Công trình bến bệ cọc cao

Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-1 Chương 3 CÔNG TRÌNH BẾN BỆ CỌC CAO 3.1. Khái niệm và phân loại. 3.1.1.Khái niệm. Công trình bến bệ cọc cao gồm bệ cọc và nền cọc. Bệ cọc thường cách mặt đất một khoảng nào đó. Công trình bến bệ cọc cao có thể chịu được tải trọng và ổn định được là nhờ sức chống của nền cọc, chủ yếu là lực ma sát xung quanh cọc và một phần sức chống ở mũi cọc. Bệ cọc có nhiệm vụ chịu toàn bộ tải trọng phía trên và truyền tải trọng đó cho nền cọc, nền cọc tiếp nhận tải trọng do bệ cọc truyền xuống gồm tải trọng khai thác phía trên và trọng lượng bản thân bệ, ... rồi truyền tải trọng này cho nền đất. BÖ cäc NÒn cäc Hình 3_ 1 Cấu tạo công trình bến bệ cọc cao. Phạm vi áp dụng: Công trình bến bệ cọc cao có thể xây dựng ở bất kỳ nơi nào có thể đóng được cọc, thích nghi với mọi loại hình, được dùng cho các bến nhỏ cũng như bến có độ sâu lớn. 3.1.2.Phân loại 3.1.2.1. Phân loại theo độ cứng của bệ Dựa vào tỷ số giữa chiều rộng bệ (B) và chiều cao tính đổi (htđ) người ta chia công trình bến bệ cọc cao ra làm ba loại. 7 h B td ≤ : Bệ cọc cao cứng; 7 h B3,4 td ≤≤ : Bệ cọc cao không cứng; Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-2 7 h B td > : Bệ cọc cao mềm. h t ® B S Hình 3_ 2 Sơ đồ tính độ cứng của bệ cọc. 3.1.2.2. Phân loại theo vị trí của công trình so với bờ - Công trình bến liền bờ: có thể nối trực tiếp với bờ, hoặc nối với bờ thông qua công trình sau bến; - Công trình bến bệ cọc cao song song với bờ, nôi với bờ bằng cầu dẫn; - Công trình bến nhô; - Công trình bến bệ cọc cao xa bờ. 3.1.2.3. Theo dạng kết cấu - Công trình bến bệ cọc cao rỗng; - Công trình bến bệ cọc cao có tường cọc trước, công trình bến bệ cọc cao có tường cọc sau. 3.1.2.4. Phân loại theo vật liệu Công trình bến bệ cọc bằng gỗ, bê tông cốt thép, hỗn hợp BTCT và thép. 3.2.Cấu tạo công trình bến bệ cọc cao. 3.2.1. Cấu tạo của bệ cọc. 3.2.1.1. Bệ cọc cứng Trước đây thường sử dụng, hiện nay ít dùng vì bề rộng của bệ thường rất hẹp, phần lớn bệ đặt sâu trong đất nên loại bệ này thường chỉ xây dựng đối với bến yêu cầu độ sâu trước bến không lớn lắm. Để có thể tăng độ sâu trước bến, ngươi ta sử dụng tường cừ phía trước, hoặc tường cừ sau; Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-3 18 9 7 4 5 2 6 3 3 ÷ 4m MNTTK 2 ÷ 3m (0,5 ÷ 1,0) m 3: 1 ÷ 1 0: 1 1:1 ,5 ÷ 1:1 ,75 1 ÷ 3cm < 3 ,0 m > 1,0 m 1 m> Hình 3_ 3Cấu tạo công trình bến bệ cọc cao. 1-Bệ cọc; 2-Nền cọc; 3-Đá đổ gầm bến; 4-Công trình sau bến; 5-Tầng lọc ngược 6-Chân khay; 7-Kết cấu đỡ tàu; 8-Bích neo tàu; 9-Kết cấu đệm tàu T−êng cõ tr−íc T−êng cõ sau Hình 3_ 4 Bệ cọc cứng với tường cừ trước và sau. - Khi trên bến có cần trục cổng thì chân trước bao giờ cũng nằm trong phạm vi bệ. Chân sau thường nằm ngoài bệ. Trong trường hợp đó cần đóng thêm một hàng cọc dưới đường cần trục kết hợp với dầm dọc để đỡ đường ray. Nếu không đóng hàng cọc này thì cần chú ý xử lý hiện tượng lún không đều giữa chân trước và chân sau. