đO án cô đinh 2

BỘ MÔN CTB-ĐÔBC GVHD: TH.S- BÙI THẾ ANH

THUYẾT MINH ĐỒ ÁN CỐ ĐỊ NH II
------ NHÓM 1------

Nhiệm vụ của đồ án : Thiết kế khối chân đế công trình biển trọng lực trong
giai đoạn khai thác.
I. GIỚ THIỆU ĐẶ ĐIỂM CÔNG TRÌNH
I C
Công trình biển trọng lực là loại công trình làm việc theo nguyên lý móng
nông, đứng ổn định trên mặt đáy biển nhờ trọng lượng bản thân và trọng
lượng công nghệ.
Mét trong nh÷ng -u ®iÓm næi bËt cña c«ng tr×nh biÓn
träng lùc lµ toµn bé (hoÆc phÇn lín) kÕt cÊu c«ng tr×nh
®-îc chÕ t¹o ë ven bê, sau ®ã lai d¾t c«ng tr×nh ra vÞ
trÝ x©y dùng ®¸nh ch×m, gi¶m thiÓu thêi gian thi c«ng
ngoµi kh¬i do vËy tr¸nh ®-îc nh÷ng rñi ro khi thi c«ng
dµi ngµy ë ngoµi kh¬i.
§Ó tËn dông ®-îc -u ®iÓm trªn ®©y, c¸c c«ng tr×nh
ph¶i ®-îc thiÕt kÕ sao cho tù næi æn ®Þnh trong qu¸
tr×nh lai d¾t tõ vÞ trÝ thi c«ng ven bê ®Õn n¬i x©y
dùng c«ng tr×nh. §Ó t¨ng æn ®Þnh cho c«ng tr×nh, th-êng
cÊu t¹o phÇn ®Õ lín ®Ó h¹ thÊp träng t©m c«ng tr×nh.
Träng t©m cµng thÊp th× c«ng tr×nh cµng æn ®Þnh.

Ngoài ra, bê tông còn là vật liệu rẻ tiền hơn thép, có thể sử dụng nguồn nhân
công địa phương. Khả năng chống ăn mòn xâm thực của môi trường mạnh như
nước biển tốt. Quá trình duy tu bảo dưỡng ít hơn so với công trình biển cố định
bằng thép. Có thể sử dụng các khoảng không gian ngầm trong công trình như các
silo.

Các nhước điểm mà công trình biển trọng lực là : - Kích thước trọng lượng
lớn dẫn đến tính linh hoạt kém. Đòi hỏi thi công trên bờ phải có ụ khô, cảng nước
sâu.

NHÓM 1 1


II. Ợ
ĐẶ ĐIỂM KHÍ TƯ NG HẢ VĂN, ĐỊ A CHẤ CÔNG TRÌNH.
C I T

1. Số liệu thủy triều và nước dâng tại vị trí xây dựng công trình.

Các thông số đề bài Đề 1

Hệ số điều chỉnh chiều cao sóng 0.4

Biên động triều lớn nhất d1 (m) 1.5

Nước dâng tương ứng với bão thiết kế d2 ( m ) 1

2. Độ sâu nước tại vị trí xây dựng công trình.

do = 21m

3. Số liệu về sóng.

Chu kỳ lặp Hướng N NE E SE S SW W NW

100 Năm H, m 10.8 16.1 9.9 6.2 8.6 12.2 9.3 7.4

T, s 10.3 14.1 11.6 10.8 12.4 12.5 12.0 12.3

50 Năm H, m 9.7 15.6 9.2 5.6 8.0 12.4 8.8 6.9

T, s 10.0 14.1 11.5 10.5 12.1 12.4 11.9 11.7

25 Năm H, m 8.8 14.7 8.7 5.2 7.7 11.1 8.5 6.5

T, s 9.9 14.3 11.4 10.2 11.8 12.4 11.8 11.7

5 Năm H, m 5.6 13.7 6.8 3.8 6.2 9.7 7.1 4.8

T, s 9.4 13.9 11.0 9.4 10.6 12.1 11.6 11.0

NHÓM 1 2


1 Năm H, m 2.6 11.8 4.8 2.4 4.6 7.3 5.8 3.0

T, s 9.1 13.3 10.5 9.1 9.2 11.7 11.3 9.9

4. Số liệu về dòng chảy.

Vận tốc dòng chảy thiết kế với chu kỳ lặp 100 năm, tương ứng với các
hướng sóng.

Vận tốc dòng chảy mặt :-

C¸c th«ng H-íng sãng
sè N NE E SE S SW W NW

VËn tèc 93 137 100 173 224 181 178 12
(cm/s) 1

H-íng (®é) 24 242 277 41 68 79 78 13
0 4

Vận tốc dòng chảy đáy :

C¸c th«ng H-íng sãng
sè N NE E SE S SW W NW

VËn tèc 68 119 90 109 182 137 119 97
(cm/s)

H-íng (®é) 2 300 60 295 329 53 329 197

5. Số liệu về hà bám.
Ph¹m vi hµ b¸m tÝnh tõ mùc n-íc ChiÒu dµy hµ b¸m
thÊp nhÊt trë xuèng (mm)

NHÓM 1 3


Tõ mùc n-íc thÊp nhÊt (0m) ®Õn -4m 80mm

Tõ - 4m ®Õn -8m 87mm

Tõ -8m ®Õn -10m 100mm

Tõ -10m ®Õn ®¸y biÓn 70mm

Trọng lượng riêng hà bám : γ=1.6 T/m3

6. Số liệu về gió.

Vận tốc gió trung bình đo trong 3 giây với chu kỳ lặp 100 năm đo ở dộ cao 10m
so với mực nước chuẩn.

Chu kỳ lặp - năm N NE E SE S SW W NW

Vận tốc gió trung bình đo trong 2 phút

100 38.4 46.1 0.0 20.8 2.0 35.7 34.2 33.5

50 36.2 45.0 9.1 19.2 1.4 33.4 32.7 31.8

25 34.2 40.6 7.4 18.2 0.4 31.5 30.4 29.2

10 30.6 37.5 6.3 16.8 9.2 28.2 27.5 26.5

5 28.5 34.6 5.2 15.5 8.4 26.2 25.2 21.3

1 23.0 26.0 2.0 12.7 6.0 21.0 20.0 18.0


Vận tốc gió trung bình đo trong 1 phút

100 39.7 47.1 1.0 21.4 2.7 36.9 35.3 34.6

50 37.4 46.5 0.1 19.8 22.1 34.5 33.8 32.8

NHÓM 1 4


25 35.3 41.9 28.3 18.8 21.1 32.5 31.4 30.2

10 31.6 38.7 27.2 17.4 19.8 29.1 28.4 27.4

5 29.4 35.7 26.0 16.0 19.0 27.1 26.0 22.0

1 23.8 26.9 22.7 13.1 16.5 21.7 20.7 18.6


Vận tốc gió trung bình đo trong 3 giây

100 44.7 58.1 4.9 24.2 5.6 41.6 39.8 39.0

50 42.1 52.4 33.9 22.3 24.9 38.9 38.1 37.0

25 39.8 47.3 31.9 21.2 23.7 36.7 35.4 34.0

10 35.6 43.7 30.6 19.6 22.4 32.8 32.0 30.8

5 33.2 40.3 29.3 18.0 21.4 30.5 29.3 24.8

1 26.8 30.3 25.6 14.8 18.6 24.4 23.3 21.0

7. Số liệu về địa chất công trình.
Tªn líp ®Êt
Líp ®Êt Líp ®Êt Líp ®Êt
C¸c th«ng sè
sè 1 sè 2 sè 3

1 M« t¶ líp SÐt pha, SÐt mµu SÐt
®Êt tr¹ng x¸m pha,
th¸i vµng, tr¹ng
cøng tr¹ng th¸i
th¸i dÎo

NHÓM 1 5


cøng cøng

§é s©u ®¸y líp ®Êt
2 (tÝnh tõ ®¸y biÓn trë 7 20 Vô hạn
xuèng), m
3 §é Èm W, % 28,1 29,1 32,2

4 Khèi l-îng thÓ tÝch 1.93 1.91 1.91
3
tù nhiªn w, g/cm
5 Khèi l-îng thÓ tÝch 1.51 1.48 1.44
kh« c, g/cm3

6 Khèi l-îng riªng s, 2.71 2.70 2.71
g/cm3

7 §é lç rçng n, % 44.3 45.2 46.9

8 HÖ sè rçng tù nhiªn 0.795 0.824 0.882
eo

9 §é b·o hßa G, % 95.8 95.4 98.9

10 Giíi h¹n ch¶y WL, % 46.8 46.9 42.8

11 Giíi h¹n ch¶y WP, % 30.8 29.2 28.4

12 ChØ sè dÎo Ip, % 16.0 17.7 14.4

13 §é sÖt Is -0.17 -0.01 0.26

14 Lùc dÝnh kÕt C, 0.36 0.47 0.42
kG/cm2

15 Gãc ma s¸t 15002’ 13045’ 14035’

16 HÖ sè nÐn lón a1-2, 0.022 0.024 0.023
cm2/kG

NHÓM 1 6


17 M«®un tæng biÕn d¹ng 202.4 175.6 152.2
Eo, kG/cm2

III. ĐẶ ĐIỂM CÔNG TRÌNH.
C

1. Độ sâu nước và nước dâng.

Độ sâu nước tại vị trí xây dựng công trình: do = 21m

- Nước dâng do triều lớn nhất : d1 = 1.5m
- Nước dâng tương ứng với bão thiết kế : d2 = 1m
 Mực nước tính toán : d = do d1 d 2 = 21 + 1.5 + 1 = 23.5 (m).

Hệ số điều chỉnh chiều cao sóng : μ = 0.4

2. Hướng đặt công trình.

Công trình dạng trụ đỡ đứng với hình dáng trụ và đế móng là dạng tròn. Do
vậy việc lựa chọn hướng đặt cônh trình chủ yếu phụ thuộc vào hình dáng của kết
cấu thượng tầng để giảm thiểu tác động của môi trường. Tuy nhiên tải trọng môi
trường tác dụng lên thượng tầng chỉ là tải trọng gió mà chỉ chiếm khoảng 10 -
15% tổng tải trọng tác dụng lên công trình. Chính vì những lý do này mà việc lựa
chọn hướng đặt công trình biển bê tông trọng lực như thế nào cũng không quá
quan trọng miễn sao cho việc thi công thượng tầng càng dễ dàng càng tốt.

3. Mô tả kiến trúc công trình.
KiÕn tróc c«ng tr×nh gåm 5 phÇn chÝnh: Th-îng tÇng;
Kết cấu đỡ thượng tầng ; Trô ®ì; §Õ mãng; Ch©n khay.

Th-îng tÇng bao gåm :

- Khèi nhµ ë: Gåm nhµ ë cho 12 ng-êi, chøa c¸c thiÕt bÞ
®o khÝ t-îng h¶i v¨n. D¹ng nhµ h×nh b¸t gi¸c, trªn m¸i
lµ v-ên khÝ t-îng cã ®Æt c¸c dông cô ®o.

NHÓM 1 7


- Sµn chÞu lùc: §ì kÕt cÊu nhµ vµ trong lßng lµm bÓ
n-íc ¨n 50m3.

- Sµn c«ng t¸c: §ì nhµ vÖ sinh, kho chøa, gi¸ vµ xuång,
bÓ chøa dÇu, cÇu thang di déng.

Trô ®ì bao gåm:

- Trô lµm b»ng BTCT hoÆc BTCT¦ST tiÕt diÖn vµnh khuyªn.

- DÇm ®ì th-ìng tÇng.

§Õ mãng bao gåm:

- §Õ mãng lµ khèi BTCT hoÆc BTCT¦ST rçng víi mÆt b»ng
trßn hay vu«ng.

- HÖ thèng ch©n khay ch¹y vßng quanh ®Õ mãng.

- PhÝa trong ®Õ mãng cã c¸c hÖ dÇm s-ên BTCT hoÆc v¸ch
cïng víi b¶n ®¸y, b¶n n¾p, b¶n thµnh chia thµnh c¸c
khoang rçng.

( Víi ®å ¸n nµy, c«ng tr×nh coi nh- kh«ng cã thiÕt
bÞ cÆp tÇu.)

4. Trọng lượng phần thượng tầng và các thiết bị.
- Khèi nhµ ë = 70T, ho¹t t¶i = 2T, dù tr÷ l-¬ng thùc
thùc phÈm = 8T, n-íc ngät = 50T.

- HÖ thèng dÇm thÐp chÞu lùc ë sµn chÞu lùc = 38T.

NHÓM 1 8


- Sµn c«ng t¸c: nhµ vÖ sinh = 0,75T, kho = 1,45T, bÓ
chøa dÇu = 2,5T, träng l-îng b¶n th©n sµn c«ng t¸c =
11T.

5. Đặc trưng cơ học của vật liệu.
* ThÐp c-êng ®é cao cã c¸c ®Æc tr-ng c¬ lý:

- Khèi l-îng riªng t = 7850 kG/m3
- C-êng ®é tiªu chuÈn Rc = 17.000 kG/cm2
- C-êng ®é tÝnh to¸n R = 11.000 kG/cm2
- M« đun ®µn håi E = 2.000.000 kG/cm2
* ThÐp th-êng nhãm CI, CII, CIII...

* Bª t«ng:

- Víi cÊu kiÖn BTCT th-êng: BT m¸c # 400
- Víi cÊu kiÖn BTCT¦ST: BT m¸c # 500
IV. Ơ
PHƯ NG ÁN THI CÔNG DỰKIẾN.
1. Bước 1: chế tạo trên bờ trong ụ khô.

Toàn bộ phần đế móng BTCT và một phần của trụ BTCT được chế tạo trong ụ
khô. Sau khi chế tạo xong, tháo nước vào ụ để phần KCĐ đã chế tạo này tự nổi
được và kéo ra khu nước gần bờ để thi công tiếp bước hai.

2. Bước 2: Ghép phao phụ vào công trình (gần bờ).

Tại vị trí gần bờ, tiến hành gắn các phao phụ bằng thép vào Khối chân đế đã chế
tạo từ bước 1 để tăng tính nổi và ổn định của hệ Khối chân đế - phao phụ.

3. Bước 3: Chế tạo và lắp dựng hoàn chỉnh (ở gần bờ).
Tiếp tục chế tạo nốt phần trụ BTCT còn lại, đồng thời lắp khối thượng tầng
vào khối chân đế. Hệ khối chân đế và phao phụ phải đảm bảo tính nổi và tính

NHÓM 1 9


ổn định cho toàn bộ hệ thống công trình sau khi đã chế tạo và lắp dựng ở
bước 3 này.
4. Bước 4: Lai dắt ra vị trí xây dựng ngoài khơi.

Dùng các tàu kéo, lai dắt hệ khối chân đế - phao phụ - thượng tầng ra ngoài
khơi ( nơi vị trí sẽ cố định công trình).

5. Bước 5: San dọn nền và bơm nước đánh chìm công trình.

Tại vị trí cố định công trình, tiến hành công tác san dọn nền đất, sau đó bơm
nước vào khối chân đế để công trình từ từ hạ xuống. chú ý phao phụ lúc này
vẫn nổi trên mặt nước và có tác dụng định vị công trình, dẫn hướng cho công
trình từ từ hạ xuống đáy biển.

6. Bước 6: Hoàn chỉnh các hạng mục khác.

Sau khi công trình hạ xuống, tiến hành các công tác khác nhau như : bơm
phụt vữa bê tông vào khe giữa đáy móng và nền đất, dằn vật liệu vào khối
chân đế (nếu cần), tháo dỡ phao phụ ra khỏi công trình, hoàn tất các việc phụ
khác.

V. GIẢ PHÁP KẾT CẤ
I U.
1. Giải pháp kết cấu dầm đỡ thượng tầng.

- Kết cấu đỡ thượng tầng có dạng sàn phẳng được cấu tạo bằng thép hình, thép
ống hoặc BTCT.

- Vì công trình làm bằng BTCT nên chọn luôn cấu tạo của kết cấu đỡ thượng
tầng làm bằng BTCT đổ toàn khối. Với trụ đỡ có các dạng sau (Hình vẽ):

3 1
2
1

2 3

NHÓM 1 10


1. Dầm đỡ thượng tầng
2. Thành trụ đỡ
3. Giao giữa các dầm
2. Giải pháp kết cấu trụ đỡ.

Với kết cấu thượng tầng như đầu bài cho thì chỉ có một trụ đỡ.

- Trụ đỡ có tiết diện hình vành khuyên. Đối với tác dụng của môi trường
biển thì đây là tiết diện có lợi nhất về khả năng chịu lực, tác dụng của tải trọng lên
mọi phía của kết cấu là như nhau. Mặt khác ta có lợi dụng khoảng rỗng ở bên trong
của trụ đỡ để đặt các thiết bị khoan, ống khoan, làm cầu thang lên xuống và phục
vụ các hoạt động công nghệ khác.

- Trong trụ đỡ có các bản vách cách nhau một khoảng h(m), tạo độ cứng và
ổn định cho vách.

- Kích thước mặt cắt ngang và chiều dày của trụ đỡ có thể thay đổi.

- Việc thay đổi tiết diện kéo theo sự phức tạp trong thi công. Mà độ sâu nước
tại vị trí đặt công trình là 21 m, không quá lớn. Do vậy ta chọn tiết diện trụ không
đổi trên suốt chiều dài.

3. Giải pháp kết cấu móng.

Việc chọn kích thước đế móng phụ thuộc phần lớn vào phương pháp thi công
và các điều kiện về ổn định về khả năng tự nổi, điều kiện bền và biến dạng của

NHÓM 1 11


móng. Đế móng hình tròn, có thể là hình vuông, chữ nhật, đế hình vòm hoặc đế có
thể là tập hợp của các xi lô.

Néi dung thø 1: X©y dùng ph-¬ng ¸n
1. Xây dựng phương án kiến trúc.
1.1. Xác định chiều cao KCĐ.

Chiều cao KCĐ được xác định theo công thức:

Hcđ = do+d1+d2+µ.ε.Hmax+Δo

Trong đó:

Hcđ: Chiều cao KCĐ (tính từ mặt đáy biển đến mép dưới của kết cấu đỡ
thượng tầng)

do: độ sâu nước tại vị trí xây dựng

d1: biên độ triều

d2: biên độ nước dâng do bão

µ: hệ số điều chỉnh chiều cao sóng

ε: hệ số (0.5-0.7) phụ thuộc lý thuyết sóng tính toán

Δo: độ tĩnh không (Δo ≥ 1.5 m)

- Xác định Lý thuyết sóng với : d = MNTT = 23.5 (m) ;
H = 0,4.16,1=6.44(m) ; T= 14.3s.

*Xác định chu kỳ biểu kiến Tapp : do d/gT2 = 0.012 > 0.01 nên tra bảng
theo API, với V1/gT = 1.31/(9.81x14.3) =0.0093.

Trong đó : V1 : vận tốc mặt lớn nhất ứng với hướng sóng chủ đạo NE.

Tra bảng ta được : Tapp/T = 1.1 => Tapp = 15.158 (s).
H 6.44 3
Tra bảng với : 2.86 x10
gTapp 2 9.81x15.1582

NHÓM 1 12


d 23.5
0.01
gTapp 2 9.81x15.1582

 Thuộc Lý thuyết sóng Stokes bậc 5.

Khi đó : ε = 0.7

Với các dữ liệu đã cho thay vào công thức ta có:

Hcđ = 21+1.5+1+0.4x0.7x16.4+1.5 = 30.388 (m)

Chọn chiều cao KCĐ là Hcđ = 30.5 (m).

