Nghiên cứu và tính toán ứng dụng tải trọng siêu trường siêu trọng trong công trình thủy

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA NGUYỄN CƠNG BÌNH NGHIÊN CỨU VÀ TÍNH TỐN ỨNG DỤNG TẢI TRỌNG SIÊU TRƯỜNG SIÊU TRỌNG TRONG CƠNG TRÌNH THỦY Chun ngành: Mã số: Xây dựng cơng trình thủy 60 58 40 LUẬN VĂN THẠC SĨ TP HỒ CHÍ MINH, tháng năm 2014 Cơng trình hồn thành tại: Trường đại học Bách Khoa - ĐHQG - HCM Cán hướng dẫn khoa học : TS Ngô Nhật Hưng Cán chấm nhận xét : TS Phạm Trung Kiên Cán chấm nhận xét : TS Trương Ngọc Tường Luận văn thạc sĩ bảo vệ Trường Đại học Bách Khoa, ĐHQG Tp HCM ngày 26 tháng năm 2014 Thành phần Hội đồng chấm bảo vệ luận văn thạc sĩ gồm: PGS TS Nguyễn Thống TS Phạm Trung Kiên TS Trương Ngọc Tường TS Ngô Nhật Hưng TS Nguyễn Quang Trưởng Xác nhận Chủ tịch Hội đồng đánh giá LV Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sau luận văn sửa chữa CHỦ TỊCH HỘI ĐỒNG KHOA QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP.HCM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA - CỘNG HÒA Xà HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Độc lập - Tự - Hạnh phúc - NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ Họ tên học viên: Nguyễn Cơng Bình MSHV: 09209005 Ngày, tháng, năm sinh: 23/12/1984 Nơi sinh: Nam Định Chuyên ngành: Xây dựng cơng trình thủy I TÊN ĐỀ TÀI: Mã số:60 58 40 Nghiên cứu tính tốn ứng dụng tải trọng siêu trường siêu trọng cơng trình thủy II NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG: - Khái niệm tải trọng siêu trường siêu trọng giải pháp kết cấu bến cảng xây dựng công trình thủy - Cơ sở lý thuyết tính tốn kết cấu bến cầu tàu đài cao - Thiết kế tối ưu hóa cọc bến cầu tàu tiếp nhận tải trọng ngang lớn - Các mơ hình hệ cọc-đất bến bệ cọc cao chịu tải siêu trường siêu trọng - Vận dụng lý thuyết tính tốn ví dụ cho cơng trình bến chịu tải trọng siêu trường siêu trọng III NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 19/8/2013 IV NGÀY HOÀN THIỆN NHIỆM VỤ: 10/9/2014 V CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: T.S Ngơ Nhật Hưng Tp Hồ Chí Minh, ngày CÁN BỘ HƯỚNG DẪN tháng 10 năm 2014 CHỦ NHIỆM BỘ MÔN ĐÀO TẠO KHOA QUẢN LÝ CHUYÊN NGÀNH LỜI CẢM ƠN Luận văn thực hồn thành Bộ mơn Kỹ thuật Tài ngun Nước, Khoa Kỹ thuật xây dựng, Trường Đại học Bách khoa Tp Hồ Chí Minh hướng dẫn T.S Ngơ Nhật Hưng Hồn thành luận văn này, tác giả muốn bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc T.S Ngô Nhật Hưng, người giành nhiều cơng sức hướng dẫn, đóng góp ý kiến động viên, giúp đỡ tác giả Đồng thời, tác giả chân thành cảm ơn giảng viên Bộ môn Kỹ thuật Tài nguyên nước, Bộ môn Cảng - Cơng trình biển, Khoa Kỹ thuật xây dựng, Trường Đại học Bách khoa Tp Hồ Chí Minh tận tình truyền đạt kiến thức quý báu tạo điều kiện