Thiết kế Cầu qua sông H6 - Tỉnh Bình Định

KN.m My = 7685.4 KN.m Điều kiện : ứng suất trong cốt thép thường không vượt quá fs < fsa và fs < 0.6 fy Trong đó : fsa = Z/( dc . A)1/3 fs = Ms /(As.j.d ) dc: Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép ngoài cùng tới mép ngoài bê tông : dc= 41mm As : Tổng diện tích cốt thép chịu kéo : As = 44181mm2. n: là tỉ số mô đun đàn hồi : n = Es/Ec = 7.0 ρ : là hàm lượng cốt thép : ρ = As /(b.d) = 44181/13200000 = 0.0033 k = - ρ.n + ((ρ.n)2 +2. ρ.n)0.5 = -0.0033 x 7+ ((0.0033 x 7)2 + 2 x 0.0033 x 7)0.5 = 0.193 j = 1 –k/3 = 1- 0.193/3 = 0.9356 Z : là thông số bề rộng vết nứt : Z = 23000 N/mm A = 792000/30 = 26400 n ρ % k j Ms KN.m As mm2 fs MPa 0.6 fy MPa fsa Kiểm tra fs < fsa<0.6fsy 7.0 0.33 0.193 0.9356 14300.47 44181 53.22 252.00 224 Đạt Đạt 8.7. KIỂM TOÁN MẶT CẮT ĐÁY MÓNG 8.7.1. Xác định sức chịu tải của cọc : Theo phần thiết kế sơ bộ ta có : Ptt = 13388.62kN Kiểm tra điều kiện: h ³ 0.7hmin Trong đó: h - chiều sâu của đáy đài. g và j -trọng lượng thể tích và góc nội ma sát của đất trên đáy đài. SH - Tổng tải trọng nằm ngang. b - Cạnh của đáy đài theo phương thẳng góc với SH. g= 1.90(T/m3) ; j = 320 . SH = 2483.87kN: Lực ngang tác dụng lên đáy đài (Tổ hợp CĐII mặt cắt II -II) => = 2.4 (m) h = 1.28m : Chiều sâu chôn móng trong đất. => h = 1.28 < 0.7hmin = 0.7x2.4= 1.67 (m) Vậy ta tính móng theo móng cọc đài cao. 8.7.2. Xác định chiều dài chịu nén và chiều dài chịu uốn của cọc : * Chiều dài chịu uốn của cọc : Chọn Trong đó : lo: Chiều dài tự do của cọc tính từ đáy bệ đến mặt đất sau khi xói. lo = 0 d : đường kính của tiết diện cọc d = 1,5m. Þ LM = 0 + 6 x 1,5 = 9 (m). Hình 8.1 Sơ đồ tính toán móng cọc đài cao. * Chiều dài chịu nén của cọc: LN = L.cosa. L : chiều dài cọc L = 30,0 (m); a : góc ngiêng của cọc Với cọc thẳng ® LN = L. Þ LN = L = 60,0 (m) * Diện tích mũi cọc : F = = 1,767 (m2):. * Mômen quán tính của cọc theo tiết diện ngang. (m4). 8.7.3. Xác định các đặc trưng đàn hồi của cọc : 8.7.4. Tính các phản lực đơn vị : HÌnh 8.2 Sơ đồ bố trí cọc cho trụ. - Các phản lực đơn vị do các chuyển vị ở đáy bệ gây nên.Do cọc trong bệ móng đều là cọc thẳng đứng có kích thước như nhau và bố trí đều nhau : xi :khoảng cách từ tim bệ cọc đến cọc thứ i. n : số cọc trong bệ. - Giản ước EJ ở các phản lực đơn vị rij ta được. Bảng tính các khoảng cách Tên cọc 1 2 3 4 5 6 7 8 Phương ngang xi -6 -2 2 6 6 2 -2 -6 xi2 36 4 4 36 36 4 4 36 Phương dọc xi -2 -2 -2 -2 2 2 2 2 xi2 4 4 4 4 4 4 4 4 Ký hiệu phản lực đơn vị Theo phương dọc cầu Theo phương ngang cầu r'uu 0.132 0.132 r'ww 7.348 22.519 r'vv 0.948 0.948 r'uw=r'wu -0.593 -0.593 8.7.5. Tìm tâm đàn hồi c và điểm chuyển vị bằng 0 : : cự ly từ đáy bệ đến tâm đàn hồi. : cự ly từ đáy bệ đến điểm chuyển vị bằng 0. : cự ly từ tâm đàn hồi đến điểm chuyển vị bằng 0. Bảng 9.19 :Tính tâm đàn hồi c và điểm chuyển vị bằng 0 Ký hiệu phản lực đơn vị Theo phương dọc cầu Theo phương ngang cầu r'uu 0.132 0.132 r'ww 7.348 22.519 r'vv 0.948 0.948 r'uw=r'wu -0.593 -0.593 c -4.5 -4.5 q -12.4 -38 S=q-c -7.9 -33.5 8.7.6. Chuyển vị đáy bệ dưới tác dụng của tải trọng : Trong trường hợp móng cọc đối xứng thì tải trọng thẳng đứng N không ảnh hưởng đến chuyển vị ngang u, và chuyển vị xoay w của móng. Ta có thể thay Hx và My bằng một lực ngang H đặt cách đáy đài một đoạn : (Đối với phương ngang tính với TTGH cường độ II,phương dọc tính với TTGH cường độ III) H M q bc=q-c bθ=q-θ Phương ngang 2483.87 34802.14 14.011 18.511 52.011 Phương dọc 3132.23 26904.32 8.590 13.090 20.990 - Các chuyển vị nhỏ giảm EJ lần xác định theo công thức: + Chuyển vị đứng : + Chuyển vị xoay : + Chuyển vị ngang : * Kiểm tra tải trọng theo các phương : Phương trình chính tắc : Ta có kết quả ở bảng sau : N(KN) H(KN) v' w' u' H M Phương ngang 54308.6 2483.87 57278.60 2316.13 29284.49 2483.87 34802.14 Phương dọc 56600.62 3132.23 59695.97 8757.77 63195.35 3132.23 26904.32 Điều kiện: N’- N =0 M’ » M => Thỏa mãn. 8.7.7. Nội lực tính toán ở các cọc : - Lực dọc: - Mômen: Bảng tính Phản lực đơn vị (ngang cầu n=8) Tên cọc x (m) x2 (m2) n v' w' u' Ni Mi 1 -6 36 8 57278.60 2316.13 29284.49 8435.60 3198.61 2 -2 4 8 57278.60 2316.13 29284.49 7337.58 3198.61 3 2 4 8 57278.60 2316.13 29284.49 6239.57 3198.61 4 6 36 8 57278.60 2316.13 29284.49 5141.55 3198.61 5 6 36 8 57278.60 2316.13 29284.49 5141.55 3198.61 6 2 4 8 57278.60 2316.13 29284.49 6239.57 3198.61 7 -2 4 8 57278.60 2316.13 29284.49 7337.58 3198.61 8 -6 36 8 57278.60 2316.13 29284.49 8435.60 3198.61 ∑ 54308.60 25588.92 Phản lực đơn vị (dọc cầu n=8) Tên cọc x (m) x2 (m2) n v' w' u' Ni Mi 1 -2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 9150.99 8573.48 2 -2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 9150.99 8573.48 3 -2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 9150.99 8573.48 4 -2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 9150.99 8573.48 5 2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 4999.16 8573.48 6 2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 4999.16 8573.48 7 2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 4999.16 8573.48 8 2 4 8 59695.97 8757.77 63195.35 4999.16 8573.48 ∑ 56600.62 68587.85 => Qua kết quả ta thấy : Nmax = 9150.99 (KN) . Ncọc = (KN). => Pcọc = 9150.99 + 3180.6 =12331.59(KN) < Ptt = 13388.62 (KN) => Thỏa mãn. 8.7.8. Kiểm toán với các tiết diện bệ móng: 8.7.8.1. Kiểm toán cấu kiện chịu uốn: Ta tiến hành kiểm toán sức kháng uốn của bệ móng tại các vị trí mép của thân trụ. Như vậy các tiết diện cần kiểm toán sức kháng uốn là tiết diện I-I (theo phương dọc cầu) và tiết diện II-II (theo phương ngang cầu) như mô tả ở sơ đồ bên dưới. Hình 8.3: Vị trí các mặt cắt kiểm toán trên bệ trụ. a. Kiểm toán với tiết diện I- I: Mômen tại tiết diện I- I: MI-I=. Trong đó: + Pi: Phản lực ở đầu cọc thứ i phía tính toán (bên phải mặt cắt I-I). + li: Khoảng cách tâm cọc thứ i đến mặt cắt tính toán. Theo phương dọc cầu có: Pmax= 9150.99 KN. => MI- I = 4.(9150.99. 