1.2. Lựa chọn sơ bộ các kích thước KCĐ.

* S¬ bé lùa chän c¸c kÝch th-íc cña c¸c bé phËn trong ®Õ
mãng dùa vµo tµi liÖu bª t«ng cèt thÐp:

1 1
+ KÝch th-íc dÇm phô : hdÇm phô= ( ) .lnhÞp
12 20
+ KÝch th-íc dÇm chÝnh : hdÇm chÝnh=
1 1
( ) .lnhÞp
8 12
+ BÒ réng dÇm chän trong kho¶ng b=
(0,3÷0,5).hdÇm
1
hb ldàm
35
+ Chiều dày bản : hb 250

a) Trụ đỡ và kết cấu đỡ thượng tầng.

+ Trụ đỡ:

- Tiết diện trụ đỡ là hình vành khuyên, đường kính trụ sơ bộ chọn là
6m.

NHÓM 1 13


- Chiều dày thành trụ sơ bộ chọn là 0.5m và không thay đổi trên suốt
chiều dài, do độ sâu nước không lớn (d = 23.5m), nên áp lực thủy tĩnh cũng không
lớn.

- Bên trong trụ có các bản vách cứng, sơ bộ chọn chiều dày bản vách
là 0.4m > 0.25m, do các vách này ở bên trong trụ đỡ, không tiếp xúc với môi
trường xâm thực nên lớp bảo vệ nhỏ hơn lớp bảo vệ thành trụ đỡ. Khoảng cách
giữa các bản vách đối với từng phương án được chọn sơ bộ và được thể hiện trên
hình vẽ (trong phần sau), và nằm trong khoảng từ 5÷7m.

+ Kết cấu đỡ thượng tầng:

- Kết cấu đỡ thượng tầng gồm 4 dầm giao nhau. Sơ bộ chọn chiều dài
của dầm là 12m, do chiều rộng thượng tầng rộng 12m. Vì đường kính của trụ là
6m nên phần thừa của dầm được coi là công xôn có chiều dài là 3m, từ đó sơ bộ
chọn kích thước dầm là 0.5x1m, do chiều cao dầm bằng 1/3 chiều dài đoạn công
xôn, chiều cao dầm sẽ được giảm dần, đến mép ngoài ta chọn chiều cao dầm là
0.6m > 0.15m, sao cho độ dốc từ 1/6 ÷ 1/3. Mục đích giảm là do mômen giảm.

- Các kích thước của dầm đỡ thượng tầng thể hiện trên hình vẽ sau:

500 3 1
2

600
1000

1
2000
3000
2
3

6000
0
50

12000

1. Dầm đỡ thượng tầng
2. Thành trụ đỡ
3. Giao giữa các dầm

NHÓM 1 14


b) Kết cấu đế móng.

Kích thước đế móng thỏa mãn các điều kiện:

- Điều kiện về thi công (đó là khả năng tự nổi cùa công trình trong
giai đoạn đầu khi thi công xong đốt trụ đầu tiên)

T < Hđế

- Điều kiện về ổn định.

ho > 0

Trong đó:

T: là mớn nước của công trình.

Hđế : Chiều cao của đế.

ho : chiều cao ổn định ban đầu của công trình.

Trong các loại hình dạng của đế móng thì kết cấu đế móng dạng hình
tròn là tối ưu. Bởi vì: kết cấu hình tròn chịu lực từ mọi phía là như nhau. Đế móng
chịu áp lực thủy tĩnh từ mọi phía, để tránh cho các bản thành bị chịu uốn ta sử
dụng kết cấu hình tròn.

Sơ bộ lựa chọn cấu tạo đế móng như sau:

- Đường kính đế móng: 20m < do = 21m.

- Kết cấu dầm trụ đỡ (dầm chính): gồm 8 dầm trụ đỡ xuyên tâm, loại
dầm trụ đỡ 2 nhánh. Kích thước của dầm trụ đỡ cho từng phương án được mô tả
sau.

- Hệ dầm phụ theo phương vòng, sơ bộ chọn kích thước là 0.4x1 m.

- Chiều dày của bản đáy, bản nắp, bản thành chọn là 0.4 m.

- Chiều cao trụ và các kích thước khác thể hiện trong hình vẽ của từng
phương án.

- Sơ bộ chọn chiều sâu của chân khay là 0.5 m.

NHÓM 1 15


1.3. Các phương án đưa ra ; với trọng lượng riêng của bê tông : γbt = 2.5T/m3

a) Phương án 1: Trụ có tiết diện không đổi, đế móng dạng trụ tròn có bản
nắp phẳng.

Hình dạng và các kích thước chọn sơ bộ thể hiện như trên hình vẽ:

Bảng tính các thông số của phương án 1:

Trọng
STT Tên cấu kiện Cao trình D,l ( m) b,t ( m) h (m) V (m3)
lượng(T)
1 Trụ dưới 0 – 6.5 6.00 0.8 6.5 84.95 212.37
2 Trụ trên 6.5 – 30.5 6.00 0.50 24 207.35 518.36
3 Vách 1 6.1 – 6.5 5.00 0.40 7.6 19
4 Vách 2 12.1 – 12.5 5.00 0.40 7.6 19
5 Vách 3 18.1 -18.5 5.00 0.40 7.6 19
6 Vách 4 24.1 – 24.5 5.00 0.40 7.6 19
7 KC đỡ thượng tầng 29.5 – 30.5 12.00 0.50 1.00 24.00 60.00
Tổng 866.73

NHÓM 1 16


5000
800

800x800

1 1
6000

6000
6000
30500

MÆ C¾T 1-1
T
400
6000

400

1000

2 2
6500

400 1000

400 800

400

00
10
4 00
50
0

6000
12000
20000

MÆ C¾T 2-2
T

NHÓM 1 17


Chọn sơ bộ kích thước đế móng
Số Trọng
Cấu kiện D, l (m) h (m) b V (m3)
lượng lượng(T)
Bản đáy 19.2 0.4 1 115.81 289.53
Đáy Dầm vòng bản đáy 12 1 0.4 1 14.58 36.44
Dầm phụ hướng tâm 3 0.6 0.4 8 5.76 14.40
Bản thành 20 6.5 0.4 1 160 400
Thành
Dầm vòng bản thành 20 1 0.4 1 14.55 36.4
Bản nắp 20 0.4 1 125.66 314.16
Nắp Dầm vòng bản nắp 12 1 0.4 1 14.58 36.44
Dầm phụ hướng tâm 3 0.6 0.4 8 5.76 14.40
Nhánh nắp 7 1 0.5 8 28 70
Dầm
Nhánh đáy 7 1.5 0.5 8 42 105
trụ đỡ
Sườn thành 4.5 1 0.5 8 18 45
Chân Vòng ngoài 20 0.5 0.4 1 12.32 30.79
khay Trụ trong 6 0.5 0.8 1 6.53 16.33
Cột Cột chống dầm vòng trong 4.5 0.4 0.4 8 5.76 14.4
chống Cột chống dầm vòng thành 2.05 1 0.4 16 13.12 32.8
Tổng 1456
Tổng khối lượng công trình trong phương án 1 là: 2322.7 T.

b) Phương án 2: Trụ có tiết diện không đổi, đế móng có dạng nắp mái tròn xoay.


STT Tên cấu kiện Cao trình D,l ( m) b,t ( m) h (m) V (m3) Trọng lượng,T
1 Trụ dưới 0 – 9.5 6 0.800 9.5 124.2 310.4
2 Trụ trên 9.5 – 30.5 6 0.500 21 274.5 686.12
3 Vách 1 4.55 – 4.95 4.4 0.4 5.83 14.6
4 Vách 2 16.1 – 16.5 5 0.4 5.83 14.6
5 Vách 3 23.1 - 23.5 5 0.4 5.83 14.6
6 Vách 4 29.1 -29.5 5 0.4 5.83 14.6
Kết cấu đỡ
7 29.5 – 30.5 12 0.500 1 24 60
thượng tầng
Tổng 1114.92

NHÓM 1 18


6000
1 1

400
800x800
7000

500
800 6000
30500

MÆ C¾T 1-1
T
7000

1200

0

2
12

40

2
3500

00

400
6000

1200
1000

800

400

00
10
4 00
50
0

6000
12000
20000

MÆ C¾T 2-2
T

NHÓM 1 19


Cấu kiện D, l (m) h (m) b Số lượng V (m3) Trọng lượng,T
Bản đáy 19.2 0.4 1 115.81 289.53
Dầm vòng bản
Đáy 12 1 0.4 1 14.58 36.44
đáy
Dầm phụ hướng
3 0.6 0.4 8 5.76 14.40
tâm
Bản thành 20 6 0.4 1 123.15 307.88
Thành Dầm vòng đỉnh
20 1 0.4 1 14.02 35.06
bản thành
Nắp Bản nắp tròn xoay 22.7 3.5 0.4 1 161.88 404.71
Nhánh nắp 8.85 1.2 0.5 8 42.48 106.20
Dầm
Nhánh đáy 7.5 1.5 0.5 8 45 112.50
trụ đỡ
Sườn thành 6 1.2 0.5 8 24 60
Chân Vòng ngoài 20 0.5 0.4 1 12.32 30.79
khay Trụ trong 6 0.5 0.8 1 5.28 13.19
Tổng 1334.37
Tổng khối lượng công trình trong phương án 2 là: 2449.29 T

Công thức tính thể tích hình cầu :

V= 4πr3/3 với r là bán kính.

Khi tính khối lượng bản nắp tròn xoay, ta coi bản nắp là một hình cầu rồi tính
thể tích của hình cầu, nó là hiệu số của 2 hình cầu (bên trong và bên ngoài, có hiệu
số đường kính bằng bề dày của bản nắp).

c) Phương án 3: Trụ có tiết diện không đổi, đế móng có nắp dốc đều.

NHÓM 1 20


6000
1 1

400
7000 800x800

500
800 6000
30500

MÆ C¾T 1-1
T
7000

1200

2 2
3500

00
40

12
0

400
6000

1200
1000

800

400

00
0 10
40
50
0

6000
12000
20000

MÆ C¾T 2-2
T

NHÓM 1 21



STT Tên cấu kiện Cao trình D,l ( m) b,t ( m) h (m) V (m3) Trọng lượng,T
1 Trụ dưới 0 – 9.5 6 0.800 9.5 124.2 310.4
2 Trụ trên 9.5 – 30.5 6 0.500 21 181.4 453.6
3 Vách 1 4.55 – 4.95 4.4 0.4 5.83 14.6
4 Vách 2 16.1 – 16.5 5 0.4 5.83 14.6
5 Vách 3 23.1 - 23.5 5 0.4 5.83 14.6
6 Vách 4 29.1 -29.5 5 0.4 5.83 14.6
Kết cấu đỡ
7 29.5 – 30.5 12 0.500 1 24 60
thượng tầng
Tổng 882.4
Số Trọng lượng
Cấu kiện D, l (m) h (m) b V (m3)
lượng (T)
Bản đáy 19.2 0.4 1 115.81 289.53
Dầm vòng bản
Đáy 12 1 0.4 1 14.58 36.44
đáy
Dầm phụ hướng
3 0.6 0.5 8 5.76 14.40
tâm
Bản thành 20 6 0.4 1 147.78 369.45
Thành Dầm vòng đỉnh
20 1 0.4 1 23.87 59.67
bản thành
Nắp Bản nắp dốc đều 20 3.5 0.4 1 243.2 608
Nhánh nắp 7.83 1.2 0.5 8 37.58 93.96
Dầm
Nhánh đáy 7 1.5 0.5 8 42 105
trụ đỡ
Sườn thành 6 1.2 0.5 8 24 60
Chân Vòng ngoài 20 0.5 0.4 1 12.32 30.79
khay Trụ trong 6 0.5 0.8 1 5.28 13.19
Tổng 1680.43

Tổng khối lượng công trình trong phương án 2 là: 2562.83 T

NHÓM 1 22


Khi tính khối lượng bản nắp dốc đều ta coi bản nắp dốc đều là hình chóp cụt,
nó là hiệu số thể tích của 2 hình nón. Ta có thể tích của hình nón cụt:

V = π.H(R2+Rr+r2)/3 với R là bán kính lớn và r là bán kính nhỏ, H là
chiều cao.

1.4. Kiểm tra tính hợp lý của các kích thước đã chọn.

Trụ đỡ phải thỏa mãn các điều kiện sau:

- Điều kiện về độ mảnh:

λ= ≤ 70 ( Theo TCVN 5574: 91)

- Tỷ số:

≤ 17.7 ( Sổ tay thực hành kết cấu công trình )

Với:

ltrụ :chiều dài tính toán của trụ với sơ đồ tính coi trụ như một thanh
công xôn được ngàm tại mặt đế móng, ta có:

lo = 2xltrụ , theo sổ tay thực hành kết cấu.

( Với: lo là chiều dài quy đổi của thanh khi tính ổn định

µ=2 : Hệ số ảnh hưởng liên kết (ngàm công xôn) )

r: bán kính quán tính của tiết diện

r=

J: Mô men quán tính của tiết diện

J= x( - )

A: Diện tích tiết diện.

NHÓM 1 23


A= x( - ) ; D1 = Do-2t , với t : bề dày trụ đỡ.

Với Do là đường kính ngoài của trụ.

Ta có bảng kiểm tra độ mảnh của trụ đỡ :

ltrụ,m lo,m D,m t,m A,m2 J,m4 R,m lo/r lo/D
Phương án 1 24 48 6 0.5 8.6394 32.938 1.9526 24.583 8
Phương án 2 21 42 6 0.5 8.6394 32.938 1.9526 21.51 7
Phương án 3 21 42 6 0.5 8.6394 32.938 1.9526 21.51 7

Kết luận: Kích thước trụ đỡ của các phương án đã chọn đều thỏa mãn điều kiện.

2. Phân tích lựa chọn phương án.
Giải pháp kết cấu phương án 1 với khối chân đế trụ tròn cho kết cấu bê
tông chịu lực, chịu lực tốt khi áp lực thủy tĩnh tác dụng lên công trình trong
quá trình thi công. Với hình dạng này khối chân đế làm việc theo mọi
phương là như nhau, tải trọng làm việc theo mọi phương là như nhau.
- Chiều cao khối đế là 6.5m nên có thể thi công trong ụ khô. Do nắp phẳng nên
dễ thi công hơn, thuận tiện khi kết hợp với phao phụ (nếu có). Tuy nhiên do có
sự thay đổi đột ngột về tiết diện nên khi thi công trong giai đoạn sau sẽ có sự
thay đổi đột ngột về mớn nước, cần có biện pháp xử lý.
- Bản nắp là mặt phẳng, khi tải trọng tác dụng thẳng góc nên trong bản chỉ xuất
hiện mô men uốn, xoắn và lực cắt. Phương án này phù hợp với độ sâu nước
không lớn, có áp lực thủy tĩnh nhỏ.
- Ở phần đế móng có cột đỡ để chống áp lực thủy tĩnh.

Trọng lượng bản thân của phương án này : G = 2322.7T.

Giải pháp kết cấu phương án 2 với phần đế có cấu tạo vòm, đây là kết cấu
chịu lực tốt. còn phần trụ đỡ thì vẫn giống phương án 1 nhưng các vách ngăn
ít đi.
- Ở phần đế móng không có cột đỡ, chiều cao dầm chính cao hơn phương án 1.

NHÓM 1 24


- Chiều cao khối đế là 9.5m nên có thể thi công trong ụ khô. Nắp là dạng tròn
xoay nên thi công khó khăn nhất trong 3 phương án, tuy nhiên do không có sự
thay đổi tiết diện đột ngột nên khi thi công giai đoạn sau không có sự thay đổi
mớn nước đột ngột, không gây nguy hiểm.
- Nắp đế là loại vỏ mỏng nên mô men chỉ xuất hiện ở khu vực gần gối tựa. Ở khu
vực xa gối tựa chỉ xuấ hiện lực dọc (phần lớn là lực nén), do vậy cho phép sử
dụng hết khả năng chịu nén của bê tông. Khả năng chịu áp lực thủy tĩnh tốt do
lực nén chuyển một phần thành lực xô ngang, phù hợp với độ sâu nước lớn.

Trọng lượng bản thân của phương án này : G = 2449.29T.

Giải pháp kết cấu phương án 3 với phần đế có dạng mái dốc, đây là loại đế
có khả năng chịu lực tương đối tốt, nhưng không phát huy được khả năng
chịu nén của bê tông.
- Ở phần đế móng thì không có cột chống, chiều cao dầm chính dày hơn phương
án 1.
- Ở phần trụ đỡ thì bố trí ít vách ngăn hơn do chiều cao đế lớn.
- Chiều cao khối đế là 9.5m nên có thể thi công trong ụ khô. Nắp là dốc đều nên
thi công khó khăn, tuy nhiên do không có sự thay đổi tiết diện đột ngột nên khi
thi công giai đoạn sau không có sự thay đổi mớn nước đột ngột, không gây
nguy hiểm.
- Bản nắp dốc đều nên khi chịu áp lực thủy tĩnh, một phần chuyển thành lực
ngang, do vậy khả năng chịu áp lực tĩnh tốt hơn phương án nắp phẳng, phù hợp
với độ sâu nước trung bình.
Trọng lượng bản thân của phương án này: G = 2562.83T.
*Do vậy căn cứ vào các phân tích ở trên ta quyết định lựa chọn phương án 3
để tính toán, thiết kế và thi công công trình.
3. Kiểm tra các kích thước kết cấu đế móng của phương án đã chọn.
*Kiểm tra ổn định nổi:
- Với các kích thước sơ bộ như đã chọn ở trên, trọng lượng của từng cấu
kiện được thống kê trong bảng sau:
Với tọa độ Zi được lấy so với gốc tọa độ được chọn là tâm của trụ, nằm trên
mặt đáy biển.

NHÓM 1 25


Cấu kiện Gi(T) ZiG(m) MiZG,Tm
Bản đáy 289.53 0.2 57.906
Đáy Dầm vòng bản đáy 36.44 0.2 7.288
Dầm phụ hướng tâm 14.4 0.2 2.88
Bản thành 369.45 3 1108.35
Thành
Dầm vòng đỉnh bản thành 59.67 5.8 346.086
Nắp Bản nắp dốc đều 608 8.3 5046.4
Nhánh nắp 93.96 7.75 728.19
Dầm
Nhánh đáy 105 0.25 26.25
trụ đỡ
Sườn thành 60 3 180
Chân Vòng ngoài 30.79 -0.25 -7.6975
khay Trụ trong 13.19 -0.25 -3.2975
Tổng 1680.43 7492.355

Khi vật thể trong môi trường nước nó chịu một lực đẩy nổi, vật cân bằng với
lực đẩy nổi khi trọng lượng của nó bằng lực đẩy nổi.

FĐN = GKCĐ = 1680.43T.

Thể tích nước mà khối chân đế choán chỗ, với trọng lượng riêng nước biển
γnb=1.025T/m3 :
GKCD
V= 1639.44(m3).
nb

Do đế móng đã chọn có phần chân khay cao 0.5(m), cho nên phần thể tích đế
móng và trụ đỡ không tính phần chân khay và cả các phần cấu kiện tính từ mép
đáy bản đáy trở xuống là:

Vv= V - V1- V2- V3

Xác định thể tích choán nước phần phía dưới bản đáy:

+/ Vòng ngoài chân khay:

Pck=30.79T => V1 = 30.04m3
NHÓM 1 26


+/ Trụ trong chân khay :

Ptt = 13.19T => V2 = 12.87m3

+/ Dầm chính dưới bản đáy:

Pdc = 35T => V3 =34.15m3

Vậy có : Vv = 1562.38m3

Từ đây xác định được mớn nước của phần kết cấu khi tháo nước vào ụ khô
cách đáy chân khay một đoạn:
Vv 1562.38
T = 0.5+ 0.5 5.473m
Sde 202
4

Vậy T = 5.473 < 0.5 + 6 =6.5m => thỏa mãn điều kiện nổi.

*Điều kiện ổn định tĩnh:

Chiều cao ổn định ban đầu được xác định theo công thức sau:

ho = r - ZG + ZC

Trong đó:

ZG : Tọa độ trọng tâm của vật nổi.

ZC : Tọa độ phù tâm của phần ngập nước.
I
Còn r được xác định: r
V

Trong đó :

I : Mômen quán tính mặt đường nước.