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-4 Hình 3_ 5 Bệ cọc cứng có cần trục. - Theo chiều dọc bến của công trình bến bệ cọc cao nói chung được chia thành các phân đoạn đều nhau, giữa các phân đoạn có khe phòng lún, co dãn nhiệt độ bề rộng từ (1- 3)cm. Chiều dài các phân đoạn phụ thuộc vào điều kiện địa chất, địa hình, điều kiện thi công... quyết định. Tuy nhiên thường được chọn trong phạm vi từ 25 ÷ 50m. - Kết cấu của bệ thường là bản không dầm. 3.2.1.2. Bệ cọc mềm Là hình thức kết cấu được sử dụng rộng rãi từ trước cho đến nay. Kết cấu bệ bao gồm các loại sau: hb bh hdn B¶n kh«ng dÇm B¶n - dÇm ngang B¶n - dÇm däc hb hdd B¶n - dÇm ngang - dÇm däc dn bh h ddh a) c) b) d) Hình 3_ 6 Kết cấu bệ cọc mềm. 1) Bản không dầm: Chiều dày bản (45÷60)cm nếu bên trên có đường sắt và đường cần trục thì trên bản phải đổ một lớp bê tông cốt thép hoặc không cốt thép có chiều cao (10÷15)cm để tạo mặt bằng phẳng sau khi lắp đường sắt và đường cần trục. 2) Bản có dầm ngang (hoặc dầm dọc): Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-5 Chiều cao bản hb = (25÷50)cm chiều cao dầm do tính toán để định ra, sơ bộ chọn (0,5÷1,0)m, bề rộng của dầm ngang (hoặc dầm dọc) chú ý phải đủ rộng để bố trí liên kết với các cọc, nhất là cọc xiên chụm đôi 3) Bản có dầm ngang và dầm dọc Chiều cao của bản hb =(18÷25)cm, chiều cao dầm theo tính toán sơ bộ có thể chọn (40÷75)cm. Bề rộng của dầm ngang (hoặc dọc) chú ý phải đủ rộng để thỏa mãn liên kết giữa cọc với dầm 4) Ghi chú: Bản không dầm có mặt dưới thoáng, bằng phẳng khi nước mặn bốc hơi, ít bị đọng lại cho nên kết cấu bị phá hoại ít; Trường hợp bản có dầm ngang, dầm dọc thì nước mặn bốc hơi vị đọng nhiều nên mức độ phá hoại lớn vì vậy trong tính toán thiết kế phải chọn mác bê tông và chiều dày lớp bảo vệ cốt thép hợp lý; Các cấu kiện: bản, dầm ngang, dầm dọc có thể là bê tông cốt thép thường hoặc bê tông cốt thép ứng suất trước. Đối với một số bến nhỏ mang tính chất tạm thời bệ cọc có thể sử dụng kết cấu kiểu hỗn hợp: dầm thép 0 bản gỗ; dầm thép bản bê tông cốt thép, dầm bê tông cốt thép bản gỗ; Mác bê tông làm bệ ≥ 200#, độ chôn sâu của cọc trong bệ (đài) không nhỏ hơn 1,5D với D là đường kính hay là cạnh của cọc (chọn 1,5 ÷ 3D là vừa) ⇒ cốt thép chủ của cọc phải được chôn sâu vào bệ ≥ 20d (với cốt thép gai) và ≥ 40d (đối với cốt thép tròn), để thỏa mãn điều kiện liên kết ngàm. Độ chôn sâu của cọc lúc này có thể chỉ cần lấy bằng 05cm, đài cọc 10 ÷ 15cm. 3.2.2.Cấu tạo của nền cọc 3.2.2.1. Các loại cọc dùng trong bến bệ cọc cao 1) Cọc gỗ: Có nhược điểm dễ bị môi trường xâm thực, khả năng chịu lực kém (P >30 ÷ 40T). Hiện nay chỉ sử dụng cho công trình bến tạm, bến nhỏ và ở địa phương có nhiều gỗ. 2) Cọc bê tông cốt thép: Có thể là bê tông cốt thép thường hoặc