Tải trọng tác dụng lên công trình

KHÓI BÊ TÔNG CỐT THÉP NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN

2.2. Tải trọng tác dụng lên công trình

- Tải trọng bản thân của vỏ BTCT và ống dẫn khói: Trong giai đoạn thi công, tĩnh tải bao gồm trọng lượng bản thân của vỏ bê tông “D1” và ống dẫn khói “D7”, các kết cấu phụ trợ, lớp cách nhiệt và các tấm gia cường chỉ được áp dụng trong giai đoạn vận hành.

 BTCT 𝛾𝑐 = 24,0 𝑘𝑁/𝑚3

Các chỉ tiêu cơ lý Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5 Độ ẩm tự nhiên W (%) 4,7 12,8 15,3 15,3 17,2 Dung trọng (g/cm3)

Tự nhiên w 1,94 2,08 2,06 1,95 2,12 Khô d 1,85 1,84 1,79 1,69 1,81 Đẩy nổi sub 0,94 1,08 1,06 0,95 1,12

Tỷ trọng GS 2,67 2,67 2,69 2,68 2,71

Hệ số rỗng tự nhiên e0 0,432 0,454 0,503 0,586 0,497

Độ rỗng n (%) 30,2 31,1 33,5 36,9 33,2

Độ bão hòa Sr (%) 28,8 75,9 81,1 70,1 93,8

Giới hạn Atterberg (%) Theo TCVN

Gh chảy: LL 33,9 36,8 30,1 48,8 35,4 Gh dẻo: PL 21,5 20,0 14,9 24,5 18,3 Cs dẻo: PI 12,4 16,8 15,2 24,3 17,1

Độ sệt: B 1,4 0,4 0,0 0,4 0,1

Lực kháng cắt (kG/cm2) ctc 0,146 0,191 0,168 0,233 0,164 Góc ma sát trong (độ) tc 34o27’ 30o27’ 31o13’ 29o38’ 29o49’

Hệ số nén lún av1-2 (cm2/kG) 0,012 0,022 0,023 0.024 0,019

DUT.LRCC

14

 Thép 𝛾𝑠 = 77,0 𝑘𝑁/𝑚3

- Ván khuôn: Tải trọng bản thân của ván khuôn được ước tính dựa trên kích thước đường kính ngoài lớn nhất của vỏ ống khói và các thiết bị phụ trợ phục vụ cho hoạt động của ván khuôn trượt.

 Tải trọng bản thân của ván khuôn: D2 = 1000 kN

 Tải trọng ván khuôn đặt ở đỉnh của vỏ BTCT và chỉ có trong giai đoạn thi công.

- Tải trọng bản thân của các sàn thao tác và đầu vào ống dẫn khói:

 Sàn thao tác quanh ống dẫn khói: D3,a = 25 kN

 Sàn treo ống dẫn khói (sàn mái): D3,b = 500 kN

 Sàn thao tác quanh vỏ ống khói: D3,c = 25 kN

 Sàn thang bộ và sàn thang mái: D3,d = 15 kN

 Sàn dẫn hướng trên: D3,e = 120 kN

 Sàn dẫn hướng dưới: D3,f = 120 kN

 Đầu vào ống dẫn khói: D3,g = 170 kN

 Sàn thao tác dưới đầu vào ống dẫn khói: D3,h= 55 kN

 Các sàn thao tác và ống đầu vào sẽ được đưa vào tính toán trong mô hình theo độ cao.

 Tải trọng bản thân của các sàn thao tác và ống đầu vào chỉ tính trong giai đoạn vận hành.

- Kết cấu phụ trợ: Trong giai đoạn vận hành, tải trọng của các kết cấu phụ trợ gồm tải trọng của các bộ phận giảm xóc, thang bộ và thang leo cũng được tính đến.

 Trọng lượng của bộ phận giảm chấn: D4,a = 40 kN

 Trọng lượng của bộ phận giảm chấn ở sàn dẫn trên:

D4,b = 25 kN

 Trọng lượng của bộ phận giảm chấn ở sàn dẫn dưới:

D4,c = 25 kN

 Thang bộ: D5 = 4 kN/m

 Thang leo: D6 = 0,4 kN/m

- Lớp cách nhiệt: Bao gồmlớp bám dính (dày 2 mm) và gạch cách nhiệt Borosilicate Block (dày 38mm) nằm trong ống dẫn khói.