V : Thể tích vật chiếm chỗ.

Lượng nước choán chỗ như đã tính ở trên là:

V = 1639.44(m3).

NHÓM 1 27


Mômen quán tính đường mặt nước :

I= D4 = 204 7853.9m4
64 64

I
Từ đó, ta có : r =4.8m
V

+/ Xác định tâm nổi :

Tọa độ tâm nổi được tính theo công thức sau:
M xy
ZC =
V

Trong đó mômen tĩnh thể tích đối với trục tọa độ OXY là :
2
Sck hck Sde (T hck ) 2
M xy
2

Diện tích chân khay : Sck = D 2 ( D 2t )2 24.63m2
4

Diện tích phần đế : Sđế = 202 314.2m2
4

Chiều cao chân khay : hck = 0.5m

Vậy : M xy = 3888.3m4 => ZC = 2.37m

Gi .Zi 7492.355
ZG = 4.458m
Gi 1680.43

Từ đây tính được : ho = 4.8-4.458+2.37 =2.71m > 0 => thỏa mãn điều kiện ổn
định tĩnh.

Kết luận : Các kích thước kết cấu công trình đã chọn là tương đối hợp lý.

NHÓM 1 28


Néi dung thø 2: Tính toán tải trọng
1. Các loại tải trọng tác dụng lên công trình.

* T¶i träng th-êng xuyªn bao gåm
– T¶i träng b¶n th©n cña c«ng tr×nh.
– Träng l-îng trang thiÕt bÞ cè ®Þnh.
– Träng l-îng d»n.
– ¸p lùc thuû tÜnh cña n-íc .
* T¶i träng t¹m thêi bao gåm
– Trang thiÕt bÞ cã thÓ thay ®æi hay di chuyÓn.
– VËt t- kh¸c (n-íc ngät, dÇu...).
* T¶i träng do sù cè
- T¶i träng va ch¹m do tµu cËp vµo c«ng tr×nh
- Mét sè chi tiÕt bÞ háng do nguyªn nh©n kh¸c
nhau.
* T¶i träng ®éng ®Êt.
* T¶i träng m«i tr-êng bao gåm.
- C¸c t¶i träng sãng, giã, dßng ch¶y
t¸c dông lªn c«ng tr×nh.
* Tæ hîp t¶i träng :
Trong ®å ¸n nµy chñ yÕu nghiªn cøu quy trinh tinh to¸n
c«ng tr×nh trong tr¹ng th¸i sö dông chÞu t¸c ®éng cña
tr¹ng th¸i cùc h¹n. Do ®ã ta chØ xÐt mét tæ hîp t¶i
träng, hÖ sè tæ hîp ®-îc lÊy nh- sau :
– T¶i träng th-êng xuyªn lÊy hÖ sè lµ 1.
– T¶i träng m«i tr-êng lÊy hÖ sè lµ 0,9.

2. Tải trọng bản thân khối chân đế.
Trọng lượng KCĐ và kết cấu đỡ thượng tầng là 2562.83T
Trọng lượng thượng tầng và các thiết bị phụ trợ là 183.7T

NHÓM 1 29


3. Tải trọng hà bám.
Với trọng lượng riêng hà bám là :
γ hb = 1.6T/m3

BẢNG TÍNH HÀ BÁM
Phần trụ
STT D,m D,m H,m V1,m3 V2,m3 Vtrụ,m3
1 6.08 6 4 116.1334 113.0973 3.036035
2 6.087 6 4 116.4009 113.0973 3.303601
3 6.1 6 2 58.44933 56.54867 1.900664
4 6.07 6 1.5 43.41 42.41 1
5 20.07 20 6 1898.2 1884.96 13.24
Tổng thể tích phần trụ tròn 22.4803
Phần mái dốc
STT r1,m r2,m R1,m R2,m H,m Vmd,m3
6 3 3.035 10 10.035 3.5 5.02
Thể tích tổng thể V=Vtrụ+Vmd 27.5
Khối lượng hà bám FHB,T 44

Vậy, tổng tải trọng do hà bám : FHB = 44T

4. Tải trọng gió (tính tĩnh).
T¶i träng giã ®-îc tÝnh to¸n theo tiªu chuÈn API
víi h-íng giã t-¬ng øng víi h-íng sãng ®· chän (NE).

TÝnh t¶i träng do giã t¸c dông lªn phÇn c«ng tr×nh
n»m phÝa trªn mùc n-íc tÜnh(SWL). B¶n chÊt cña t¶i
träng giã lµ ®éng, nh-ng qua thùc nghiÖm cho thÊy r»ng

NHÓM 1 30


t¶i träng giã chØ chiÕm kho¶ng 10% tæng t¶i träng m«i
tr-êng t¸c dông lªn c«ng tr×nh nªn ë ®©y ta coi trong
tÝnh to¸n t¶i träng giã lµ tÜnh.

C«ng thøc x¸c ®Þnh t¶i träng giã theo API:
2
F 0.0473.Vz .Cs .A.

Trong ®ã:

F: lµ lùc giã t¸c dông lªn kÕt cÊu (N).

Vz: Vận tốc gió trung bình tại độ cao z so với mực nước chuẩn
(km/h).
1
Z n
Vz V 10 . .
10

A: H×nh chiÕu diÖn tÝch cña vËt c¶n lªn
ph-¬ng vu«ng gãc h-íng giã (m2).

Cs : HÖ sè khÝ ®éng (x¸c ®Þnh theo qui
ph¹m).

Lo¹i kÕt cÊu Cs

KÕt cÊu dÇm, nhµ t-êng
1,5
®Æc

KÕt cÊu trô trßn 0.5

Sµn c«ng t¸c 1.0

Tải trọng gió phần thượng tầng tính theo mực nước tĩnh SWL, tính với gió
hướng NE, chu kỳ lặp 100 năm, đo trong 3 giây.

V 10 = 57.4m/s = 207km/h.

Ta chia phần thượng tầng làm 4 khối Block để tính tải trọng gió, bao gồm:

NHÓM 1 31


- Block sàn khí tượng, Cs = 1.5
- Block khối nhà ở, Cs = 1
- Kết cấu đỡ thượng tầng, Cs =1.5
- Phần trụ không ngập nước, Cs =0.5

Các lực gió tác động được quy về từng điểm như hình vẽ sau:

F4

F3

F2

d Çm ®ì t h ¦ î n g t Çn g t r ô ®ì

F1

s WL

Kết quả tính toán tải trọng gió tác dụng lên các block:

TÍNH TOÁN TẢI TRỌNG GIÓ
Loại Kết Cấu Zi,m B,m L,m A,m2 Vz Cs F(T)

NHÓM 1 32


Trụ đỡ (F1) 4.25 6 8.5 51 186 0.5 4.1729
Kết cấu đỡ thượng tầng (F2) 9 1 12 12 204.29 1.5 3.5533
Nhà ở (F3) 12.5 6 12 72 212.86 1 15.43
Sàn khí tượng (F4) 16.25 1.5 12 18 219.95 1.5 6.1784
Tổng lực gió (T) 29.335

5. Tải trọng sóng và dòng chảy tác dụng lên KCĐ.
Xác định lý thuyết sóng tính toán:

Theo phần trên ta có sóng lan truyền ở công trình là sóng Stock bậc 5, nên ta
chọn lý thuyết sóng Stock bậc 5 để tính toán.

Tính toán với sóng theo hướng NE chu kỳ lặp 100 năm.

Lý thuyết sóng Stock bậc 5.
a) Chọn hệ trục tọa độ.

-Trục 0z thẳng đứng và trùng với trục của khối chân đế.

-Trục 0x nằm ngang, trùng với phương gió thổi và chuyển động sóng – dòng chảy.

-Trục 0y nằm ngang, vuông góc với trục 0x.

-Gốc tọa độ 0 tại mặt đáy biển.

b) Các thành phần vận tốc, gia tốc.

* Theo lÝ thuyÕt sãng Stokes bËc 5, khi sãng cã chiÒu
cao H, sè sãng k vµ tÇn sè vßngω lan truyÒn theo chiÒu
d-¬ng cña trôc x, th× ®é d©ng cña bÒ mÆt chÊt láng so
víi mÆt n-íc tÜnh cã thÓ biÓu diÔn d-íi d¹ng :

NHÓM 1 33


5
1
Fn cos n kx t
k n 1

Trong ®ã : F1 = a ; F2 = a2.F22 + a4.F24
; F3 = a3.F33 + a5.F35 ;

F4 = a4.F44 ; F5 = a5.F55 .

* C¸c th«ng sè h×nh d¸ng cña sãng F22, F24 ... ( phô
thuéc vµo kd = 2 d/L ; ®-îc x¸c ®Þnh theo b¶ng tra ),
vµ th«ng sè chiÒu cao sãng H quan hÖ víi nhau bëi biÓu
thøc :

k.H 2. a a 3 .F33 a 5 . F35 F55

* Thµnh phÇn vËn tèc theo ph-¬ng ngang Vx vµ ph-¬ng
®øng Vz cña phÇn tö chÊt láng cã täa ®é ( x,z ) g©y nªn
bëi sù la truyÒn sãng bÒ mÆt trong vïng cã ®é s©u d, cã
thÓ nhËn ®-îc tõ biÓu thøc :
5
chnkz
Vx Gn cos n kx t
k n 1 shnkd

5
shnkz
Vz Gn cos n kx t
k n 1 shnkd

Trong ®ã : G1 = aG11 + a3G13 + a5G15 ; G2 =2( a2G22+
a4G24 ) ;

G3=3(a3G33+ a5G35 ) ; G4 =4
a4G44 ;

G4 =5 a5G55 .

ë ®©y G11 , G13 ... lµ c¸c th«ng sè sãng phô thuéc vµo
k.d ( tra b¶ng ).

NHÓM 1 34


* Các thành phần gia tốc theo phương ngang và phương đứng tại điểm có tọa độ
(x,z) trong vùng nước có độ sâu nước d được xác định như sau:

kc 2 5
ax R n sin n kx t
2 n 1

kc 2 5
az S n cos n kx t
2 n 1

Trong ®ã :

R1 = 2U1 - U1U2 - U2U3 - V1V2 - V2V3 ;
R2 = 4U2 – U12 + V12 – 2U1U3 -2V1V3 ;
R3 = 6U3 – 3U1U2 + 3V1V2 – 3U1U4 - 3V1V4;
R4 = 8U4 – 2U22 + 2V22 – 4U1U3 + 4V1V3;
R5 =10U4 – 5U1U4 – 5U2U3 + 5V1V4 + 5V2V3;

S1 = 2V1 - 3U1V2 - 3U2V1 – 5U1V3 – 5U3V2 ;
S2 = 4V2 - 4U1V3 - 4U3V1 ;
S3 = 6V3 - U1V2 + U2V1 – 5U1V4 – 5U4V1 ;
S4 = 8V4 - 2U1V3 + 2U3V1 + 4U2V2 ;
S5 = 10V5 - 3U1V4 +3U4V1 - U2V3 + U3V2 ;
Các giá trị Un (n=1..5) và Vn (n=1..5) tính theo biểu thức:
ch(nkz )
Un Gn .
sh(nkd )
sh(nkz )
Vn Gn .
sh(nkd )

* Quan hÖ gi÷a tÇn sè vßng vµ tÇn sè sãng cã d¹ng :
2
gk 1 a 2 C1 a 4 C 2 .thkd

* VËn tèc truyÒn sãng c:

NHÓM 1 35


1/ 2
g
c 1 a 2 C1 a 4 C 2 thkd
k

Trong đó: C1, C2 – thông số sóng, phụ thuộc vào tỷ số d/L, tra bảng.

c) Các đặc trưng của chuyển động sóng bề mặt theo hướng NE.

Các thông số đặc trưng cho chuyển động sóng là:

-Độ sâu tính toán: d=23.5m

-Chiều cao sóng : H=16,4.0.4 = 6.56m

-Chu kỳ sóng : T=14.3s

-Chu kỳ sóng có ảnh hưởng dòng chảy : Tapp=15.158s

gT 2 2
-Chiều dài sóng : L (1 a 2C1 a 4C2 )th d 209.423m ( giải bằng phương
2 L

pháp lặp).

-Tỷ số d/L=0.11

-Thông số a=0.09

-Số sóng k=0.03

d) Xác định chế độ sóng phân chia.

Ta thấy với kích thước của trụ đỡ và đế móng đã chọn ( DT =6m, DĐ=20m), thì
tỉ số :

DT/L = 6/209.423=0.0286<0.2

DĐ/L = 20/209.423=0.095<0.2

Như vậy công trình có kích thước nhỏ, ta sử dụng công thức Morison để tính tải
trọng sóng cho cả trụ đỡ và đế móng.

e) Công thức Morison để tính tải trọng sóng.

NHÓM 1 36


Áp dụng công thức Morison tính tải trọng sóng lên trụ thẳng đứng:

D2
Fx(x,t) = 0.5ρDCD Vx Vx CI ( ) ax
4

Trong đó:

Fx(x,t) : Tải trọng sóng trên đơn vị chiều dài cột có đường kính D

Vx : Vận tốc sóng theo phương truyền sóng x

ax : Gia tốc sóng theo phương truyền sóng

CI : Hệ số quán tính, CI = 1.2

CD : Hệ số cản vận tốc, CD =1.05

ρ : Mật độ nước biển, ρ=1.025(T/m3)

Trong công thức Morison thì thành phần vận tốc ngang bao gồm 2 thành phần
sóng và dòng chảy.

Thời điểm tính toán là thời điểm tải trọng sóng tác dụng lên công trình là cực
đại( xét theo mômen hoặc theo lực xô ngang). Về nguyên tắc phải tiến hành chia
chu kỳ T thành từng khoảng nhiều thời điểm( thường lấy là 20 khoảng) và chia
công trình thành các khoảng( thường là 1m). Tính tải trọng sóng ứng với tải trọng
sóng tính toán là lớn nhất.

Tuy nhiên trong phạm vi đồ án này ta có thể chấp nhận coi các phân đoạn trụ(
ngăn cách bởi các vách cứng) là các thanh và tính toán tải trọng tác dụng lên các
thanh này.

Ta coi thành ngoài của khối chân đế là bằng phẳng nên khi chịu tác động của
sóng và dòng chảy thì chỉ có thành phận vận tốc sóng và dòng chảy theo phương x(
phương ngang) là gây lên tải trọng cho khối chân đế, còn thành phần thẳng đứng
theo phương z thì không gây ra tải trọng cho khối chân đế, ta quy các lực sóng tác

NHÓM 1 37


dụng lên khối chân đế về các điểm như hình vẽ, rồi tìm thời điểm lực tác dụng lớn
nhất để tính toán.

Do dòng chảy hợp với hướng sóng một góc α nên tải trọng do sóng và dòng chảy
tác dụng lên khối chân đế sẽ có 2 thành phần theo 2 hướng x và y. Nhưng do tải
trọng do dòng chảy tác dụng lên khối chân đế theo phương y không đáng kể so với
tải trọng do sóng và dòng chảy theo phương x, nên ta sẽ lấy thành phần hợp lực tác
dụng của sóng và dòng chảy theo phương x để tính toán.

Ở đây hướng truyền sóng trùng với chiều dương của trục x.

NHÓM 1 38


z
F8 SWL
3500

F7
3500

F6
3500

F5
3500

F4
1750

F3
3000 1750

F2
F1
3000

O x

NHÓM 1 39


TẢI TRỌNG SÓNG TÁC DỤNG LÊN KHỐI CHÂN ĐẾ Ở 20 THỜI ĐIỂM
t F1,T F2,T F3,T F4,T F5,T F6, F7,T F8,T Fx,T
0 8.42 16.38 11.38 5.63 6.12 8.43 9.9 9.58 75.84
T/20 -13.97 -25.56 -14.65 -3.44 -0.08 0.62 0.69 0.85 -55.54
2T/20 -33.15 -61.47 -37.1 -11.54 -6.01 -6.84 -7.85 -7.29 -171.25
3T/20 -44.55 -82.68 -50.26 -16.44 -9.67 -11.21 -12.38 -11.55 -238.74
4T/20 -46.83 -86.75 -52.71 -17.48 -10.49 -11.9 -12.56 -11.65 -250.37
5T/20 -41.96 -77.52 -46.95 -15.57 -9.26 -10.19 -10.28 -9.48 -221.21
6T/20 -33.35 -61.45 -37.07 -12.22 -7.1 -7.61 -7.4 -6.8 -173
7T/20 -23.77 -43.7 -26.24 -8.6 -4.84 -5.04 -4.74 -4.33 -121.26
8T/20 -14.71 -26.98 -16.11 -5.17 -2.79 -2.8 -2.53 -2.29 -73.38
9T/20 -6.67 -12.19 -7.22 -2.24 -1.09 -1.01 -0.83 -0.72 -31.97
10T/20 0.51 0.97 0.64 0.3 0.3 0.4 0.44 0.43 3.99
11T/20 7.45 13.67 8.18 2.7 1.56 1.64 1.56 1.44 38.2
12T/20 14.8 27.12 16.19 5.2 2.87 2.96 2.8 2.58 74.52
13T/20 22.88 41.96 25.04 8 4.32 4.5 4.28 4 114.98
14T/20 31.54 57.95 34.66 11.1 6 6.3 6.11 5.6 159.26
15T/20 40 73.7 44.3 14.28 7.94 8.51 8.53 7.83 205.09
16T/20 46.34 85.76 52 17.09 10 11.2 11.66 10.8 244.85
17T/20 47.91 89.13 54.64 18.53 11.72 13.75 14.95 13.99 264.62
18T/20 42.26 79.11 49.22 17.47 12.22 15.07 17 16.1 248.45
19T/20 28.6 53.94 34.33 13.13 10.52 13.61 15.74 15.1 184.97
T 8.5 16.51 11.46 5.7 6.14 8.45 9.9 9.6 76.26

Từ bảng tính toán ở trên ta có tổng tải trọng sóng lớn nhất :

Fx = 264.62T

NHÓM 1 40


6. Tải trọng đẩy nổi tác dụng lên KCĐ.

CÊu Träng l-
kiÖn g(T/m3) L(m) D(m) A(m2) V(m3) ượng(T)
Trô 1.025 21 6 28.274334 593.8 608.61
§Õ 1.025 9.5 20 314.15927 2985 3059.13
Tæng 3667.73
7. Kiểm tra ổn định lật.

§iÒu kiÖn ®¶m b¶o æn ®Þnh lËt:
Mgi÷ k . MlËt
Trong ®ã:
k: hÖ sè an toµn, th-êng lÊy k 1.5
Mgi÷: m«men chèng lËt do träng l-îng c«ng tr×nh
sinh ra.
MlËt: m«men g©y lËt t¹i ®Õ mãng do t¶i träng ngang
(sãng, dßng ch¶y vµ giã, đẩy nổi ) g©y ra t¹i mÐp ®Õ
mãng.

