Tải bản đầy đủ - 0 (trang)
b. Tính toán bản sàn theo phương ngang bến:

b. Tính toán bản sàn theo phương ngang bến:

Tải bản đầy đủ - 0trang

THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER 10.000DWT



0.05%   



GVHD: TS. VŨ XUÂN DŨNG



Fa

 R

0.595 �14.5

�100%   max  R b �100% 

�100%  3.08%

b �h0

Rs

280



Tiết diện



M



b

(m)



h0

(m)







Nhịp



115.23



1



0.35



0.0649



Gối



97.5



1



0.35



0.0549







Att

(cm2)



0.067

12.1665

1

0.056 10.2381

5

4



Chọn

thép



Achọn

(cm2)







a160



12.57



0.3476



a150



10.26



0.2925



Bảng 4.15: Tính toán cốt thép bản sàn theo phương ngang

4.4.6 Tính tốn theo trạng thái giới hạn II – Kiểm tra sự hình thành và mở rộng vết

nứt

Bề rộng khe nứt thẳng góc với trục dọc của cấu kiện an (mm) được xác định theo

công thức trong TCVN 4116 – 1985, Kết cấu bê tong và bê tông cốt thép thủy công

  0

a n  k �Cg � � a

�7 �(4  100) � d

Ea



Trong đó:

An (mm): bề rộng khe nứt.

K: hệ số, đối với cấu kiện chịu uốn thì k=1.

Cg: hệ số, khi tính tải trọng thường xuyên và tải trọng tạm thời dài hạn









Cg=1.3.





 : hệ số, đối với thép có gờ thì    .

 a (kN / m 2 )



: ứng suất trong cốt thép chịu kéo, đối với cấu kiện chịu uốn





thì:



a 



M

Fa �Z



Chiều cao vùng miền chịu nén của bê tông, lấy theo kết quả tính toán cường độ

của tiết diện:

x



ma �Ra �Fb

mb �Rb �b



Trong đó:

Z  h0 



x

2 cánh tay đòn nội lực.





 ma: hệ số điều kiện làm việc của cốt thép, ma=1.

 Ra: cường độ của cốt thép chịu kéo.

 mb: hệ số điều kiện làm việc của bê tơng, mb=1.

Hồng Đức Tuấn Anh – 1610041

Lý Đăng Khoa - 1611611



THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER 10.000DWT



GVHD: TS. VŨ XUÂN DŨNG



 Rb: Cường độ chịu nén của bê tông.

 B: bề rộng tiết diện.





0 ( kN / m 2 )



: ứng suất kéo ban đầu trong cốt thép do sự trương nở của bê tông, đối



với kết cấu nằm trong nước thì 0  20000 (kN / m ) .

 (%) : hàm lượng cốt thép của mặt cắt,  �0.02 (%) .

 d(mm): đường kính của cốt thép.

2



'

gh

 Điều kiện kiểm tra: an  [aT ] , với bề rộng khe nứt cho phép: [aT ]=k �an .









k '  1.6 - Đối với cơng trình cấp III.

angh :

chiều rộng khe nứt giới hạn, kết cấu thường nằm trong vùng mực nước dao



động.





angh  0.15( mm) � [aT ]  1.6 �0.15  0.24 ( mm)



Cấu kiện

Dầm dọc

Dầm dọc CT

Dầm ngang



Fa

(cm2)

71.25

119.45

48.23



Cg

1.3



x

z

M



(m) (m) (kNm) (%)

0.07 1.05 1384.50 0.30

0.12 1.20 2730.87 0.44

0.04 1.08 982.85 0.20



d

n

an

[aT]

(mm)

36.00 184850.19 0.159 0.24

36.00 189778.56 0.157 0.24

32.00 189235.08 0.158 0.24



Bảng 4.16: Tính toán theo trạng thấi giới hạn II

4.5

KIỂM TRA CỌC

4.5.1 Kiểm tra momen lớn nhất trong cọc khi cẩu lắp:

Khi vận chuyển và cố định cọc trên giá búa thì vị trí móc cẩu được treo sao cho trị

số momen âm và dương cực trị bằng nhau.

Chiều dài cọc sử dụng là Lc = 35m, gồm 03 đoạn cọc 9m và 01 đoạn cọc 8m.



-



Hình 4.2: Sơ đờ momen cẩu cọc

Đối với đoạn cọc 9 mét:

 l: chiều dài cọc, chọn l  9(m)



Hoàng Đức Tuấn Anh – 1610041

Lý Đăng Khoa - 1611611



THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER 10.000DWT



GVHD: TS. VŨ XUÂN DŨNG



 a, b: khoảng cách từ đầu đoạn cọc đến vị trí nhấc cọc,

a  0.207 �l  0.207 �9  1.86( m)

b  0.294 �l  0.294 �9  2.65( m)

q  k �q0



 q: tải trọng tác dụng lên cọc,

 k: hệ số xét đến ảnh hưởng của lực xung kích, k  1.2 .





q0  0.38(T / m)



: trọng lượng bản thân của 1 mét dài cọc.