 Trọng lượng: D8 = 2,65 kN/m

- Các tấm thép gia cường:

 Đoạn ống thép không rỉ: D9,a = 1,60 kN/m

 Đoạn ống thép carbon: D9,b = 0,50 kN/m

DUT.LRCC

15

Bảng 2.3. Tĩnh tải áp dụng lên vỏ ống khói và ống dẫn khói

Nút Độ cao

Vỏ ống khói Ống dẫn khói

Ván khuôn

Sàn thao

tác Kết cấu phụ trợ Lớp cách nhiệt

Thép gia cường

D2 D3 D4 D5 D6 D8 D9

- m kN kN kN kN/m kN/m kN/m kN/m

40 211,00

2,65 1,6

39 209,50 25

0,4 2,65 1,6

18 206,30

0,4 2,65 1,6

37 205,00

0,4 2,65 0,5

17 203,92 1000

0,4 2,65 0,5

16 203,17 500 40

0,4 2,65 0,5

34 201,10 25

0,8 2,65 0,5

15 198,50 15

4 2,65 0,5

14 191,06

4 2,65 0,5

13 177,37

4 2,65 0,5

12 163,69

4 2,65 0,5

11 150,00

4 2,65 0,5

10 124,71 120 25

4 2,65 0,5

9 102,36

4 2,65 0,5

8 80,00

4 2,65 0,5

7 63,96

4 2,65 0,5

6 47,91 120 25

DUT.LRCC

16

4 2,65 0,5

19 46,70

4

5 44,00

4

4 35,90 170

4

44 33,40 55

4

3 21,95

4

2 8,00

4

1 0,00

4

Tổng cộng (kN) 1000 1030 90 794 5 435 89

2.2.2. Hoạt tải (L)

Theo tiêu chuẩn ACI 307-08, hoạt tải do sự vận hành của con người sẽ không được tính đến khi thiết kế kết cấu BTCT cho vỏ ống khói, bởi vì con người không làm việc dài lâu trong ống khói và hoạt động vận hành tại mỗi sàn thao tác tại các cai độ khác nhau gần như không xảy ra cùng lúc, mà các tải này sẽ được đưa vào tính toán để thiết kế tại mỗi sàn thao tác riêng.

2.2.3. Tải trọng động đất (E)

Theo TCVN 9386:2012 thì khu vực huyện Tuy Phong – tỉnh Bình Thuận nằm trong vùng phát sinh động đất cấp 6, gia tốc nền là 0,0373g.

Tuy nhiên, theo các tài liệu của Viện Vật lý địa cầu - Viện khoa học và công nghệ Quốc Gia thì khu vực dự án nằm cách Đứt gãy Thuận Hải – Minh Hải khoảng 17km. Đứt gãy này là nguồn phát ra động đất lớn (IO=7, Msmax = 5,5 Richter).

Đứt gãy Thuận Hải - Minh Hải, có độ kéo dài lớn và độ sâu xuyên cắt đạt tới 25,030m. Nó đóng vai trò là ranh giới phía Đông Nam của đới hoạt hóa mac ma Mêzôzoi muộn Đà Lạt. Đứt gãy này hoạt động khá mạnh mẽ vào Kainôzoi về đặc trưng hình thái đứt gãy này có nhiều ý kiến khác nhau, có tác giả cho là cắm về phía Đông Nam với góc cắm tương đối lớn. Xem xét những phân bố trường địa vật lý quy tính sơ bộ Nguyễn Đình Xuyên cho rằng đứt gãy này có xu hướng cắm về phía Tây Bắc với góc cắm khoảng 10-12o và mang dấu hiệu của đứt gãy nghịch hơn là thuận. Hoạt động đạt cao với các trận động đất có cấp độ mạnh lớn (IO = 7), chứng tỏ đứt gãy này là đứt gãy hoạt động tích cực và có khả năng phát sinh động đất mạnh.

DUT.LRCC

17

Như vậy có thể thấy khu vực dự án nằm trong khu vực có khả năng phát sinh động đất cấp 7 và cần thiết phải xem xét tính tóan thiết kế cho công trình chịu động đất mạnh.

- Tham khảo các quy phạm xây dựng kháng chấn của Châu Âu, Mỹ và Trung Quốc, học viên đề nghị lấy gia tốc cực đại amax với chu kỳ lập lại 500 năm để tính toán công trình.

