Cd = 1.05. CI: hệ số quán tính, lấy theo qui phạm API, CI = 1.2 D: đường kính trụ (hoặc đế). vx, vz, ax, az: các thành phần vận tốc, gia tốc theo các phương x, z, được xác định theo lý thuyết Airy như sau: vx = .cos(kx-wt) vz = .sin(kx-wt) ax = .sin(kx-wt) az = .cos(kx-wt). Trong công thức Morrison thành phần vận tốc ngang bao gồm 2 thành phần sóng và dòng chảy. Khi chọn hệ trục toạ độ như trên thì trong các công thức trên đại lượng x = 0. Thời điểm tính toán là thời điểm tải trọng sóng tác dụng lên công trình là cực đại. Về nguyên tắc phải tiến hành chia chu kỳ T thành 20 thời điểm và chia công trình thành các khoảng 1 m. Tính tải trọng sóng tại từng thời điểm, so sánh ta tìm được thời điểm nguy hiểm nhất ứng với tải trọng sóng tính toán là lớn nhất. Tuy nhiên trọng phạm vi đồ án này có thể chấp nhận coi các phân đoạn trụ (ngăn cách bởi các vách cứng) là các thanh và tính toán tải trọng tác dụng lên các thanh này. Thực hiện đánh số nút từ dưới lên trên, tính tại thời điểm t = 10.01(s) ta có kết quả tính tải sóng như sau: Bảng 7: Tải trọng sóng tác dụng lên KCĐ. Tên pt Đờng kính pt Toa do i Toa do j Tải nút m xi yi zi xj yi zi Fxi,j Fyi,j Fzi,j 1 35 0 0 0 0 0 8 736765.3 15011.7 0 2 6 0 0 8 0 0 13 18247.4 1563.2 0 3 6 0 0 13 0 0 18 19388.9 1506.3 0 4 6 0 0 18 0 0 23 20855.3 1426.0 0 5 6 0 0 23 0 0 28 22679.3 1316.7 0 6 6 0 0 28 0 0 33 24902.5 1173.0 0 7 6 0 0 33 0 0 37.9 26993.4 971.3 0 Tổng tải trọng sóng tác dụng lên khối chân đế là : 869832.0(KG) = 8698.32(KN) III/5:XáC ĐịNH LựC ĐẩY NổI Công thức xác định lực đẩy nổi: Fđn = Trong đó: Fđn: lực đẩy nổi (KN). Ai: diện tích tiết diện ngang của phần tử. với Di là đường kính ngoài của phần tử thứ i có kể đến hà bám. li: chiều dài phần tử thứ i. gnc = 1.025 (T/m3). Ta có lực đẩy nổi tác dụng lên công trình như sau: Bảng 8: Lực đẩy nổi tác dụng lên KCĐ. Thanh D, m THB, m DHB, m L,m LĐN,m FĐN (T) 1 35 0.07 35.14 8 8 7953 2 6 0.07 6.14 5 5 151.7 3 6 0.07 6.14 5 5 151.7 4 6 0.1 6.2 5 5 154.7 5 6 0.087 6.174 5 5 153.4 6 6 0.08 6.16 5 5 152.7 7 6 0 6 4.9 4.9 142 Tổng tải trọng đẩy nổi: FĐN = 8859 (T)=88590(KN) Ngoài ta KCĐ còn chịu tải trọng do hà bám. Bảng 9: Tải trọng do hà bám. Thanh D, m thb, m Dhb, m L Lhb Fhb(KN) 1 35 0.07 35.14 8 8 987.17 2 6 0.07 6.14 5 5 107.9 3 6 0.07 6.14 5 5 106.79 4 6 0.1 6.2 5 5 153.31 5 6 0.087 6.174 5 5 133.1 6 6 0.08 6.16 5 5 122.25 7 6 0.08 6.16 4.9 1 24.449 Tổng tải trọng do hà bám: FHB = 1633.9 (KN). Tính toán ổn định và nền móng của công trình. Tính toán ổn định công trình. Kiểm tra ổn định lật. Điều kiện đảm bảo ổn định lật: Mgiữ / Mlật ³ k (I.7.1.1) Trong đó: k: hệ số an toàn, thường lấy k = 1.5 Mgiữ: mômen chống lật do tải trọng công trình sinh ra. Mgiữ = (GKCĐ+GTT+Gscl - FĐN)*r = (64378+1837+250-88590)*17.5 = -391562 .5(KNm). Mlật: mômen gây lật tại đế móng do tải trọng sóng, dòng chảy và gió gây ra tại mép đế móng. Mlật = SFsóngi*Zi + Fgió*Zgió + Mgió = 94398.6 + 11150 + 487 = 106032.6 (KNm). Tính được: Mgiữ / Mlật = -391562.5 / 106032.6 = -3.69 < 1.5, không thỏa mãn (I.7.1.1) Vậy công trình không đủ ổn định, cần phải rằn. Trọng lượng rằn và thể tích vật