1,0) = 36603.96 (KN.m). * Tính toán sức kháng uốn tại tiết diện I- I: Sức kháng uốn của cấu kiện: Mr= Φ.Mn. Với tiết diện chữ nhật ta có: Trong đó: + Φ: Hệ số sức kháng, Φ= 0,95. + As: Diện tích cốt thép thường chịu kéo. Theo phương chịu lực tiết diện I-I sử dụng 75 thanh Φ25 => As= 75 x 490.9= 36817.5 mm2. + As’: Diện tích cốt thép thường chịu nén, As’= 0. + ds: Khoảng cách từ tâm cốt thép chịu kéo đến mép chịu nén: Chọn lớp bêtông bảo vệ là 100 => ds= 3000- 100= 2900mm. + β1: Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất, β1=0,85. + c: Khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt chịu nén: + a: Chiều dày khối ứng suất tương đương, a= β1.c. Kết quả tính toán được như sau: Đại lượng fy As β1 f'c b bw ds c a Mn Mr Mu Đơn vị Mpa mm2 Mpa m m mm mm mm KNm KNm KNm Giá trị 420 36817.5 0.85 30 15 15 2900 47.5 40.4 44546.61 42319.28 36603.96 Kết luận OK b. Kiểm toán với tiết diện II- II: tính toán tương tự như tiết diện I-I Chọn 47 thanh Φ25 => As= 47 x490.9= 23072.3 mm2. Kết quả như sau: Đại lượng fy As β1 f'c b bw ds c a Mn Mr Mu Đơn vị Mpa mm2 Mpa m m mm mm mm KNm KNm KNm Giá trị 420 23072.3 0.85 30 7 7 2900 63.8 54.2 27848.72 26456.23 25707.75 Kết luận OK 8.7.8.2. Kiểm toán cấu kiện chịu cắt: Lực cắt tại các tiết diện xác định theo công thức: V = . + Pmaxi: Phản lực lớn nhất ớ đầu cọc. + ni: Số cọc tính toán ứng với tiết diện I- I. Ta chỉ cần kiểm toán với tổ hợp gây phản lực ở đầu cọc lớn nhất. Như vậy: - Khi kiểm toán cắt với tiết diện I- I lấy PmaxI-I= 9150.99 KN => VuI- I = 4 x 9150.99= 36603.96 KN. - Khi kiểm toán cắt với tiết diện II-II lấy PmaxII-II= 8345.6 KN. => VuII-II = 2 x 8345.6 = 16691.2 KN. a. Tính toán các hệ số β và θ: Với bệ cọc làm bằng vật liệu bêtông cốt thép thường khối lớn, do đó để kiểm toán sức kháng cắt tại các tiết diện của bệ móng ta phải xác định các hệ số β và q. Các hệ số này được tra bảng phụ thuộc vào v/f’c và ex: - Trong đó: + v: Ứng suất cắt trong bêtông được tính theo công thức: (5.8.3.4.2-1). + ex: Ứng biến trong cốt thép chịu kéo ở phía chịu kéo do uốn của cấu kiện được xác định theo công thức: (5.8.3.4.2-2). - Nếu kết quả tính toán ex theo công thức (5.8.3.4.2-2) là âm thì giá trị tuyệt đối của nó phải được giảm đi bằng cách nhân với hệ số Fe tính theo công thức: (5.8.3.4.2-3). Kết quả tính toán được như sau: Bảng tính các hệ số β và θ ứng với các mặt cắt. Tiết diện N (KN) V (KN) M (KN.m) Ứng suất cắt bêtông v (Mpa) δ/f'c Ứng Biến (εx) θ (độ) β I- I 56600.62 0.0 26904.32 0.000 0.000 0.000 27.0 4.88 II- II 54308.6 2483.87 34802.14 0.242 0.001 0.000 27.0 4.88 b. Kiểm toán cắt tại tiết diện I- I: Bảng Kiểm toán sức kháng cắt của bệ móng tại tiết diện I- I. Các đại lượng tính toán Kí hiệu Đơn vị Giá trị Hệ số sức kháng Ф 0,9 Chiều cao chịu cắt hữu hiệu theo phương x dvy mm 2900 Hệ số chỉ khả năng bị đứt chéo β 4,88 Góc nghiêng của ứng suất nén chéo θ Độ 27,0 Góc nghiêng của cốt thép đai với trục α Độ 90,0 Lực cắt tính toán theo phương y VuI-I KN 36603.96 Cự ly cốt thép đai theo phương y Sy mm 600,0 Diện tích cốt thép đai chịu cắt trong đoạn Sx Avy (2Ф10) mm2 157,0 Sức kháng danh định trong bêtông Vcy KN 51143.59 Sức kháng cắt của thép chịu cắt Vsy KN 385.16 Sức kháng cắt 2 0,25f'cbvdv KN 337500 Sức kháng cắt chọn để tính toán Vny KN 51528.76 Sức kháng cắt của cấu kiện Vry KN 46375.88 Kết luận Vry> VUI- I ĐẠT c. Kiểm toán cắt tại tiết diện II- II: Bảng Kiểm toán sức kháng cắt của bệ móng tại tiết diện II- II. Các đại lượng tính toán Kí hiệu Đơn vị Giá trị Hệ số sức kháng Ф 0,9 Chiều cao chịu cắt hữu hiệu theo phương y dvx mm 2900 Hệ số chỉ khả năng bị đứt chéo β 4,88 Góc nghiêng của ứng suất nén chéo θ Độ 27,0 Góc nghiêng của cốt thép đai với trục α Độ 90,0 Lực cắt tính toán theo phương x VuII-II KN 16691.2 Cự ly cốt thép đai theo phương x Sy mm 200,0 Diện tích cốt thép đai chịu cắt trong đoạn Sy Avy (6Ф10) mm2 471,0 Sức kháng danh định trong bêtông Vcx KN 23867.01 Sức kháng cắt của thép chịu cắt Vsx KN 3466.46 Sức kháng cắt 2 0,25f'cbvdv KN 157500 Sức kháng cắt chọn để tính toán Vnx KN 27333.47 Sức kháng cắt của cấu kiện Vrx KN 24600.12 Kết luận Vry> VUII- II ĐẠT PHẦN III THIẾT KẾ KỸ THUẬT THI CÔNG (20%)  CHƯƠNG IX: THIẾT KẾ THI CÔNG TRỤ T1 9.1. ĐẶC ĐIỂM CẤU TẠO CỦA TRỤ T1: Hình 9.1: Cấu tạo trụ T1. - Trụ T1 là trụ đặc có các kích thước như hình vẽ sau: - Phần móng: gồm 8 cọc khoan nhồi bêtông cốt thép có đường kính D =1,5m, được cắm vào lớp dưới cùng là Á CÁT 53,5m. Chiều dài cọc L = 60 m. 9.2. SƠ LƯỢC VỀ ĐẶC ĐIỂM NƠI XÂY DỰNG CẦU: 9.2.1. Điều kiện cung cấp nguyên vật liệu: Xem mục 9.2.1 trong phụ lục. 9.2.2. Nhân lực và máy móc: Xem mục 9.2.2 trong phụ lục. 9.2.3. Điều kiện địa chất thuỷ văn: - Về địa chất: Lớp 1: Cát mịn dày 2m. Lớp 2: Cát hạt thô dày 5m. Lớp 3: Cát pha dày vô cùng - Về thuỷ văn: MNCN: 8,5m. MNTT: 4,0m MNTN: 2,0m - MNTC tại thời điểm thi công trụ T1 thì là 5,0m. 9.2.4. Tình hình dân cư: Xem mục 9.2.4 trong phụ lục. 9.2.5. Điều kiện ăn ở và sinh hoạt của công nhân: Lán trại được xây dựng ở gần công trình. Hệ thống điện, nước, thông tin liên lạc và các nhu yếu phẩm trong sinh hoạt được đảm bảo đầy đủ. 9.2.6. Chọn thời gian thi công: Dựa vào các số liệu được khảo sát thống kê về địa hình, địa mạo, địa chất thuỷ văn, thời tiết khí hậu, điều kiện giao thông, vận tải ta chọn thời gian thi công từ đầu tháng năm. Thi công sớm hơn sẽ gặp mưa và gió rét, còn thi công muộn hơn sẽ gặp mưa ở cuối giai đoạn xây dựng cầu. Nếu như vậy vào mùa mưa sẽ không tiện, tiến độ thi công sẽ không đảm bảo, điều kiện thi công sẽ gặp nhiều khó khăn, chất lượng công trình khó đạt được như thiết kế. 9.3. ĐỀ XUẤT PHƯƠNG ÁN THI CÔNG TRỤ T1: * Phản ánh đặc điểm, điều kiện địa chất thủy văn: - Theo số liệu khảo sát thì tại vị trí thi công trụ có những đặc điểm ảnh hưởng đến phương án thi công như sau: + Lớp địa chất đầu tiên là lớp cát mịn dày 2m. + Lớp địa chất thứ 2 là lớp cát hạt thô dày 5m. + Lớp địa chất thứ 3 là lớp á cát dày vô cùng. Þ Vì địa chất của lớp 1 và lớp 2 là các lớp đất rời, do đó khi thi công khoan tạo lỗ phải kèm theo ống vách. - Chênh cao từ MNTC đến CĐĐM là 3,66m (chưa kể chiều dày lớp bêtông bịt đáy) - Vận tốc dòng chảy vào mùa thi công: V < 2m/s. * Với