- Theo kết qủa tính toán của Newject, đường biểu thị kết quả tính toán công thức Donovan (1973), amax với chu kỳ lặp lại 500 năm là 0,1g (g là gia tốc trọng trường bằng 981,5 cm/s2).

- Theo kết qủa tính toán bằng phương pháp Cornel, sử dụng bản đồ các vùng phát sinh động đất khu vực ven biển Bình Thuận và lân cận, cấp động đất với chu kỳ 500 năm IO  7 gia tốc dao động nền amax = 0,10- 0,15g.

Dựa trên các tài liệu tham khảo trên và căn cứ theo hồ sơ thiết kế kỹ thuật của dự án NMNĐ Vĩnh Tân 4 mở rộng đã được phê duyệt, kiến nghị thiết kế với gia tốc nền ag = 0,15g thuộc cấp động đất cấp 7 theo thang đo MSK-64.

Vỏ ống khói BTCT sẽ được thiết kế chịu tải trọng động đất bằng phương pháp phổ phản ứng theo tiêu chuẩn UBC-97. Phân tích phổ phản ứng động bao gồm các tham số sau:

- Vùng động đất (Dựa theo báo cáo khảo sát địa chất): 2A - Loại đất nền (Tra bảng 16-J, tiêu chuẩn UBC-97): Sc

- Gia tốc nền: ag = 0,15g

- Hệ số động đất (Tra bảng 16-Q, tiêu chuẩn UBC-97): Ca = 0,18 (Tra bảng 16-R, tiêu chuẩn UBC-97): Cv = 0,25 - Các điểm đặc biệt của tần số riêng được tính toán theo các thức sau:

T0 = 0,2 Ts

𝑇𝑠 = 𝐶𝑉

2,5𝐶𝑎

Phổ phản ứng được xác định theo tiêu chuẩn UBC-97 như sau:

- Với T < T0: 𝑆𝑎 = 𝐶𝑎(1 + 1,5𝑇𝑇

𝑜)

- Với T0 ≤ T ≤ TS: Sa = 2,5 Ca

- Với T > TS: 𝑆𝑎 = 𝐶𝑇𝑉

Trong đó:

- Sa: Phổ gia tốc nền

- T: Chu kỳ dao động của hệ tuyến tính một bậc tự do

Phổ gia tốc nền thiết kế, được xác định bằng phổ gia tốc nền nhân với các hệ số theo công thức:

DUT.LRCC

18

𝑆𝑎,𝑑𝑒𝑠𝑖𝑔𝑛 = 𝑆𝑎 ã𝐼 𝛺0 𝑅 Trong đó:

- I = 1,00: Hệ số tầm quan trọng (Tra bảng 16-K, tiêu chuẩn UBC-97) - 𝛺0 = 2,00: Hệ số khuếch đại lực động đất (Tra bảng 16-N, tiêu chuẩn

UBC-97)

- R = 2,9: Hệ số khả năng linh hoạt toàn cầu (Tra bảng 16-P, tiêu chuẩn UBC-97)

Ta có 2 đường phổ phản ứng của công trình có dạng như sau:

Hình 2.2. Phổ gia tốc nền đàn hồi và phổ gia tốc nền thiết kế

Đối với thiết kế động đất của vỏ ống khói, lực ngang động đất sẽ được giả định chỉ hoạt động dọc theo phương của ngang của tải trọng động đất, trong khi ảnh hưởng dọc trục có thể được bỏ qua theo trong Tiêu chuẩn ACI 307-08 mục R4.3.2.

Lực cắt thiết kế tại chân công trình được xác định theo công thức:

𝑉𝑠,𝑖 = 𝐶𝑉 𝐼 𝑅 𝑇𝑖𝑊𝑖 Trong đó:

- Ti: Tần số dao động riêng bậc 1 của công trình - Wi: Trọng lượng của công trình

Và lực cắt này không được nằm ngoài các giới hạn sau:

- Giới hạn dưới: 𝑉𝑚𝑖𝑛 = 0,11 𝐶𝑎 𝐼 𝑊 - Giới hạn trên: 𝑉𝑚𝑎𝑥 = 2,5 𝐶𝑎 𝐼

𝑅 𝑊

0.00 0.05 0.10 0.15 0.20 0.25 0.30 0.35 0.40 0.45 0.50

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 3.0 3.5 4.0 4.5 5.0

Sa[g]