bê tông cốt thép ứng suất trước có mác bê tông ≥ 300# có khả năng chịu lực lớn. - Đối với cọc bê tông cốt thép dạng lăng trụ đặc P = (60 ÷ 80)T và có thể > 100T; - Đối với cọc bê tông cốt thép dạng trụ ống đường kính ≥ 1,40m thì P = 700 ÷ 800T; - Kích thước cọc bê tông cốt thép tiết diện vuông có thể chọn: 25 × 25cm; 30 × 30cm; 35 × 35cm; 40 × 40cm; 45 × 45cm; - Cọc bê tông cốt thép dạng trụ ống có đường kính (1,0÷ 2,0)m; bề dày thành ống (8 ÷ 20)cm. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-6 a a D d δ Hình 3_ 7 Tiết diện ngang cọc BTCT. 3) Cọc thép: Được sử dụng nhiều trong thời gian gần đây, có khả năng đóng sâu vào trong đất rắn, trong khi cọc gỗ và bê tông cốt thép không đóng được. Sử dụng với các bến yêu cầu độ sâu lớn. Cọc được cấu tạo từ các ống thép, cọc ván thép, thép hình... - Cọc ống thép: được cấu tạo từ các ống thép có đường kinh (0,25 ÷ 2,0)m bề dày thành ống (10 ÷ 16)mm và lớn hơn. Trong nhiều trường hợp bề dày thành ống được cấu tạo thay đổi theo chiều cao để phù hợp với điều kiện chịu lực của cọc nhằm tiết kiệm thép (vật liệu). - Có cọc ở đầu cọc người ta chế tạo cánh xoắn cánh có thể 1 ÷ 1,5 vòng, đường kính cánh (2÷4) đường kính của cọc, vì thế khả năng chịu lực thẳng đứng của cọc tăng lên rất nhiều. - Cọc được tạo từ thép hình: được tạo từ các cọc ván thép larsen IV, V, bằng cách hàn suốt chiều dài thân cọc. Phía trong thường được đổ đầy bê tông có lõi cốt thép. 3.2.2.2. Nguyên tắc bố trí nền cọc Vì nền cọc chịu tất cả các tải trọng khai thác trên bến rồi truyền tải trọng vào nền đất, cho nên phải bố trí cọc sao cho hợp lý. Việc bố trí cọc trong nền cọc rất linh hoạt tuy nhiên cần tuân theo quy tắc chung là làm sao cho các cọc trong nền cọc chịu lực gần như nhau, chiều dài các cọc không chênh lệch nhau quá lớn các cọc không quá dài, đồng thời phải bố trí sao cho công trình chịu được tất cả các tải tọng thẳng đứng cũng như tải trọng ngang, cũng như bố trí sao cho có thể thi công được; Nếu trên bến không có cần trục cổng thì bố trí nền cọc không có gì đặc biệt, tuy nhiên thường thì bố trí cọc theo hàng ngang và hàng dọc (hình vuông, hình chữ nhật...); Nếu trên bến có cần trục cổng: Do lực tác dạng dưới chân cần trục bao giờ cũng lớn hơn ở những vị trí khác vì vậy cần có biện pháp làm tăng khả năng chịu lực của hàng cọc dưới đường cần trục; Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-7 §−êng cÇn trôc §−êng cÇn trôc I II Hình 3_ 8 Bố trí nền cọc khi có cần trục cổng. - Với cọc lăng trụ BTCT thường thì nhất thiết phải bố trí cọc xiên nhằm chống lại lực ngang do tàu, áp lực đất tác dụng lên bệ cọc (nếu có); - Một số cách bố trí cọc xiên như sau: 1 2 3 4 5 3: 1 ÷ 1 0: 1 3: 1 ÷ 1 0: 1 Hình 3_ 9 Một số cách bố trí cọc xiên. Với cọc BTCT ứng suất trước có thể không dùng cọc xiên nhưng số hàng cọc theo phương ngang phải tăng lên; Cọc ống có đường kính D ≥ 1,4m thì