liệu rằn cần thiết là: P = (1.5 *106032.6– (-391562.5))/17.5 = 31463.5 (KN)=3146.35(t) Dùng Barit làm vật liệu rằn, thể tích barit cần là: V = 31463.5/43 = 731.7 (m3) Kết luận: Nếu thêm 3146.35(t) vật liệu dằn bằng Barit (tương đương 731.7 m3) thì công trình đảm bảo ổn định lật. Điều này hoàn toàn có thể làm được vì thể tích của đế móng cũng khoảng gần 7693m3). Kiểm tra ổn định trượt. Từ Bảng 1: Số liệu địa chất, nhận thấy càng xuống sâu lớp đất càng tốt. Chỉ cần tiến hành kiểm tra điều kiện trượt cho lớp 1. Điều kiện ổn định trượt: fu / t ³ k (I.7.1.2) Trong đó: fu: cường độ chống trượt tới hạn của nền. k: hệ số an toàn, lấy k = 1.2 t - ứng suất tiếp đáy móng. Xác định fu: fu = c + s * tgj Trong đó: c: lực dính của đất; c = 0.36 (kG/cm2) = 36 KPa j: góc ma sát trong của đất; j = 15002’ s: ứng suất nén dưới đáy móng; FV: tổng lực đứng tác dụng lên công trình, đã kể thêm vật liệu rằn để đảm bảo ổn định lật. FV = GKCĐ + GTT – FĐN + GR = 64378 + 1837 +250– 88590 + 31463.5 = 9338.5 (KN) Suy ra: Tính được: fu = 36 + 9.71 * tg15002’ = 38.62 (KPa) Xác định t: Trong đó: FH: tổng lực ngang tác dụng lên công trình: FH = SFx(sóng, dòng chảy) + Fgió = 8698.32+ 219 = 8917.32 (KN) Tính được: Kiểm tra điều kiện: thỏa mãn (I.7.1.2) Kết luận: Công trình đảm bảo ổn định trượt. Tính toán nền móng công trình. Các lực tác dụng lên công trình tại mặt đáy móng: Tổng lực đứng đã tính thêm trọng lượng dằn: FV = 9338.5 (KN) Tổng lực ngang: FH = 8917.32 (KN) Mômen: M = Mgió + Msóng, dòng chảy = 11150 + 487 +94398.6 = 106032.6 (KNm). Đặc trưng hình học của đáy móng: Diện tích đáy móng: Mômen quán tính: Mômen chống uốn: . ứng suất dưới đế móng. ứng suất tiếp: ứng suất pháp: Tính được: smax = 34.9 (KPa) smin = -15.5 (KPa) Nhận xét: Tại đế móng xuất hiện ứng suất kéo lớn smin = -15.5 (KPa), công trình sẽ bị nhổ và mất ổn định. Để giảm tối đa ứng suất kéo smin ta phải tính toán thêm lượng vật liệu dằn vào trong đế móng. Ta phải tính lượng vật liệu dằn GR vào đế để smin = 0. Từ công thức tính ứng suất pháp, cho smin = 0 tìm được lượng rằn tổng cộng cần thiết là: GR = 49253.4 (KN) Tính lại ứng suất dưới đế móng: Fv = 24233.4 smax = 50.4 (KPa) smin = 0 (KPa) Kết luận: Để công trình ổn định cần rằn thêm 4925.34(T) tương đương 1145.4 (m3) Barit.thoả mãn vì thể tích đế móng xấp xỉ bằng 7693 (m3) Kiểm tra khả năng chịu tải của đất nền. Từ Bảng 1: Số liệu địa chất, nhận thấy càng xuống sâu lớp đất càng tốt. Chỉ cần tiến hành kiểm tra điều kiện cho lớp 1. Điều kiện kiểm tra: stb Ê qu (I.7.3.1) smax Ê 1.2 * qu (I.7.3.2) Trong đó: qu: cường độ chịu nén tới hạn của nền đất; qu = NC* c + 0.5Ng * gb * R c: lực dính của đất, phụ thuộc từng loại đất. Lớp đất 1 có c = 36 (KPa) gb: trọng lượng riêng của đất ngập nước gb = gđ – gn = 27.1 – 10.25 = 16.85 (KN/m3) R: bán kính của đế móng : R = 17.5 (m). NC, Ng: hệ số phụ thuộc góc ma sát trong của đất. Lớp 1 có j = 15002’ ta có: NC=11; Ng=2.32 Vậy ta có: qu = 11*36 + 0.5*2.32*16.85 *17.5 = 738.06 (KPa) ứng suất dưới đế móng: smax = 50.4 (KPa) stb = 25.2 (KPa) Thay vào điều kiện kiểm tra: (I.7.3.1) stb = 25.2 (KPa) < qu = 738.06 (KPa) (I.7.3.1) smax = 50.4 (KPa) < 1.2 * qu =885.572 (KPa) Kết luận: Điều kiện kiểm tra thoả mãn cho lớp thứ nhất. Các lớp đất phía dưới đều tốt hơn nên ta không cần kiểm tra tiếp. Tính toán độ lún của đế móng. Coi đáy móng chịu tải trọng phân bố đều lúc này ta tính cả trọng lượng của hà bám .Vậy tổng tải trọng công trình là P =64378 + 1837 +1633.9+250 - 88590 + 49253.4 =28762.3(KN). Vậy tải trọng phân bố đều dưới đáy móng là : Tính theo phương pháp cộng lún từng lớp, coi đế móng dạng hình tròn và tính lún tại tâm đế. Công thức tính lún cộng dồn: Trong đó: Si: độ lún của lớp thứ i. bi: hệ số phụ thuộc vào hệ số nở hông của đất. Với đất á cát b = 0.7; đất cát b = 0.76 E0i: mô đuyn biến dạng của lớp đất thứ i. hi: chiều dày lớp thứ i. sgli: ứng suất gây lún lớp thứ i, sgli = Kc * Kc - hệ số tra bảng. sbt =Sgi’ * hi: ứng suất bản thân của đất. gi’: trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất ngập nước. Bảng 10: Kết quả tính lún của móng. Điểm Lớp đất hi Độ sâu z z/r Ko gs, lớp i sbti s gl i b lớp i Eo lớp i si,cm 1 1 0 0 0 1 16.85 0 29.9 0.8 20240 0 2 1 0.4 0.4 0.0457 0.985 16.85 6.74 29.4515 0.8 20240 0.047 3 1 0.4 0.8 0.0914 0.981 16.85 13.48 29.3319 0.8 20240 0.046 4 1 0.4 1.2 0.1371 0.978 16.85 20.22 29.2422 0.8 20240 0.046 5 1 0.4 1.6 0.1829 0.973 16.85 26.96 29.0927 0.8 20240 0.046 6 1 0.4 2 0.2286 0.835 16.85 33.7 24.9665 0.8 20240 0.039 7 1 0.4 2.4 0.2743 0.829 16.85 40.44 24.7871 0.8 20240 0.039 8 1 0.4 2.8 0.32 0.815 16.85 47.18 24.3685 0.8 20240 0.039 9 1 0.2 3 0.3429 0.789 16.85 50.55 23.5911 0.8 20240 0.019 10 1 0.4 3.4 0.3886 0.773 16.85 57.29 23.1127 0.8 20240 0.037 11 1 0.4 3.8 0.4343 0.752 16.85 64.03 22.4848 0.8 20240 0.036 12 1 0.4 4.2 0.48 0.741 16.85 70.77 22.1559 0.8 20240 0.035 13 1 0.4 4.6 0.5257 0.6 16.85 77.51 17.94 0.8 20240 0.028 14 1 0.4 5 0.5714 0.092 16.85 84.25 2.7508 0.8 20240 0.004 Độ lún tổng cộng S = 0.461(cm) < [S] = 8 (cm). Kết luận: Công trình đảm bảo điều kiện lún. Xác định chuyển vị và nội lực công trình. Quá trình tính tĩnh kết cấu để xác định nội lực tính toán của các tiết diện là sự kết hợp nhuần nhuyễn 2 sơ đồ tính : Sơ đồ tính 1: Coi trụ đỡ là một thanh conson ngàm tại mặt đế móng. Trụ đỡ có chiều dài là 45.5 m (DT = 6.0 m, dT = 0.5 m và dT =0.8 đến vị trí MNTT) được ngàm tại vị trí mặt trên của khối đế. Chịu các loại tải trọng tác dụng sau: tải trọng gió, tải trọng sóng và dòng chảy, trọng lượng bản thân, trọng lượng thượng tầng và thiết bị, lực đẩy nổi, tải trọng do hà bám. Sơ đồ tính này thích hợp xác định nội lực tính toán bố trí cốt thép ứng suất trước và cốt thép thường cho tiết diện trụ đỡ. Sơ đồ tính 2: Theo phương pháp PTHH. Các cấu kiện được mô tả như sau: Trụ đỡ được mô tả là các phần tử Shell, các vách cứng là các phần tử Shell, phần khối đế bao gồm các phần tử Shell (bản đáy, bản thành, bản nắp, bản dầm chính), các phần tử Frame (dầm phụ hướng tâm, dầm vòng, có thể phần tử trụ đặc (lõi) cũng được mô tả đơn giản là phần tử thanh mặc dù về nguyên tắc thì phần tử trụ đặc phải được mô tả là phần tử khối) Các loại tải trọng tác dụng lên kết cấu bao gồm: tải trọng gió, tải trọng