các hiện trạng đã nêu ở trên ta chọn phương án thi công hố móng dùng vòng vây cọc ván thép có 1 tầng khung chống là hợp lý nhất. 9.4. TRÌNH TỰ CHUNG THI CÔNG TRỤ T1: Trình tự thi công trụ T1 gồm các bước như sau: - Tập kết vật tư thiết bị thi công. - Định vị tim trụ (dùng máy + nhân công) - Gia công lồng thép. - Thi công cọc khoan nhồi. - Thi công vòng vây cọc ván thép. - Đào đất hố móng bằng máy kết hợp nhân công đến cao độ thiết kế. - Sửa sang hố móng, tiến hành đổ bêtông bịt đáy bằng phương pháp vữa dâng. - Hút nước và vệ sinh lại hố móng. - Nghiệm thu hố móng. - Đập đầu cọc và tiến hành đổ lớp bêtông đệm. - Lắp dựng ván khuôn, cốt thép và tiến hành đổ bêtông bệ trụ. - Khi bêtông bệ trụ đã đạt cường độ, tháo dở ván khuôn, lấp đất hố móng đến cao độ đỉnh bệ móng. - Lắp dựng cốt thép, ván khuôn và tiến hành đổ bêtông thân trụ T1. - Khi bêtông thân trụ đạt cường độ, tiến hành tháo dỡ ván khuôn và hoàn thiện trụ T1 9.5. CÁC CÔNG TÁC CHÍNH TRONG QUÁ TRÌNH THI CÔNG TRỤ: 9.5.1. Công tác chuẩn bị: Xem ở mục 9.5.1 trong phụ lục. 9.5.2. Công tác định vị tim trụ: Xem ở mục 9.5.2 trong phụ lục. 9.5.3. Thi công cọc khoan nhồi: Xem ở mục 9.5.3 trong phụ lục. 9.5.4. Xây dựng vòng vây cọc ván thép: - Để tiến hành xây dựng trụ T1 ta phải tiến hành xây dựng hệ thống ngăn nước mặt và đất cát chảy vào hố móng làm cản trở thi công. Chênh cao từ MNTC đến CĐĐM là 3,66m (chưa kể chiều dày lớp bêtông bịt đáy). Vì vậy chọn phương án thi công ngăn nước bằng vòng vây cọc ván thép là hợp lý và kinh tế nhất. - Chọn loại cọc ván kiểu Lacxen IV có các thông số kỹ thuật và kích thước như sau: + Mômen quán tính của 1m tường cọc ván là : 39600 cm4 + Mômen quán tính của từng cọc ván riêng lẻ là : 4640 cm4 + Mômen kháng uốn của từng cọc ván riêng lẻ là : 405 cm3 + Mômen kháng uốn của 1m tường cọc ván là : 2200 cm3 + Diện tích tiết diện là : 94,3 cm2 + Khối lượng đơn vị dài là : 74 kg/m Hình 9.2: Cấu tạo cọc ván thép. Tại các góc của cọc ván ta liên kết bằng thép góc như hình vẽ. Kích thước của bệ trụ là 7 x 15 (m2) nên ta chọn kích thước vòng vây cọc ván thép là 10,04 x 18,04(m2). Số lượng cọc ván thép được lấy như sau: - Cạnh ngắn lấy : 25 cọc - Cạnh dài lấy : 45 cọc - 4 góc dùng 4 cọc liên kết Tổng cộng dùng 140 cọc Lacxen và 4 cọc liên kết góc. 9.5.4.1. Tính toán cọc ván thép: - Để thi công vòng vây cọc ván, các tầng vành đai được chế tạo sẵn trên bờ, sau đó đưa ra vị trí thi công bằng cần cẩu rồi đóng các cọc định vị, tiếp đó dựa vào vành đai để đóng cọc ván thép. Tường cọc ván được gia cố bằng vành đai hình chữ nhật và bằng thanh chống ngang dọc và chéo ở góc. Các bộ phận gia cố được đặt dần theo quá trình thi công và được cấu tạo sao cho thuận tiện cho việc lắp đặt và tháo dỡ. - Để hạ cọc ván thép vào đất dùng hệ thống búa, giá búa đặt trên xà lan. Để tránh các hàng cọc không bị nghiêng và khép kín theo chu vi thì phải đặt toàn bộ tường hoặc một đoạn tường vào vị trí khung dẫn hướng. Đóng cọc làm 2 hoặc 3 đợt tùy theo độ sâu cần đóng. Các bộ phận ngàm cọc đều phải được bôi trơn mỡ trước khi đóng. Khe hở thẳng đứng giữa các cọc cần phải được trét đất sét dẻo để tránh nước rò rĩ vào. 9.5.4.2. Các nguyên tắc tính toán: - Vòng vây cọc ván được xem là tuyệt đối cứng - Áp lực đất tác dụng lên tường cọc ván lấy theo định lý Culông với mặt phá hoại là mặt phẳng. - Ở đây ta chọn vòng vây cọc ván thép có 1 tầng khung chống. Do đó cần kiểm tra về mặt ổn định vị trí và độ bền của các bộ phận có trong vòng vây. Ta đi xét 2 trường hợp như sau: + Giai đoạn 1: Hố móng đã đào tới cao độ của đáy lớp bêtông bệ móng. Hút ra một phần nước trong hố móng để thi công khung chống đỡ. Mực nước hút ra lấy bằng: ≤ 0,25.(hđ + hn) = 0,25.(3+ 0,66) = 0,915(m) →lấy =0,95m. Sơ đồ tính của cọc ván trong giai đoạn 1 có thể xem như quay quanh diểm o là tại vị trí thanh chống. + Giai đoạn 2: Hố móng đã bịt đáy. Nước trong vòng vây đã hút cạn. Cọc ván có xu hướng quay quanh điểm O nằm cách mặt trên của lớp bê tông bịt đáy khoảng 0,5m về phía dưới. * Tính toán chiều dày lớp bêtông bịt đáy: Điều kiện 1: Trọng lượng lớp bê tông phải lớn hơn sức đẩy nổi của nước. Xét cho trường hợp có kể đến lực ma sát giữa cọc và bê tông Gọi X là chiều dày lớp bê tông bịt đáy. - Trọng lượng của lớp bê tông bịt đáy: Pb = 10,04.18,04.2,5.X = 452,804.X (T) - Áp lực đẩy nổi của nước: Pđn = 10,04.18,04.(3,66+X).1 = 662,905 + 181,121.X (T) - Lực ma sát giữa cọc khoan nhồi với lớp bê tông bịt đáy: S = 2.p.R.8.X. = 75,4.X (T) Với: R: Bán kính cọc khoan nhồi, R = 0,75m : Lực ma sát giữa cọc với lớp bêtông bịt đáy, 8: Số cọc trong hố móng - Điều kiện tính toán: (Pb + S).m ³ Pđn Trong đó: m: Hệ số điều kiện làm việc, m = 0,9. Þ 0,9.(452,804.X + 75,4.X) ³ 662,905 + 181,121.X Þ X ³ 2,25 (m) (1) Điều kiện 2 : Thỏa mãn điều kiện về cường độ - Để đơn giản ta xem lớp bê tông bịt đáy là dầm đơn giản kê lên hai gối g g = γn.H – n.γbt.X = 1.(3,66+X) – 0,9.2,5.X = 3,66 -1,25.X (T/m2) Momen lớn nhất giữa nhịp Mmax = (3,66 – 1,25.X) Ứng suất lớn nhất σmax = (*) - Lớp bê tông bịt đáy sử dụng loại bê tông M150 đá 1x2 có Rk = 65 (T/m2) W (*)ó≤ 65 ó 65X2 + 69,34X -203,02 ≥ 0 (**) - Giải (**) ta có: X ≥ 1,31 m (2) - Từ (1) và (2) ta chọn X = 2,3 m Vậy chọn chiều dày lớp bêtông bịt đáy là 2,3 m. * Xét giai đoạn 1: + Xác định chiều sâu ngàm cọc ván: - Sơ đồ tính + Các chỉ tiêu cơ lý của các lớp đất: STT Lớp đất Chiều dày(m) γ (T/m3) ε φ (độ) c 1 Cát mịn 3 1.90 0.65 32 0.02 2 Cát hạt trung 5 1.90 0.65 38 0 3 Á cát Vô cùng 2.00 0.55 29 0.11 - Dự kiến cọc ván thép sẽ đóng xuyên qua 2 lớp là lớp 1 và lớp 2. + Sự khác nhau của góc ma sát trong j: .100%= .100% = 15,7% + Sự khác nhau của dung trọng g: .100%=.100% = 0 - Sự khác nhau của giữa 2 lớp đất < 20% nên khi tính toán ta quy về lớp đất tương đương. Có : == 1,9 (T/m3) == 360 == 0,65 - Đối với đất nằm trong nước ta tính với dung trọng đẩy nổi Trong đó: +là tỷ trọng của đất = 2,65 (T/m3) +là dung trọng của nước g0 =1 (T/m3) +là độ rỗng trung bình giữa các lớp đất = 0,65 => Hệ số vượt tải của áp lực đất chủ động: na = 1,2 Hệ số vượt tải của áp lực đất bị động: nb = 0,8 Hệ số vượt tải của áp lực thủy tĩnh lấy n = 1 Hệ số áp lực đất chủ động: Hệ số áp lực đất bị động: - Áp lực thủy tĩnh: P1 = gn.h1 =1.0,95 = 0,95 (T/m2) E1 =.gn .h = .1.0,952 = 0,45(T/m) P2 = P1 = 0,95 (T/m2) E2 = gn.h1.h2 = P2.