Tần số T [s]

ULS - elastic ULS - design

DUT.LRCC

19 Cụ thể:

- Nếu 𝑉𝑠 ≤ 𝑉𝑚𝑖𝑛 thì 𝑉 = 𝑉𝑚𝑖𝑛 - Nếu 𝑉𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑉𝑠 ≤ 𝑉𝑚𝑎𝑥 thì 𝑉 = 𝑉𝑠 - Nếu 𝑉𝑠 ≥ 𝑉𝑚𝑎𝑥 thì 𝑉 = 𝑉𝑚𝑎𝑥

Xác định lực cắt thiết kế tại chân công trình đối với giai đoạn vận hành và giai đoạn thi công:

𝑉𝑠,𝑜 = 0,25ã1,00

2,9ã 4,603 𝑠78243 𝑘𝑁 = 1465 𝑘𝑁 𝑉𝑠,𝑐 = 0,25ã1,00

2,9ã 4,521 𝑠75090 𝑘𝑁 = 1432 𝑘𝑁 Trong đó:

- 𝑇𝑜 = 4,603 𝑠: Tần số dao động riêng thứ 1 của ống khói trong giai đoạn vận hành (được lấy từ mục 2.3.3. Phân tích mô hình);

- 𝑇𝑐 = 4,521 𝑠: Tần số dao động riêng thứ 1 của ống khói trong giai đoạn vận hành (được lấy từ mục 2.3.3. Phân tích mô hình);

- 𝑊𝑜 = 78243 𝑘𝑁: Khối lượng công trình trong giai đoạn vận hành, được xác định bằng tổng tĩnh tải (D) trong giai đoạn vận hành;

- 𝑊𝑐 = 75090 𝑘𝑁: Khối lượng công trình trong giai đoạn thi công, được xác định bằng tổng tĩnh tải (D) trong giai đoạn thi công;

Xác định các giới hạn:

𝑉𝑚𝑖𝑛,𝑜 = 0,11 𝐶𝑎 𝐼 𝑊𝑜 = 0,11 ã 0,18 ã 1,00 ã 78243 𝑘𝑁 = 1549 𝑘𝑁 𝑉𝑚𝑎𝑥,𝑜 = 2,5 𝐶𝑅𝑎 𝐼𝑊𝑜 = 2,5ã0,18ã1,00

2,9 78243 𝑘𝑁 = 12141 𝑘𝑁

𝑉𝑚𝑖𝑛,𝑐 = 0,11 𝐶𝑎 𝐼 𝑊𝑐 = 0,11 ã 0,18 ã 1,00 ã 75090 𝑘𝑁 = 1487 𝑘𝑁 𝑉𝑚𝑎𝑥,𝑐 = 2,5 𝐶𝑎 𝐼

𝑅 𝑊𝑐 = 2,5ã0,18ã1,00

2,9 75090 𝑘𝑁 = 116519 𝑘𝑁 Ta có:

𝑉𝑠,𝑜 = 1465 𝑘𝑁 ≤ 1549 𝑘𝑁 = 𝑉𝑚𝑖𝑛,𝑜 → 𝑉𝑜 = 𝑉𝑚𝑖𝑛,𝑜 = 1549 𝑘𝑁;

𝑉𝑠,𝑐 = 1432 𝑘𝑁 ≤ 1487 𝑘𝑁 = 𝑉𝑚𝑖𝑛,𝑐 → 𝑉𝑐 = 𝑉𝑚𝑖𝑛,𝑐 = 1487 𝑘𝑁;

2.2.4. Tải trọng gió (W)

Lực ngang do tải trọng gió sẽ được tính theo ACI 307-08. Tốc độ gió thiết kế (Vr) được giới thiệu để tính toán lực gió được định nghĩa "gió giật trong 3 giây" là tốc độ gió đo được ở 10,00m (33ft) với chu kỳ lặp là 50 năm theo Tiêu chuẩn ASCE 7-05.

Theo tài liệu khảo sát khí tượng thủy văn của Dự án, tốc độ gió cơ bản là V=47,2m/s tương đương với 105,6mph.