có thể không cần sử dụng cọc xiên vì khả năng chống lực ngang của cọc lớn; Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-8 Độ xiên của cọc P thuộc vào tình hình chịu lực của cọc và điều kiện, khả năng thi công. Cọc càng xiên thì chịu lực ngang càng tốt nhưng thi công lại khó khăn hơn. độ xiên thường lấy 3: 1 ÷ 10 :1. + Đối với nước ngoài: 3:1 ÷ 5:1; + Việt Nam hiện nay: 5:1 ÷ 10:1. Khi bố trí cọc xiên phải chú ý sao cho có thể thi công thuận tiện, các cọc xiên không đâm vào các cọc khác trong nền cọc đồng thời bảo đảm sơ đồ làm việc của cọc phù hợp với sơ đồ tính toán (nếu chọn là bài toán phẳng); Sơ đồ bố trí cọc xiên theo mặt bằng có thể như sau: a b Hình 3_ 10 Bố trí cọc xiên đối xứng qua trục công trình. 3.2.2.3. Cách xác định khoảng cách giữa các cọc trong bệ cọc cao Việc xác định khoảng cách giữa các cọc trong bệ cọc cao có ý nghĩa kinh tế to lớn trong thiết kế nếu khoảng cách giữa các cọc lớn thì kích thước của dầm và bản sẽ tăng lên và ngược lại. Trong thiết kế phải tính toán sao cho tổng giá thành của bệ là A và tổng giá thành của nền cọc là B phải là nhỏ nhất, tức là A + B → min. Trong thực tế để làm được điều này phải tốn nhiều công sức cho nên trong thiết kế người ta thường tiến hành sao cho A ≈ B; Theo phương ngang bệ: thì số lượng hàng cọc ngang tùy thuộc vào chiều rộng bệ, tải trọng khai thác do thiết bị bốc xếp, phương tiện vận tải chuyển hàng hóa, tùy thuộc vào loại tàu và điều kiện địa chất nơi xây dựng. Thông thường theo phương ngang người ta bố trí ít nhất là 3 ÷4 hàng cọc. Ví dụ cọc vuông khoảng cách không lớn hơn 3,0 ÷ 3,5m; Theo phương dọc bến: Khoảng cách giữa các cọc tùy thuộc vào khả năng chịu tải của cọc, tùy thuộc chiều dài một phân đoạn bến và chiều dài của bến. Tùy thuộc vào điều kiện địa chất nơi xây dựng và có liên quan đến khoảng cách và số lượng hàng cọc dọc bến. Nhưng theo kinh nghiệm thì khoảng cách giữa các cọc theo phương dọc: ld≥(5 ÷ 6)D. Trong đó D là đường kính hay cạnh cọc, ở nước ta thường lấy ld = (2 ÷ 4) m (đối với cọc tiết diện vuông); Khi bố trí cọc theo phương dọc bến, cần căn cứ vào chiều dài một phân đoạn bến (chiều dài một phân đoạn bến l = 25 ÷ 50m). Các cọc phải bố trí sao cho có thể thi công được đồng thời bảo đảm điều kiện chịu lực của cọc trong nền đất. Cho nên khoảng cách giữa hai tim cọc theo phương ngang tại đáy bệ: lt ≥ 1,5D. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-9 Để đảm bảo điều kiện cọc ngàm trong bệ thì khoảng cách từ mép ngoài cùng đến mép bệ: đổ tại chỗ lb ≥ 10cm; lắp ghép lb ≥ 20cm; hb ≥ (1,5 ÷ 3)D; Chiều dày bệ phụ thuộc sai số khi đóng cọc (D là đường kính hoặc kích thước cạnh cọc). Dl t bh bl ml > 3D Hình 3_ 11 Một số yêu cầu bố trí cọc bến bệ cọc cao. 3.2.3.Công trình sau bến bệ cọc cao 3.2.3.1. Nhiệm vụ của công trình sau bến: - Có tác dụng ngăn không cho áp lực đất tác động trực tiếp vào bệ cọc; - Nối