thuận lợi cho tác giả suốt trình học tập nghiên cứu thực đề tài luận văn Xin cảm ơn bạn bè động viên, chia sẻ, giúp đỡ, có ý kiến đóng góp quý báu nhằm hoàn thiện nội dung luận văn này.Cũng xin gửi lời cảm ơn tới quan công tác đồng nghiệp tạo điều kiện thuận lợi giúp tơi hồn thành khóa học Cuối cùng, lời cảm ơn sâu sắc tới gia đình, gia đình nhỏ tơi ln bên cạnh, giành tình thương yêu, tin tưởng ủng hộ suốt trình học tập thực luận văn Xin chân thành cảm ơn! Tp Hồ Chí Minh, tháng 10 năm 2014 Tác giả luận văn Nguyễn Cơng Bình TĨM TẮT Trong xây dựng cơng trình thuỷ nay, đặc biệt ngành cơng nghiệp dầu khí, kết cấu có tải trọng siêu trường, siêu trọng phổ biến giới Vì vậy, việc tính tốn cơng trình tiếp nhận tải trọng siêu trường siêu trọng cần thiết Nội dung luận văn nghiên cứu áp dụng tính toán bến cầu tàu tiếp nhận tải trọng siêu trường siêu trọng với mơ hình thường sử dụng cho tốn bến móng cọc: mơ hình tương tác cọc - đất mơ hình sử dụng chiều sâu quy đổi, mơ hình tương tác cọc - đất ngày ứng dụng rộng rãi Luận văn nghiên cứu làm việc hợp lý cọc kết cấu bến cầu tàu đài cao, từ bước giải tốn tính tốn kết cấu bến cầu tàu đài cao, đảm bảo yêu cầu kinh tế kỹ thuật việc thiết kế xây dựng cơng trình thuỷ, cơng trình xây dựng bến cầu tàu tiếp nhận tải trọng siêu trường, siêu trọng Trong ví dụ cụ thể, mơ hình kết cấu bến bệ cọc cao thực tế tính tốn nhằm làm rõ tác động tải trọng siêu trường siêu trọng lên cơng trình bến, phương pháp phân tích tối ưu hóa cọc mơ hình tính tốn cơng trình bến bệ cọc cao, luận văn tiến hành tính tốn cho cơng trình bến thực tế ABSTRACT In terms of water construction nowadays, esspecially in the oil and gas industry, oversized - overloaded capacity building structures are very popular throughout the world Thus, the calculation on oversized-overloaded capacity receiving contruction is extremely neccesary The essay mainly focuses on study and is applicable to calculate oversized-overloaded capacity receiving berth for 02 models of the current pile foundation mode such as equipvalent piles and pile-soil springs which is widely applied The essay also studies the reasonable working mechanism of the piled foundation inside the Pile-supported wharf structure in order to calculate it, and meet the technical –economical requirement in designing water construction, esspecially for building oversized-overloaded capacity receiving berth In the specific model, Pile-supported wharf structure has been actually calculated to show the influence of the oversized-overloaded capacity onto berth construction as well as showing analysic method to optimize the piled foundation and other foundation models in calculating Pile-supported wharf contruction The essay has calculated for a certain