Theo Tiêu chuẩn ACI 307-08, tốc độ gió thiết kế sẽ được xác định như sau:

𝑉𝑟 = √𝐼 ∙ 𝑉 = √1,15. 105,6 𝑚𝑝ℎ = 113,2 𝑚𝑝ℎ

Với: I = 1,15: Hệ số tầm quan trọng của kết cấu ống khói đối với tải trọng gió theo Tiêu chuẩn ACI 307-08.

DUT.LRCC

20

a. Gió dọc:

Gió dọc w(z) trên mỗi đơn vị dài tại độ cao z [ft] bất kỳ là tổng của tải gió trung bình 𝑤̅(z) và tải gió biến động w'(z):

𝑤(𝑧) = w̅ (z) + 𝑤′(𝑧)

Tải gió trung bình 𝑤̅(z) [lb/ft] sẽ được tính theo công thức sau:

𝑤̅ (𝑧) = 𝐶𝑑𝑟(𝑧) ∙ 𝑑(𝑧) ∙ 𝑝̅(𝑧) Trong đó:

- Cdr(z): Hệ số kéo khí động;

Với 𝑧 < ℎ − 1,5𝑑(ℎ) → 𝐶𝑑𝑟(𝑧) = 0,65 Với 𝑧 ≥ ℎ − 1,5𝑑(ℎ) → 𝐶𝑑𝑟(𝑧) = 1,00 Và 1,5𝑑(ℎ) ≤ 50 𝑓𝑡;

- z: Chiều cao tính từ mặt đất;

- d(z): Đường kính ngoài của ống khói;

- 𝑝̅(𝑧): Áp lực gió trung bình tại chiều cao z:

𝑝̅(𝑧) = 0,00119 ∙ 𝐾𝑑∙ [𝑉̅(𝑧)]2

Với 𝐾𝑑 = 0,95: Hệ số ảnh hưởng của hướng gió Và 𝑉̅(𝑧) = 1,47 ∙ 𝑉𝑟 ∙ (𝑧

33)0,154 ∙ 0,65

Tải trọng gió biến động w'(z) [lb/ft] sẽ được tính theo công thức sau:

𝑤′(𝑧) =3,0 ∙ 𝑧 ∙ 𝐺𝑤′∙ 𝑀𝑤̅(𝑏) ℎ3

Trong đó:

- 𝐺𝑤′: Hệ số gió giật cho tải trọng gió biến động:

𝐺𝑤′ = 0.30 +11,0∙[𝑇(ℎ+16)1∙𝑉̅(33)]0,860,47

- 𝑇1: Tần số dao động riêng thứ nhất của ống khói - 𝑉̅(33): Vận tốc gió trung bình ở chiều cao 33ft:

𝑉̅(33) = 1,47 ∙ 𝑉𝑟 ∙ 0,65

- 𝑀𝑤̅(𝑏): Mô men uốn do gió dọc tại chân công trình;

𝑀𝑤̅(𝑏) = ∑𝑛𝑖=1𝑤̅ (𝑧)𝑖∙ ℎ(𝑧)𝑖 ∙ 𝑧𝑖

Giá trị tải trọng gió dọc sẽ được trình bày tại Bảng 2.8 và Bảng 2.10.

b. Gió ngang:

Ứng xử của công trình do sự biến đổi xoáy của gió sẽ được kiểm tra tại các dạng dao động thứ nhất và thứ hai. Theo mục 4.2.3.1 Tiêu chuẩn ACI 307-08, tải trọng gió ngang do gió xoáy sẽ được xem xét tính toán cho ống khói nếu tốc độ gió giới hạn Vcr nằm trong khoảng từ 0,50 ã 𝑉(𝑧𝑐𝑟) đến 1,30 ã 𝑉(𝑧𝑐𝑟).

Nếu vận tốc gió giới hạn Vcr nằm ngoài khoảng trên, tải trọng gió ngang sẽ không cần tính đến.