công trình bến và khu đất của cảng, làm giảm chiều rộng của bệ. Chiều rộng của bệ phụ thuộc vào sơ đồ cơ giới hóa xếp dỡ và phương tiện vận chuyển ở trên bến. Phụ thuộc vào địa hình phía sau công trình và chiều cao công trình bến. Trường hợp bến có cần trục cổng thì bao giờ chân của cần trục cũng nằm trọn ở trên bệ. Để bệ cọc nối liền với bờ có thể kéo dài chiều rộng bệ ra, song người ta không làm như vậy mà xây dựng công trình sau bến. Khi sử dụng công trình sau bến cần phải chú ý việc lún không đều giữa công trình bến bệ cọc và công trình sau bến. 3.2.3.2. Kết cấu công trình sau bến. Công trình sau bến thường có kết cấu kiểu khối xếp hoặc là tường gọc BTCT. Chiều cao của công trình sau bến không lớn hơn 3m và khoảng cách từ mép trước công trình sau bến đến bờ vai khối đá - điểm bắt đầu nghiêng của khối đá đổ lòng bến ≥ 1,0m. > 1,0m 3, 0m < Hình 3_ 12 Cấu tạo công trình sau bến. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-10 EccE Ec Hình 3_ 13 Kết cấu công trình sau bến. 3.2.4. Khối đá đổ mái dốc lòng bến Lớp đá đổ mái dốc dưới lòng bến có nhiệm vụ làm ổn định mái dốc tránh xói lở do tác động của dòng chảy và do sóng gió, sóng tầu. Có tác dụng làm giảm chiều cao của công trình sau bến, giảm chiều rộng bệ và chiều dài của cọc. Mái dốc thường lấy từ 1/1,5 ÷ 1/2 nó được xác định theo góc nội ma sát của đá ϕđ có xét tới ảnh hưởng của sóng gió dòng chảy. Độ lớn của mỗi viên đá phụ thuộc vào vận tốc dòng chảy và áp lực sóng. Nhưng thường trọng lượng của một viên đá G ≥ 15kg. Mái dốc có thể nhô ra ngoài tuyến mép bến bến một khoảng 0,5 ÷ 1,0 mét đối với tàu nhọn đáy, tùy thuộc vào loại tàu đến cảng. Đối với tàu đáy bằng thì phải chú ý chọn cho đúng để tránh đáy tàu va quệt vào mái dốc đá; Chân khay có tác dụng làm tăng độ ổn định của cả khối đá vì vậy phải có chiều dày thích hợp ≥ 1,0 mét, bề rộng 2 ÷ 3 mét, mái dốc chân khay lấy từ 1: 2 ÷ 1:5. 1:1 ,5 ÷ 1 :1,7 5 (0,5 ÷ 1,0) m MNTTK >1 m m = 1,5 ÷1,7 5 (0,5 ÷ 1,0) m 2 ÷ 3m > 1m m = 2 ÷5 1:2 ÷ 1: 5 0 m =1 ÷2 1 Hình 3_ 14 Cấu tạo khối đá đổ gầm bến. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-11 3.2.5. Tầng lọc ngược: Có nhiệm vụ ngăn cách khối đất lấp sau tường và lăng thể đá đổ, giữ cho đất phía sau không bị trôi ra ngoài. Phạm vi tầng lọc ngược bố trí trong vùng nước thay đổi và kéo sâu xuống dưới MNT thiết kế một khoảng 0,5 ÷1,0 mét. Cấu tạo tầng lọc ngược thường gồm 2 ÷ 3 lớp chiều dày mỗi lớp 15 ÷ 20cm. 3.3. Nguyên tắc tính toán công trình bến bệ cọc cao Muốn tính toán công trình bến bệ cọc cao ta phải giải bài toán không gian vì bệ cọc cao là một kết cấu không gian. Tuy nhiên việc giải bài toán không gian để xác định nội lực, chuyển vị và biến dạng của công trình là rất phức tạp và công phu vì vậy người ta tìm cách đưa bài toán không gian về các bài toán phẳng bằng cách chia bệ thành các khung ngang, khung dọc. 3.3.1.Nguyên tắc