whalf construction in reality LỜI CAM ĐOAN Tơi xin cam đoan cơng trình nghiên cứu thực cá nhân Luận văn thực sở nghiên cứu lý thuyết hướng dẫn khoa học T.S Ngô Nhật Hưng Các số liệu, kết thực luận văn trung thực chưa công bố hình thức Tác giả luận văn Nguyễn Cơng Bình -I- MỤC LỤC MỤC LỤC I DANH MỤC BẢNG IV DANH MỤC HÌNH V MỞ ĐẦU 1 Tầm quan trọng, ý nghĩa vấn đề nghiên cứu Mục đích, đối tượng phạm vi nghiên cứu Ý nghĩa khoa học ý nghĩa thực tiễn Phương pháp nghiên cứu Nội dung bố cục luận văn CHƯƠNG TỔNG QUAN VỀ TẢI TRỌNG SIÊU TRƯỜNG SIÊU TRỌNG VÀ CÁC GIẢI PHÁP KẾT CẤU BẾN CẢNG TRONG XÂY DỰNG CƠNG TRÌNH THỦY 1.1 Tổng quan giải pháp kết cấu bến cảng 1.1.1 Khái niệm cơng trình thủy 1.1.2 Kết cấu bến cảng xây dựng cơng trình thủy 1.2 Khái niệm tải trọng siêu trường siêu trọng 1.3 Đặc trưng bến cầu tàu 1.3.1 Định nghĩa 1.3.2 Phân loại bến cầu tàu 1.4 Những ưu nhược điểm bến cầu tàu 1.5 Kết luận CHƯƠNG CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TỐN KẾT CẤU BẾN CẦU TÀU ĐÀI CAO 10 2.1 Các sơ đồ phương pháp giải cầu tàu 10 2.2 Các mơ hình kết cấu bến cầu tàu 11 2.2.1 Mơ hình móng cọc sử dụng chiều sâu quy đổi 16 2.2.2 Mơ hình tương tác cọc - đất 19 2.2.3 Phương pháp phần tử hữu hạn 34 2.3 Lựa chọn mơ hình tính tốn cọc 38 -II- CHƯƠNG NGHIÊN CỨU THIẾT KẾ TỐI ƯU HÓA NỀN CỌC KHI BẾN CẦU TÀU TIẾP NHẬN TẢI TRỌNG NGANG LỚN 39 3.1 Sự truyền lực từ đài sang cọc 39 3.1.1 Bài toán phẳng 39 3.1.2 Bài tốn khơng gian 44 3.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến thành phần nội lực xuất cọc đài chịu lực ngang 48 3.2.1 Ảnh hưởng bước cọc lực ngang tác dụng vào đài 48 3.2.2 Ảnh hưởng độ xiên cọc lực ngang tác dụng vào đài 49 3.2.3 Ảnh hưởng góc nghiêng cọc mặt 50 3.3 Kết luận 51 CHƯƠNG VÍ DỤ TÍNH TỐN BẾN CẦU TÀU KHI TIẾP NHẬN TẢI TRỌNG SIÊU TRƯỜNG SIÊU TRỌNG 52 4.1 Mô tả cơng trình, vị trí điều kiện tự nhiên khu vực xây dựng 52 4.1.1 Điều kiện địa chất khu vực xây dựng cơng trình 52 4.1.2 Kết cấu bến 53 4.2 Thiết kế kết cấu bến 54 4.2.1 Tải trọng tác động 58 4.2.2 Tổ hợp tải trọng 60 4.2.3 Mơ hình hóa kết cấu 60 4.3 Kết tính tốn 62 4.3.1 Kết nội lực kết cấu 62 4.3.2 Kết chuyển vị 63 4.3.3 Kết tính tốn sức chịu tải cọc 63 4.4 Nhận xét kết 64 4.4.1 Nhận xét kết phân tích nội lực 64 CHƯƠNG NHẬN XÉT VÀ KẾT LUẬN 65 5.1 Nghiên cứu yếu tố ảnh hưởng đến thành phần nội lực cọc đài chịu lực ngang lớn 65 -III- 5.2 Nghiên cứu mơ hình tính tốn cọc chịu tải trọng siêu trường, siêu trọng 65 5.2.1 Phương pháp tính tốn cọc chịu tải trọng ngang xét đến yếu tố phi tuyến đất 65 5.2.2 Phương pháp tính tốn cọc chịu tải trọng thẳng đứng xét đến yếu tố phi tuyến đất 65 5.3 Tối ưu hóa cọc bến cầu tàu tiếp nhận tải trọng siêu trường siêu trọng 66 5.4 Hướng nghiên cứu đề tài 66 DANH MỤC TÀI LIỆU THAM KHẢO 67 PHỤ LỤC PL - PL - P (T) Trong ®ã: A - hƯ sè tùy thuộc vào dạng tải trọng Đối với tải trọng tÜnh: H A = 3,0 − 0,8 ≥ 0,9 D k - mô đun phản lực nền, xác định theo bảng tra phụ thuộc vào độ chặt đất k= 1630 T/m X - độ sâu vị trí ®ang xÐt (m) y - chun vÞ ngang cđa cäc (m) pu - sức kháng cực hạn cọc Giá trị pu đợc xác định: p u = (C1 X + C D ).