(5,01+x) = 0,95.(5,01+x)=4,76 + 0,95x (T/m) - Áp lực đất chủ động: E3==0,156x2+1,217x+2,372 (T/m) - Áp lực đất bị động: E4 =(T/m) - Điều kiện đảm bảo ổn định chống lật: ML £ m.MG (1) Trong đó : + ML : Tổng mômen các lực gây lật đối với điểm lật O. + MG : Tổng mômen các lực giữ đối với điểm lật O. + m : hệ số điều kiện làm việc, m = 0,95. Từ điều kiện (1) ta có được: 3,595.x3 +6,703.x2 – 16,086.x – 27,784³ 0 - Giải ra ta được kết quả như sau: x ³ 2,078m. - Chọn: x = 2,1m. Vậy chiều sâu ngàm cọc ván thép là 2,1m. + Tính cọc ván thép và tính toán ổn định thanh chống: - Việc tính toán cường độ của cọc ván ta xem cọc ván thép là 1 dầm đơn giản kê lên 2 gối là thanh chống ngang và gối dưới là điểm giữa của chiều sâu ngàm cọc ván vào đất X của cọc ván thép. Tải trọng tác dụng gồm: áp lực đất chủ động và áp lực nước nằm ngoài hố móng và bỏ qua áp lực đất bị động và áp lực nước trong hố móng. - Sơ đồ tính duyệt cường độ cọc ván và tính thanh chống : - Xác định các trị số tung độ biểu đồ áp lực: + Áp lực thủy tĩnh: P5 = . E5 = . + Áp lực đất chủ động: P6= (T/m2) E6 = - Lập phương trình cân bằng mômen đối với điểm A: SMA = E5.2,337 + E6.1,65 - N.7,01 = 0 Þ N = 9,09(T).( tính trên 1m bề rộng cọc ván) Lực tác dụng lên 1 thanh chống ngang N được tính như sau: Thanh chống Kết quả tính ra được N = 53,61T(dùng kết quả chương trình Midas). - Ta coi thanh chống ngang là 1 dầm chịu nén đúng tâm. - Chọn tiết diện thanh chống: F ³ - Ta chọn loại thanh chống I No24 có các đặc trưng sau: F = 46,5 cm2 ; ix = 13.1 cm ; iy = 2,97 cm - Độ mảnh của thanh: lx = ly = Vậy: lmax = max (lx ; ly) = 106,1 Tra bảng ta có j =0,55 - Công thức kiểm tra ổn định : (kG/cm2) < R = 2100 (Kg/cm2). Vậy điều kiện ổn định của thanh chống được thỏa mãn. * Xét giai đoạn 2: + Tính duyệt cường độ cọc ván thép: - Sơ đồ tính cọc ván thép là dầm giản đơn kê lên 2 gối là thanh chống và điểm O cách mặt trên của lớp bê tông bịt đáy 0,5m về phía dưới - Áp lực ngang chủ động : E3, E4, E5 - Áp lực ngang bị động : E6, E7 - Áp lực thủy tĩnh : E1, E2 - Momen gây lật (E1, E3, E4, E5) - Momen giữ (E2, E6, E7) - Khi kiểm tra cường độ của tiết diện cọc ván thép, ta có thể lấy momen lớn nhất trong cọc ván thép là momen gây lật - Ta tính E1, E3 E1 =.(h.gn) =.(4,16.1) = 8,653(T/m) E3 =(T/m) -VA = 6,371 (T) - VB = 2,97(T) - Gọi z là đoạn cần tìm để momen đạt max Trường hợp chỉ có áp lực thủy tỉnh tác dụng: M Mmax = VB.2,43 - = 6,233 (T.m) (1) Trường hợp chỉ có áp lực thủy tỉnh và áp lực đất tác dụng: Ta xác định được Mmax = 3,656 T.m (2) ( lấy kết quả từ mô hình hóa trong Midas) Từ (1) và (2) ta có: Mmax =6,233 (T.m) (Kg/cm2) ≤ Ru =2100 (Kg/cm2) - Vậy cọc ván thép đủ khả năng chịu lực * Các chú ý khi thi công cọc ván thép: Tiến hành đóng cọc định vị và thi công khung định vị sau khi đóng cọc định vị, sau khi thi công xong khung định vị tiến hành xỏ tất cả các cọc ván thép với nhau và tiến hành đóng cọc ván thép, quá trình đóng cọc ván thép ta tiến hành đóng từ trong ra ngoài. 9.5.5. Công tác đào đất hố móng: Xem ở mục 9.5.5 trong phụ lục. 9.5.6. Thi công đổ lớp bê tông bịt đáy và hút nước hố móng: Xem ở mục 9.5.6 trong phụ lục. 9.6. THI CÔNG BỆ CỌC, THÂN TRỤ: 9.6.1. Thi công bệ cọc: 9.6.1.1. Trình tự thi công: - Hố móng đã được hút hết nước, tiến hành đập đầu cọc để lộ cốt thép ra ngoài và uốn cốt thép theo thiết kế. - Lắp dựng cốt thép cho đài cọc. - Lắp dựng ván khuôn bệ cọc. - Tiến hành đổ bê tông. 9.6.1.2. Kỹ thuật đổ bê tông: - Bêtông được trộn tại trạm trộn và vận chuyển đến vị trí đổ bêtông. - Khi bêtông vận chuyển từ trạm trộn đến, cần phải kiểm tra chất lượng của bêtông ( kiểm tra về độ sụt ) trước khi cho đổ bêtông. - Bêtông được đổ thông qua máy bơm bêtông. Chiều dày mỗi lớp đổ bê tông 30cm. - Bê tông đổ theo dải nghiêng với góc nghiêng α = 20÷25o 9.6.1.3. Chọn máy đầm và máy trộn bêtông: Xem ở mục 9.6.1.3 trong phụ lục. 9.6.1.4. Tính toán ván khuôn: 9.6.1.4.1. Cấu tạo ván khuôn bệ trụ: - Sử dụng ván khuôn lắp ghép bằng thép có chiều dày 4mm - Kích thước bệ móng: 7x15x3 - Các nẹp đứng và ngang là các thép hình L75x75x5 - Các thanh căng bằng thép F10 đặt tại ví trí giao nhau giữa nẹp đứng và nẹp ngang. - Sơ đồ bố trí ván khuôn và kích thước cấu tạo các loại ván khuôn (xem bản vẽ 12). 9.6.1.4.2. Xác định chiều cao của lớp bêtông tác dụng lên ván khuôn: - Ván khuôn chịu áp lực của bê tông tươi. Cường độ áp lực này có thể thay đổi trong phạm vi lớn, phụ thuộc vào nhiều yếu tố khác nhau như độ sệt của bê tông, trọng lượng cốt liệu, phương pháp đổ và đầm bê tông. - Trong quá trình đầm cường độ áp lực ngang tại vùng ảnh hưởng của đầm sẽ tăng lên. - Áp lực của bê tông tươi thay đổi rõ rệt khi thay đổi công cụ và phương pháp đầm. Trong quá trình đông kết thì áp lực của bê tông sẽ giảm dần và sau một thời gian bê tông hình thành cường độ thì áp lực đó sẽ mất đi hoàn toàn. Song ứng suất và biến dạng trong các bộ phận của ván khuôn do áp lực ngang của bê tông tươi gây ra vẫn giữ nguyên. - Hỗn hợp bê tông tươi dưới tác dụng của đầm rung có cấu tạo như đất á cát bão hòa nước, không có dính kết. Chiều cao H của biểu đồ áp lực ngang phụ thuộc vào thời gian đông kết và chiều cao của lớp bê tông tươi. Hình 9.3: Biểu đồ áp lực bê tông lên ván khuôn. (a): Áp lực bêtông giả định (b): Áp lực bêtông khi không đầm rung (c): Áp lực bêtông khi có đầm rung - Tốc độ tăng chiều cao lớp bê tông ván khuôn phụ thuộc vào công suất máy trộn và diện tích đổ bê tông. Thời gian đông kết của bê tông phụ thuộc vào chất lượng xi măng, các tạp chất hóa học, nhiệt độ không khí và các yếu tố khác. Khi tính ván khuôn ta lấy thời gian đông kết là 4h kể từ lúc trộn. Như vậy chiều cao áp lực là : H = 4h0. Với ho: Chiều cao của lớp bê tông đổ trong 1 giờ. (Dùng 2 máy trộn bêtông) Trong đó: F: diện tích đổ bêtông, F = 7.15 = 105(m2) N: Năng xuất của máy trộn bê tông có dung tích