phân chia khung ngang khung dọc của bệ Người ta chia các phân đoạn bệ thành các khung ngang và khung dọc sau đó sẽ tính toán trên các khung ngang và dọc này. Đây là các khung phẳng giả định, mặt phẳng tính toán của khung đi qua trục cọc và dầm việc tính toán như vậy sẽ có sai số so với bài toán không gian nhưng theo kinh nghiệm thì với hai sơ đồ bài toán phẳng vuông góc thì sai số này không đáng kể. 1 2 3 4 a b b b a a a a a a a a a aa/2 /2a 1 2b 1c c c c c 2 Hình 3_ 15 Chia khung ngang, khung dọc. 1) Khung ngang: Bề rộng khung ngang bằng bước cọc theo phương dọc (a) chiều dài khung ngang bằng chiều rộng của bệ. 2) Khung dọc: Cần phải chia sao cho các lực thẳng đứng tác dụng lên trên cọc cang năm gần tim cọc càng tốt, hoặc ít nhất cũng không ra ngoài phạm vi của cọc. c cc1 c2 1 2 3 cc +1 /2c 2 c/2c + P Hình 3_ 16 Sơ đồ chia khung dọc. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-12 Chiều rộng khung dọc được xác định theo nguyên tắc lực trên toàn nhịp phân đều cho 2 gối; nên chiều rộng khung dọc phụ thuộc chiều rộng toàn bệ và khoảng cách giữa các hàng cọc ngang nên có thể khác nhau. Chiều dài khung dọc bằng chiều dài một phân đoạn bệ. 3) Về tính toán Do tính chất chịu lực khác nhau của các khung dọc và do có cấu tạo khác nhau vì vậy khi tính toán người ta phải tính tất cả các khung. Đối với khung ngang do có cấu tạo giống nhau, tải trọng thẳng đứng như nhau vì vậy khi tính thường chỉ tính khung ngang chịu tải trọng ngang lớn nhất. 3.3.2.Các sơ đồ tải trọng tính toán 3.3.2.1. Đối với khung ngang: Để tính toán xác định nội lực và chuyển vị của khung cần xác định đúng các sơ đồ tải trọng, khung ngang có các tải trọng như sau: Pct thP qhh ctP qbt vtP nH vH Hình 3_ 17 Sơ đồ tải trọng của khung ngang. a) Trọng lượng bản thân công trình: Tính toán bình thường vì đó là tải trọng thường xuyên, trong trường hợp không có sự chênh lệch tải trọng ở các đoạn mỗi khung ngang thì không phải phân chia thành các sơ đồ tải trọng như trên. b) Tải trọng do hàng hóa: Cần xác định diện tích khung ngang có chứa hàng hóa để tính toán. Tải trọng do hàng hóa tác dụng lên khung ngang sẽ bằng: ( )2hh m/Ta.qq = (3. 1) Trong đó: q: cường độ tiêu chuẩn của hàng hóa (T/m2); a: Bề rộng khung ngang (m). Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-13 bt1q bt2q btq S¬ ®å 1: Träng l−îng b¶n th©n c«ng tr×nh S¬ ®å 2: T¶i träng hµng ho¸ hhq qhh 1 2 2 1 3 qhh qhh qhh 2 S¬ ®å 3: T¶i träng cÇn trôc 1 ctPctP Pct ctP 2 S¬ ®å 4: T¶i träng tÇu ho¶ thP 1 thP thP thP S¬ ®å 5: T¶i träng tÇu vtP H v H n 1 2 3 Hình 3_ 18 Các trường hợp tải trọng tác dụng lên công trình bến bệ cọc cao. c) Tải trọng do cần trục và tàu hỏa: Để xác định nội lực trong kết cấu khung phải dựa trên đường ảnh hưởng thực của khung dọc để tính. Trên mỗi nhịp khung dọc có thể lấy 5 ÷ 7 tiết diện để vẽ đường ảnh hưởng. Trong thiết kế sơ bộ có thể dùng đường ảnh hưởng tam giác d) Lực va tĩnh: Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-14 Pvt = q.a(T) (3. 