γ X khi: < X < XR (a) p u = C D.γ X khi: X ≥ XR (b) C1, C2, C3 - xác định theo đồ thị Hình 4-8 phụ thuéc vµo (φ) C1 = 1,6 C2 = 2,4 C3 = 22,25 D - ®−êng kÝnh cäc, D= 0,7 m XR - độ sâu tới hạn giảm sức kháng đất XR xác định từ điều kiện cân (a) (b): XR = 8,68 m BảngPL1-6: Kết tính toán cho: Lớp đất 15 Mảnh X (m) γ (T/m ) pu (T/m) A B C 20,25 1,02 321,70 0,90 289,53 114,00 21,50 1,02 341,56 0,90 307,40 114,00 22,50 1,02 357,45 0,90 321,70 114,00 23,50 1,02 373,33 0,90 336,00 114,00 24,18 1,02 384,14 0,90 345,72 114,00 Dựa vào giá trị B, C Bảng 7, tìm đợc quan hệ p-y theo biểu thức (2) Nền đất đợc chia thành lớp nhỏ đồng chất có chiều dày 1m, Đờng cong p-y tơng úng điểm lớp phân tè: 500 450 400 350 300 250 200 150 100 50 20,25m 21,5m 22,5m 23,5 24,18m 000 000 000 000 000 000 000 y (m) - PL PL1-2.2.S¬ đồ f-w theo API PL1-2.2.1 Xác định quan hệ đờng cong f-w cho lớp đất Số liệu tính toán Lớp đất 5: - Loại đất: Cát hạt nhỏ, trạng thái chặt vừa = - Góc nội ma sát: 29,08 ®é - Dung träng cđa ®Êt (®Èy nỉi): đn = 0,90 T/m Quan hệ ma sát bên đất chuyển vị cọc đất cát (f-w) có dạng: w (1) f = w + kf f max Trong ®ã: kf - ®é dốc ban đầu đờng cong f-w Đối với lớp ®Êt cã: φ= kf = 29,08 ®é th× 5132,7 T/m fmax - lực ma sát bên giới hạn fmax phụ thuộc vào giá trị z/2R tra theo hình: 2R - Đờng kính cọc, BảngPL1-7: Kết tính toán: Lớp đất fmax Mảnh z z/2R (m) 0,50 1,50 2,50 3,50 4,55 0,71 2,14 3,57 5,00 6,50 2R = 0,7 m (T/m2) 0,098 0,195 0,488 0,683 0,781 Dựa vào giá trị fmax Bảng 4, tìm đợc quan hệ f-w theo biểu thức (2) Nền đất đợc chia thành lớp nhỏ đồng chất có chiều dày 1m, Đờng cong f-w tơng úng điểm lớp phân tố: (Giá trị f đợc tính cho toàn chu vi cọc tơng ứng với lớp phân tố) 02 f (T) - PL 10 02 02 0,5m 1,5m 01 2,5m 01 3,5m 4,55m 00 000 000 000 000 000 000 z (m) PL1-2.2.2 Xác định quan hệ đờng cong f-w cho lớp đất 11 Số liệu tính toán Lớp đất 11: - Loại đất: Sét, sét pha trạng thái nửa cứng - Giá trị độ xuyên tiêu chuẩn: NSPT = 20 bóa 1,030 T/m - Dung träng cđa ®Êt (đẩy nổi): đn = Quan hệ ma sát bên đất chuyển vị cọc ®Êt dÝnh (f-w) cã d¹ng: Ef f f max = f max w 2R Víi:   E f w m    1 +    f max R   1/ m E f = E / exp( 36 + 38 ln m = exp( 0.12 + 0.54 ln E avg pa L ) 2R 2R − 0.42 ln L ) 2R Trong đó: Ef - module biến dạng không thoát nớc đất độ sâu xét Ef = (1200 ữ 1500).Cu Cu - cờng độ ứng suất cắt không thoát nớc độ sâu xét Khi số liệu thí nghiệm, Cu đợc xác định thông qua