sóng + dòng chảy, trọng lượng bản thân, trọng lượng thượng tầng và trang thiết bị, lực đẩy nổi, tải trọng do hà bám, áp lực do vật liệu dằn gây ra. Nội lực tính theo phương pháp này được sử dụng để tính toán cho các phần tử Shell, Frame của khối đế. Xác định chuyển vị ngang tại đỉnh trụ. Chuyển vị ngang tại đỉnh trụ được xác định theo phương pháp nhân biểu đồ Để đơn giản trong tính toán ta coi biểu đồ momen có dạng hình thang, momen tại đỉnh trụ là 41.8 Tm , tại mặt cắt sát ngàm là 3463.14 Tm. Mômen quán tính tiết diện ngang của trụ : tính cho tiết diện vành khuyên (m4). Môđun đàn hồi lấy bằng mođun đàn hồi của bêtông mác 500 : E = 3600000 T/m2. Kết quả tính toán, chuyển vị ngang tại đỉnh trụ : Vậy chuyển vị tại đỉnh trụ là 2.8 cm Xác định nôi lực tính toán cho các tiết diện của cấu kiện. Kết quả nội lực được tính theo sơ đồ tính như sau: Bảng 13: Nội lực để tính toán cốt thép ứng suất trước của trụ đỡ. Cao trình(m) M(KNm) N(KN) Q(KN) Tiết diện(m) J(m4) A(m2) 8 34631.4 9522.9 1549.9  0.5  45.22  13.07 13 26882.0 8419.5 1367.4  0.5  45.22  13.07 18 20044.9 8196.6 1173.5  0.5  45.22  13.07 23 14177.4 8003.5 965.0 D=6 45.22 13.07 28 11052.6 7750.8 738.2 t=0.8  45.22  13.07 33 5661.7 7511.5 489.1  0.8  45.22  13.07 37.9 3264.9 7175.7 219.2  0.8  45.22  13.07 43.5 2092.2 4668.1 219.2  0.5  32.94  8.64 53.5 487.0 2087.0 156.6  0.5  32.94  8.64 Tính toán cốt thép trụ. Hệ số động rất nhỏ Kđ ằ 1 ta bỏ qua trong tính toán. Nội lực tính toán kết cấu trụ được lấy từ bảng nội lực trên. Các đặc trưng của vật liệu sử dụng. Bê tông mác #500: Cường độ chịu nén tiêu chuẩn của Bê tông ở 28 ngày tuổi là: sc = 21.5 MPa. Cường độ chịu nén tính toán Rn = 0,67*sc /fm (fm = 1,5) = 9.6 MPa. Bê tông mác #400: Cường độ chịu nén tiêu chuẩn của Bê tông ở 28 ngày tuổi là: sc = 17 MPa. Cường độ chịu nén tính toán Rn = 0,67*sc /fm (fm = 1,5) = 7.6 MPa. Thép thường, thép đai nhóm AII: Cường độ chịu kéo và nén tiêu chuẩn là: Fy = F’y = 300 MPa. Cường độ chịu kéo và nén tính toán là: Ra = R’a = 280 MPa. Tính toán cốt thép ứng suất trước. Tính cốt thép ứng suất trước. Dựa trên 2 điều kiện sau: Thép ứng suất trước khai thác trong giai đoạn đàn hồi. Bê tông ứng suất trước không nứt. Cấu kiện làm việc trong miền đàn hồi, ứng suất trong bê tông được tính theo công thức của sức bền vật liệu: Trong đó: M: mômen tác dụng lên tiết diện. N: lực dọc tác dụng lên tiết diện. J: mômen quán tính của tiết diện. a: khoảng cách từ trục cấu kiện tới mép ngoài của tiết diện vành khuyên (a = 3m) F: diện tích mặt cắt ngang tiết diện tính toán. ss: ứng suất (hiệu dụng) trong thép ứng suất trước. As: diện tích thép ứng suất trước. Điều kiện bê tông không chịu kéo – không xuất hiện vết nứt: Từ phương trình trên ta chọn trước ứng suất trước trong cốt thép, thường lấy ss = 80% cường độ tiêu chuẩn của thép ứng suất trước, từ đó có thể tính được diện tích cốt thép ứng suất trước As ứng với ss đã chọn. Việc lựa chọn ss (rồi tính được As) phải đi kèm với điều kiện đảm bảo độ bền vùng nén của tiết diện và bê tông không được sảy ra vết nứt. Điều kiện đảm bảo độ bền vùng nén của tiết diện: Ta có ứng suất nén cực đại trong bê tông như sau: ứng suất nén sb phải thoả mãn điều kiện: sb Ê 0.45 * sc với cấu kiện chịu nén đúng tâm. (V.1.2.1) sb Ê 0. 