thùng trộn 1m3; N=10,64 m3/h. => H = 4.ho = 4.0,20 = 0,8(m) 9.6.1.4.3. Xác định áp lực ngang của bêtông tươi tác dụng lên ván khuôn: - Hiện nay đổ bê tông các kết cấu khác nhau đều dùng đầm rung khi đó hỗn hợp bê tông tươi nằm trong vùng tác động của đầm có những tính chất gần với tính chất của chất lỏng có nghĩa là sự liên kết giữa các phần tử bị phá vỡ, hỗn hợp bê tông trong vùng này hoàn toàn lỏng và gây ra một áp lực ngang lên ván khuôn giống như áp lực thủy tĩnh của nước. - Áp lực của hỗn hợp bê tông phía dưới vùng tác dụng của đầm phụ thuộc vào độ sệt và các tính chất khác của hỗn hợp, song trị số áp lực này không thể lớn hơn giá trị cực đại của áp lực bê tông trong vùng bị tác động của dầm.Vì thế có thể lấy bằng giá trị cực đại nói trên, khi đổ bê tông những kết cấu lớn hơn hoặc tường mỏng mà dùng đầm thì áp lực ngang của bê tông tươi được tính theo công thức: Pmax= (q + g.R).n Trong đó: + q = 200 (kG/m2): áp lực xung kích do đổ bê tông. + g = 2500 (kG/m3): trọng lượng riêng của bê tông. + q R H Pmax R = 0,7 (m): bán kính tác dụng của đầm. + n = 1,3: hệ số vượt tải. Þ Pmax = 1,3.(200 + 2500.0,7) = 2535 (kG/m2). 9.6.1.4.4. Tính toán thép bản của ván khuôn: - Bệ móng có 2 loại ván khuôn, ta chọn ván khuôn bất lợi nhất để tính toán kiểm tra đó là ván khuôn số II. - Thép bản của ván khuôn được tính như bản kê bốn cạnh ngàm cứng và mômen uốn lớn nhất tại giữa nhịp được xác định theo công thức: Mmax = α.Pqđ.b2 Trong đó: + α: là hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b. Có a/b = 0,5/0,5 = 1 => Tra bảng 2.1/62 sách THI CÔNG CẦU BÊTÔNG CỐT THÉP Ta có: α = 0,0513 + Pqđ: Áp lực ngang qui đổi trên chiều cao biểu đồ áp lực. Trong đó: Fal: Diện tích biểu đồ áp lực (Xem hình bên) q R H Pmax (kG/m) Þ (kG/m2) = 0,1513438 (kG/cm2) Þ Mmax = 0,0513.1513,438.0,52 = 19,41 (kG.m) - Mômen kháng uốn của 1m bề rộng tấm thép bản: Wx = - Kiểm tra cường độ của thép bản: Trong đó : + Ru: là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn, Ru = 2100(kG/cm2) => Vậy điều kiện về cường độ của thép bản được thoả mãn. - Kiểm tra độ võng của thép bản: f = (đối với mặt bên) Trong đó: + P*qđ = =984,375 KG/m2. + β là hệ số phụ thuộc tỷ số a/b, có a/b = 0,5/0,5 = 1 => β = 0,0138 + b = 50cm = 0,5m +δ = 0,4cm là chiều dày của thép bản. + E là môđuyl đàn hồi của ván thép E = 2,1.106(kG/cm2) => f = [f] = Có: f = 0,063cm < [f] = 0,2cm Vậy điều kiện độ võng giữa nhịp của ván thép được đảm bảo. 9.6.1.4.5. Kiểm toán khả năng chịu lực của thép sườn ngang: - Các thép sườn ngang được xem như dầm liên tục kê trên các gối là các thép sườn đứng. - Thép sườn ngang chịu áp lực bêtông lớn nhất trên cả chiều dài thanh thép. Vì vậy mômen uốn ở các tiết diện của nó (trên 1m bề rộng) được xác định theo công thức: Mttmax = Trong đó: + a : Khoảng cách giữa các thép sườn đứng, a = 0,5m + Ptt : Áp lực của bêtông phân bố đều trên thép sườn ngang Ptt = .1(trên 1m bề rộng) Với= 2,535(T/m2): là áp lực ngang lớn nhất của bê tông tươi tác dụng lên ván thép => Ptt = 2,535.1 = 2,535(T/m) => Mômen lớn nhất tại giữa nhịp: Mttmax = - Chọn thép sườn ngang là loại thép góc L75×75×5 có: + F = 7,39cm2 + Jx = 39,5cm4 + ix = 2,31cm + Wx = 17,1cm3 - Kiểm tra điều kiện về cường độ: + Ru: là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn: Ru = 2100(kG/cm2) => Vậy điều kiện cường độ của thép sườn ngang được thỏa mãn. - Kiểm tra độ võng của thép sườn ngang: f = Trong đó : + Pmax = 2,535(T/m2) + Jx = 39,5 (cm4) + E = 2,1.106(kG/cm2) => f = Vậy điều kiện độ võng của thép sườn ngang được thỏa mãn. 9.6.1.4.6. Kiểm toán khả năng chịu lực của thép sườn đứng: - Các sườn đứng được xem như dầm giản đơn kê trên hai gối là các sườn ngang. - Chiều dài nhịp tính toán: ltt= 0,5m - Các thép sườn đứng chịu tải trọng phân bố đều: Ptt = .a. = 1,513438 (T/m2) là áp lực ngang qui đổi của bê tông tươi tác dụng lên ván thép => Ptt = 1,513438.0,5 = 0,7567(T/m) - Mômen lớn nhất tại giữa nhịp: Mttmax = (l = a = 0.5m: chiều dài nhịp tính toán) - Chọn thép góc liên kết sườn L75×75×5 . - Kiểm tra điều kiện ổn định: + Ru là cường độ tính toán của thép khi chịu uốn: Ru = 2100(kg/cm2) => Vậy điều kiện cường độ của thép sườn đứng được đảm bảo. - Kiểm tra độ võng của thép sườn đứng: f = Trong đó : + Pqđ = 1,513438 (T/m2). + Jx = 39,5 (cm4) + E = 2,1.106(kG/cm2) => f = Vậy điều kiện độ võng của thép sườn đứng được thỏa mãn. 9.6.1.4.7. Kiểm toán khả năng chịu lực của thanh căng: - Thanh căng được bố trí tại các vị trí giao nhau của sườn đứng và ngang. (Bố trí theo dạng hoa mai) - Diện tích chịu áp lực ngang bê tông tươi của thanh căng: F = 1.0,46 = 0,46(m2) - Lực kéo tác dụng lên thanh căng: T = Pmax.F = 2,535.0,46 = 1,1661(T) - Chọn thanh căng Ø10 có Fa = 0,785(cm2); Ro=1900(kG/cm2). - Điều kiện bền của thanh căng: => Vậy thanh căng đủ khả năng chịu lực. 9.6.2. Thi công thân trụ: 9.6.2.1. Trình tự thi công: Sau khi bêtông bệ cọc đạt 70% cường độ ta tiến hành thi công thân trụ theo trình tự sau: - Lắp dựng cốt thép cho thân trụ. - Lắp dựng ván khuôn thân trụ. - Tiến hành đổ bê tông. 9.6.2.2. Tính toán ván khuôn: 9.6.2.2.1. Cấu tạo ván khuôn thân trụ: - Sử dụng ván khuôn lắp ghép bằng thép có chiều dày 4mm - Kích thước thân trụ: xem bản vẽ. - Diện tích mặt cắt ngang thân trụ: F = 14,34m2 - Các nẹp đứng và ngang là các thép hình L75x75x5 - Các thanh căng bằng thép F10 đặt tại ví trí giao nhau giữa nẹp đứng và nẹp ngang. - Sơ đồ bố trí ván khuôn: xem chi tiết trong bản vẽ số 12. 9.6.2.2.2. Xác định chiều cao của lớp bêtông tác dụng lên ván khuôn: - Biểu đồ áp lực bêtông tác dụng lên ván khuôn: Hình 9.4: Chiếu cao áp lực bê tông tác dụng lên ván khuôn . (a): Áp lực bêtông giả định (b): Áp lực bêtông khi không đầm rung (c): Áp lực bêtông khi có đầm rung Chiều cao biểu đồ áp lực là: H = 4h0. Với ho: Chiều cao của lớp bê tông đổ trong 1 giờ (Dùng 1 máy trộn bêtông) Với : F: diện tích đổ bêtông, F = 13,14(m2) N: Năng xuất của máy trộn bê tông có dung tích thùng trộn 1m3; N=10,64 m3/h. => H = 4.ho = 4.0,81 = 3,24(m) 9.6.2.2.3. Xác định áp lực ngang của bêtông tươi tác dụng lên ván khuôn: - Công thức xác định: Pmax= (q + g.R).n Trong đó: + q = 200 (kG/m2): áp lực xung kích do đổ bê tông. + g = 2500 (kG/m3): trọng lượng riêng của bê tông. + q R H Pmax R = 0,7 (m): bán kính tác dụng của đầm. + n = 1,3: hệ số vượt tải. Þ Pmax = 1,3.