quan hƯ víi NSPT theo c«ng thøc Hara (1974) [31] , 72 bar c = 0,29.N 60 N60 - số nhát đập để ống SPT đợc 30cm đà hiệu chỉnh 60% lợng hữu ích thÝ nghiªm xuyªn tiªu chuÈn SPT N 60 = TL tham khao Eh N SPT 60 NSPT - giá trị xuyên tiêu chuẩn SPT Eh - tỷ lệ phần trăm lợng hữu ích thiết bị SPT, Eh = 30 - 60 Eh = Chän: 30 fmax - lùc ma sát bên giới hạn fmax tính theo: fmax = p.l.Cu (p, l - hệ số xác định cách tra đồ thị Hình ) - PL 11 - L - chiều dài cọc nằm lớp đất (m); L = 6,7 m 2R - đờng kính cña cäc (m) 2R = 0,7 m Eavg - module biến dạng không thoát nớc trung bình chiều dài đoạn cọc; pa - áp suất khí quyển, pa = 10,3 T/m BảngPL1-8: Kết tính toán cho: Lớp ®Êt 11 NSPT Cu fmax Ef z (m) E σv Cu/σv αp αl 2 2 (m) (T/m ) (T/m ) (T/m ) (T/m ) (T/m ) 5,55 21 15,76 18916 5593,9 5,05 3,12 0,50 1,00 7,882 6,50 21 15,76 18916 5593,9 6,03 2,61 0,50 1,00 7,882 7,50 21 15,76 18916 5593,9 7,06 2,23 0,50 1,00 7,882 8,50 21 15,76 18916 5593,9 8,09 1,95 0,50 1,00 7,882 9,50 19 14,67 17601 5205,0 9,12 1,61 0,50 1,00 7,334 10,50 19 14,67 17601 5205,0 10,15 1,44 0,50 1,00 7,334 11,40 23 16,83 20197 5972,6 11,08 1,52 0,50 1,00 8,415 Eavg = 18723 m= 25,13 f (T) Dựa vào giá trị fmax Bảng 4, tìm đợc quan hệ f-w theo biểu thức (2) Nền đất đợc chia thành lớp nhỏ đồng chất có chiều dày 1m, Đờng cong f-w tơng úng điểm lớp phân tố: (Giá trị f đợc tính cho toàn chu vi cọc tơng ứng với lớp phân tố) 20 18 16 14 12 10 5,55m 6,5m 7,5-8.5m 9,5-10,5m 11,4m 000 000 000 000 000 000 w (m) - PL 12 - PL1-2.2.3 Xác định quan hƯ ®−êng cong f-w cho líp ®Êt 13 Sè liệu tính toán Lớp đất 13: - Loại đất: Sét, sét pha trạng thái nửa cứng - Dung träng cđa ®Êt (®Èy nỉi): γ®n = 1,020 T/m Quan hệ ma sát bên đất chuyển vị cọc đất dính (f-w) có dạng: Ef f f max = f max w 2R Víi:   E f w m    1 +    f max R   1/ m E f = E / exp( 0.36 + 0.38 ln m = exp( 0.12 + 0.54 ln E avg pa L ) 2R − 0.42 ln L ) 2R Trong đó: Ef - module biến dạng không thoát nớc đất độ sâu xét Ef = (1200 ữ 1500).Cu Cu - cờng độ ứng suất cắt không thoát nớc độ sâu xét Khi số liệu thí nghiệm, Cu đợc xác định thông qua quan hệ với NSPT theo công thức Hara (1974) [31] , 72 bar c = 0,29.N 60 N60 - số nhát đập để ống SPT đợc 30cm đà hiệu chỉnh 60% lợng hữu Ých thÝ nghiªm xuyªn tiªu chuÈn SPT N 60 = TL tham khao Eh N SPT 60 NSPT - giá trị xuyên tiêu chuẩn SPT Eh - tỷ lệ phần trăm lợng hữu ích thiết bị SPT, Eh = 30 - 60 Eh = Chän: 30 fmax - lực ma sát bên giới hạn fmax tính theo: fmax = p.l.Cu (p, l - hệ số xác định cách tra đồ thị Hình ) L - chiều dài cọc nằm lớp đất (m); L = 7,7 m 2R - đờng kính cọc (m) 2R = 0,7 m Eavg - module biÕn d¹ng không thoát nớc trung bình chiều dài đoạn cọc; pa - ¸p st khÝ qun, pa = 10,3 T/m - PL 13 B¶ngPL1-9: z (m) (m) 12,40 13,50 14,50 15,50 16,50 17,50 18,75 