ViÖc tÝnh to¸n æn ®Þnh lËt ph¶i ®-îc tÝnh to¸n
víi nhiÒu tæ hîp, v× t¹i mçi thêi ®iÓm kh¸c nhau t¶i
träng sãng, dßng ch¶y vµ lùc ®Èy næi lµ kh¸c nhau.
Trong ph¹m vi ®å ¸n cho phÐp tÝnh to¸n cho mét tæ hîp
øng víi tr-êng hîp t¶i träng sãng lín nhÊt. Bảng tính toán ổn
định lật như sau:

BẢNG TÍNH TOÁN MOMEN GÂY LẬT DO GIÓ & SÓNG
M1 M2 M3 M4 M5 M6 M7 M8 Tổng,Tm
Sóng
143.73 534.78 423.46 176.04 152.36 226.88 299 328.77 1956.24
M1 M2 M3 M4 Tổng, Tm
Gió
112.6683 109.263975 528.4775 237.8684 988.278175
NHÓM 1 41


MOMEN GÂY LẬT & GIỮ
Mlật Mgiữ
Thµnh phÇn
Tm Tm
B¶n th©n 0 25628.300
Hµ b¸m 0 440
Thîng tÇng 0 1837
§Èy næi 36677.3 0
Sãng 1956.24 0
Giã 988.28 0
Tổng 39621.82 27905.300
Từ bảng tính toán ở trên, ta có hệ số an toàn :

k = Mgiữ/ Mlật = 0.704 < 1.5

Vậy công trình cần phải thêm lượng vật liệu dằn vào bên trong khối chân đế
để công trình được ổn định. Chän vËt liÖu d»n lµ Barit cã träng
l-îng riªng lµ 4,3 T/m3.
Do đó lượng mômen giữ cần phải thêm là :

Mth > 1.5.Mlật - Mgiữ =31527.43Tm

 Vậy lượng mômen cần phải thêm là : Mth =32800Tm

Trọng lượng nước dằn là : Pdằn = Mth/10 = 3280T

Thể tích vật liệu dằn là : Vvl dằn = Pdằn/4.3=780 m3 , chiều cao trong khoang là 2.5m

Hình vẽ thể hiện các lực tác dụng lên công trình, trong đó :

F13 = Tải trọng thượng tầng + Tải trọng khối chân đế + Tải trọng hà bám

NHÓM 1 42


F14 = Tải trọng đẩy nổi

F9,F10,F11,F12 = Tải trọng gió

F1,F2,F3,F4,F5,F6,F7,F8 = Tải trọng sóng

NHÓM 1 43


4250 F12

F11 f 13
3500

F10
3750

F9
z
3500

F8 SWL
3500

F7
3500

F6
3500

F5
3500

F4
1750

F3
3000 1750

F2
F1
3000

O x

f 14 T¢ M LËT
NHÓM 1 44


8. Tính toán dao động riêng.
a) Phương pháp luận

+/ Ph-¬ng tr×nh ®éng lùc häc cña bµi to¸n dao ®éng
riªng tæng qu¸t cã d¹ng :
M.u’’ + C.u’ + K.u = 0

M, C, K: lÇn l-ît lµ c¸c ma trËn khèi l-îng (cã kÓ
®Õn khèi l-îng n-íc kÌm), ma trËn c¶n vËn tèc vµ ma trËn ®é
cøng cña kÕt cÊu .

u’’, u’, u: lÇn l-ît lµ c¸c vÐc t¬ gia tèc, vËn
tèc, chuyÓn vÞ cña kÕt cÊu.
Gi¶i ph-¬ng tr×nh trên ta t×m ®-îc chu k× ,tÇn sè øng
víi mçi mét d¹ng dao ®éng riªng cña c«ng tr×nh. Tõ ®ã
cã thÓ ®¸nh gi¸ ®-îc kh¶ n¨ng lµm t¨ng øng suÊt do ®Æc
®iÓm ®éng cña t¸c ®éng bªn ngoµi.

Cã nhiÒu ph-¬ng ph¸p ®Ó gi¶i bµi to¸n ®éng lùc häc nµy
:

- Ph-¬ng ph¸p ph©n tÝch “ mode”
- Ph-¬ng ph¸p gi¶i theo miÒn thêi gian,
- Ph-¬ng ph¸p gi¶i theo miÒn tÇn sè
- Ph-¬ng ph¸p phÇn tö h÷u h¹n.
Do ®é nhít cña n-íc biÓn lµ rÊt bÐ do ®ã cã thÓ bá qua
thµnh phÇn C.u’ , ph-¬ng tr×nh dao ®éng riªng cã d¹ng :

M.u’’ + K.u = 0

+/ S¬ ®å tÝnh dao ®éng riªng:
Khèi ch©n ®Õ ®-îc xem nh- thanh conson ®-îc ngµm t¹i
®¸y biÓn. PhÇn trô ®-îc coi nh- thanh cã ®é cøng EJ1 ,
NHÓM 1 45


víi J1 lµ momen quan tÝnh tiÕt diÖn trô , chiÒu dµi
®o¹n nµy b»ng chiÒu dµi trô . PhÇn ®Õ mãng còng ®-îc
coi nh- mét thanh cã ®é cøng EJ2 víi J2 lµ momen qu¸n
tÝnh tiÕt diÖn ®Õ mãng , chiÒu dµi ®o¹n nµy b»ng chiÒu
cao ®Õ mãng. Toµn bé khèi l-îng khèi ch©n ®Õ , th-îng
tÇng vµ khèi l-îng n-íc kÌm ®-îc quy vÒ thµnh 3 khèi
l-îng tËp trung. Ta sÏ gi¶i bµi to¸n dao ®éng riªng 3
bËc tù do.

m1

10500
M2
10500

M3
9500

b) Gi¶i bµi to¸n dao ®éng riªng.
+/ X¸c ®Þnh ma trËn khèi l-îng:
Khèi l-îng tËp trung ®Æt t¹i ®Ønh trô :
Khèi l-îng t¹i ®Ønh trô gåm khèi l-îng th-îng
tÇng, dÇm ®ì th-îng tÇng, khèi l-îng 1 nöa ®o¹n trô tõ
m1 ®Õn m2, khèi l-îng hµ b¸m, n-íc kÌm tÝnh víi ®é s©u

NHÓM 1 46


n-íc tÝnh to¸n lµ 23,5 m. Nhưng 1 nửa trụ từ đoạn m1 đến m2 trở lên
lại không ngập nước nên sẽ không có khối lượng hà bám và nước kèm.
M1 =mtt + md +
0,5.m1-2
Trong ®ã :
* mtt lµ khèi l-îng th-îng tÇng , Mtt = 183,7T
* md lµ khèi l-îng dÇm ®ì th-îng tÇng Md = 60T
* m1-2 lµ khèi l-îng ®o¹n trô tõ m1 ®Õn m2 , M1-2 =227T
M1 = 183,7 + 60 + 0,5.256 = 371.7T

Khèi l-îng tËp trung tại giữa trụ:
Gồm 1 nöa khèi l-îng ®o¹n trô tõ m1 ®Õn
m2, khèi l-îng n-íc kÌm, hµ b¸m víi chiÒu dµi ngËp trong
n-íc là 14 m, khèi l-îng ®o¹n trô tõ m2 ®Õn m3:
M2 = 0,5.m1-2 + m2-3
+ mnk + mhb
Trong ®ã :
- m2-3 lµ khèi l-îng ®o¹n trô tõ m2 ®Õn m3 ( dµi 10,5
m) :
m2-3 = 256T
- mnk lµ khèi l-îng n-íc kÌm.

- mhb lµ khèi l-îng hµ b¸m, mhb1 = 14.8T

*Tính toán khối lượng nước kèm:

Công thức xác định : mnk = ρn.Cam.Vi

Trong đó: - ρn: mật độ nước biển = 1.025T/m3

- Cam : hệ số nước kèm, Cam = Cm -1, với Cm là hệ số cản quán tính
xác định theo tiêu chuẩn :

Cm = 1.6 Nếu bề mặt nhẵn; Cm =1.2 Nếu bề mặt nhám.
NHÓM 1 47


 Cam = 0.2 ( do có kể đến hà bám).

- Vi : thể tích phần ống ngập nước, tính với đường kính mới có cả
chiều dày hà bám.

Bảng tính toán cụ thể như sau:
( Tính khối lượng nước kèm với mực nước cao thiết kế )

KHỐI LƯỢNG NƯỚC KÈM
Phần trụ
STT D,m H,m V,m3 mnk,T
1 6 2.5 70.6858 14.4906
2 6.08 4 116.133 23.80734
3 6.087 4 116.401 23.86219
4 6.1 2 58.4493 11.98211
5 6.07 1.5 43.4069 8.898409
6 20.07 6 1898.17 389.1255
Phần mái dốc
7 13.07 3.5 469.579 96.26379
Tổng khối lượng 568.43
 mnk = 83T

Vậy ta có: M2 = 0,5.256 + 256 + 83 + 14.8 = 481.8 T

Khèi l-îng tËp trung tại đế móng :

NHÓM 1 48


Gồm có khối lượng đế móng, khối lượng nước kèm, hà bám phần đế móng
với phần ngập nước là 9.5m :
M3 = mnk + mhb + mđế
Trong ®ã :
- m®Õ lµ khèi l-îng cña ®Õ mãng : m®Õ = 1990.83 T
- mnk lµ khèi l-îng n-íc kÌm, mnk = 485.43 T

- mhb lµ khèi l-îng hµ b¸m, mhb2 = 29.2 T

Vậy ta có :

M3 = 485,43 + 29,2 + 1990,83 = 2505.46 T

Khi đó ta có ma trận khối lượng có dạng sau:

371.7 0 0
M 0 481.8 0 (T)
0 0 2505.46

+/ Xác định độ cứng :

M«men qu¸n tÝnh tiÕt diÖn ngang cña trô : tÝnh cho
tiÕt diÖn vµnh khuyªn
3,14
J1 D04 Di4 64 54 32.94 (m4).
64 64
M«men qu¸n tÝnh tiÕt diÖn ngang cña ®Õ mãng:

3,14
J2 D04 Di4 204 19, 24 1183.23 (m4).
64 64

Mômen quán tính tiết diện ngang của phần mái dốc:

3,14
'
J2 D0 Di4
4
134 12.24 314.53 (m4).
64 64
Để thuận tiện cho tính toán ta tính mômen quán tính cho cả khối chân đế:

NHÓM 1 49


'
6 J 2 3.5 J 2 21J1 4
J3 291.54 m
30.5

Ở đây giả thiết chọn bê tông cho toàn công trình là mác # 400( theo bê tông
thủy công), mô đun đàn hồi là E = 3,3.106 (T/m2).

+/ Xác định ma trận độ mềm :

Lần lượt cho các lực bằng 1 đơn vị tác dụng tại các vị trí đặt khối lượng tập trung
để xác định các chuyển vị tương ứng của các điểm khối lượng.

Bằng cách nhân biểu đồ ta xác định đước các δij, từ đó ta sẽ lập được ma trận độ
mềm, có dạng như sau :

11 12 13

D 21 22 23

31 32 33

1
δij = M1.M2 = .S1.S 2
EJ i

NHÓM 1 50


P=1
m1
10500

ej1

P=1
M2
10500

ej 1

P=1
M3

ej 3
9500

30.5Tm 20t m 9.5t m

m1 m2 m3

Kết quả tính cụ thể như sau :

δ11 = 9,83.10-6 (m/T) δ12 = 5.10-6(m/T)
-6
δ13 = 1,28.10 (m/T)
δ21 = 5.10-6 (m/T) δ22 = 2,8.10-6 (m/T)
δ23 =0,8.10-6(m/T)
δ31 = 1,28.10-6 (m/T) δ32 = 0,8.10-6 (m/T)
δ33 = 0,3.10-6(m/T)

Vậy ma trận độ mềm là :

9,83 5 1, 28
D 10 6
5 2,8 0,8 ( m/T).
1, 28 0,8 0,3

+/ Xác định tần số dao động riêng và chu kỳ dao động riêng:

Phương trình đặc trưng của dao động riêng :

NHÓM 1 51


| D M I | =0

Thay số vào như sau:

9,83 5 1, 28 371, 7 0 0 1 0 0
6
10 5 2,8 0,8 0 481,8 0 0 1 0
1, 28 0,8 0,3 0 0 2505, 46 0 0 1

(3654 ) 2409 3207
1859 (1349 ) 2004 0
475,8 385, 44 (752 )

Trong đó : α = λ.106

Ta có phương trình đặc:

α3 - 5755 α2 + 1914858,64α – 53142961,4 = 0

Giải phương trình đặc trưng, tìm được nghiệm :

α1 = 5402,34 ; α2 = 322,1 ; α3 = 30,54

 λ1 = 0.0054 ; λ2 = 0.0003221 ; λ3 = 0.00003054

Khi đó ta tìm được tần số dao động riêng, chu kỳ dao động riêng của hệ như
sau:
1
ω1 = 13.6 rad/s , T1 = 0.46s
1

1
ω2 = 55.72 rad/s , T1 = 0.113s
2

1
ω3 = 180.95 rad/s , T1 = 0.0347s
3

9. Xác định hệ số Kđ

NHÓM 1 52


Nhận xét : Ta thấy chu kỳ dao động riêng cơ bản của kết cấu Tmax = 0.46s,
nhỏ hơn 3s, nên ta có thể tính toán công trình theo phương pháp tựa tĩnh, và
điều chỉnh kết quả thông qua hệ số động Kđ xác định theo công thức sau:
uo 1
K® =
ut 2 2
T 2 T2
1
TP TP2

Trong ®ã:
uo : biªn ®é cña chuyÓn vÞ ®éng.
ut : chuyÓn vÞ cùc ®¹i do t¸c dông tÜnh cña t¶i
träng.
2
: hÖ sè gi¶m chÊn.

TP : Chu kỳ của lực kích thích, lấy bằng chu kỳ của sóng max
T: Chu kỳ dao động riêng của hệ.
α : Hệ số cản,
Theo Động Lực Học Công Trình của PGS.TS.Phan Ý Thuận, (trang 21), ta chọn:

0.08 đối với các kết cấu bê tông cốt thép.

Thay sè tÝnh ®-îc: K® =
1
1.00078
2 2 2
0, 46 0, 46
1 2.0, 08.
16, 4 16, 4

10. Tổ hợp tải trọng

Như đã trình bày ở trên, ta có bảng hệ số tổ hợp cụ thể như sau:

Tải trọng sóng Tải trọng Tải trọng Hà Áp lực thủy
TT Đẩy nổi
& dòng chảy gió bản thân bám tĩnh
Hệ số 0.9 0.9 1 1 1 1

NHÓM 1 53


Nội dung thứ 3: Xác định nội lực và chuyển vị
1. Xây dựng sơ đồ tính cho Khối chân đế.

Kết cấu chân đế công trình biển trọng lực được rời rạc hóa theo phương pháp
phần tử hữu hạn với các loại phần tử:

+/ Trụ đỡ được mô tả là các phần tử Shell, các vách cứng là các phần tử Shell,
phần khối đế bao gồm các phần tử Shell như bản đáy, bản thành, bản nắp, hệ thống
chân khay,…), các phần tử Frame như dầm phụ hướng tâm, dầm vòng, dầm chính,
dầm thành,..).

+/ Các tải trọng tác dụng lên kết cấu bao gồm : tải trọng gió, tải trọng sóng –
dòng chảy, trọng lượng bản thân, trọng lượng thượng tầng và trang thiết bị, lực đẩy
nổi, tải trọng do hà bám, áp lực do vật liệu dằn gây ra, áp lực thủy tĩnh.

Mô hình hóa đất nền.

Coi công trình ngàm vào đất nền ở mặt đáy móng. Dïng çc liªn kÕt
lß xo ®Ó m« t¶ çc lß xo liªn kÕt mãng víi nÒn. §é
cøng çc liªn kÕt lß xo cã thÓ ®-îc x¸c ®Þnh theo
ph-¬ng ph¸p sau:
+/ X¸c ®Þnh ®é cøng lß xo theo ®é lón ®¬n vÞ cña ®Õ
mãng:
§é cøng cña çc lß xo ®-îc x¸c ®Þnh b»ng th-¬ng
sè cña lùc ®¬n vÞ trªn chuyÓn vÞ cña lß xo d-íi t¸c
dông cña lùc ®¬n vÞ.
ChuyÓn vÞ cña lß xo liªn kÕt gi÷a ®¸y mãng víi nÒn
®Êt d-íi ®Õ mãng cã thÓ ®-îc x¸c ®Þnh theo ®é lón dù
b¸o ®-îc cña ®Õ mãng d-íi t¸c dông cña ngo¹i lùc lªn
c«ng tr×nh. Çch tÝnh thùc hµnh nh- sau:

NHÓM 1 54


B-íc 1: TÝnh lón cña mãng träng lùc theo sè liÖu
®Þa chÊt c«ng tr×nh t¹i n¬i x©y dùng c«ng tr×nh [7].

B-íc 2: X¸c ®Þnh tæng ®é cøng cña lß xo liªn kÕt
b»ng çch lÊy tæng lùc t¸c dông chia cho ®é lón tæng
c«ng cña mãng theo dù b¸o ë b-íc 1.

P
K (3.12)
S

Trong ®ã: K: Tæng ®é cøng cña lß xo liªn kÕt
(T/m)

P: Lùc däc trôc g©y lón
(T)

S: Tæng ®é lón cña mãng theo dù b¸o
(m)

B-íc 3: X¸c ®Þnh ®é cøng cña çc lß xo ph©n bè

V¬Ý gi¶ thiÕt mãng lón ®Òu, ®é cøng çc lß xo ph©n
bè ®-îc tÝnh theo diÖn tÝch thay thÕ cña lß xo, h×nh
3.10.

b)
a)

NHÓM 1 55


H×nh 3.10, X¸c ®Þnh diÖn tÝch thay thÕ cña c¸c lß
xo

a) S¬ ®å tæng thÓ ®¸y mãng; b) DiÖn tÝch thay thÕ
cña mét lß xo
§é cøng cña mét lß xo ®-îc tÝnh nh- sau:

K . Ai
ki (3.13)
A

trong ®ã: K: Tæng ®é cøng cña lß xo liªn kÕt
(T/m)

ki: §é cøng cña lß xo thø i

A: DiÖn tÝch ®¸y mãng

Ai: DiÖn tÝch thay thÕ cña lß xo thø i

Xác định độ lún của công trình:
+/ Xác định áp lực gây lún:

Po = P/A

Trong đó : P – Lực dọc trục gây lún, được tính bằng tổng Tải trọng thượng
tầng, Tải trọng khối chân đế và Tải trọng hà bám, Tải trọng vật liệu dằn, trừ đi Tải
trọng đẩy nổi.

P = Ftt + Fkcd + Fhb +Fvld – Fđn= 2562.83 + 183.7 + 44+3280-3668 = 3179T

A – Diện tích mặt cắt ngang đế móng, A = πD2/4 = 314.2m2

 Po = 9T/m2

NHÓM 1 56


+/ Vẽ biểu đồ áp lực bản thân của đất và biểu đồ ứng suất phụ thêm:

Chia nền đất ra thành từng lớp phân tố với chiều dày hi ≤ b/4 ( b là chiều rộng
mặt cắt đứng của đế móng ), ở đây b = 20m. Ở đây lớp I dày 7m, nên ta chia thành
2 lớp phân tố, với phân tố đầu dày 4m, còn phân tố sau dày 3m. Lớp II dày 20m, ta
chia thành 5 phân tố, mỗi phân tố dày 4m.

Tính áp lực bản thân của đất theo công thức : bt i .zi

Trong đó: bt - Áp lực bản thân của đất tại điểm i.

i - trọng lượng đơn vị của lớp đất chứa điểm i.

zi – chiều sâu kể từ đáy móng tới điểm i.

Tính ứng suất phụ thêm theo công thức : zi ko Po

Trong đó : zi - ứng suất phụ thêm tại điểm i.

Po - áp lực gây lún.

k0 – hệ số ứng suất ở tâm móng, phụ thuộc vào các tỷ số a/b và z/b.
Ở đây a = b = 20m.

Theo bảng số liệu địa chất ta có :

γ1 = 2.71 T/m3 ; γ2 = 2.7 T/m3 ; γ3 = 2.71 T/m3

Eo1 = 2024T/m2 ; Eo2 = 1756T/m2 ; Eo2 = 1522T/m2

Xác định chiều sâu vùng chịu nén :
1
Do đất có Eo > 1000T/m2 nên lấy chiều sâu tắt lún H khi ςz ≤ bt
5

Kết quả tính toán được lập thành bảng như sau:

NHÓM 1 57


Điểm
Lớp Zi(m) ςbt(T/m2) a/b z/b ko ςzi(T/m2)
tính
0 0 0 1 0 1 9
I 1 4 10.84 1 0.2 0.9604 8.6436
2 7 18.97 1 0.35 0.8457 7.6109
3 11 29.7 1 0.55 0.654 5.883
4 15 40.5 1 0.75 0.4856 4.3704
II 5 19 51.3 1 0.95 0.3619 3.2571
6 23 62.1 1 1.15 0.2749 2.4737
7 27 72.9 1 1.35 0.2136 1.922

Từ bảng tính ta thấy chiều sâu tắt lún tại phân tố thứ nhất của lớp thứ II.