2) q lấy tại mục 2.4.2. e) Lực va động: Hv tác dụng lên một khung ngang được lấy từ phân phối lực ngang cho các khung do lực va động của tầu tác dụng lên toàn phân đoạn bến. f) Lực neo tầu: Hn được xác định từ việc phân phối lực ngang do lực neo tầu tác dụng lên một phân đoạn bến. Ghi chú: Nếu trên bến có các sơ đồ tải trọng khác các sơ đồ trên thì tùy điều kiện cụ thể mà chia thành các sơ đồ nhỏ cho thích hợp. 3.3.2.2. Đối với khung dọc: Các sơ đồ tải cũng tương tự như đối với khung ngang tức là cũng có các sơ đồ tải trọng do qbt; qhh qct; qth; Hv, Hn. Trong đó Hv, Hn xác định qua phân phối lực ngang. Chú ý: (1) Để tiện trong tính toán người ta thường tính với các tải trọng đặc trưng như sau: T10P;T100P,m/T10q;m/T10q thctbthh ==== Sau đó xác định tỷ số: ng−trÆc®trängi¶T thùcträngi¶T =Kthùc (3. 3) Vì vậy: (Nội lực do tải trọng thực)=Kth.(Nội lực do tải trọng đặc trưng). (2) Trong tính toán phải chia ra nhiều sơ đồ tải trọng rồi sau đó người ta tổ hợp tất cả các tải trọng có thể tác dụng cùng một lúc gây nên trạng thái ứng suất biến dạng bất lợi nhất cho công trình hay từng bộ phận kết cấu của công trình hoặc tổng tiết diện của kết cấu đó từ đó vẽ biểu đồ bao nội lực. 3.4.Phân phối lực ngang trong một phân đoạn bệ cọc. Nhận xét: Dưới tác dụng của các lực ngang lực neo tàu, áp lực đất, lực va động của tàu thì bệ cọc không những chuyển vị tịnh tiến mà con quay quanh một tâm 0 nào đó. Tâm 0 này được gọi là tâm đàn hồi. Đặc điểm của tâm đàn hồi là: Một lực bất kỳ đi qua nó chỉ gây chuyển vị tịnh tiến mà không gây chuyển vị quay cho bệ. Khi bệ chuyển vị tịnh tiến và quay thì ở các đầu cọc phát sinh các phản lực ngang Hi, nhưng do bệ quay nên các cọc, khung không chịu lực đều nhau và có sự phân bố lại lực ngang cho toàn bệ. Nhiệm vụ đặt ra là ta phải đi xác định các lực ngang này. Rõ ràng là trong cùng điều kiện như nhau những cọc và khung nào càng xa tâm đàn hồi thì chịu lực càng lớn. Điều đó cho phép chúng ta khi tính toán chỉ cần tính cho khung ngang ngoài cùng. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-15 Hv 3H δR O ϕ H2H1 Hình 3_ 19 Sơ đồ bệ xoay dưới tác dụng của tải trọng động. Để xác định lực ngang tác dụng lên khung ngang, khung dọc ta tiến hành theo các bước sau: 3.4.1.Xác định vị trí tâm đàn hồi. Giả sử có một phân đoạn bệ cọc cao chịu tác dụng của lực ngang: Lực neo tàu và áp lực đất. Qua tâm hàng cọc biên ngang và dọc ta dựng hệ trục XO1Y. Trục X hướng theo trục hàng cọc ngang, Y hướng theo hàng trục dọc. Vị trí các đầu cọc được xác định bằng hệ trục tọa độ (Xi, Yi) thì tạo độ tâm đàn hồi được xác định theo công thức: nS qSX Y1O iy i x cE Fms S q nS Hình 3_ 20 Sơ đồ xác định tâm đàn hồi ; H XH X n 1i iy n i iiy o ∑ ∑ = = ∑ ∑ = = n 1i ix n 1 iix o H Y.H Y (3. 