NSPT Cu Ef E 23 23 24 18 18 21 21 KÕt qu¶ tÝnh to¸n cho: (T/m ) (T/m ) 16,83 20197 16,83 20197 17,35 20825 14,11 16929 14,11 16929 15,76 18916 15,76 18916 Eavg = 18987 Líp ®Êt 13: Cu/σv σv αp fmax αl (T/m ) (T/m ) 5972,6 12,10 5972,6 13,23 6158,5 14,25 5006,3 15,27 5006,3 16,29 5593,9 17,31 5593,9 18,58 1,39 1,27 1,22 0,92 0,87 0,91 0,85 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 0,50 m= 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 1,00 23,89 (T/m2) 8,415 8,415 8,677 7,054 7,054 7,882 7,882 Dựa vào giá trị fmax Bảng 4, tìm đợc quan hệ f-w theo biểu thức (2) Nền đất đợc chia thành lớp nhỏ đồng chất có chiều dày 1m, Đờng cong f-w tơng úng điểm lớp phân tố: (Giá trị f đợc tính cho toàn chu vi cọc tơng ứng với lớp phân tố) f (T) 30 25 12,4m 20 13,5m 15 14,5m 10 15,5-16,5m 17,5m 18,75m 000 000 000 000 000 000 w (m) PL1-2.2.4 Xác định quan hệ đờng cong f-w cho lớp đất 15 Số liệu tính toán Lớp đất 15: - Loại đất: Cát pha màu nâu vàng, trang thái dẻo = 29,72 độ - Góc nội ma sát: - Dung träng cđa ®Êt (®Èy nỉi): γ®n = 1,02 T/m Quan hệ ma sát bên đất chuyển vị cọc đất cát (f-w) có d¹ng: w (1) f = w + kf f max Trong đó: kf - độ dốc ban đầu ®−êng cong f-w §èi víi líp ®Êt cã: = kf = 29,72 độ 5714,9 T/m - PL 14 - fmax - lực ma sát bên giới hạn fmax phụ thuộc vào giá trị z/2R tra theo hình: 2R - Đờng kính cọc, BảngPL1-10: Kết tính toán: Lớp đất 15 fmax Mảnh z z/2R (m) 20,25 21,50 22,50 23,50 24,18 28,93 30,71 32,14 33,57 34,54 2R = 0,7 m (T/m2) 1,758 1,855 1,953 1,953 2,050 f (T) Dựa vào giá trị fmax Bảng 4, tìm đợc quan hệ f-w theo biểu thức (2) Nền đất đợc chia thành lớp nhỏ đồng chất có chiều dày 1m, Đờng cong f-w tơng úng điểm lớp phân tố: (Giá trị f đợc tính cho toàn chu vi cọc tơng ứng với lớp phân tố) 07 06 05 20,25m 04 21,5m 03 22,5m 02 23,5m 01 00 24,18m 000 000 000 000 000 000 z (m) PL1-2.3 Sơ đồ q-w Xác định quan hệ đờng cong q-w cho lớp đất 15 Số liệu tính toán Lớp đất 15: - Loại đất: Cát pha màu nâu vàng, trang thái dẻo = - Góc nội ma sát: 33,00 ®é - Dung träng cđa ®Êt (®Èy nỉi): đn = 1,02 T/m Quan hệ áp lực mũi cọc chuyển vị cọc đất cát (q-w) có dạng: q (1) = (4.w)1/n qmax Trong ®ã: - PL 15 n - hƯ sè, ®èi víi cát chặt vừa: n= qmax - áp lực lớn qmax phụ thuộc vào giá trị L/2R tra theo hình: 2R - Đờng kính cọc, L - Chiều dài cọc đất qmax = 0,7 m 24,85 m 2R = L= 273,39 T/m Dựa vào giá trị qmax theo dồ thị, tìm đợc quan hệ q-w theo biểu thức (1) q (T) (Giá trị q đợc tính cho phÇn diƯn tÝch tiÕt diƯn mịi cäc) q-w 150 100 50 q-w 000 000 000 000 000 001 z (m) PL1-2.3 Sơ đồ tính toán kết cấu - Phơng pháp tính: Tính toán nội lực cấu kiện cầu phơng pháp phần tử hữu hạn sử dụng chơng trình phân tích kết cấu SAP2000 - Sơ đồ hóa kết cấu: + Cấu kiện cọc đợc mô hình hóa thành phần