Ta có : Lớp I : Sét pha, trạng thái cứng.

Lớp II : Sét màu xám vàng, trạng thái cứng.

NHÓM 1 58


P =9T/M2
o

+0.00

0 9T/M2

4000
10.84T/M2 8.6436T/M2 1
1

3500
-7.00
18.97T/M2 7.6109T/M2
2
4000
2
29.7T/M2 5.8829T/M2
3

Tính độ lún theo công thức :

S h
tb i
Eo

Trong đó: β – hệ số tính từ hệ số Poisson của đất, có thể lấy β = 0.8

bt z
tb
2

hi – chiều dày lớp đất thứ i.

Kết quả tính toán được trình bày trong bảng sau:

NHÓM 1 59


Tầng hi (m) β Eo(T/m2) ςz(T/m2) Si(m)
1 4 0.8 2024 14.242 0.0225
2 3 0.8 2024 23.032 0.0273
3 4 0.8 1756 31.082 0.0566

Vậy độ lún bằng : S Si 0.1064m

Khi đó ta tính được độ cứng tổng độ cứng của lò xo liên kết giữa đế móng vơi
đất nền theo công thức sau :
P 2790.53
K 26227T / m
S 0.1064

o.

.

Ta chia mặt cắt ngang đế móng thành 32 nút, và 5 đường tròn đồng tâm, khi đó
ta có bảng tính độ cứng của các lò xo phân bố như sau:

K(T/m) R(m) A(m2) Ai(m2) Ki(T/m)
26227 10 314.2 1.96 163.61
26227 8 314.2 3.53 294.66
26227 6 314.2 2.75 229.55
26227 4 314.2 1.96 163.61
26227 2 314.2 1.18 98.497

Tính toán áp lực thủy tĩnh.

NHÓM 1 60


Áp lực thủy tĩnh trong giai đoạn khai thác gây nén cọc bộ bên thành đế và trụ.
Áp lực thủy tĩnh phân bố theo chiều sâu nước lớn nhất tại đáy biển, tại vị trí đáy
biển có giá trị:
P = γn*d
Trong đó:
γn =1.025(T/m3) : Trọng lượng riêng của nước biển
4250
3500
3750

z
3500

SWL
3500
3500
3500 3500

P1
1750

P2
3000 3000 1750

O
P3

NHÓM 1 61


STT cao trình Z,m chiều cao,m Loại cấu kiện γ,T/m3 Áp lực,T/m2
1 0 23.5 Đế 1.025 24.0875
2 1 22.5 Đế 1.025 23.0625
3 2 21.5 Đế 1.025 22.0375
4 3 20.5 Đế 1.025 21.0125
5 4 19.5 Đế 1.025 19.9875
6 5 18.5 Đế 1.025 18.9625
7 6 17.5 Đế 1.025 17.9375
8 7 16.5 Nắp 1.025 16.9125
9 8 15.5 Nắp 1.025 15.8875
10 9 14.5 Nắp 1.025 14.8625
11 9.5 14 Nắp 1.025 14.35
12 10.5 13 Trụ 1.025 13.325
13 11.5 12 Trụ 1.025 12.3
14 12.5 11 Trụ 1.025 11.275
15 13.5 10 Trụ 1.025 10.25
16 14.5 9 Trụ 1.025 9.225
17 15.5 8 Trụ 1.025 8.2
18 16.5 7 Trụ 1.025 7.175
19 17.5 6 Trụ 1.025 6.15
20 18.5 5 Trụ 1.025 5.125
21 19.5 4 Trụ 1.025 4.1
22 20.5 3 Trụ 1.025 3.075
23 21.5 2 Trụ 1.025 2.05
24 22.5 1 Trụ 1.025 1.025
25 23.5 0 Trụ 1.025 0

Mô hình hóa tải trọng thượng tầng.
Mét c¸ch gÇn ®óng cã thÓ coi t¶i träng th-îng tÇng
th«ng qua sµn ®ì th-îng tÇng ph©n bè ®Òu lªn mÆt tiÕp

NHÓM 1 62


xóc gi÷a kÕt cÊu th-îng tÇng vµ mÆt trªn cña trô ®ì.
Khi ®ã t¶i träng nót ®-îc tÝnh theo c«ng thøc sau:
G
gi
n

Trong ®ã:

G: tæng t¶i träng th-îng tÇng, G =
183.7+60243.7T

gi: t¶i träng th-îng tÇng chia vÒ nót thø i
cña l-íi phÇn tö h÷u h¹n t¹i mÆt tiÕp xóc gi÷a trô
®ì víi kÕt cÊu ®ì th-îng tÇng.

n: tæng sè nót trªn thµnh biªn cña trô ®ì
t¹i mÆt tiÕp xóc gi÷a trô ®ì víi kÕt cÊu ®ì th-îng
tÇng, ở đây n=32.

 gi = 7.62T.
Mô hình hóa tải trọng gió.

PhÇn trô ®ì tiÕt diÖn vµnh khuyªn kh«ng ngËp n-íc lµ
mét mÆt c¶n giã. T¶i träng giã lªn phÇn kh«ng ngËp n-íc
cã thÓ ®-îc tÝnh theo quy ph¹m (TCVN-2737-1995).

Sơ đồ tác dụng của tải trọng gió lên công trình được thể hiện trong những hình
vẽ dưới đây:

Mô hình tải trọng sóng.

§èi víi c¸c trô ®ì cã kÝch th-íc nhá, t¶i träng
sãng t¸c dông lªn trô ®ì ®-îc x¸c ®Þnh theo c«ng thøc
Morisson lµ lùc tËp trung ®Æt t¹i trôc thanh. Mét
c¸ch gÇn ®óng cã thÓ coi lùc ngang do sãng t¸c ®éng
lªn trô ®ì ®-îc ph©n bè ®Òu trªn chu vi cña trô ®ì.
NHÓM 1 63


Khi ®ã lùc ngang t¹i nót thø i ®-îc x¸c ®Þnh nh-
sau :
Q
qi
n

Trong ®ã:

Q: t¶i träng ngang t¹i cao tr×nh thø i ®-îc x¸c
®Þnh theo
c«ng thøc Morisson.

qi: t¶i träng ngang chia vÒ nót thø i cña
l-íi phÇn tö h÷u
h¹n trªn biªn cña trô ®ì t¹i cao
tr×nh thø i

n: tæng sè nót trªn thµnh biªn cña trô ®ì
t¹i cao tr×nh thø i

Sau đây là sơ đồ tác dụng của các tải trọng lên công trình:

NHÓM 1 64


Hình 6: Tải trọng thượng tầng.

NHÓM 1 65


Hình 7: Tải trọng gió.

NHÓM 1 66


Hình 8: Tải trọng sóng.

NHÓM 1 67


Hình 9: Mô hình hóa khối chân đế.
2. Xác định nội lực cho các cấu kiện trụ và đế móng.

Các bước tính toán xác định nội lực:

- Bước 1: Nhập sơ đồ tính, sử dụng các phần tử tấm, vỏ, thanh và liên kết lò
xo để mô hình hóa kết cấu.

- Bước 2: Nhập toàn bộ tải trọng tác dụng lên công trình.

- Bước 3: Tính toán ứng suất của các lò xo.

- Bước 4: Loại bỏ các lò xo có ứng suất dương (chịu kéo).

- Bước 5: Tính toán lại, lặp lại bước 2 và bước 3 cho đến khi nào không còn
lò xo chịu kéo nữa thì dừng.

NHÓM 1 68


- Bước 6: Xuất nội lực và tính toán cấu tạo các cấu kiện.

Sau khi chạy Sap ta có được kết quả nội lực trong các kết cấu như sau:

Nội lực của Shell
F11 F22 F12 M11 M22 M12 V13 V23
Tên cấu kiện
T/m T/m T/m Tm/m Tm/m Tm/m T/m T/m
Max 0 0 0 20.63 28.46 26.21 34.62 22.5
Bản đáy
Min 0 0 0 -26.35 -48.26 -16.25 -15.26 -19.26
Bản Max 50.9 52.53 48.34 19.243 42.123 5.23 32.58 17.8
thành Min -8.23 -6.616 -42.3 -16.25 -9.325 -4.26 26.34 -26.53
Max 22.59 26.21 18.24 20.63 26.21 29.82 34.18 16.78
Bản nắp
Min -18.24 -3.26 -15.24 -17.2 -40.5 -24.19 -23.62 -17.26
Vách Max 36.921 7.215 13.261 5.263 7.935 2.685 16.235 20.154
cứng Min -12.26 -4.265 -14.84 -3.692 -8.265 -3.265 -14.26 -21.26
Max 0 0 0 28.53 32.89 29.54 42.12 30.2
Chân
khay Min 0 0 0 -31.59 -38.3 -23.58 -24.18 -31.6

Ứng suất trụ trong
Cao độ,m Ứng suất kéo Max,T/m2 Ứng suất nén Max,T/m2
0÷9.5 750.3218 -1281.652
9.5÷16.5 312.4653 -712.2658
16.5÷23.5 121.3624 -316.3584
23.5÷30.5 65.1658 -120.34539

NHÓM 1 69


Nội lực Frame

Tên cấu kiện P(T) V2(T) V3(T) M2(Tm) M3(Tm)

Dầm vòng Max 0 14.236 0 0 17.895
bản đáy Min 0 -36.25 0 0 -16.248
Dầm phụ Max 0 16.265 0 0 21.654
Đáy
hướng tâm Min 0 -17.29 0 0 -28.589
Dầm trụ đỡ Max 0 39.586 0 0 80.542
nhánh đáy Min 0 -41.25 0 0 -72.156
Dầm vòng Max 56.821 4.265 2.165 7.265 2.2658
đỉnh bản
thành Min 19.695 -4.265 -3.158 -9.625 -4.278
Thành
Dầm trụ đỡ Max 60.321 15.246 8.265 31.25 46.921
sườn thành Min -9.623 -31.75 -1.258 -18.25 -59.254
Dầm trụ đỡ Max 42.856 26.159 8.614 4.254 49.257
Nắp
nhánh nắp Min -2.356 -5.265 -12.25 -9.952 -57.265

Những liên kết chịu nhổ cần được gia cố:

Liên kết chịu kéo
Nút F1 F2 F3 M1 M2 M3
14 0.1091 0.1632 3.8227 -0.066 0.0442 3E-17
15 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 3E-17
16 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 -7E-16
17 0.2461 0.3683 23.14 -0.032 0.0217 1E-16
30 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 -3E-17
31 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 -9E-16
38 0.0751 0.1814 5.2289 -0.398 0.165 3E-18
39 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 2E-15
46 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 5E-17
47 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 2E-15
NHÓM 1 70


54 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 -2E-17
55 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 6E-16
62 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 -5E-18
63 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 -4E-16
70 0.0751 0.1814 5.2289 -0.398 0.165 -3E-17
71 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 -3E-16
78 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 9E-17
79 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 -2E-15
86 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 1E-16
87 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 1E-15
94 0.0751 0.1814 3.8227 -0.073 0.0304 -1E-17
95 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 2E-15
102 0.0751 0.1814 5.2289 -0.398 0.165 1E-17
103 0.1695 0.4092 23.14 -0.036 0.0149 9E-16
111 25.8 25.8 26.29 0 0 0
112 25.8 25.8 28.165 0.4419 -0.442 0

+/ Biện pháp: Để các liên kết được an toàn thì ta cần phải loại bỏ các liên kết kéo
trên, sau khi bỏ các liên kết đó, tại các liên kết kéo đó ta sẽ không cho liên kết nữa.

3. Xác định chuyển vị tại đỉnh trụ.

Các thành phần chuyển vị tại đỉnh trụ

U1(m) U2(m) U3(m) R1(rad) R2(rad) R3(rad)

0.0248 0.0040241 0.00023 0.001298 0.001453 0.001118

1 31
+/ Nhận xét: chuyển vị max=U1=2.48cm< H cd 3.1cm
1000 1000

NHÓM 1 71


Nội dung thứ 4: Thiết kế cấu kiện trụ đỡ.
1. Tính toán bố trí cố thép ƯST cho trụ.

1.1. Tính toán cốt thép ƯST cho trụ.

Điều kiện ban đầu:

- Thép ứng suất trước khai thác trong giai đoạn đàn hồi.

- Bê tông ứng suất trước không nứt.
1 1-1 1-1

M M a a a
N Q Q N
a a a

1

H×nh 2: S¬ ®å tÝnh dÇm bª t«ng cèt thÐp
øng suÊt tr-íc.

Cấu kiện làm việc trong miền đàn hồi, ứng suất tổng cộng trên tiết diện :

M*a N s * As
J F F
Trong đó:

M: mômen tại tiết diện.

N: lực dọc tại tiết diện.

J: mômen quán tính của tiết diện.

a: khoảng cách từ trục cấu kiện tới mép ngoài của tiết diện vành khuyên.

F: diện tích mặt cắt ngang tiết diện.

σs : ứng suất hiệu dụng trong thép ứng suất trước.

As: diện tích thép ứng suất trước.

Điều kiện bê tông không chịu kéo – không xuất hiện vết nứt:
NHÓM 1 72


M*a N s * As
0
J F F
M*a N
s As * F = σk.F
J F
Ở đây σk ứng suất gây kéo.
Từ phương trình trên ta chọn trước ứng suất trước trong cốt thép, thường lấy
σs≤80% cường độ tiêu chuẩn của thép ứng suất trước, từ đó có thể tính được diện
tích cốt thép ứng suất trước trước As ứng với σs đã chọn.
Việc lựa chọn σs (rồi tính được As) phải đi kèm với điều kiện đảm bảo độ
bền vùng nén của tiết diện và bê tông không được xảy ra vết nứt.
Bảng các thông số kỹ thuật về thép ứng suất trước ASTM A416:

Số liệu đầu vào:
- Đường kính trụ trên: D = 6 m, chiều dày t =0.5 m.
- Trụ dưới có D = 6 m, chiều dày t = 0.8 m.
- Thép cường độ cao: Chọn thép ứng lực trước ASTM A416.
(Chọn bó thép ứng lực trước loại 7 sợi có ϕ 12.7 mm, đã tìm hiểu ở VINACONEX
Xuân Mai)
Sợi thép loại ASTM A416 có các đặc tính:
- Đường kính danh định: 12.7 mm
- Diện tích danh định: 98.71 mm2
- Giới hạn bền : fb= 186000 T/m2

NHÓM 1 73


- Lực kéo đứt nhỏ nhất: 18.37 T
Bê tông Mác 500 có cường độ chịu nén tới hạn là: σc = 2150 T/m2
Ở đây chọn σs = 145000 T/m2 để tính toán.
Bảng kết quả tính toán thép ứng suất trước cho trụ:
Z (m) k ( T/m2 ) F (m2 ) σs.As (T) σs (T/m2) As (cm2) n
0 - 9.5 750.3218 13.069 9805.9747 145000 676.27 76.24
9.5 - 16.5 312.4653 8.639 2699.5064 145000 186.17 20.99
16.5 - 23.5 121.3624 8.639 1048.4959 145000 72.31 8.15
23.5 - 30.5 65.1658 8.639 562.9921 145000 38.83 4.38

Trong đó: n – Số bó thép cần thiết ở mỗi đoạn trụ, trong phạm vi đồ án ta làm
tròn lên để bố trí thuận tiện.

Kiểm tra sơ bộ điều kiện đảm bảo độ bền vùng nén của tiết diện:
Ta có ứng suất nén cực đại trong bê tông như sau:
M *a N s * As s * As
b n
J F F F
Ứng suất nén σb phải thỏa mãn điều kiện:
σb ≤ 0.45 * σc với cấu kiện chịu nén đúng tâm.
σb ≤ 0. 5 * σc với cấu kiện chịu nén lệch tâm( Chúng ta cần tính cho
trường hợp này).
Trong đó σc là cường độ chịu nén tới hạn của bê tông.

Bảng kết quả tính toán kiểm tra:

NHÓM 1 74


Z (m) n ( T/m2 ) F (m2 ) σs.As (T) σb (T/m2) 0,5Rc Kết luận
0 - 9.5 -1281.652 13.069 9805.9747 -2031.9738 1075 KTM
9.5 - 16.5 -712.2658 8.639 2699.5064 -1024.7311 1075 TM
16.5 - 23.5 -316.3584 8.639 1048.4959 -437.7208 1075 TM
23.5 - 30.5 -120.34539 8.639 562.9921 -185.51119 1075 TM

+/ Nhận xét: Ta thấy trên đoạn trụ ở khối đế móng bê tông không đủ khả năng
chịu nén nên ta cần bố trí thép thường chịu nén cùng bê tông.

1.2. Bố trí cốt thép ƯST cho trụ.
- Thép ứng suất trước chọn là các bó thép bao gồm 7 sợi được bện dạng
xoắn kiểu dây cáp, đường kính mỗi sợi là 12.7 mm. Diện tích tiết diện của một bó
thép ƯST là 8.87 cm2.
- Dựa vào giá trị diện tích thép ứng suất trước yêu cầu ta tính được số lượng
bó thép cần thiết tại các cao trình. Như đã trình bày ở trên, ta sẽ làm tròn số lượng
bó thép lên để dễ bố trí.
Ta thấy diện tích của 1 bó thép là S = 8.87cm2 => đường kính ống ghen tối
thiểu để chứa được bó thép trên là D = 3.36 cm.

Tham khảo catalog của Công ty Cổ phần Vật tư Thiết bị Công trình Minh Đức
ta chọn loại ống ghen có đường kính trong là: d = 60mm, độ dày là 0.3mm.

Sau khi chọn ta có bảng bố trí cốt thép như sau:

Z (m) n Fghen (cm2 ) As (cm2) σs (T/m2)
0 - 9.5 80 28.274 709.6 140000
9.5 - 16.5 32 28.274 283.84 100000
16.5 - 23.5 16 28.274 141.92 100000
23.5 - 30.5 8 28.274 70.96 100000

NHÓM 1 75


Đường kính trong 30 35 40 45 50 55 60 65 70
Dung sai ±0.5
Độ dầy tiêu chuẩn của
0.25 0.3
thép
Đường kính trong 105 110 115 120 125 130 135 140 150
Dung sai ±1.0
Độ dầy tiêu chuẩn của
0.3 -
thép
Đường kính trong 30 50 55 60
Cáp υ15 1 2÷4 5 -
Số lỗ tiêu chuẩn
Cáp υ13 1 2÷5 - 6÷8
Đường kính trong 100 105 120 130
Cáp υ15 18÷19 - 21÷27 31
Cáp υ13 25÷27 31 34÷37 43÷44
Đường kính trong 75 80 85 90 95 100
Dung sai ±0.5 ±1.0
Độ dầy tiêu chuẩn của thép 0.3
Đường kính trong 160 180 200 220 240 280
Dung sai ±1.0
Độ dầy tiêu chuẩn của thép -
Đường kính trong 70 80 90
Cáp υ15 6÷7 8÷9 10÷17
Cáp υ13 9 10÷14 15÷22
Đường kính trong 140 160
Cáp υ15 34÷37 43÷55
Cáp υ13 54÷55 -

NHÓM 1 76


1.3. Xác định các hao tổn ứng suất trước.
Đối với các công trình biển trọng lực bê tông, không dùng kết cấu bê tông lắp
ghép, thường tạo ứng suất trước bằng phương pháp căng sau, căng trên bê tông,
các hao tổn được tính như sau:
- Nhóm các hao tổn xảy ra trong quá trình chế tạo: σht1 = σneo + σms
- Nhóm các hao tổn xảy ra trong quá trình khai thác: σht2 = σch + σco + σfb
a) Hao tổn do biến dạng của neo đặt thiết bị căng

neo Ea (T / m2 )
L
Trong đó:
λ : tổng biến dạng của bản thân neo được xác định bằng thực nghiệm.
Nếu không có số liệu thực nghiệm có thể lấy λ = 2 (mm).
Ea: môđun đàn hồi của vật liệu làm neo, Ea = 2x107 (T/m2), lấy bằng
thép cường độ cao.
L: chiều dài bó théo được căng (mm).
Bảng kết quả tính toán:

Z (m) L (mm) σneo (T/m2)
0 - 9.5 9500 4210.52632
9.5 - 16.5 7000 5714.28571
16.5 - 23.5 7000 5714.28571
23.5 - 30.5 7000 5714.28571
b) Hao tổn do ma sát của cốt thép
1
ms s 1 kx
(T / m2 )
e
Trong đó: e – cơ số logarit tự nhiên.
k: hệ số tra bảng, phụ thuộc vào bề mặt tiếp xúc, k = 0.003
μ: hệ số ma sát giữa cốt thép và thành ống, μ = 0.35 (thép sợi).