(200 + 2500.0,7) = 2535 (kG/m2). 9.6.2.2.4. Tính toán thép bản của ván khuôn: Thép bản dày 4mm - Thân trụ có 2 loại ván khuôn, ta chọn ván khuôn bất lợi nhất để tính toán kiểm tra đó là ván khuôn số I. - Thép bản của ván khuôn được tính như bản kê bốn cạnh ngàm cứng và mômen uốn lớn nhất tại giữa nhịp được xác định theo công thức: Mmax = α.Pqđ.b2 Trong đó: + α: là hệ số phụ thuộc vào tỷ số a/b. Có a/b = 0,5/0,5 = 1 => tra bảng ta có: α = 0,0513 + Pqđ: Áp lực ngang qui đổi trên chiều cao biểu đồ áp lực. Ở đây H – R = 3,24 – 0,7 = 1,54 > l = 0,5m (chiều dài nhịp tính toán ván khuôn) Do đó ta không tính với Pqđ mà tính với Pmax. Þ Mmax = 0,0513.2535.0,52 = 32,511 (kG.m) - Mômen kháng uốn của 1m bề rộng tấm thép bản: Wx = - Kiểm tra cường độ của thép bản: = 2100(kG/cm2). => Vậy điều kiện về cường độ của thép bản được thoả mãn. - Kiểm tra độ võng của thép bản: f = (đối với mặt bên) Trong đó: + P* = γ.R = 2500.0,7 = 1750 KG/m2. + β là hệ số phụ thuộc tỷ số a/b, có a/b = 0,5/0,5 = 1 => β = 0,0138 + b = 50cm = 0,5m +δ = 0,4cm là chiều dày của thép bản. + E là môđuyl đàn hồi của ván thép E = 2,1.106(kG/cm2) => f = < [f] = Vậy điều kiện độ võng giữa nhịp của ván thép được đảm bảo. 9.6.2.2.5. Kiểm toán khả năng chịu lực của thép sườn ngang: - Các thép sườn ngang được xem như dầm liên tục kê trên các gối là các thép sườn đứng. - Thép sườn ngang chịu áp lực bêtông lớn nhất trên cả chiều dài thanh thép. Vì vậy mômen uốn ở các tiết diện của nó (trên 1m bề rộng) được xác định theo công thức: Mttmax = Trong đó: + a : Khoảng cách giữa các thép sườn đứng, a = 0,5m + Ptt : Áp lực của bêtông phân bố đều trên thép sườn ngang Ptt = .1(trên 1m bề rộng) Với= 2,535(T/m2): là áp lực ngang lớn nhất của bê tông tươi tác dụng lên ván thép. => Ptt = 2,535.1 = 2,535(T/m) => Mômen lớn nhất tại giữa nhịp: Mttmax = - Chọn thép sườn ngang là loại thép góc L75×75×5. - Kiểm tra điều kiện về cường độ: =>= 2100(kG/cm2) Vậy điều kiện cường độ của thép sườn ngang được thỏa mãn. - Kiểm tra độ võng của thép sườn ngang: f = Trong đó : + Pmax = 2,535(T/m2) + Jx = 39,5 (cm4) + E = 2,1.106(kG/cm2) => f = Vậy điều kiện độ võng của thép sườn ngang được thỏa mãn. 9.6.2.2.6. Kiểm toán khả năng chịu lực của thép sườn đứng: - Các sườn đứng được xem như dầm giản đơn kê trên hai gối là các sườn ngang. - Chiều dài nhịp tính toán: ltt= 0,5m - Các thép sườn đứng chịu tải trọng phân bố đều: Ptt = .a. => Ptt = 2,535.0,5 = 1,2675(T/m) - Mômen lớn nhất tại giữa nhịp: Mttmax = (l = a = 0.5m: chiều dài nhịp tính toán) - Chọn thép góc liên kết sườn:L75×75×5. - Kiểm tra điều kiện ổn định: =>= 2100(kG/cm2). Vậy điều kiện cường độ của thép sườn đứng được đảm bảo. - Kiểm tra độ võng của thép sườn đứng: f = Trong đó : + Pmax = 2,535 (T/m2). + Jx = 39,5 (cm4) + E = 2,1.106(kG/cm2) => f = Vậy điều kiện độ võng của thép sườn đứng được thỏa mãn. 9.6.2.2.7. Kiểm toán khả năng chịu lực của thanh căng: - Thanh căng được bố trí tại các vị trí giao nhau của sườn đứng và ngang. (Bố trí theo dạng hoa mai) - Diện tích chịu áp lực ngang bê tông tươi của thanh căng: F = 1.0,46 = 0,46(m2) - Lực kéo tác dụng lên thanh căng: T = Pmax.F = 2,535.0,46 = 1,166(T) - Chọn thanh căng Ø10 có Fa = 0,785(cm2); Ro=1900(kG/cm2). - Điều kiện bền của thanh căng: => Vậy thanh căng đủ khả năng chịu lực. CHƯƠNG X: THIẾT KẾ THI CÔNG KẾT CẤU NHỊP 10.1. SƠ LƯỢC VỀ ĐẶC ĐIỂM XÂY DỰNG CẦU: Xem phần thi công trụ – ChươngIX. 10.2. ĐỀ XUẤT CÁC PHƯƠNG ÁN VÀ CHỌN PHƯƠNG ÁN THI CÔNG: 10.2.1. Đề xuất các phương án thi công: Dựa vào các đặc điểm của công trình xây dựng và điều kiện của đơn vị thi công ta đề xuất các phương án xây dựng cầu sau đây: * Thi công kết cấu nhịp bằng phương pháp đổ tại chổ toàn khối trên giàn giáo cố định: - Lắp đặt hệ giàn giáo - Lắp dựng ván khuôn - Lắp dựng cốt thép - Đổ, đầm bê tông và căng kéo cốt thép. - Tháo dỡ ván khuôn và tiến hành công tác hoàn thiện * Thi công kết cấu nhịp bằng phương pháp lắp hẫng: Dầm được đúc từng đốt tại xí nghiệp sau đó vận chuyển đến công trình, và tiến hành lắp hẫng đối xứng tại công trình, lắp xong đốt nào thì tiến hành căng kéo cốt thép đốt đó. * Thi công kết cấu nhịp bằng phương pháp đúc hẫng trên ván khuôn di động: Dầm được đúc hẫng đối xứng qua trụ, đúc xong đốt nào thì tiến hành căng kéo cốt thép cường độ cao đến đó . Từ đó ta nhận thấy hai phương pháp thi công đúc hẫng và lắp hẫng có cùng một số điểm chung như sau: - Kết cấu nhịp được đúc hay lắp từ một trụ đối xứng ra hai bên. Lắp hay đúc đốt nào thì căng kéo cốt thép chịu mômen âm đốt đó. - Đến giữa nhịp, các mút thừa được nối lại với nhau bằng cách đổ bêtông tại chỗ gọi là đoạn hợp long. Ta hợp long nhịp biên trước sau đó hợp long nhịp giữa tạo thành sơ đồ cầu liên tục. Hợp long xong cần căng kéo cốt thép chịu mô dương. - Tiến hành công tác hoàn thiện. 10.2.2. So sánh chọn phương pháp thi công: 10.2.2.1. Phương pháp đổ tại chỗ trên giàn giáo cố định: * Ưu điểm: - Kỹ thuật thi công đơn giản. - Không đòi hỏi đội ngũ cán bộ kỹ thuật cao, có thể tận dụng nguồn nhân lực địa phương. - Dễ căng kéo cốt thép cường độ cao, an toàn lao động. * Nhược điểm: - Đòi hỏi một khối lượng công tác rất lớn để xây dựng các công trình tạm phục vụ cho thi công: chế tạo, lắp dựng giàn giáo và ván khuôn .. - Cản trở việc thông thương đi lại dưới cầu... - Sử dụng nhiều sức lao động - Thời gian thi công kéo dài Chi phi xây dựng cầu tăng lên. Do đó trong thực tế đã cho thấy đôi khi việc xây dựng hệ thống giàn giáo, các công trình phụ tạm cũng đồ sộ không kém các công tác xây dựng các nhịp cầu bê tông. Hiện nay trong công tác xây dựng cầu bê tông cốt thép đúc tại chỗ đã áp dụng nhiều công nghệ thi công tiên tiến để giảm bớt khối lượng thi công bằng cách sử dụng: ván khuôn trượt, hệ giàn giáo di động, hệ giàn giáo treo..