DUT.LRCC

21

Do đó, mô men uốn do gió ngang tại chân công trình cũng chỉ được tính toán khi tốc độ gió giới hạn nằm trong khoảng trên. Khi đường kính ngoài tại độ cao h/3 nhỏ hơn 1,6 lần so với đường kính ngoài tại đỉnh thì tải trọng gió ngang sẽ được tính toán thông qua mômen tại đáy Ma:

1/2 1/2

2 2 2

2 ( ) 4( )

( )

a

a SV L cr p

s a

E

G L

M S C V d u h S

g h

d u C

 

 

 

 

   

       

 

 

Trong đó:

- Nếu 𝑉̅ = (0,5 ~ 1,3). 𝑉̅(zcr): Ma sẽ được tính theo công thức trên;

- Nếu 𝑉̅ > 𝑉̅(zcr): Ma sẽ được nhân thêm công sau:

{1,0 − 0,95 [𝑉̅− 𝑉̅(𝑧𝑐𝑟)

𝑉̅(𝑧𝑐𝑟) ]}

o Với 𝑉̅(zcr): Vận tốc gió trung bình giờ ở độ cao zcr với zcr = 5/6h:

88

33 60

z

V b z V

   

       

 Trong đó 𝑏̅ và 𝛼̅ là các hằng số cho trong bảng 6-2 tiêu chuẩn ASCE 7-05, với dạng địa hình D thì 𝑏̅=0,8 và 𝛼̅=0,111.

- g = 9,81 m/s2: Gia tốc trọng trường;

- G = 4,0: Hệ số đỉnh;

- Ssv: Hệ số dạng địa hình, Ssv = 0,57 cho dạng dao động đầu tiên và Ssv = 0,18 cho dạng dao động thứ hai;

- CL: Hệ số lực nâng, được xác định theo công thức:

CL = CLoF1(B)

o Với CLo: Hệ số lực nâng điều chỉnh:

CLo = 0,234 + 5,648i – 18,182i2

 Với i: Tham số vùng chảy rối:

1 5 / 6 loge

c

i h

Z

  

 

 

Zc = 0,06 (ft) theo ACI 307-08;

o F1(B): Tham số nâng:

0,2 ≥ 1 0,089 0,337log

B e ( )

F h

   d u ≥ 1

- a 0,0765(lb ft/ 3): Khối lượng riêng của không khí;

DUT.LRCC

22 - Vcr: Vận tốc gió giới hạn:

( )

cr

t

V fd u

 S

o Với St 0, 25F1A: Số Strouhal.

 Với 0,6 ≥ 1 0,333 0, 206log

A e ( )

F h

  d u ≥ 1

- s: Phân số giảm xóc giới hạn của gió ngang:

0,01 ≥ )

)

0,1 (

0,01 (

cr s

cr

V V z

   V z  ≥ 0,04 - a: Hệ số giảm khí động học:

( )2

w ( )

a a a

k d u t u

  

o Với ka k Fao 1B: Tham số giảm khí động học;

 Với 1

(1 5 ) 1 1

0,1 kao

i k

i

 

  

    

 Trong đó:

cr

k V

V

o wt(u): Trọng lượng trung bình trên đơn vị chiều dài của 1/3 đoạn trên của ống khói;

- Sp: Tham số Spectral

1,5 1 2

0,5 0,25

exp 1 1

p 2

k k

S B  B

     

    

   

 

o Với B = 0,3185 theo ACI 307-08.

- L = 1,2 theo ACI 307-08;

- CE = 3 theo ACI 307-08.

Với dạng dao động thứ hai: Thành phần lực ngang hướng gió sẽ được xác định nếu vận tốc gió giới hạn Vcr2 có giá trị khoảng (0,5 ~ 1,3).𝑉̅(zcr). Nếu ngoài phạm vi này thì thành phần lực ngang hướng gió không được kể đến.

Vận tốc gió giới hạn được tính theo công thức:

2

2

5 ( )

cr

V d u

 T

Trong đó: T2 là chu kỳ dao động riêng của dạng dao động thứ 2.

DUT.LRCC

23

Đối với đối tượng là ống khói NMNĐ Vĩnh Tân 4 mở rộng, kết quả kiểm tra vận tốc gió giới hạn Vcr đều nằm ngoài khoảng giá trị cần xét tới, do đó tải trọng gió ngang cho cả hai giai đoạn đều không cần xét tới.