NHÓM 1 77


x: chiều dài cốt thép từ thiết bị căng đến tiết diện tính toán.
υ: tổng góc quay của tiết diện tính toán, υ = 0
σs: ứng suất trong bó thép ứng suất trước không kể đến các hao tổn
ứng suất.

Z (m) σs x σms
0 - 9.5 140000 12 4950.3589
9.5 - 16.5 100000 5 1488.806
16.5 - 23.5 100000 10 2955.4466
23.5 - 30.5 100000 5 1488.806

c) Hao tổn do hiện tượng chùng ứng suất khi căng cơ giới
s
ch (0.22 0.1) s
Rac
Trong đó:
σs : ứng suất trong bó thép ứng suất trước (T/m2)
Rac: Cường độ tiêu chuẩn của thép ứng suất trước tính bằng (T/m2)

Z (m) σs Rac σch
0 - 9.5 140000 186000 9182.7957
9.5 - 16.5 100000 186000 1827.957
16.5 - 23.5 100000 186000 1827.957
23.5 - 30.5 100000 186000 1827.957

d) Hao tổn do co ngót của bê tông
Bê tông sử dụng Mác 500 có hao tổn do co ngót là σco = 3500 T/m2

NHÓM 1 78


e) Hao tổn do từ biến của bê tông

b b
tb 20000 .k . (T/m2) khi 0 .6
R0 R0

b
tbn 40000.k .( b
0.3) (T/m2) khi 0 .6
R0 R0

Trong đó:
- k =1 : hệ số đông cứng tự nhiên.
- Ro: cường độ khối vuông bê tông lúc buông cốt thép,
Ro = 2150 T/m2
- σb: ứng suất nén trong bê tông tại mức cốt thép căng đã kể đến các
hao tổn trên (σh = σneo + σms + σch + σco ).
M .a N s As h As s As h As
b N
j A A A
Bảng tính toán cụ thể:

Z (m) σn(T/m2) σs(T/m2) σh(T/m2) As(m2) σb(T/m2) σtb(T/m2)
0 - 9.5 -1281.652 140000 21843.681 0.07096 -2160.4036 28193.5562
9.5 - 16.5 -712.2658 100000 12531.049 0.028384 -712.2830 6625.8881
16.5 - 23.5 -316.3584 100000 13997.689 0.014192 -317.1109 2949.8688
23.5 - 30.5 -120.34539 100000 12531.049 0.007096 -210.3702 1956.9324

f) Tổng hợp các hao tổn ứng suất trước
- Hao tổn tổng cộng trong cả 2 giai đoạn: σht = σht1 + σht2
- Giá trị ứng suất kéo căng khi thi công là: σ = σs + σht

Z (m) σs(T/m2) σht1(T/m2) σht2(T/m2) σ(T/m2)
0 - 9.5 140000 9160.885 40876.352 190037.237
9.5 - 16.5 100000 7203.092 11953.845 119156.937
16.5 - 23.5 100000 8669.732 8277.826 116947.558
23.5 - 30.5 100000 7203.092 7284.889 114487.981

NHÓM 1 79


1.4. Kiểm tra lại các trụ BTCT ứng suất trước
a) Tính lại các đặc trưng tiết diện
Diện tích tiết diện đã trừ đi phần giảm yếu tố do ống ghen chứa thép ƯST
chiếm chỗ:
Fhd = Fbt – Fghen
Trong đó:
Fbt: diện tích mặt cắt ngang tiết diện BTCT.
Fghen: tổng diện tích ống ghen trong tiết diện.
Bảng tính toán cụ thể như sau:

Z (m) Fbt(m2) Fghen(m2) Fhđ(m2)
0 - 9.5 13.069 0.22619467 12.843
9.5 - 16.5 8.639 0.09047787 8.549
16.5 - 23.5 8.639 0.04523893 8.594
23.5 - 30.5 8.639 0.02261947 8.617

b) Kiểm tra lại ứng suất nén trong bê tông có kể đến các hao tổn ứng suất trước
trên tiết diện đã giảm yếu
M N ( s h ). As¸ . As
b n
J hd Fhd Fhd Fhd

Điều kiện : b < 0.5ςC ( Tiết diện chịu nén lệch tâm)
ςC : Cường độ chịu nén tới hạn của Bê Tông.
Kết quả kiểm tra như sau:

NHÓM 1 80


Z (m) σn(T/m2) σ(T/m2) As(m2) Fhd(m2) σb(T/m2) 0,5.Rc Kết luận
0 - 9.5 -1281.652 190037.24 0.07096 12.843 -2331.657 1075 KTM
9.5 - 16.5 -712.266 119156.94 0.028384 8.549 -1107.890 1075 KTM
16.5 - 23.5 -316.358 116947.56 0.014192 8.594 -509.481 1075 TM
23.5 - 30.5 -120.345 114487.98 0.007096 8.617 -214.628 1075 TM

+/ Nhận xét: Ta thấy có 2 đoạn trụ không thỏa mãn, biện pháp đưa ra là bố trí
thêm thép thường tham gia chịu nén cùng bê tông. Tính toán cụ thể được trình bày
ở phần sau.

c) Kiểm tra điều kiện không xảy ra vết nứt xiên
Ta có ứng suất tiếp:
QS
J 2t
Trong đó:

2 3
S: mômen tĩnh S R1 R3
2
3
R1, R2 : bán kính ngoài và trong của tiết diện vành khuyên

t: độ dày của tiết diện vành khuyên

J: Mômen quán tính.

Q: lực cắt tại tiết diện

Ở đây τ = S23

Ứng suất pháp cực đại trên mặt cắt trụ;

. As
N
Fhd

Ứng suất kéo chính:

NHÓM 1 81


2
2
1
2 2

Kiểm tra điều kiện không nứt( không xảy ra vết nứt xiên)

1 0.33 Rn


2
Z (m) (T/m2) σ(T/m2) σ1(T/m2) 0.33 Rn (T/m ) Kết luận
0 - 9.5 203.8024673 -2331.66 17.68 15.30 KTM
9.5 - 16.5 98.96315779 -1107.89 8.77 15.30 Thỏa mãn
16.5 - 23.5 4.916708614 -509.48 0.05 15.30 Thỏa mãn
23.5 - 30.5 3.624426332 -214.63 0.06 15.30 Thỏa mãn

d) Kiểm tra lại ứng suất kéo trong bê tông có kể đến các hao tổn ứng suất trước
trên tiết diện đã giảm yếu
' M .a N S AS h AS AS ( S h )
k k
J hd Fhd Fhd Fhd

Trong ®ã: M: M« men ngo¹i lùc t¸c dông t¹i tiÕt
diÖn
N: Lùc däc t¸c dông t¹i tiÕt diÖn

S : øng suÊt tr-íc

AS: Tæng diÖn tÝch thÐp øng suÊt tr-íc

h: Tæng øng suÊt hao ( h h1 h2 )

Jhd, Fhd: M« men qu¸n tÝnh vµ diÖn tÝch tiÕt diÖn ®·
trõ nh÷ng vÞ trÝ gi¶m yÕu do èng ghen chøa thÐp øng
suÊt tr-íc chiÕm chç

NHÓM 1 82


( S h ) : øng suÊt kÐo khi thi c«ng. Nh- vËy muèn cã
øng suÊt tr-íc b»ng S th× ph¶i t¹o ra øng suÊt tr-íc
lµ ( S h ) , l-îng øng suÊt tr-íc h sÏ hao tæn sau khi
bu«ng neo.
Bảng kết quả tính toán :

Z (m) σn(T/m2) σ(T/m2) As(m2) Fhd(m2) '
k (T/m2)
0 - 9.5 750.3218 190037.24 0.07096 12.843 -299.684
9.5 - 16.5 312.4653 119156.94 0.028384 8.549 -83.159
16.5 - 23.5 121.3624 116947.56 0.014192 8.594 -71.760
23.5 - 30.5 65.1658 114487.98 0.007096 8.617 -29.116

+/ Nhận xét: Từ bảng tính toán trên ta thấy bê tông không bị chịu kéo, nên không
cần kiểm tra điều kiện vết nứt do uốn gây ra:
' '
k c

Víi '
c lµ c-êng ®é chÞu kÐo cña bª t«ng.

2. Tính toán bố trí cốt thép thường cho trụ

a) Tính toán cốt thép dọc

Theo tính toán ở trên thì có 2 đoạn trụ ở phía dưới không thỏa mãn điều kiện chịu
nén nên ta cần bố trí thêm thép thường chịu nén cho đoạn trụ đó để chịu nén cùng
bê tông. Việc tính toán thép thường chịu nén được tính toán theo công thức sau:
'
. AS a .Fa'
b N 0,5. C
Ahd

Trong đó:

σ'a : là ứng suất nén lên thép thường đặt tại vùng nén để tăng khả
năng chịu nén cho tiết diện bê tông.

F’a : Tổng diện tích thép thường bố trí đều theo chu vi tiết diện
vành khuyên để gia cường khả năng chịu nén cho bê tông

NHÓM 1 83


Giải phương trình trên ta tính được σ'a.F’a

Để tính diện tích thép thường chịu nén F’a ta giả thiết chỉ khai thác thép chịu nén
sao cho: σ'a = σco + σtb

Khi đó diện tích thép thường chịu nén cần thiết là:
'
' a .Fa'
F a
co tb

Bảng tính toán cụ thể:

Z(m) σ'a.F'a(T) σ'a(T/m2) F'a(cm2) Φ(mm) N
0 - 9.5 16139.03901 31693.5562 5092.2146 32 633.1649436
9.5 - 16.5 281.1713937 10125.8881 277.67579 25 56.56764653

Trong đó: N – số thanh thép tối thiểu.

Cách bố trí như sau:

+/ Trong khoảng cao độ từ 0 – 9.5 m: tiết diện hình vành khuyên
D x t = 6000 x 800 mm, ta bố trí 5 lớp thép theo chiều dày của tiết diện.

- Mỗi lớp bố trí 128 Ф 32 theo chu vi tiết diện, khoảng cách giữa các
thanh là 180 mm.

Tổng diện tích thép : Fa = 640x8.042 = 5146 (cm2)

+/ Trong khoảng cao độ từ 9.5 – 16.5 m: Do số lượng thanh thép tối thiểu
quá ít nên ta có thể đặt thép trên đoạn này theo cấu tạo. Đặt 4 lớp thép theo bề dày
tiết diện, mỗi lớp bố trí 160 Ф 25, khoảng cách các thanh 90 mm.

+/ Trong các cao độ còn lại ta cũng bố trí cốt thép theo cấu tạo. Đặt 4 lớp
thép theo bề dày tiết diện, mỗi lớp bố trí 160 Ф 25, khoảng cách các thanh 90 mm.

b) Tính toán cốt thép đai

NHÓM 1 84


Theo tính toán kiểm tra ở trênt thì trên toàn bộ trụ không xảy ra vết nứt xiên, do
đó ta đặt cốt thép đai theo cấu tạo. Đặt 4 lớp cốt đai Ф10 a200 theo bề dày của tiết
diện trụ.

3. Tính toán bố trí cốt thép cho dầm trụ đỡ thượng tầng.

Tải trọng do thượng tầng tác dụng lên 1 dầm là: Q = = 45.925 (T).

Dầm có tiết diện: bxhxl = 0.5x1x12 (m) => Tải trọng bản thân dầm: 15T

Coi tải trọng thượng tầng tác dụng phân bố đều trên dầm, ta tính được tải trọng
do tác dụng lên 1m dài của dầm:
45.925 15
q 5.1(T / m)
12

Sơ đồ tính và biểu đồ nội lực như hình vẽ:

5.1T/m

3000 6000 3000
Sơ đồ tính

NHÓM 1 85


22.95Tm 22.95Tm

22.95Tm
Biểu đồ mô men

15.3T 15.3T

Biểu đồ lực cắt

Nội lực tính toán cốt thép dầm đỡ thượng tầng:

M = 22.95 (Tm)

Q = 15.3 (T)

a) Tính toán cốt thép dọc dầm đỡ thượng tầng.

Chọn chiều dày bảo vệ cốt thép là a =5 cm, chiều cao làm việc của tiết diện là

ho = h – a = 100 – 5 = 95 cm.

Tính toán các thông số:

αm = = = 0.025 → ξ = 0.032

NHÓM 1 86


( Hệ số ξR tra bảng phụ thuộc vào Mác bê tông, nhóm cốt thép và điều kiện làm
việc, tra bảng ta được ξR = 0.56) → αR = 0.41

αm < αR → ta tính toán như tiết diện đặt cốt thép đơn ( không cần tính toán
cốt thép chịu nén).

Từ αm = 0.025 tra bảng ta được δ = 0.98

Diện tích cốt thép cần thiết là:

M
Fa
Ra . .ho

Cốt thép nhóm CII có Ra = 28000 T/m2

Thay số ta được:

Fa = = 9 (cm2)

Chọn 4Ф25 có Fa = 19.635 cm2 bố trí thành 1 lớp. Hàm lượng cốt thép

μ= = x 100% = 0.41 % > 0.05%

Thép cấu tạo chọn giống như thép dọc chịu lực (4Ф25), đặt ở vùng bê tông
chịu nén. Ngoài ra, do tiết diện dầm lớn hơn 500( Theo tài liệu BTCT) nên khoảng
giữa dầm, bố trí thêm cốt cấu tạo là các thanh Ф18.

b) Tính toán cốt đai.

- Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông:

kn.nc.Qmax = 1.2x1x15.3 = 18.36 (T)

Với kn: hệ số phụ thuộc vào cấp công trình( để an toàn ta cho tăng lực cắt
của bê tông lên để kiểm tra, ở đây chon kn = 1.2).

nc: Hệ số phụ thuộc vào loại tổ hợp tải trọng

+/ Điều kiện cần kiểm tra:

NHÓM 1 87


mb3.Qb = k1.Rk.b.ho.mb3( Theo Tài liệu BTCT 1).

Trong đó:

mb3 = 1.15 : hệ số điều kiện làm việc của bê tông

Rk = 120 T/m2 : cường độ chịu kéo của bê tông

k1 = 0.5 + 2.ξ = 0.5 + 2x0.048 = 0.596

Do đó : mb3.Qb = 0.596x120x0.5x0.95x1.15 = 39.0678 (T)

kn.nc.Qmax < mb3.Qb → không cần tính toán cốt đai chịu cắt. Chọn cốt đai
theo cấu tạo, chọn cốt đai Ф10 a100 tại các vùng cần gối tựa (gần trụ), cốt đai Ф10
a200 tại các vùng còn lại( do tại vùng giữa nhịp thì dầm chủ yếu chịu uốn, chịu cắt
rất ít).

c) Tính toán kiểm tra vết nứt

Chiều rộng vết nứt aT vuông góc với trục dọc dầm được xác định theo công
thức:

a bd
at k .Cd . . .7. 4 100 . d
Ea

Trong đó:

k : hệ số kể đến tính chất chịu lực của cấu kiện, với dầm ngang chịu uốn
lấy bằng 1.

ε : hệ số kể đến loại cốt thép, với thép A-II có giờ thì ε = 1

Cd : hệ số phụ thuộc tính chất tác dụng của tải trọng, xem tải trọng tác
dụng lâu dài, lấy Cd =1.3

σa : ứng suất trong cốt thép chịu kéo, đối với cấu kiện chịu uốn thì σa
M
được xác định như sau : a , trong đó Z là cánh tay đòn nội ngẫu lực.
Fa .Z

x .ho 0.048 x95
Cho phép lấy Z ho ho 95 92.72( cm)
2 2 2
NHÓM 1 88


2295000
→ a 1060.6 kG / cm 2
19, 635 x92, 72
σbd : ứng suất kéo ban đầu trong cố thép do trương nở bê tông( Trong
phạm vi đồ án chọn bằng 0).
μ : hàm lượng cốt thép trong tiết diện
d – đường kính thanh cốt thép (mm)
Ea : mô đun đàn hồi của thép. Ea = 2.1x106 Kg/cm2
1060.6
→ at 1x1.3x1x x7 x 4 100.0.41% x 25
2.1x106
= 0.072 mm < 0.08 mm
Kết luận: Chọn thép 4Ф25 thỏa mãn điều kiện vết nứt.

Nội dung thứ 5: Thiết kế cấu kiện đế móng.
1. Tính toán bố trí cốt thép cho hệ thống kết cấu chịu uốn.

a) Cơ sở lý thuyết

Cấu kiện được tính như bản kê 4 cạnh, ta cắt một dải bản bề rộng 1m, tính
toán như tiết diện dầm chữ nhật chịu uốn với chiều cao là chiều dày bản.

Để tính cốt thép theo phương nào ta cắt dải bản vuông góc với phương đó và
sử dụng mômen quay quanh trục vuông góc với phương đó:

- Cốt thép theo phương 1-1( trục t), cắt dải bản vuông góc với phương
1-1, dùng mô men M22 để tính toán.

- Cốt thép theo phương 2-2(trục r), cắt dải bản vuông góc với phương 2-
2, dung mô men M11 để tính toán.

Hệ trục tọa độ của các cấu kiện bản như sau:

NHÓM 1 89


Kết cấu Trục 1(trục t) Trục 2(trục r)
Bản nắp Theo phương vòng Hướng tâm
Bản đáy Theo phương vòng Hướng tâm
Bản thành Theo phương vòng Hướng tâm
Vách cứng Theo phương vòng Hướng tâm

b) Tính toán cốt thép theo các phương theo các công thức sau:

+ Tính hệ số: αm =

Trong đó:

kn: Hệ số độ tin cậy, với công trình cấp II lấy kn = 1.2 (Bảng 2 TCVN
4116-1985)

nc: Hệ số tổ hợp tải trọng với tổ hợp cơ bản lấy nc = 1.0 (Bảng 3 TCVN
4116-1985)

mb: Hệ số điều kiện làm việc của bê tông lấy mb = 1 (Bảng 5 TCVN 4116- 1985)

+ Tra bảng xác định được ξR, từ đó tính được αR = ξR(1- 0.5ξR)

+ Với αm < αR ,tra bảng tìm δ

+ Diện tích cốt thép yêu cầu:

kn .nc .M
Fa
ma .Ra . .b.ho

(ma = 0.9: hệ số điều kiện làm việc của cốt thép)

Từ M+ → Fa ; M- → F’a

+ Bố trí cốt thép chọn lớp vào vệ a; tính ho

+ Kiểm tra hàm lượng cốt thép

µ= > µmin

NHÓM 1 90


+/ Tính toán cốt đai

Do chiều dày bản lớn nên cần thiết phải bố trí cốt thép đai cho bản. Kiểm tra
khả năng chịu cắt của bê tông theo công thức:
kn.nc.Q ≤ mb3.Qb
Với Qb = k.Rk.b.ho.tgβ
k = 0.5 + 2ξ
tgβ =

β: góc giữa mặt cắt nghiêng và trục dọc cấu kiện
ξ: chiều cao tương đối của vùng nén, xác định theo công thức:
ξ= x
mb13 =1.15 : hệ số điều kiện làm việc của bê tông
Nếu điều kiện làm việc trên được thỏa mãn, bê tông đủ khả năng chịu cắt,
không cần tính toán cốt thép đai chịu cắt. Cốt thép đai được chọn theo cấu tạo.
Kiểm tra điều kiện mở rộng vết nứt:( Trang 118, TCVN 4116-1985)
Chiều rộng vết nứt an vuông góc với trục dải bản được xác định theo công
thức:
an = k x Cd x ε x x 7 (4 – 100µ)
Trong đó:
k : hệ số kể đến tính chất chịu lực của cấu kiện. Với dầm ngang chịu uốn
lấy bằng 1.0
ε : hệ số kể đinh loại cốt thép. Với thép A-II có gờ thì ε = 1.0
Cd : hệ số phụ thuộc tính chất tác dụng của tải trọng. Xem tải trọng tác
dụng lâu dài, lấy Cd = 1.3
σa : ứng suất trong cốt thép chịu kéo. Đối với cấu kiện chịu uốn thì σa
được xác định như sau:
σa =

Trong đó Z là cánh tay đòn nội ngẫu lực, lấy Z = ho - = ho –
σbd : ứng suất kéo ban đầu trong cốt thép do trương nở bê tông. Đối với
cấu kiện nằm dưới nước thì σbd = 20 Mpa

NHÓM 1 91


µ : hàm lượng cốt thép trong tiết diện, µ ≤ 0.02
d : đường kính thanh cốt thép
Ea : mô đun đàn hồi của thép. Ea = 21x104

1.2. Kết quả tính toán và bố trí thép

TÝnh to¸n, bè trÝ thÐp cho hÖ thèng kÕt cÊu b¶n
n¾p:

+/ Sơ đồ tính:

Ta tính toán và bố trí cho từng ô bản( theo phương cạnh ngắn của ô bản).