5 * sc với cấu kiện chịu nén lệch tâm. Trong đó: sc là cường độ chịu nén tới hạn của bê tông. Điều kiện để bê tông không sảy ra vết nứt xiên: Ta có ứng suất tiếp: Trong đó: S: mômen tĩnh; R1, R2: bán kính ngoài và trong của tiết diện vành khuyên. t: độ dày của tiết diện vành khuyên. Q: lực cắt tại tiết diện. ứng suất pháp cực đại trên mặt cắt trụ: ứng suất kéo chính: Kiểm tra điều kiện không nứt: (V.1.2.2) Xác định mô men giới hạn để không xuất hiện vết nứt. Theo DNV Mgh được xác định dựa vào phương trình: Điều kiện kiểm tra: M < Mgh (V.1.2.3) Dựa trên cơ sở lý thuyết và trên các qui phạm như đã trình bày, ở đây xin tính toán sơ bộ cốt thép ứng suất trước. Các bước tính toán được tự động hóa bằng bảng tính, chỉ trình bày các kết quả và thể hiện dưới dạng bảng. Số liệu đầu vào: Đường kính trụ: D = 6 m Bề dày trụ: t=0.8 từ đế móng đến cao trình 37.9 m t = 0.5 m từ cao trình 37.9m đến hết Bán kính trụ: a = R = 3 m Bêtông #500 Cường độ chịu nén tiêu chuẩn ở 28 ngày tuổi: sc = 21.5 Mpa Cường độ chịu nén tính toán: Rn = 9.6 Mpa Momen quán tính: J = 45.22 m4 Diện tích tiết diện: F = 13.7 m2 Momen tĩnh: S = 25.1 m3 Bảng 14: Tính diện tích thép ứng suất trước. Cao trình, m M, MNm N, MN Q, MN ss, Mpa ss*AS, MN AS, m2 8.00 34.6 9.5 1.5 1000 20.50 0.020504 13.00 26.9 8.4 1.4 1000 14.89 0.014889 18.00 20.0 8.2 1.2 1000 9.18 0.009183 23.00 14.2 8.0 1.0 1000 4.29 0.004289 28.00 11.0 7.8 0.7 1000 1.78673 0.0017867 33.00 5.7 7.5 0.5 1000 -2.6024 -0.002602 37.90 3.3 7.2 0.2 1000 -4.3448 -0.004344 43.25 2.1 4.7 0.2 1000 -2.8541 -0.002854 53.50 0.5 2.1 0.2 1000 -1.6647 -0.001664 Nhận thấy chỉ cần bố trí thép ứng suất trước đến cao trình +23 m. Từ +23m trở lên bố trí cốt thép thường.Diện tích cốt thép ứng suất trước lớn nhất là 0.020504m2=205.04cm2.Tổng diện tích cốt thép ở đoạn 1 là As1 =0.045 m2 tính đến cao trình +23m; đoạn 2 tính đến cao trình +28m là As2 = 0.006 m2 Lấy tiết diện có nội lực lớn nhất tại cao trình 8m để kiểm tra các điều kiện (V.1.2.1), (V.1.2.2), (V.1.2.3). Kiểm tra điều kiện đảm bảo độ bền vùng nén của tiết diện: Ta có: (V.1.2.1): Thỏa mãn. Điều kiện để bê tông không sẩy ra vết nứt xiên: Ta có ứng suất tiếp: ứng suất pháp cực đại trên mặt cắt trụ: ứng suất kéo chính: Kiểm tra điều kiện không nứt: (V.1.2.2): . Thoả mãn Momen giới hạn được xác định từ phương trình: =2.92 Giải ra được: Mgh = 101.16 (MNm). (V.1.2.2): M = 34.6 (MNm) < Mgh = 101.16 (MNm). Thỏa mãn. Xác định các hao tổn ứng suất trước trong quá trình thi công. Sử dụng phương pháp căng sau, có 2 nhóm tổn hao ứng suất: Hao trong trạng thái thi công: sh1 = sms + sneo Hao sau khi kết thúc thi công: sh2 = sch + sco+ stb Hao do chùng ứng suất khi căng cơ giới: Trong đó: ss: ứng suất trong bó thép ứng suất trước. Rac: cường độ tiêu chuẩn của thép ứng suất trước. Hao tổn do chênh lệch nhiệt độ giữa cốt thép căng trước và thiết bị nhận lực căng: snh = 12.5 * Dt Trong đó: Dt chênh lêch nhiệt độ tính bằng độ, trong trường hợp không đủ số liệu