 � q  q0 �k   �    m 

 Tính toán trường hợp cẩu nhấc 1 đầu:





M  0.086 �q �l 2  0.086 �0.456 �92  3.17 ( kNm)  M cr  166.8( kNm)



→Vậy cọc được cẩu lắp an toàn.

-



Đối với đoạn cọc 8 mét:

 l: chiều dài cọc, chọn l  8(m)

 a, b: khoảng cách từ đầu đoạn cọc đến vị trí nhấc cọc:

a  0.207 �l  0.207 �  1.66 (m)

b  0.294 �l  0.294 �   ( m)

q  k �q0



 q: tải trọng tác dụng lên cọc,

.

 k: hệ số xét đến ảnh hưởng của lực xung kích, k  1.2 .





q0  0.38(T / m)



: trọng lượng bản thân của 1 mét dài cọc.



� q  q0 �k   �    m



 Tính toán trường hợp cẩu nhấc 1 đầu:

M  0.086 �q �l 2  0.086 �0.456 �2  2.51( kNm)  M cr  166.8( kNm)



→ Vậy cọc được cẩu lắp an toàn.

4.5.2 Kiểm tra nội lực cọc:

Xác định được momen uốn lớn nhất trong cọc: N max  2965.5(kN ); M max  194.94 (kNm)

� N I  2965.5 �1.5  35 �0.17 �25  4597  [P]  6122 ( kN )

� M I  194.94 �1.5  292.41(kNm)  [M ]  689 ( kNm)



→ Vậy nội lực của cọc thỏa điều kiện làm việc.

4.5.3 Kiểm tra ứng suất cọc:

Điều kiện kiểm tra:

N M

� 

�[]

A0 W



Trong đó:

Hồng Đức Tuấn Anh – 1610041

Lý Đăng Khoa - 1611611



THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER 10.000DWT



GVHD: TS. VŨ XUÂN DŨNG



 N, M: lực dọc, momen thu được từ kết quả giải nội lực









A0  0.17 m 2



- tiết diện mặt cắt ngang cọc.



W  0.018(m ) - momen kháng uốn tiết diện cọc.

[]=58000 (kN/m 3 ) - ứng suất kéo cho phép.

3



 Khi Nmax: N max  3578.81( kN ), M  63.70(kNm)

N M 3578 63.70







 24585.95 ( kN / m 2 ) �[]=58000 (kN/m 2 )

A0 W 0.17 0.018

Khi M : N  1263(kN ), M  324.93(kNm)









max



N M

1263 325.93

 





 10661.13( kN / m 2 ) �[]=58000 ( kN / m 2 )

A0 W

0.17 0.018



→ Vậy cọc thỏa điều kiện ứng suất

4.6



KIỂM TRA ỔN ĐỊNH MÁI DỐC SAU SANG LẤP



Tính toán lại  tb sau khi thi công sang lấp và cải tạo nền sau bến:

Bùn

Cát lấp

Đá đệm



 tb 



 sat  13.3  10  3.3 kN / m3



htb  14.5 m



 sat  14  10  4 kN / m3



htb  6 m



 sat  16  10  6 kN / m



htb  1.5 m



� �h

�h

i



i



i







3



3.3 �14.5  4 �6  6 �1.5

 3.675 kN / m3

14.5  6  1.5



Trong đó:





c  5.5 kN / m 2 : lực dính tại lớp đất đang xét







146

L  R �  125 �

 318.5 m

180

: chiều dài cung trượt







Wi  Fi �



: trọng lượng mãnh thứ i



Hoàng Đức Tuấn Anh – 1610041

Lý Đăng Khoa - 1611611



THIẾT KẾ CẢNG CONTAINER 10.000DWT



GVHD: TS. VŨ XUÂN DŨNG



Hình 4.3: Mái dốc sau khi san lấp

Fi



Wi



102.0 374.9

280.0 1029.0

415.6 1527.3

525.8 1932.1

605.3 2224.6

727.3 2672.8

838.2 3080.4

993.3 3650.2

1012.0 3718.9

1025.6 3769.1

962.3 3536.5

919.8 3380.2

901.4 3312.8

878.4 3228.3

854.1 3138.9

820.6 3015.8

800.6 2942.2

607.2 2231.5

100.64 369.9

Tổng



Wi �cos  i

360.3

988.9

1467.8

1856.8

2137.8

2568.6

2960.2

3507.9

3573.9

3622.1

3398.5

3248.4

3183.6

3102.4

3016.4

2898.2

2827.5

2144.5

355.4

47219.1



Wi �sin  i

103.5

284.0

421.5

533.3

614.0

737.7

850.2

1007.5

1026.4

1040.3

976.1

932.9

914.3

891.0

866.3

832.4

812.0

615.9

102.1

13561.4



Bảng 4.15: Kiểm tra ổn định trượt sau khi sang lấp



Hoàng Đức Tuấn Anh – 1610041

Lý Đăng Khoa - 1611611



Tài liệu bạn tìm kiếm đã sẵn sàng tải về

b. Tính toán bản sàn theo phương ngang bến:

Tải bản đầy đủ ngay(0 tr)

×