tử frame + Bản mặt cầu đợc mô hình hóa thành phần tử khối solid + Liên kết cọc đất đợc mô hình hóa thành lò xo phi tuyến NL link support + Các lớp đất xung quanh cọc đợc chia thành nhiều lớp nhỏ đồng chất (chiều dày lớp phân tố 1m) Thay tác dụng lớp phân tố gối phi tuyến tơng đơng -PL 16 - PHụ LụC : TảI TRọNG Và Tổ HợP TảI TRọNG PL2-1 Tải trọng tác dụng lên kết cấu bến PL2-1.1 Tải trọng hạ thủy -Tải trọng thẳng đứng phân bố trọng lợng thân cấu kiện: Giàn tự nâng (Juckup) 130m n−íc (16.000T): q1 = 100,00 T/m - T¶i träng thẳng đứng sà lan hạ thủy tỳ vào mép bÕn: Q2 = Qsn x k = 4,43 T - Tải trọng ngang phân bố ma sát xe trợt đờng trợt: q3 = 43,64 T/m - Tải trọng ngang sà lan hạ thủy tỳ vào mÐp bÕn: Q4 = 28,35 T - T¶i träng b¶n thân cấu kiện bến đợc tự động tính phân tích SAP2000 PL2-1.2 Tải trọng cần cẩu a Cần cẩu 1000T: - áp lực dới lót phân tải bánh trớc (84m2): - áp lực dới lót phân tải bánh sau (84m2): b Cần cầu 750T: - ¸p lùc d−íi b¸nh xÝch: q750 = q1000-t = q1000-s = 16,02 T/m 8,28 T/m 25,00 T/m PL2-1.3 Tải trọng tàu tác dụng lên kết cấu cầu a Tải trọng va tàu: Ry = 111,0 T - Thành phần vuông góc với mép bến: Rx = - Thành phần song song với mép bến: 44,4 T b Tải trọng neo tàu: - Lực neo tµu tỉng céng: S= 86,2 T Sq = - Thành phần vuông góc với mép bến: 40,5 T Sn = - Thành phần song song với mép bến: 70,2 T Sv = - Thành phần nhổ: 29,5 T c Tải trọng tựa tàu: - Thành phần vuông góc với mép bến: P = 14,5 T PL2-1.4 Tải trọng hàng hóa quy đổi: a Tải trọng hàng hoá xếp mặt bến: Tính với hoạt tải phân bố là: Q = 5T/m2 PL2-2 Tổ hợp tải trọng (Theo tiêu chuẩn thiết kế 22 TCN 207-92) Tổ hợp tải trọng bao gồm: Các tải trọng thờng xuyên + Các tải trọng tạm thời tác dụng dài lâu + Tải trọng tạm thời tác dụng nhanh Trong đó: - Tải trọng thờng xuyên: Tải trọng thân kết cấu -PL 17 - Tải trọng tạm thời tác dụng dài lâu: + Tải trọng hàng hóa xếp mặt bến + Tải trọng thiết bị bốc xếp, vận chuyển hoạt động mặt bến - Tải trọng tạm thời tác dụng nhanh: Tải trọng tàu, tải trọng hạ thủy Tổ hợp tải trọng xem bảng trang sau - PL 18 - BảngPL2-1: Tổ hợp tải trọng tác dụng lên bến Tổ HợP TH1 TH2 TH3 TH4 TH5 TH6 TH7 TH8 TH9 TH10 TH11 TH12 TH13 TH14 TH15 TH16 TH17 TH18 TH19 TH20 TH21 TH22 TH23 TH24 TH25 TH26 TH27 TH28 TH29 bt x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x HT1 x x x HT2 HT3 x x x tải trọng tác dụng HT4 C10-T1 C10-T2 C10-T3 C10-S1 C10-S2 C10-S3 C7-1 C7-2 C7-3 hh Va neo tua x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x x - PL 19 - Tỉ HỵP TH30 TH31 TH32 TH33 TH34 TH35 TH36 bt HT1 HT2 x x x x x x x Trong ®ã: + BT: + HT1 -> HT4: + C10-T1 -> C10-T3: + C10-S1 -> C10-S3: + C7-1 -> C7-3: + HH: HT3 tải trọng tác dụng HT4 C10-T1 C10-T2 C10-T3 C10-S1 C10-S2 C10-S3 C7-1 C7-2 C7-3 hh x x x x x x