chính xác có thể lấy Dt = 65o. Tuy nhiên trong tính toán này ta bỏ qua hao tổn này. Hao tổn do biến dạng của neo đặt thiết bị căng: Trong đó: l: tổng biến dạng của bản thân neo được xác định bằng thực nghiệm. Nếu không có số liệu thực nghiệm có thể lấy l = 2 (mm). Ea: môđun đàn hồi của vật liệu làm neo, Ea = 2.104(kG/mm2) = 2.107 (T/m2) L: chiều dài bó thép được căng (mm). Hao tổn do ma sát của cốt thép: Trong đó: k: hệ số xét đến sự chênh lệch vị trí đặt ống so với vị trí thiết kế; k = 0.003 m: hệ số ma sát giữa cốt thép và thành ống: m = 0.35 (thép sợi). x: chiều dài cốt thép từ thiết bị căng đến tiết diện tính toán. j: tổng góc quay của tiết diện tính toán; j = 0 ss: ứng suất trong bó thép ứng suất trước không kể đến các hao tổn ứng suất. Hao tổn do biến dạng của khuôn: Trong trường hợp này do không có số liệu đầy đủ nên theo qui phạm có thể lấy sk = 30 Mpa. Hao do co ngót của bê tông: Lấy theo qui phạm, với phương pháp căng sau: Bê tông mác #400 thì sco = 300 (kG/cm2) = 30 Mpa. Bê tông mác #500 thì sco = 350 (kG/cm2) = 35 Mpa. Hao do từ biến của bê tông xảy ra sau một quá trình chịu nén lâu dài: Trong đó: k =1 với bê tông khô cứng tự nhiên, k = 0.85 - với bê tông dưỡng hộ bằng nhiệt. R0: cường độ khối vuông của bê tông lúc buông cốt thép. sb: ứng suất nén trong bê tông tại mức cốt thép căng. Bảng 15: Kết quả tính toán các ứng suất hao khi căng ứng suất trước. Cao trình, m sch, MPa sneo, MPa sms, MPa sco, MPa stb, MPa +8 29.41 84.00 14.89 35.00 100.87 +13 29.41 84.00 14.89 35.00 78.04 +18 29.41 84.00 14.89 35.00 57.74 +23 29.41 84.00 14.89 35.00 40.26 Bố trí cốt thép ứng suất trước. Chọn thép: Chọn bó thép ứng lực trước 7 sợi S= 12.7cm2 có các đặc tính sau: Cường độ tiêu chuẩn Fy = 18760 (kG/cm2) = 1876 Mpa. Tải trọng tới hạn của một sợi là 1.7 (MN) Dùng loại neo VSL EC, kích thước bản đệm neo 165 x 165 (mm) ống ghen xoắn ruột gà có diện tích tiết diện là :14 cm2 Bố trí thép: Số bó thép tối thiểu cần bố trí tại cao trình +8m là : n=205.04/12.7=23.12 bó .Ta chọn số bó thép như sau Đoạn công trình từ cốt +8.00 (m) đến cốt +18.00 (m) sơ bộ bố trí 26 bó, khoảng cách giữa các bó thép 628 (mm). Đoạn công trình từ cốt +18.00 (m) đến +28 (m) sơ bộ bố trí 15 bó, khoảng cách giữa các bó thép 1090 (mm). Các bó thép ở đoạn cốt +8.00 (m) đến +18.00 (m) được nối với các bó thép ở đoạn +18.00 (m) đến +28 (m) bằng các neo nối loại VSL loại K. Nhưng để đảm bảo cho công trình và dễ thi công ta bố trí cốt thép ƯST đến hết MNTT với số lượng và cách bố trí như tại tiết diện có cao trình là +23m STT Cao độ m DT thép ƯST tt Số sợi/bó DT 1 bó thép cm2 Lực căng 1 bó Số bó Tổng DT thép ƯST As tt cm2 n1 Fs cm2 F căng T n2 As cm2 1 8 205.04 7 12.7 170 26 330.2 2 13 148.89 7 12.7 170 26 330.2 3 18 91.83 7 12.7 170 26 330.2 4 23 42.89 7 12.7 170 15 190.5 5 28 17.87 7 12.7 170 15 190.5 6 33 7 12.7 170 15 190.5 7 37.9 7 12.7 170 15 190.5 Kiểm tra lại cốt thép ứng suất trước có kể đến các hao tổn. Do thực tế phải tính thêm các hao tổn ứng suất nên ứng suất nén cực đại trong bê tông lúc này sẽ là: Trong đó: sh = sch + sms + sneo + sco + stb. Với số bó thép và cách bố