1.1.5. Ứng suất nhiệt (T)

Ứng suất nhiệt gây ra “T”, được tạo ra từ sự chênh lệch giữa nhiệt độ không khí bên trong và bên ngoài vỏ ống khói bê tông cốt thép, làm giảm cường độ tính toán của bê tông và cốt thép, được xác định theo Chương 6 của Tiêu chuẩn ACI 307-08. Theo tính toán tính toán cân bằng nhiệt của Dự án, nhiệt độ chênh lệch tối đa dự kiến trong mùa mưa là:

Tx = Tic - Tamb = 27,00°C - 16,10°C = 10,9°C Trong đó:

- Tx: Nhiệt độ chênh lệch giữa hai mặt trên vỏ ống khói;

- Tic: Nhiệt độ thiết kế quy định tối đa của không khí bên trong vỏ ống khói BTCT;

- Tamb: Nhiệt độ tối thiểu của không khí bên ngoài vỏ ống khói.

Ứng suất nhiệt sẽ chỉ được xét đến trong giai đoạn vận hành, khi xuất hiện sự chênh lệch nhiệt độ do nhiệt độ của khói thải trong ống dẫn khói truyền ra không khí bên trông vỏ ống khói.

Ứng suất nhiệt gây ra sự giảm cường độ của cốt thép và cường độ chịu nén của bê tông, mức độ suy giảm các cường độ này khác nhau theo hai phương làm việc của vỏ ống khói là phương đứng và phương ngang (phương vòng), cụ thể:

- Theo phương đứng:

' "

1 1

( ) 1, 2 ( )

y y 1 STV STV

f v f f  f

   



" ' "

( ) 1, 2

c c CTV

f v  f  f Trong đó:

o f’y(v) và f”c(v): Cường độ tính toán có ảnh hưởng của ứng suất nhiệt của cốt thép và bê tông theo phương đứng;

o 1 i

e

A

  A : Tỉ lệ cốt thép lớp trong so với cốt thép lớp ngoài;

o fSTV: Độ giảm ứng suất lớn nhất của cốt thép dọc lớp ngoài của vỏ ống khói:

( 2 )

STV te x s

f      c T E

 te = 0,0000117: Hệ số giãn nở vì nhiệt của bê tông và cốt thép;

DUT.LRCC

24

 2 h

  t : Tỉ số giữa khoảng cách từ mặt trong bê tông đến trọng tâm cốt thép lớp ngoài theo phương đứng và bề dày vỏ ống khói;

 c: Tỉ số giữa khoảng cách từ trục trung hòa theo phương đứng tới trọng tâm cột thép lớp ngoài và bề dày vỏ ống khói:

  2  

1 1 2 1 2

( 1) 1 2 1

c  n    n     n   

 e

c

A

 A  hàm lượng cốt thép đứng lớp ngoài tại tiết diện đang xét;

 s

c

n E

 E

o f”CTV và f”STV: Độ giảm ứng suất lớn nhất của cường độ chịu nén bê tông và cường độ cốt thép dọc lớp trong của vỏ ống khói theo phương đứng:

"

"

( 1 2)

CTV te x c

STV te x c

f c T E

f c T n E



 

   

      

o f”c(v): Cường độ tính toán có ảnh hưởng của ứng suất nhiệt của bê tông theo phương đứng.

- Theo phương ngang:

'( ) 1, 2

y y STC

f c  f  f

" ' "

( ) 1, 2

c c CTC

f c  f  f Trong đó:

o f’y(c) và f”c(c): Cường độ tính toán có ảnh hưởng của ứng suất nhiệt của cốt thép và bê tông theo phương ngang;

o fSTC và f”CTC: Độ giảm ứng suất lớn nhất của cường độ chịu nén bê tông và cường độ cốt thép dọc lớp trong của vỏ ống khói theo phương ngang:

'

( 1 ')

STC te x s

f    c  T E

"

CTC te ' x c

f    c T E



' '

1 '

i e

A

  A : tỉ lệ cốt thép lớp trong so với cốt thép lớp ngoài;

DUT.LRCC

25

 c’: Tỉ số giữa khoảng cách từ trục trung hòa theo phương ngang tới trọng tâm cột thép lớp ngoài và bề dày vỏ ống khói:

  2  

1 1 2 1 2

' ' ( ' 1) ' ' 1 2 ' ' ' 1 '

c   n    n      n   



'

' s' c

A

  A  Hàm lượng cốt thép theo phương ngang lớp ngoài tại tiết diện đang xét;

 2' h'

  t : Tỉ số giữa khoảng cách từ mặt trong bê tông đến trọng tâm cốt thép lớp ngoài theo phương ngang và bề dày vỏ ống khói.