x Tải trọng thân Tải trọng hạ thủy Tải trọng cần cẩu 1000T bánh trớc vị trí Tải trọng cần cẩu 1000T bánh sau vị trí Tải trọng cần cẩu 750T vị trí Tải trọng hàng hóa + VA: Tải trọng va tàu + NEO: Tải trọng neo tàu + TUA: Tải trọng tùa tµu Va neo tua x - PL 20 - PHụ LụC : KếT QUả TíNH TOáN PL3-1 Kết tính toán nội lực cấu kiện PL3-1.1 Kết nội lực theo mô hình ngàm giả đinh theo TCVN 205: 1998 BảngPL3-1: Kết tính toán nội lực cọc (Mô hình ngàm giả định) TT Cấu kiện Kích thớc Cäc Néi lùc Max Min M« men Lùc däc Lùc c¾t P (T) V2 (T) V3 (T) M2 (T.m) M3 (T.m) 59,24 104,16 8,01 27,50 27,19 -143,07 -81,11 -3,13 -28,02 -29,16 BảngPL3-2: Kết tính toán nội lực mặt cầu (Mô hình ngàm giả định) TT Néi lùc Max Min S11 11,26 -27,66 øng suÊt (T/m2) S22 S33 S12 6,04 8,47 25,61 -24,78 -106,70 -25,61 S13 32,84 -32,84 S23 34,81 -17,39 PL3-1.2 KÕt qu¶ néi lùc theo mô hình đờng cong p-y API BảngPL3-3: Kết tính toán nội lực cọc (Mô hình tơng tác cọc-đất nỊn) TT CÊu kiƯn KÝch th−íc Cäc Néi lùc Max Min Mô men Lực dọc Lực cắt P (T) V2 (T) V3 (T) M2 (T.m) M3 (T.m) 38,185 104,163 1,63365 32,8196 23,7013 -181,24 -81,111 -1,5466 -32,778 -29,16 B¶ngPL3-4: KÕt tính toán nội lực mặt cầu (Mô hình tơng tác cọc-đất nền) TT Nội lực Max Min S11 11,26 -27,66 øng suÊt (T/m2) S22 S33 S12 6,04 8,47 25,61 -24,78 -106,70 - 25,61 S13 32,84 -32,84 S23 34,81 -17,39 PL3-2 Kết tính toán chuyển vị BảngPL3-5: Kết tính toán chuyển vị (Mô hình ngàm giả định) Chuyển vị TT Giá trị U1 (m) U2 (m) U3 (m) R1 (rad) R2 (rad) R3 (rad) Max 0,000 0,009 0,001 0,029 0,000 0,000 Min -0,002 -0,003 -0,008 -0,011 -0,137 0,000 BảngPL3-6: Kết tính toán chuyển vị (Mô hình tơng tác cọc-đất nền) Chuyển vị TT Giá trị U1 (m) U2 (m) U3 (m) R1 (rad) R2 (rad) R3 (rad) Max 0,000 0,041 0,002 0,029 0,012 0,002 Min -0,001 -0,014 -0,013 -0,011 -0,147 -0,001 - PL 21 - PHô LôC : TÝNH TOáN SứC CHịU TảI CủA CọC THEO ĐấT NềN (Theo tiªu chuÈn thiÕt kÕ mãng cäc TCXD 205 : 1998) PL4-1 Tính toán sức chịu tải trọng nén cọc theo đất Khả chịu nén cho phép tính toán theo đất cọc đợc xác định theo: Pn = Qn / Ktc Qn = m.(mr.R.F + U.Σ mf.fi.li) Trong đó: Pn - Sức chịu tải nén cho phép tính toán theo đất cọc Qn - Sức chịu tải nén tiêu chuẩn tính toán theo đất cọc đơn Ktc - Hệ số an toàn phơ thc sè l−ỵng cäc cđa mãng m - HƯ số điều kiện làm việc đất, 1,00 m= R - Sức chống tính toán đất mũi cọc, T/m (B¶ng A1, Phơ lơc A [20]) F - DiƯn tÝch mịi cäc, F = 0,385 m U - Chu vi tiÕt diÖn ngang cäc, U = 2,199 m mr, mf - Tơng ứng hệ số điều kiện làm việc đất dới chân cọc thành cọc có xét đến ảnh hởng phơng pháp hạ cọc mr = mf = 1,00 li - Chiều dày lớp đất thứ i mà mũi cọc qua fi - Sức chống tính toán đất thân cọc, T/m 2(Bảng A2, Phụ lục A [20]) (Trong tính toán, đất đợc chia thành lớp đồng có chiều dày