trí như đã chọn. Lấy tiết diện có nội lực lớn nhất, cũng là tiết diện có nhiều hao tổn nhất để kiểm tra. Tại cốt +8.00 (m): Kiểm tra điều kiện đảm bảo độ bền vùng nén của tiết diện: ứng suất hao tổn: sh = 29.41 + 84.00 + 14.89 + 35.00 + 100.87 = 264.17 (Mpa). Tại đây bố trí 26 bó thép ứng suất trước. As = 26 * 12.7 = 330.2(cm2). ống ghen có S=14(cm2) nên diện tích tiết diện hiệu dụng là: Fhd = F – 26 * Fgh = 13.07 – 26 * 14*10^-4 = 13.03 (m2). Jhd ằ J = 45.22 (m4). Bài cho Sốngghe=14cm (V.1.2.1): Thỏa mãn. Điều kiện để bê tông không sảy ra vết nứt xiên: Ta có ứng suất tiếp: ứng suất pháp cực đại trên mặt cắt trụ: ứng suất kéo chính: Kiểm tra điều kiện không nứt: (V.1.2.2): . Thỏa mãn. Tại cốt +23.00 (m): Kiểm tra điều kiện đảm bảo độ bền vùng nén của tiết diện: ứng suất hao tổn: sh = 29.41 + 84.00 + 14.89 + 35.00 + 100.87 = 264.17 (Mpa). Tại đây bố trí 15 bó thép ứng suất trước. As = 15 * 12.7 = 190.5(cm2). ống ghen có S=14(cm2) nên diện tích tiết diện hiệu dụng là: Fhd = F – 26 * Fgh = 13.07 – 26 * 14*10^-4= 13.03 (m2). Jhd ằ J = 45.22 (m4). Bài cho Sốngghe=14cm (V.1.2.1): Thỏa mãn. Điều kiện để bê tông không sảy ra vết nứt xiên: Ta có ứng suất tiếp: ứng suất pháp cực đại trên mặt cắt trụ: ứng suất kéo chính: Kiểm tra điều kiện không nứt: (V.1.2.2): . Thỏa mãn. Vậy các kết quả đều đảm bảo được các điều kiện chịu lực của cấu kiện. Tính toán thân trụ phần không ứng suất trước. Tính toán cốt thép thường chịu nén. Khi ứng suất nén cực đại trong bê tông không thoả mãn điều kiện < 0,5 x sC thì bê tông không chịu được lực nén, ta phải đặt cốt thép thường để tham gia chịu nén cùng bê tông. Khi đó ứng suất nén cực đại trong bê tông sẽ là: (6.18) Trong đó: F’a: diện tích cốt thép thường chịu nén s’a: ứng suất trong cốt thép thường chịu nén được tính theo công thức, Chỉ khai thác thép chịu nén sao cho : sa = stb + sco . Jhd , Ahd là mômen quán tính và diện tích tiết diện giảm yếu . Từ phương trình trên với khống chế sb < 0,5sC ta tìm được diện tích cốt thép chịu nén F’a. Với những tiết diện có ứng suất nén cực đại trong bê tông đảm bảo điều kiện khống chế sb < 0,5sC thì ta chỉ việc đặt thép theo cấu tạo mà không phải tính toán cốt thép thường chịu nén. STT Cao độ m DT 1 gen cm2 Tổng DT gen cm2 Kiểm tra khả năng chịu nén của bêtông Fgen cm2 SFgen cm2 sb nén kG/cm2 0.5xsckG/cm2 Kết luận 1 8 14 364 -6.23 107.5 BT đủ sức chịu nén 2 13 14 364 -5.57 107.5 BT đủ sức chịu nén 3 18 14 364 -5.05 107.5 BT đủ sức chịu nén 4 23 14 210 -3.31 107.5 BT đủ sức chịu nén 5 28 14 210 -3.02 107.5 BT đủ sức chịu nén 6 33 14 210 -2.65 107.5 BT đủ sức chịu nén 7 37.9 14 210 -2.46 107.5 BT đủ sức chịu nén 8 41.5 Bố trí thép thường theo cấu tạo 107.5 9 53.5 107.5 Kết luận : Bê tông đủ sức chịu nén nên cốt thép thường bố trí theo cấu tạo. Như vậy bêtông đủ sức chịu nén, chỉ cần bố trí thép theo cấu tạo. Cốt thép loại ặ16 được bố trí làm 4 lớp trên bề dày của trụ. Mỗi lớp bố trí 100 ặ16 theo chu vi trụ.Còn ở phần bề dày trụ là 0.5m thì ta bố trí 3 lớp ( xem chi tiết trong bản vẽ ). VII. Tính toán thép dầm đỡ thượng tầng. Sơ đồ tính nội lực . Coi dầm đỡ thượng tầng như một