(công nghệ hẫng). Do điều kiện về giá thành mà cầu bê tông cốt thép đỗ tại chỗ trên hệ giàn giáo cố định chỉ dùng trong các trường hợp cá biệt có yêu cầu riêng hoặc xây dựng tại vị trí có nhiều vật liệu địa phương hoặc đối với các cầu nhỏ ... Qua các phân tích sơ bộ trên rõ ràng ta thấy phương án xây dựng cầu trên hệ giàn giáo cố định không đem lại hiệu quả kinh tế cao...Do vậy ta chỉ so sánh hai phương án lắp hẫng và đúc hẫng để chọn ra phương án hợp lý hơn.. 10.2.2.2. Phương pháp lắp hẫng: * Ưu điểm: - Các đốt đúc có chất lượng tốt hơn do được chế tạo sẵn trên bờ có điều kiện thi công thuận lợi và tuân thủ chặt chẽ theo các quy trình. - Quá trình thi công ít chịu ảnh hưởng của điều kiện thời tiết. * Nhược điểm: - Thi công đòi hỏi phải tuyệt đối chính xác, yêu cầu trình độ kỹ thuật cao. - Tại vị trí tiếp giáp giữa các đốt nếu thi công không đảm bảo thì sẽ tạo nên các khe nứt, giúp các tác nhân xâm thực dễ dàng tiếp xúc với cốt thép cường độ cao, ăn mòn cốt thép gây phá hoại công trình... đặc biệt nước ta có khí hậu nóng và ẩm là môi trường mà các tác nhân xâm thực hoạt động rất mạnh làm cho các loại keo dán cầu rất dễ bị lão hoá. 10.3.2.3. Phương pháp đúc hẫng: * Ưu điểm: - Giải quyết tốt vấn đề mối nối giữa các đốt. - Dễ dàng điều chỉnh độ võng trong quá trình thi công. * Nhược điểm: - Chất lượng đốt đúc không được tốt như ở phương pháp lắp hẫng. - Quá trình thi công chịu nhiều ảnh hưởng của thời tiết. Qua phân tích so sánh các ưu nhược điểm của hai phương án trên ta kiến nghị chọn phương án thi công đúc hẫng là hợp lý nhất. Phương pháp này đã được đưa vào áp dụng nhiều ở nước ta trong những năm gần đây ở một số công trình cầu như: Cầu Phú Lương, Cầu Quán Hầu, Cầu Xuân Sơn, Cầu Cẩm Lệ… 10.3. XÁC ĐỊNH TRÌNH TỰ THI CÔNG KẾT CẤU NHỊP : 10.3.1. Tính ổn định cánh mút thừa trong quá trình thi công : Để đảm bảo ổn định trong quá trình thi công dầm liên tục bằng phương pháp đúc hẫng ta sử dụng bốn hàng thép cường độ cao để neo chặt dầm đang thi công xuống trụ. Lượng thép này được tính dựa vào điều kiện ổn định dầm trong quá trình thi công hẫng cân bằng vì việc mở rộng trụ bằng thép định hình chỉ có tác dụng tạo mặt bằng thi công cho đốt K0, nó sẽ được tháo dỡ sau khi thi công xong đốt K0, do đó nó không có tác dụng đảm bảo ổn định cho phần dầm dang thi công. * Mô hình sơ đồ tính : * Tải trọng tác dụng : Trường hợp bất lợi nhất là khi đang thi công đốt K16, lúc này cánh tay đòn của tổ hợp lực đạt cực đại (59 m). Tình huống trong quá trình thi công là đã đúc xong đốt ở cánh hẫng bên này, bên kia chưa đúc đốt tương tự. Khi tính chưa kể đến các hệ số tải trọng. - Trọng lượng bản thân dầm và khối neo - Chênh lệch trọng lượng các khối đúc giữa hai bên, trị số là 2% trọng lượng bản thân cánh hẫng - Tải trọng thi công : + Hoạt tải thi công và thiết bị phụ (CLL): 4,48.10-4Mpa.B = 5,712 KN/m + Trọng lượng xe đúc+ ván khuôn (CE): + Xe đúc : 400 KN + Ván khuôn : 300 KN - Tải trọng gió đứng trên một cánh hẫng (WUP): Lực nâng của gió trên một cánh hẫng lấy bằng 2,4.10-4 MPa trên diện tích mặt cầu. Với chiều rộng mặt cầu trong giai đoạn thi công là B = 12,75m; lực gió đứng trên đơn vị dài là: p = 2,4.10-4.12,75.103 = 3,06 KN/m Ta lập bảng tính như sau: Các lực gây lệch P (KN) Cánh tay đòn (m) M (KN.m) Trọng lượng đốt đúc không cân bằng 803.37 56 44988.72 Tải trọng chênh lệch trên một cánh hẫng thi công (DIFF) 356.51 29 10338.79 Tải trọng thi công rải đều (CLL) Trên một cánh hẫng 331.29 29 9607.41 Trên cánh hẫng bên kia 168.5 -29.5 -4970.75 Thiết bị thi công và xe đúc bên trái (CE) 700 -59 -41300 Thiết bị thi công và xe đúc bên phải (CE) 700 58 40600 Gió thổi từ dưới lên cánh hẫng trái (WUP) 165.24 27.8 4593.672 Trọng lượng dầm 35651 Tổng cộng 38875.9 63857.84 Điều kiện ổn định : Giả sử điểm lật tại vị trí mép ngoài cùng của gối kê tạm (phía lật). ta có mômen giữ được tính như sau: Trong đó: N: tổng lực thẳng đứng trên kết cấu nhịp đặt tại tâm trụ, N=35651KN. b: bề rộng theo phương dọc cầu của trụ, b=2m. n: số thanh thép dự ứng lực một bên dùng để neo tạm trụ. d, d’: khoảng cách từ trọng tâm nhóm thép DUL đến điểm lật. d=1,55m; d’=0,45m Asfy: lực cho phép của một thanh DUL, Ta chọn thanh DUL Φ32, có giới hạn chảy của thanh thép DUL là 1030Mpa. Vậy số lượng thanh thép DUL cần thiết cho một nhóm là: , chọn n = 28 thanh. Vậy số thanh F32 tổng cộng cho mỗi trụ là 56 thanh. Hình 10.1: Sơ đồ bố trí thanh CĐC trên trụ . 10.3.2. Trình tự thi công kết cấu nhịp : Trình tự thi công có ảnh hưởng trực tiếp đến sơ đồ chịu lực của kết cấu nhịp. Quá trình nối (hợp long) được tiến hành theo hướng tăng dần bậc siêu tĩnh của sơ đồ dầm (nối từ ngoài vào trong) nhằm tránh hiện tượng gia tăng bậc siêu tĩnh một cách quá đột ngột gây nên các vết nứt trong quá trình thi công. * Trình tự thi công kết cấu nhịp: - Bước 1: + Lắp đặt giàn giáo để chuẩn bị đúc đoạn dầm ở gần mố (gần bờ). + Mở rộng trụ bằng tổ hợp thép định hình, lắp đặt gối kê tạm, lắp đặt gối chính, lắp đặt ván khuôn đúc đốt K0. - Bước 2: Thi công đúc hẫng đối xứng các đốt (K1¸K15) qua trụ trên hệ ván khuôn trượt (di động) và đúc đoạn dầm trên giàn giáo. - Bước 3: Thi công các đốt hợp long nhịp biên. - Bước 4 + Tháo dỡ giàn giáo đoạn gần bờ và phần mở rộng trụ. + Đúc và hợp long đốt tại giữa nhịp. - Bước 5: Tiến hành lắp dựng các bộ phận trên cầu như: lan can, tay vịn, đá vỉa, chiếu sáng.. Chi tiết hơn về trình tự các bước xin xem ở mục 10.3.2 trong phụ lục. 10.3.3. Một số sự cố thường gặp trong thi công dầm và cách khắc phục: Trong quá trình thi công dầm bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng trên xe đúc thì thường xảy ra một số sự cố sau đây: + Bê tông bị rỗ mặt do công tác đầm nén bị bỏ sót hoặc do ván khuôn không kín gây nên hiện tượng mất vữa bê tông. + Ống chứa cáp (ống ghen) bị tắc do vữa chảy vào trong ống. + Cáp bị tụt do nêm không neo được cáp khi căng kéo. Các cách khắc phục sự cố nêu trên như sau: + Phần bê tông bị hỏng phải được đục hoặc khoan loại bỏ hết. Tại mép của phần bê tông hỏng phải cắt theo vết cắt thẳng đứng tối thiểu 30mm. Tại những chổ cốt thép lộ ra, bê tông bao quanh thép phải được loại bỏ hết trong phạm vi