Cắt 1 dải bản dài 1m để tính toán, khi đó ta coi bản như 1 dầm có tiết diện 1x0,4.

Chọn 1 ô bản có nội lực lớn để tính toán:

2800
40.5Tm

17.2Tm
A
B
26.21Tm

7000
Theo biểu đồ mômen trên thì ta sẽ bố trí thép ở gối A theo mômen M1=40.5Tm
cho lớp ở trên bản trong khoảng cách a=2.8m, còn các vị trí còn lại ở lớp trên sẽ bố
trí thép theo mômen M2=17.2Tm. Còn thép ở phía dưới bản thì bố trí theo mômen
M3=26.2Tm. Thép theo phương còn lại thì bố trí đều theo cốt thép lớn nhất theo
phương cạnh kia( đúng ra là phải tính toán theo 2 phương của bản riêng biệt nhưng
thiên về an toàn ta tính cho phương có mômen lớn nhất).

Tính toán cụ thể như sau:
NHÓM 1 92


ThÐp nhãm Ra = 28000 T/m2
AII Ea 2.1x107 T/m2
Bª t«ng M¸c 400# cã Rn = 1750 T/m2
Rk = 120 T/m2
HÖ sè ®iÒu kiÖn lµm viÖc cña
0.9
thÐp ma
HÖ sè ®iÒu kiÖn lµm viÖc cña
1.15
bt mb
R 0.573
R 0.4088355
kn 1.2
nc 1
b 1 m
h 0.4 m
a 0.05 m
h0 0.35 m

+/ Với mômen M1=40.5Tm:
kn .nc .M
m = 0.197, tra bảng ta được : δ = 0.889
mb .Rn .b.h0 2

kn .nc .M
Fa =61.972(cm2)
ma .Ra . .b.h0

Fa 61.972
Hµm l-îng cèt thÐp : = 100% = 1.8% > min =
bh0 100 35
0.05%
Chän cèt thÐp 36 cã fa = 10.2 cm2
10, 2.1000
Chän a = 150 (mm), suy ra Fa 68 cm2
150
Fa 68
Hµm l-îng cèt thÐp : = 100% = 1.94% > min
bh0 100 35
= 0,05%

NHÓM 1 93



Tương tự như trên, ta tính được :
2
Fa =24.47(cm )

Fa 24.47
bh0 100 35
0.05%
Chän cèt thÐp 28 cã fa = 6 cm2
6.1000
150
Fa 40
bh0 100 35
0,05%

2
Fa =38.3(cm )

Fa 38.3
bh0 100 35
0.05%
8.1000
150
Fa 53
bh0 100 35
0,05%

– KiÓm tra kh¶ n¨ng chÞu c¾t cña bª t«ng:
+/ Lực cắt lớn nhất trong bản là : Q=V23 =16.78T
Víi cèt thÐp däc ®· bè trÝ ta cã h0 = 35 cm.
Ta cã:

NHÓM 1 94


k n nc Q = 1.2 x 1 x 16.78 = 20T

kmb Rk bh0 = 1.(0.5 + 2 x 0.01) x 120 x 1 x 0.35=
21.84T
ThÊy k n nc Q < kmb Rk bh0 Bê tông đủ khả năng chịu cắt.
Tham khảo các đồ án trước, ta chọn thép chống để định vị lưới thép trên và
dưới là 16a100.
(Các hệ số k và mb trên được tra trong TCVN 4116-1985)

– TÝnh to¸n theo ®é më réng vÕt nøt:
ChiÒu réng vÕt nøt aT vu«ng gãc víi trôc däc dÇm
®-îc x¸c ®Þnh theo c«ng thøc:

at = k Cd a bd
7 (4 ) d
Ea

Trong ®ã:
k =1; = 1.0 ; Cd = 1.3
M x .h0 0.197 35
a = víi Z h0 h0 35 = 31.6 cm
Fa Z 2 2 2

40.5 105
a = = 1200 Kg/cm2
68 31.6

bd = 0; = 1.94%; d = 36mm; Ea = 2.1 x 106
2
Kg/cm
1200 0
at = 1 1.3 1 7 (4 1.94) 36
2.1 106
= 0.074 mm < 0.08 mm.
Tháa m·n ®é nøt giíi h¹n cho phÐp.
đáy:

Tính toán tương tự như bản nắp, ta cũng có biểu đồ mômen như sau:( Ta lập
biểu đồ mômen bằng tìm vị trí có mômen nguy hiểm nhất)

NHÓM 1 95


Sau khi tìm hiểu ta thấy mômen theo phương vuông góc vơi dầm vòng là lớn
nhất, ta chọn một dải bản để tính toán.

Từ biểu đồ mômen ở dưới ta sẽ bố trí thép theo phương vuông góc với dải tính
toán như sau: +/ Sẽ bố trí thép với mômen M1=48.26Tm từ gối C ra 1 đoạn
a=1.2m, tiếp theo đó sẽ bố trí thép với mômen M2=26.35Tm qua gối D một đoạn
b=1.8m, đoạn còn lại sẽ bố trí thép với mômen M3=19.26Tm. Thép ở lớp dưới sẽ
bố trí thành 2 đoạn với mômen M4=34.62Tm và M5=22.5Tm

+/ Thép bố trí dọc theo theo phương tính toán với mômen M1( thiên
về an toàn).
48.26Tm

1200
26.35Tm

1800

19.26Tm
22.5Tm
34.62Tm

C D E
3000 4000

NHÓM 1 96


phần bản nắp

B
A
C
phần bản đáy
D
E


Tương tự như tính toán bản nắp, ta tính được :
2
Fa =75.98(cm )

Fa 75.98
bh0 100 35
= 0.05%
10, 2.1000
Chän a = 130 (mm), suy ra Fa 78.46 cm2
130
Fa 78.46
bh0 100 35
= 0,05%

NHÓM 1 97



2
Fa =51.32(cm )

Fa 51.32
bh0 100 35
= 0.05%
8.1000
150
Fa 53
bh0 100 35
0,05%

2
Fa =38.5(cm )

Fa 38.5
bh0 100 35
0.05%
6.1000
150
Fa 40
bh0 100 35
0,05%

2
Fa =32.5(cm )

NHÓM 1 98


Fa 32.5
bh0 100 35
= 0.05%
6.1000
150
Fa 40
bh0 100 35
0,05%

2
Fa =28(cm )

Fa 28
bh0 100 35
0.05%
6.1000
150
Fa 40
bh0 100 35
0,05%
Ta cã:
k n nc Q = 1.2 x 1 x 15.26= 18.3T

kmb Rk bh0 = 1.(0.5 + 2 x 0.01) x 120 x 1 x 0.35=
21.84T

NHÓM 1 99


dưới là 16a100.


at = k Cd a bd
7 (4 ) d
Ea

Trong ®ã:
k =1; = 1.0 ; Cd = 1.3
M x .h0 0.197 35
a = víi Z h0 h0 35 = 31.6 cm
Fa Z 2 2 2

48.26 105
a = = 1105 Kg/cm2
76 31.6

bd = 0; = 1.94%; d = 36mm; Ea = 2.1 x 106
2
Kg/cm
1105 0
at = 1 1.3 1 7 (4 1.94) 36
2.1 106
= 0.068 mm < 0.08 mm.

thành:

Tính toán tương tự như bản nắp, bản đáy ta cũng có biểu đồ mômen như sau:(
Ta lập biểu đồ mômen bằng tìm vị trí có mômen nguy hiểm nhất)

Từ biểu đồ mômen ta thấy bố trí thép vòng ở bên ngoài với thép M1=19.24Tm(
do mômen ở 2 đầu gối gần giống nhau), còn bố trí thép bên trong với mômen
M2=42.12Tm. Còn thép dọc theo dầm thì bố trí theo M2.

NHÓM 1 100


19.24Tm
16.5Tm

42.12Tm
F G

6000

F

G
NHÓM 1 101




Tương tự như tính toán bản nắp và bản đáy, ta tính được :
2
Fa =28(cm )

Fa 28
bh0 100 35
0.05%
6.1000
150
Fa 40
bh0 100 35
0,05%

2
Fa =64.8(cm )

Fa 64.8
Hµm l-îng cèt thÐp : = 100% =1.85% > min =
bh0 100 35
0.05%
10, 2.1000
150
Fa 68
bh0 100 35
= 0,05%
TÝnh to¸n, bè trÝ thÐp cho hÖ thèng kÕt cÊu dầm
chính:

Kết cấu dầm chính gồm có dầm trụ đỡ nhánh nắp, nhánh đáy và dầm trụ đỡ
sườn thành, có kích thước lần lượt là 1.2x0.5,1.5x0.5 và 1.2x0.5.
NHÓM 1 102


Ta coi như hệ thống dầm này ngàm vào trong trụ đỡ thượng tầng bên trong, ta
chọn một khung có giá trị mômen nguy hiểm nhất để tính toán. Sau khi tìm hiểu
giá trị mômen trong sơ đồ tính trong Sap, ta có biểu đồ mômen như sau:

NHÓM 1 103


57.265Tm
A1
31.25Tm

49.257Tm
31.25Tm

A2

46.921Tm
72.15Tm

59.254Tm A3 A4
59.254Tm

80.54Tm

+/ Dầm trụ đỡ bản nắp:

NHÓM 1 104


TÝnh to¸n cèt däc :
* Ta cã :
– TiÕt diÖn dÇm : b x h = 50x120(cm.)
Chän abv = 5 (cm) h0 = 120 - 5 = 115 (cm).
Với mômen âm gối A1: M = 57.265Tm.
Tương tự như các phần trên ta tìm được diện tích cốt thép yêu cầu:
Fa = 24.026 (cm2 ).
Ta chän s¬ bé 4 28 cã Fa = 24.63(cm2)
Fa 24.63
Hàm lượng cốt thép : 100% 0.43% min 0.05%
bho 50 x115

Với số lượng cốt thép đã chọn như trên, ta sẽ đặt thành 1 lớp và bố trí từ mép trụ
đỡ thượng tầng ra ngoài một đoạn bằng lnhịp/4=7.83/4=2m, ngoài ra còn phải cộng
thêm một đoạn để nối cốt thép( Theo Tài liệu Bê tông cốt thép 1), nhưng để đơn
giản hóa, ta chọn đoạn thép chờ này là 1m ( thiên về an toàn), còn đoạn ở giữa 2
gối phía trên ta bố trí 1 lớp cốt cấu tạo 4 25.

Fa = 13.03 (cm2 ).
Fa 24.63
bho 50 x115

Ta bố trí thép cũng tương tự như gối A1.

Với mômen dương ở giữa nhịp: M = 49.257Tm.
Fa = 20.63 (cm2 ).

NHÓM 1 105


Fa 24.63
bho 50 x115

Với cốt thép ở bên dưới, ta cũng bố trí 1lớp, nhưng kéo dài tận vào trong gối.

TÝnh to¸n cèt đai :
Kiểm tra khả năng chịu cắt của bê tông:
Với cốt thép dọc đã bố trí ta có ho = 115(cm)
Ta có: Lực cắt lớn nhất là:
Qmax = V2 = 26.159 (T)
Qbmin = 3 (1 f n ) Rbt bh o 0,6.1,5.120.0,5.1,15=53T
Thấy Qmax < Qbmin => Không cần phải tính toán cốt đai.
Đặt theo cấu tạo : Chọn số nhánh cốt đai là n=4, ∅10a150mm.
(Các hệ số trên được lấy theo Bê tông cốt thép 1)
Do chiều cao dầm lớn hơn 70cm( Theo BTCT 1) nên cần bố trí thêm cốt giá, chọn
theo cấu tạo: 25
TÝnh to¸n theo sù h×nh thµnh vµ më réng vÕt nøt :
ChiÒu réng vÕt nøt at vu«ng gãc víi trôc däc dÇm
®-îc x¸c ®Þnh theo tiªu chuÈn TCVN – 4116 – 85 nh- sau
:

at = k C d a bd
7 (4 ) d mm
Ea

Trong ®ã:
k - HÖ sè kÓ ®Õn tÝnh chÊt chÞu lùc cña cÊu kiÖn.
Víi dÇm ngang chÞu uèn lÊy b»ng 1.0
Cd - HÖ sè phô thuéc tÝnh chÊt t¸c dông cña t¶i
träng. Xem t¶i träng t¸c dông l©u dµi, lÊy Cd = 1.3
- HÖ sè kÓ ®Õn lo¹i cèt thÐp. Víi thÐp A-II cã gê
th× = 1.0
- øng suÊt trong cèt thÐp chÞu kÐo. §èi víi cÊu
a
kiÖn chÞu uèn th× ®-îc x¸c ®Þnh nh- sau :

NHÓM 1 106


M
a = Trong ®ã Z lµ c¸nh tay ®ßn néi ngÉu lùc.
Fa Z

Trong ®ã :
Z = h0 – x/2 víi x lµ chiÒu cao vïng. Cho phÐp lÊy
:
x .h0 0.0285 115
Z h0 h0 115 108.72(cm)
2 2 2
57.265 105
a = 1135 kG / cm 2
24.63 108.72

bd - øng suÊt kÐo ban ®Çu trong cèt thÐp do
tr-¬ng në bª t«ng. §èi víi kÕt cÊu n»m trªn kh« th× bd
= 0.
- Hµm l-îng cèt thÐp trong tiÕt diÖn. = 0.43
%
d - §-êng kÝnh thanh cèt thÐp (d = 28 mm)
Ea - M«®un ®µn håi cña thÐp. Ea = 2.1 x 106
(kG/cm2).
1135 0
at= 1 1.3 1 7 (4 0.43) 28 0.068(mm) 0.08 (mm) ’
2.1 106
Thỏa mãn điều kiện vết nứt.

+/ Dầm trụ đỡ bản đáy:

* Ta cã :
Chän abv = 5 (cm) h0 = 150 - 5 = 145 (cm).
Fa = 24.873 (cm2 ).

NHÓM 1 107


Fa 40.7
bho 50 x145

Ta cũng bố trí cốt thép như các gối trên.

Fa = 36.76 (cm2 ).
Ta chän s¬ bé 6 36 cã Fa = 61(cm2)
Fa 61
bho 50 x145

Ở đây ta bố trí thành 2 lớp, lớp trên thì giống các gối trên còn lớp dưới ta bố trí
2 thanh ở 2 bên.

Fa = 32.85 (cm2 ).
Fa 48.25
bho 50 x145

Với cốt thép thép giống ở gối A4, nhưng kéo dài tận vào trong gối.

Qmax = V2 = 39.586 (T)
Qbmin = 3 (1 f n ) Rbt bh o 0,6.1,5.120.0,5.1,15=53T

NHÓM 1 108


:

at = k C d a bd
7 (4 ) d mm
Ea

Trong ®ã:
th× = 1.0
a
M
Fa Z

Trong ®ã :
:
x .h0 0.0285 145
Z h0 h0 145 143.72(cm)
2 2 2
80.54 105
a = 918 kG / cm 2
61 143.72

= 0.

NHÓM 1 109


%
(kG/cm2).
918 0
at= 1 1.3 1 7 (4 0.67) 36 0.06(mm) 0.08 ( mm) ’
2.1 106

+/ Dầm trụ đỡ sườn thành:
TÝnh to¸n cèt däc :
* Ta cã :
Chän abv = 5 (cm) h0 = 120 - 5 = 115 (cm).
Với mômen âm gối A2,A3 thì bố trí như ở dầm trụ đỡ bản nắp và bản đáy(
do có cùng mômen), cốt thép ở bên ngoài.
Fa = 20.19 (cm2 ).
Fa 24.63
bho 50 x115

Với cốt thép ở bên trong, ta cũng bố trí 1lớp, nhưng kéo dài tận vào trong gối.

Qmax = V2 = 31.75 (T)
Qbmin = 3 (1 f n ) Rbt bh o 0,6.1,5.120.0,5.1,15=53T

NHÓM 1 110


:

at = k C d a bd
7 (4 ) d mm
Ea

Trong ®ã:
th× = 1.0
a
M
Fa Z

Trong ®ã :
:
x .h0 0.0285 115
Z h0 h0 115 108.72(cm)
2 2 2
46.924 105
a = 1024 kG / cm 2
24.63 108.72

NHÓM 1 111


= 0.
%
(kG/cm2).
1020 0
at= 1 1.3 1 7 (4 0.43) 28 0.062(mm) 0.08 (mm) ’
2.1 106

TÝnh to¸n, bè trÝ thÐp cho hÖ thèng kÕt cÊu vách
cứng:

Tính toán như các bản shell ở trên, ở đây ta chọn Mômen lớn nhất trong vách để
tính toán( thiên về an toàn). Ta bố trí cốt thép theo 2 phương như nhau. Cắt 1 dải
1m để tính toan, khi đó ta có kích thước cần tính toán là 0.4x1m.


+/ Với mômen M=7.935Tm:

Tương tự như tính toán bản nắp, ta tính được :
2
Fa =11(cm )

Fa 11
bh0 100 35
0.05%
2,54.1000
Chän a = 130 (mm), suy ra Fa 16.93 cm2
150

NHÓM 1 112


Fa 16.93
bh0 100 35
= 0,05%
Ta cã:
k n nc Q = 1.2 x 1 x10.154 = 12.2T

kmb Rk bh0 = 1.(0.5 + 2 x 0.01) x 120 x 1 x 0.35=
21.84T
dưới là 16a150.


at = k Cd a bd
7 (4 ) d
Ea

Trong ®ã:
k =1; = 1.0 ; Cd = 1.3
M x .h0 0.197 35
a = víi Z h0 h0 35 = 31.6 cm
Fa Z 2 2 2

7.935 105
a = = 1216 Kg/cm2
16.93 31.6

bd = 0; = 1.94%; d = 18mm; Ea = 2.1 x 106
2
Kg/cm
1216 0
at = 1 1.3 1 7 (4 0.48) 18
2.1 106

NHÓM 1 113


= 0.072 mm < 0.08 mm.