conson được ngàm vào trụ . Tải trọng thượng tầng truyền lên dầm thông qua hệ thống dầm sàn và cột chống. Do không có số liệu cụ thể về kết cấu dầm sàn thượng tầng , ta coi như tải trọng thượng tầng phân bố đều lên dầm đỡ thượng tầng thông qua sàn chịu lực. Ta có sơ đồ tính và kết quả tính nội lực như sau : Hình 9: Sơ đồ tính nội lực dầm đỡ thượng tầng . Tính toán cốt thép . Phương án 1 : Bố trí thép thường chịu kéo cho dầm. Phương án 2 : Bố trí thép ƯST cho dầm. Do điều kiện khống chế không cho phép dầm có vết nứt, nếu chọn phương án 1, hàm lượng cốt thép thường sẽ rất lớn. Việc bố trí thép rất khó khăn, không hợp lí về mặt cấu tạo. Vì vậy ta chọn phương án 2, bố trí thép ƯST cho dầm. Tính toán với tiết diện có momen lớn nhất, đó là tiết diện sát ngàm , Mmax = 2872000 kGcm Kết quả tính toán và kiểm tra như sau : DT thép ƯST tt Số sợi/bó DT 1 bó thép cm2 Lực căng 1 bó Số bó Tổng DT thép ƯST As tt cm2 n1 Fs cm2 F căng T n2 As cm2 12.9 7 12.7 170 2 25.4 Kiểm tra khả năng chịu nén của bêtông sb nén kG/cm2 0.5xsc kG/cm2 Kết luận 102 107.5 BT đủ sức chịu nén Kiểm tra ứng suất kéo chính trong BêTông t kG/cm2 s kG/cm2 s1 kG/cm2 0.33xsc0.5 kG/cm2 Kết luận 0.20666 -67.87 0.00063 7.4 Thoả mãn Tính toán hao tổn ƯST sneo  kG/cm2 sms kG/cm2 sch kG/cm2 sco kG/cm2 stb kG/cm2 sh kG/cm2 1400 120 1015.36 350 409 3294 Kiểm tra ứng suất kéo trên tiết diện giảm yếu Jhd cm4 Fhd cm2 s kéo giảm yếu kg/cm2 Kết luận 4166667 4972 -16.98 Thoả mãn Kiểm tra ứng suất nén max trên tiết diện giảm yếu sb kG/cm2 0.5xsc kG/cm2 Kết luận 85.86 250 Bố trí thép cấu tạo Bố trí thép ƯST . Bố trí thép ƯST : Thép ƯST phải được bố trí phù hợp với biểu đồ momen của dầm, có như vậy mới khai thác hết tác dụng của thép ƯST. Thép ƯST sẽ được đặt tại thớ chịu kéo của dầm, thép ƯST sẽ được bố trí theo đường cong. Như vậy đối với dầm đỡ thượng tầng, sơ đồ bố trí thép ƯST như sau : Hình 10: Sơ đồ bố trí thép ƯST. - Việc bố trí theo đường cong là khá phức tạp, trong phạm vi đồ án cho phép bố trí như sau:Hai bó thép ƯST được đặt tại giữa tiết diện, và chạy suốt chiều dài của hai dầm ( chi tiết được thể hiện trong bản vẽ ). Chọn ống gen có diện tích ngoài ngoài là 1400mm2. Lực căng trước là 170 T cho mỗi bó. Bố trí thépthường : Thép thường loại AI được bố trí theo cấu tạo. Tại tiết diện sát ngàm bố trí 12 ặ16 xung quanh tiết diện ; tại tiết diện đầu dầm bố trí 8 ặ16 xung quanh tiết diện ( xem bản vẽ). Tính toán cốt đai . Tính toán cốt đai, tính toán tại tiết diện sát ngàm có lực cắt lớn nhất Q = 17220 kG/cm2 : - Với cốt thép dọc đã bố trí ta có h0 = 100 – 5 - 1,6/2 =94,2 cm. Ta có : - Kiểm tra điều kiện hạn chế về lực cắt cho bêtông vùng nén: Ta có : = 1,2 x 1 x 17220 = 20664 kG. Bê tông M500 lấy ko = 0,25 = 0,25. 215 . 50.94.2 = 253163 KG . Vậy bêtông vùng nén không bị phá hoại do ứng suất nén chính . - Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông vùng kéo: = 1,2 x 1 x 17220 = 20664 kG. = 0,6 x 13,5 x 50 x 94,2 = 38151 Kg =20664 kG < = 38151 kG đ không phải tính toán cốt đai, bố trí cốt đai theo cấu tạo. Chọn cốt đai ặ8 a200, bố trí dọc dầm ( chi tiết được thể hiện trong bản vẽ ).