sâu hơn mặt trong của thanh thép tối thiểu là 30mm. + Vệ sinh bề mặt của bê tông và giữ ẩm trong 24h. + Dùng chất gắn kết bề mặt ( thường là keo Epoxy loại Sikadur 732 ) bôi vào bề mặt của bê tông cũ. + Trộn bê tông cường độ cao không co ngót với thành phần gồm có: - Vữa Sika grout 214-11 - Đá dăm có Dmax=10mm +Nước + Vá bù hỗn hợp bê tông cường độ cao ở trên vào phần bê tông hỏng đã bị loại bỏ. + Bảo dưỡng bê tông liện tục trong 7 ngày. + Khi cường độ bê tông đạt 35Mpa thì có thể tiến hành các công việc tiếp theo. + Khi căng kéo bó cáp dự ứng lực, nếu xảy ra sự cố thì việc hạ ứng suất rồi tháo bó cáp là việc bắt buộc để tiến hành các công tác sữa chữa .Trong trường hợp bị tụt cáp, nếu số bó cáp bị tụt vẫn nằm trong giới hạn cho phép (trong một mặt cắt diện tích cáp bị tụt không quá 1%) thì có thể không cần tháo cáp để sữa chữa, nếu vượt quá trị số cho phép nêu trên thì việc bù số sợi cáp bị tụt có thể thực hiện bằng các lỗ cáp dự phòng. Khi tất cả các biện pháp trên đều không thể thực hiện được thì phải tháo bó cáp đã căng đó để sữa chữa. *Một số lưu ý khi tháo các bó cáp: + Không dùng tay để lắp nêm (chốt neo). + Không được đứng chính diện với bó cáp trong lúc căng kéo. + Bó cáp phải tháo đối xứng qua tim cầu. 10.4. MỘT SỐ YÊU CẦU VỀ VẬT LIỆU: Xem ở mục 10.4 trong phụ lục. 10.5. NGUYÊN LÝ CẤU TẠO VÀ CHỌN LOẠI XE ĐÚC. 10.5.1. Các bộ phận của xe đúc. Xe đúc hẫng gồm các bộ phận chính sau đây: - Hệ giàn hoặc dầm đặc chịu lực chính bằng thép theo phương dọc và ngang cầu, gọi tắt là hệ chịu lực chính. - Bệ xe đúc, mà thực chất là một hệ thống dầm ngang và dọc dùng để đỡ ván khuôn cho đáy dầm hộp của cầu, bản mặt cầu và cánh dầm hộp cũng như đỡ sàn công tác. - Hệ thống móc treo để cố định ván khuôn cho các bản bụng dầm hộp. - Ngoài ra, còn có các bộ phận khác như hệ thống đài chịu lực, đường ray, hệ thống di chuyển kể cả bánh xe có gối trượt, cấu kiện hình chữ Z ( để phục vụ trực tiếp cho việc lắp xe đúc khi đổ bêtông hai đốt đầu tiên trên trụ ), các chân chống hỗ trợ, ván khuôn, ván sàn công tác bằng gỗ, và một số các bộ phận phụ khác. 10.5.2. Chọn loại xe đúc phù hợp quy mô công trình:. Toàn bộ xe đúc và các bộ phận trên thường được chế tạo thành một sản phẩm công nghiệp có tính thích ứng cao cho các loại kích thước mặt cắt dầm chủ. Hiện nay một số công ty của nước ngoài đã chế tạo được loại xe đúc có thể mang tải ( bao gồm bêtông tươi, ván khuôn kể cả đà giáo, các tải trọng thi công khác ) từ 100 tấn đến 400 tấn với trọng lượng của xe đúc từ 25 tấn đến 85 tấn. Các xe đúc loại này có thể chế tạo dầm cầu hình hộp có chiều cao đến 12m, bề rộng bản mặt cầu đến 26m, và bề rộng bản đáy đến 12m. Cấu tạo xe đúc bao gồm : - Ván khuôn, sàn công tác. - Các thiết bị kích kéo thuỷ lực như 4 kích nâng chính, 4 xylanh kéo, 2 xylanh đẩy hai tác dụng, 4 xylanh có sức nâng 30-40 tấn có chiều cao nâng 150mm cùng với Manômét và bơm tay. - 1 xe bơm hỗn hợp, hệ thống chịu áp lực cao có các đầu mối thao tác nhanh và bộ phận chống bụi. - 8 bộ dây xích kéo điều khiển thủ công trên bản đáy của dầm hộp, 4 bộ dây xích điều khiển từ sàn công tác phía dưới. - Các phụ kiện để cố định ván khuôn và một số các phụ kiện khác. MẶT CHÍNH XE ĐÚC MẶT CẮT A-A Hình 10.2: Cấu tạo xe đúc MẶT CẮT NGANG KHỐI ĐÚC TRÊN ĐÀ GIÁO Hình 10.3: Cấu tạo đoạn đúc trên đà giáo . 10.6. AN TOÀN LAO ĐỘNG: Ngoài các quy định về an toàn lao động đã được nêu trong bộ luật lao động, việc thi công dầm cầu theo công nghệ này cần chú ý các điểm sau đây: 10.6.1. Khi lắp, vận hành và tháo xe đúc: Vì xe đúc được lắp, vận hành và tháo trên mặt cầu, chiều cao thi công lớn thường là ³ 6m, nên phải đảm bảo các yêu cầu: - Công nhân làm việc phải đeo dây an toàn. - Các kết cấu cẩu lắp phải được liên kết chắc chắn, khi di chuyển xe cần kiểm tra xem các thanh neo đảm bảo đã neo chặt xuống mặt bê tông ... 10.6.2. Khi đổ bêtông: Nếu đổ bêtông bằng máy bơm, các điểm sau đây cần phải được chú ý: - Khoảng cách từ máy đến vị trí góc chuyển ống thẳng đứng không nhỏ hơn 5m. Điều này sẽ triệt tiêu áp lực thẳng đứng của cột bêtông tác dụng trở lại máy. - Đường ống càng ít góc chuyển hướng càng tốt và phải được cố định thật chắc chắn. - Thường xuyên kiểm tra độ mài mòn của ống, tuyệt đối không được đứng chính diện với ống bơm (đầu bêtông ra). - Sau khi cấp bêtông xong, trước khi thông ống (để đẩy phần bêtông còn lại trong ống ra), nếu thông ống bằng máy nén khí có áp lực cao phải kiểm tra cẩn thận hệ thống an toàn, các đầu nối ống dẫn khí. Không được tự động điều chỉnh van an toàn của máy nén khí. 10.6.3. Khi căng kéo dự ứng lực: - Trước khi bắt đầu căng kéo dự ứng lực phải lắp các biển báo, barie tại những vị trí dẫn tới khu vực làm việc. - Khu vực căng kéo phải đảm bảo thuận tiện, dễ thao tác. - Tuyệt đối không đứng phía sau kích hoặc neo trong khi căng. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1]. Bộ Giao Thông Vận Tải. Quy Trình Thiết Kế Cầu 22TCN 272-05, NXB Giao Thông Vận Tải, Hà Nội -2005. [2]. GS.TS. Lê Đình Tâm. Cầu Bê Tông Cốt Thép Trên Đường Ôtô -Tập 1, NXB Xây Dựng, Hà Nội -2005. [3]. PGS.TS. Nguyễn Viết Trung -PGS.TS. Hoàng Hà -Th.S. Đào Duy Lâm. Các Ví Dụ Tính Toán Dầm Cầu Chữ I, T, Super-T Bê Tông Cốt Thép Dự Ứng Lực Theo Tiêu Chuẩn 22TCN 272-05, NXB Xây Dựng, Hà Nội -2005. [4]. PGS.TS. Nguyễn Viết Trung -PGS.TS. Hoàng Hà. Công Nghệ Đúc Hẫng Cầu Bê Tông Cốt Thép, NXB Giao Thông Vận Tải, Hà Nội -2004. [5]. Nguyễn Tiến Oanh -Nguyễn Trâm -Lê Đình Tâm. Thi Công Cầu Bê Tông Cốt Thép, NXB Xây Dựng, Hà Nội -1995. [6]. Nguyễn Trâm -Nguyễn Tiến Oanh -Lê Đình Tâm -Phạm Duy Hòa. Thi Công Móng Trụ Mố Cầu, NXB Bộ Xây Dựng, Hà Nội -2005. [7]. N.I. POLIVANOV. Thiết Kế Cầu Bê Tông Cốt Thép Và Cầu Thép Trên Đường Ôtô, NXB Khoa Học Và Kỹ Thuật, Hà Nội –1979. [8]. Nguyễn Như Khải -Phạm Duy Hòa -Nguyễn Minh Hùng. Những Vấn Đề Chung Và Mố Trụ Cầu, NXB Xây Dựng, Hà Nội -2000. [9]. Lê Đức Thắng -Bùi Anh Định -Phan Trường Phiệt. Nền Và Móng, NXB Giáo dục, 2000. [10]. Ngô Đăng Quang –Trần Ngọc Linh –Bùi Công Độ. Mô hình hóa và phân tích kết cấu Cầu với Midas/civil, NXB Xây Dựng, 2000.