TÝnh to¸n, bè trÝ thÐp cho hÖ thèng kÕt cÊu dầm phụ:

Kết cấu dầm phụ gồm có dầm vòng bản đáy, dầm vòng đỉnh bản thành và
dầm phụ hướng tâm, có kích thước lần lượt là 1x0.4,1x0.4 và 0.6x0.4
Tính toán tương tự như các dầm chính, để đơn giản hóa thì ta chọn mômen max
và min để bố trí thép cho các dầm này. Mômen dương để bố trí thép bên dưới,
momen âm bố trí bên trên. Ta bố trí thép chạy dọc dầm.

+/ Dầm vòng đỉnh bản thành:
* Ta cã :
Chän abv = 5 (cm) h0 = 100 - 5 = 95 (cm).
Với mômen âm: M=-9.625Tm
Fa =4.84 (cm2 ).
Fa 9.8
bho 40 x95

Với mômen dương: M=7.3Tm
Fa =3.7 (cm2 ).
Fa 9.8
bho 40 x95


NHÓM 1 114


Qmax = V2 = 4.265 (T)
Qbmin = 3 (1 f n ) Rbt bh o 0,6.1,5.120.0,5.1,15=53T
:

at = k C d a bd
7 (4 ) d mm
Ea

Trong ®ã:
th× = 1.0
a
M
Fa Z

Trong ®ã :
:

NHÓM 1 115


x .h0 0.0285 95
Z h0 h0 95 93.64(cm)
2 2 2
9.625 105
a = 1049 kG / cm 2
9.8 93.6

= 0.
%
(kG/cm2).
1049 0
at= 1 1.3 1 7 (4 0.26) 25 0.062(mm) 0.08 (mm) ’
2.1 106

+/ Dầm vòng bản đáy:
* Ta cã :
Chän abv = 5 (cm) h0 = 100 - 5 = 95 (cm).
Fa =8.2 (cm2 ).
Fa 12.3
bho 40 x95

Fa =9.026 (cm2 ).
NHÓM 1 116


Fa 12.3
bho 40 x95

Qmax = V2 = 36.25 (T)
Qbmin = 3 (1 f n ) Rbt bh o 0,6.1,5.120.0,5.1,15=53T
:

at = k C d a bd
7 (4 ) d mm
Ea

Trong ®ã:
th× = 1.0
a

NHÓM 1 117


M
Fa Z

Trong ®ã :
:
x .h0 0.0285 95
Z h0 h0 95 93.64(cm)
2 2 2
17.9 105
a = 1256 kG / cm 2
12.3 93.6

= 0.
- Hµm l-îng cèt thÐp trong tiÕt diÖn. = 0.32%
(kG/cm2).
1256 0
at= 1 1.3 1 7 (4 0.26) 28 0.071(mm) 0.08 ( mm) ’
2.1 106

+/ Dầm phụ hướng tâm:
* Ta cã :
– TiÕt diÖn dÇm : b x h = 50x60 (cm.)
Chän abv = 5 (cm) h0 = 60 - 5 = 55 (cm).
Fa =25.49 (cm2 ).
Ta chän s¬ bé 4 32 cã Fa =32.2(cm2)

NHÓM 1 118


Fa 32.2
bho 40 x55

Fa =19.2 (cm2 ).
Ta chän s¬ bé 4 28 cã Fa =24.63(cm2)
Fa 24.63
bho 50 x55

Qmax = V2 = 16.3 (T)
Qbmin = 3 (1 f n ) Rbt bh o 0,6.1,5.120.0,5.0,55=53T
Do chiều cao dầm h< 70cm( Theo BTCT 1) nên khong cần bố trí thêm cốt giá.
:

at = k C d a bd
7 (4 ) d mm
Ea

Trong ®ã:

NHÓM 1 119


th× = 1.0
a
M
Fa Z

Trong ®ã :
:
x .h0 0.0285 55
Z h0 h0 55 54.2(cm)
2 2 2
28.589 105
a = 1124 kG / cm 2
32.2 54.2

= 0.
- Hµm l-îng cèt thÐp trong tiÕt diÖn. = 1.46%
(kG/cm2).
1124 0
at= 1 1.3 1 7 (4 1.46) 32 0.058(mm) 0.08 (mm) ’
2.1 106

TÝnh to¸n, bè trÝ thÐp cho hÖ thèng kÕt cÊu chân
khay:

Tính toán như các bản shell ở trên, ở đây ta chọn Mômen lớn nhất trong shell để
tính toán( thiên về an toàn). Ta bố trí cốt thép thành các vòng thép. Ta có kích
thước cần tính toán là 0.4x0.5m và 0.8x0.5m

NHÓM 1 120


Các thép thẳng trong chân khay thì ta sẽ kéo dài thép đứng ở bản thành xuống, ở
đây ta chỉ tính toán thép vòng ngang. Còn đối với vòng trong thì kéo dài thép
thường chịu lực của trụ trong xuống.


+/ Vòng ngoài:



2
Fa =31.6(cm )

Fa 31.6
bh0 40 45
= 0.05%
8.400
100
Fa 32
bh0 40 45
0,05%
+/ Vòng trong:



2
Fa =43.15(cm )

Fa 43.15
bh0 80 45
0.05%

NHÓM 1 121


8.800
100
Fa 64
bh0 80 45
0,05%
Ta cã:
k n nc Q = 1.2 x 1 x21.6 = 25.92T

kmb Rk bh0 = 1.(0.5 + 2 x 0.01) x 120 x 1 x 0.45=
26.3T

at = k Cd a bd
7 (4 ) d
Ea

Trong ®ã:
k =1; = 1.0 ; Cd = 1.3
M x .h0 0.197 45
a = víi Z h0 h0 45 = 44.21cm
Fa Z 2 2 2

38.3 105
a = = 912Kg/cm2
64 44.21

bd = 0; = 1.7%; d = 32mm; Ea = 2.1 x 106 Kg/cm2
912 0
at = 1 1.3 1 7 (4 1.7) 32
2.1 106
= 0.062 mm < 0.08 mm.
NHÓM 1 122


Nội dung thứ 6: Thiết kế nền móng công trình.
1. Tính toán ổn định tổng thể.

Khi tính toán ổn định nền móng của công trình biển trọng lực thì chúng ta phải
tính toán cho tất cả các tình huống khác nhau của tải trọng( sóng, gió, dòng
chảy,…), kể cả biển lặng và lúc có bão( ứng với bốn vị trí đặc trưng của đỉnh
sóng). Để đơn giản hóa thì ta sẽ tính toán với trường hợp tải trọng sóng tác dụng
max, đó là thời điểm 17T/20, khi đó tổng tải trọng sóng tác dụng lên công trình là
264.62T.

a) Kiểm tra ổn định lật

Đã được kiểm tra ở phần trên.

b) Kiểm tra ổn định trượt ngang

Fv

FH

f

NÕu ®é vïi lín, khi tÝnh to¸n kh¶ n¨ng chèng
tr-ît cña mãng ph¶i kÓ ®Õn ¸p lùc cña ®Êt t¸c dông lªn
thµnh bªn cña mãng. NÕu ®é vïi nhá, khi tÝnh to¸n kh¶
n¨ng chèng tr-ît cña mãng cã thÓ bá qua ¸p lùc cña ®Êt
t¸c dông lªn thµnh bªn cña mãng.
§èi víi c«ng tr×nh biÓn träng lùc, ®Õ mãng th-êng
cã kÝch th-íc lín, khi ®Õ mãng lín gÆp dßng ch¶y ®¸y,
cã thÓ s¶y ra hiÖn t-îng xãi ®Õ mãng, viÖc bá qua ¸p
lùc cña ®Êt t¸c dông lªn thµnh bªn cña mãng khi tÝnh
to¸n kiÓm tra æn ®Þnh tr-ît thiªn vÒ an toµn. Trong
NHÓM 1 123


tÝnh to¸n d-íi ®©y bá qua ¸p lùc lªn thµnh bªn cña ®Õ
mãng.

Điều kiện ổn định chống trượt

fu
k
Trong đó:

k : hệ số an toàn chống trượt lấy theo quy phạm, thường lấy k = 1.2

τ : ứng suất tiếp tại đáy móng do lực ngang FH, coi lực ngang FH phân
bố đều trên đáy móng: τ =

FH : tổng lực ngang lên đáy móng

A: diện tích đáy móng

fu : cường độ chống trượt tới hạn của móng

fu = c + σ.tgυ

c : lực dính của đất

υ : góc ma sát trong của đất

σ : ứng suất đáy móng, σ = với Fv là tổng lực nén tác dụng lên
đáy móng.

Trong trạng thái nền nhiều lớp, lớp đất số 1 có chiều dày không lớn, lớp
số 2 là lớp đất yếu, ta phải kiểm tra điều kiện trượt giữa hai lớp đất. Ứng suất tiếp
giữa hai lớp đất xác định như sau:

FH 2
1,2
A'

Ở đây:

NHÓM 1 124


FH2 : tổng lực ngang tác dụng lên đáy lớp 1, nếu bỏ qua áp lực hông,
thiên về an toàn có thể coi FH2 = FH=const.

τ1,2 : ứng suất tiếp xúc giữa lớp đất số 1 và số 2

A’: diện tích đáy móng mở mở rộng đến hết lớp đất số 1

D '2
A' .
4
Với D’ = D + 2.tgυ1.h1

Fv

FH
1

B
2
B'

+/ Kết quả tính toán:

Trọng lượng khối chân đế: 2562.83 (T)

Trọng lượng thượng tầng: 183.7 (T)

Trọng lượng hà bám: 44 (T)

Lực đẩy nổi: 3667.73 (T)

Trọng lượng vật liệu dằn: 3280 (T)

→ Tổng lực đứng Fv = 2402.8 (T)

Lực ngang tác dụng

NHÓM 1 125


Tổng tải trọng sóng&dòng chảy: 264.62(T)

Tổng tải trọng gió: 29.335(T)

→ Tổng lực ngang FH = 293.955 (T)

Do lớp đất 1 và 2 đều tốt nên sẽ thỏa mãn điều kiện chống trượt. Sau đây là bảng
tính toán kiểm tra ổn định trượt ngang của công trình.

Fv(T) FH(T) A(m2) C(T/m2) Φ(độ) k fu(T/m2) τ(T/m2) kiểm tra
Lớp
2402.8 293.955 314.2 3.6 0.26 1.2 5.65 0.94 thỏa mãn
1
2. Tính toán nền móng công trình (theo tiêu chuẩn API).

Tính toán kiểm tra móng theo điều kiện về cường độ

Theo tiêu chuẩn API điều kiện an toàn của móng trọng lực

- Điều kiện an toàn chịu lực nén PDB SB .QDB

- Điều kiện an toàn chịu lực ngang PDS SS .H DS

Trong đó:

PDB: tải trọng đứng gây nén móng

PDS: tải trọng ngang gây mất ổn định trượt móng

QDB: cường độ của đất nền

HDS: sức kháng trượt cực đại của nền đất

ζSB: hệ số an toàn kháng nén của móng, với móng nông ζSB = 0.67

ζSS: hệ số an toàn kháng trượt của móng, với móng nông ζSS = 0.8


+/ Xác định tải trọng tác dụng lên móng

* Tải trọng đứng gây nén PDB

Tổng tải trọng đứng đã tính thêm vật liệu dằn:

NHÓM 1 126


PDB = Fv = 2402.8 (T)

* Tải trọng ngang gây mất ổn định PDS

Tổng tải trọng ngang PDS = FH = 293.955 (T)

+/ Xác định khả năng chịu tải của nền đất

a) Xác định cường độ của nền đất: QDB

Cường độ của nền đất được xác định theo công thức:

QDB = qu.A’

Với:

A’: diện tích hiệu dụng của móng

qu: sức chịu tải của móng theo nền đất

Độ lệch tâm của tải trọng:

e= = = 1.23 (m)

Trong đó: Mô men tác dụng lên móng:

M = Ms-dc + Mgió = 1956.24+988.28=2944.52 (Tm)

Diện tích hiệu dụng của móng xác định như sau A’ = 2.S = B’.L’

Trong đó:

.R 2 e
S e. R 2 e2 R 2 .sin 1

2 R

3,14.102 1.23
1.23. 102 1.232 102.sin 1

2 10

= 157 – [1.23x9.92 + 12.3]

= 132.5

NHÓM 1 127


A = 2.S = 2x132.5 = 265 (m2)
1 1
1 2 1 2
R e 2 10 1.23 2
L' 2.S . 2 x132.5 x 18.8(m)
R e 10 1.23

1 1
R e 2 10 1.23 2
B' L '. 18.8 x 14.6(m)
R e 10 1.23

NHÓM 1 128


FV FV
e M
M e=
FV

a) Taû troï g töông ñöông
i n

2
B
e1 = M 1
FV

e2 = M 2
FV
L 1
e1
L'
e2

B'

b) Dieä tích hieä duï g cuû ñaù moùg chöõ t
n u n a y n nhaä

2

C e= M
FV
O'B = O'D

L' O O' 1
B D
e

A
B'
c) Dieä tích hieä duï g cuû ñaù moùg troø
n u n a y n n

NHÓM 1 129


Sức chịu tải của móng theo đất nền trong trạng thái móng chịu nén lệch tâm qu
(sức chịu tải thoát nước) xác định theo công thức:

qu c '.N c .K c '. X .N q .K q 0,5. '.B.N .K

Trong đó:

c’ : lực dính hữu hiệu, c’ = clớp 1 = 3.6 (T/m2)

Nq, Nc, Nγ : các hàm không thứ nguyên của góc ma sát hữu hiệu

ϕ = ϕ lớp 1 = 15o02’. Tra bảng ta được:

ϕ Nq Nc Nγ
o
15 02’ 3.94 10.98 2.29
γ' : Dung trọng của đất ngập nước

γ' = 1.93 – 1.025 = 0.905 (T/m3)

B : bề rộng móng, B = 14.6m

X : Độ sâu vùi đế móng, để đơn giản thiên về an toàn X = 0

kc, kq, kγ : các hệ số hiệu chỉnh, được xác định theo công thức sau:

kc ic .Sc .d c .bc .g c
kq iq .S q .d q .bq .g q
k i .S .d .b .g

Trong đó: ic, iq, iγ : các hệ số hiệu chỉnh độ nghiêng của tải trọng
m
H
iq 1
Q B '.L '.c.tg
1 iq
ic iq
N c .tg
m 1
H
i 1
Q B '.L '.c.tg

NHÓM 1 130


H = FH ; Q = Fv ; m mL .cos 2 mB .sin 2

L' B'
2 2
mL B' mB L'
L' và B'
1 1
B' L'
FH
ζ : góc nghiêng của tải trọng tg 1 ( )
FV

Tính toán ta được:

ζ (rad) mB mL m iq ic iγ
0.18 1.6 1.5 1.4 0.87 0.29 0.7

Sc, Sq, Sγ : hệ số hiệu chỉnh hình dạng móng

Với móng đơn ta xác định như sau:

Nq 3,51
Sc 1 1 1,343
Nc 10, 23
Sq 1 tg 1 tg (13, 75) 1, 245
S 0, 6

dq, dc, dγ : hệ số hiệu chỉnh độ sâu vùi móng

X
dq 1 2.tg (1 sin ) 2 .
B'
d 1
1 dq
dc dq
N c .tg

X dq dγ dc
0 1 1 1
bq, bc, bγ : hệ số hiệu chỉnh độ nghiêng mặt đáy móng

NHÓM 1 131


bq b (1 .tg ) 2
1 bq
bc bq
N c .tg

gq, gc, gγ : hệ số hiệu chỉnh độ dốc của mặt nền đất

gq g (1 tg ) 2
1 gq
gc gq
N c .tg

Trong đó: ν, β là góc nghiêng của đế móng và nền đất so với phương nằm
ngang, giả thiết đáy móng và nền bằng phẳng → ν = β = 0

ν β bq bc bγ gq gc gγ
0 0 1 1 1 1 1 1

Thay các hệ số tính ta như trên ta được sức chịu tải của móng theo nền đất
như sau:

Sức chịu tải của móng theo đất nền qu = 53.265 (T/m2)

Cường độ của nền đất: QDB = qu.A’= 53.265x265 = 14115.2 (T)

b) Xác định sức kháng trượt cực đại của nền đất HDS

Sức kháng trượt ngang cực đại của đất nền theo API được xác định theo
công thức sau:

HDS = c’.A + Q.tgϕ’

Trong đó:

A : diện tích đáy móng

c', ϕ’: lực dính và góc ma sát hữu hiệu, lấy bằng lực dính và góc ma sát
của lớp đất dưới đáy móng (lớp 2).

Q : tổng tải trọng đứng gây nén móng

NHÓM 1 132


Kết quả tính toán:

c' ϕ' (rad) A (m2) Q (T) HDS (T/m2)
3.6 0.239983 314.159 2013.92 1969.35

Kiểm tra điều kiện an toàn của móng về cường độ:

PDB ϕ SB QDB (T) ϕ SB.QDB(T) Điều kiện
2402.8 0.67 14115.2 9457.2 Thỏa mãn
PDS ϕ SS HDS (T) ϕ SS.HDS(T) Điều kiện
293.955 0.8 1969.35 1575.48 Thỏa mãn

Kết luận: Móng đảm bảo an toàn theo điều kiện về cường độ

Tính toán kiểm tra móng theo điều kiện về biến dạng (độ lún):

Tính lún theo phương pháp cộng lún, coi đế móng dạng hình chữ nhật:
n n
i i
S Si hi gl
i 1 i 1 Eoi

Trong đó:

Si : độ lún của lớp thứ i

βi : hệ số phụ thuộc và hệ số nở hông của đất (với đất sét pha β = 0.5 ; sét
β = 0.57)

Eoi : mô đun biến dạng của lớp đất thứ i

hi : chiều dày lớp đất thứ i

Công thứ tính ứng suất gây lún:

σgl = KR.Pgl

Giả thiết tải trọng phân bố đều dưới đáy móng với cường độ

Fv 2013.92
Ptb 6.41(T / m2 )
A x102

NHÓM 1 133


Tải trọng gây lún: Pgl = PTb – γ.hm = PTb = 6.41 (T/m2)

KR : Hệ số tra bảng phụ thuộc vào tỷ số

Ứng suất do tải trọng bản thân đất được tính theo công thức:
1 '
bt i . zi

'
Với i : trọng lượng riêng đẩy nổi của lớp đất ngập nước

'
i i n

i : trọng lượng riêng nước biển, γn = 1.025 (T/m3)

Ta coi điểm cắt lún tại độ sâu có σbt > 5. σgl

Ta có bảng tính lún như sau:

Điểm
Lớp Zi(m) ςbt(T/m2) a/b z/b ko ςzi(T/m2)
tính
0 0 0 1 0 1 9
I 1 4 10.84 1 0.2 0.9604 8.6436
2 7 18.97 1 0.35 0.8457 7.6109
3 11 29.7 1 0.55 0.654 5.883
4 15 40.5 1 0.75 0.4856 4.3704
II 5 19 51.3 1 0.95 0.3619 3.2571
6 23 62.1 1 1.15 0.2749 2.4737
7 27 72.9 1 1.35 0.2136 1.922

Từ bảng tính ta thấy chiều sâu tắt lún tại phân tố thứ nhất của lớp thứ II.

Ta có : Lớp I : Sét pha, trạng thái cứng.

Lớp II : Sét màu xám vàng, trạng thái cứng.

NHÓM 1 134


P =9T/M2
o

+0.00

0 9T/M2

4000
10.84T/M2 8.6436T/M2 1
1

3500
-7.00
18.97T/M2 7.6109T/M2
2
4000
2
29.7T/M2 5.8829T/M2
3

Kết quả tính toán được trình bày trong bảng sau:

Tầng hi (m) β Eo(T/m2) ςz(T/m2) Si(m)
1 4 0.8 2024 14.242 0.0225
2 3 0.8 2024 23.032 0.0273
3 4 0.8 1756 31.082 0.0566

Vậy độ lún bằng : S Si 0.1064m

NHÓM 1 135


NHÓM 1 136

đO án cô đinh 2

More Related Content

What's hot (20)

Viewers also liked (16)

More from robinking277 (20)

đO án cô đinh 2