4) Trong đó: - ixH Là phản lực ngang tại đầu cọc thứ i do chuyển vị ngang bằng 1 đơn vị tại đó gây ra theo phương x; Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-16 - iyH - Là phản lực ngang tại đầu cọc thứ i do chuyển vị bằng 1 đơn vị tại đó gây ra theo phương y; - n : Tổng số cọc trong một phân đoạn bến; - Xi; Yi: Là tọa độ đầu cọc thứ i trong hệ trục tọa độ XO1Y. 3.4.1.1. Trường hợp cọc đơn. iH δ= 1 l iu a) Hình 3_ 21 Sơ đồ xác định phản lực ngang lên cọc đơn. l in iul a 1 : m b) Hình 3_ 22 Sơ đồ tính chiều dài chịu uốn của cọc = 1®vδ 1nl l2n α1 2α c) x Hình 3_ 23 Sơ đồ xác định phản lực ngang lên cọc chụm đôi. Phản lực của các cọc đơn do chuyển vị ngang bằng một đơn vị theo các trục x và y trong trường hợp cọc được coi là ngàm trong bệ và trong đất được xác định theo công thức: 2 iu iyix l J.12HH == (3. 5) Trong đó: iul EJJ = Độ cứng cho một mét dài cọc; liu- Chiều dài tính toán của cọc liu = lio + a lio: Là chiều dài tự do của cọc thứ i. a: Chiều sâu ngàm giả định tùy thuộc vào địa chất, tải trọng ngang tác dụng lên cọc, hình dáng cọc. + Cọc lăng trụ BTCT: a = (4,5 ÷ 8)d + Cọc ống: a = (2 ÷ 3)D d: là cạnh cọc; D: đường kính tiết diện cọc Thực tế ở nước ta cọc lăng trụ BTCT a = (1,5 ÷ 3,5)m 3.4.1.2. Trường hợp cọc chụm đôi Phản lực của các trụ cọc chụm đôi do chuyển vị bằng một đơn vị theo phương ngang khi trụ cọc nằm trong mặt phẳng tác dụng của lực được xác định theo công thức. - Theo phương x Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-17 ( ) 1 2 22 2 1 21 2 ix cosKcosK sinH α+α α+α= (3. 6) 2 2 21 2 1 21 2 21 ix coskcosk sinkkH α+α αα= (3. 7) n2 2 n1 1 l EFk; l EFk == (3. 8) l1n, l2n chiều dài chịu nén của cọc. Trong đó: C 1 FE lk ii oi i += hoặc ii in i FE lk = (3. 9) loi - Là chiều cao tự do của cọc (m); Ei: - Mô đuyn đàn hồi vật liệu làm cọc; Fi: - Diện tích tiết diện ngang của cọc; C = q.Noi lin - Là chiều dài tính toán cọc chịu nén; Noi: - Khả năng chịu tải cọc thứ i (T); q: - Hệ số kinh nghiệm 1/mm; Cọc BTCT: q = 0,35 ÷ 0,5 Cọc gỗ: q = 0,3 ÷ 0,4 - Theo phương y: y2y1iy HHH += (3. 10) Với ; l EJ12H 3 u1 y1 = 3 u2 y2 l EJ12H = (3. 11) Nếu hai cọc như nhau: 3 iu iy l EJ.12.2H = (3. 12) 3.4.2. Xác định góc quay của bệ Lập hệ trục tọa độ mới đi qua tâm đàn hồi xoy. - Dưới tác dụng của lực Sq; Ec bệ chuyển vị tịnh tiến theo phương x; - Dưới tác dụng của các lực Sn, Fms bệ chuyển vị tịnh tiến theo phương: y; - Dưới tác dụng của cặp ngẫu lực Sn và Fms bệ quay quanh tâm đàn hồi 0 một góc ϕ (chú ý hai lực Nn tạo mô men ngược chiều nên triệt tiêu nhau). Góc xoay ϕ của bệ được xác định trên cơ sở cân bằng mô men nội lực (do các phản lực đầu cọc gây ra) và mô men ngoại lực lấy với tâm đàn hồi 0. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-18 ∑ ∑ =ϕ n o m o lùcnéiM lùci¹ngoM 1 1 (3. 13) Trong đó: ∑ +=+−+= 21332 22 ZFZSZNZNZ.FZ.Slùci¹ngoM msnnnmsino (3. 14) ∑∑ ∑ += n iiyn iixo x.Hy.HlùcnéiM 1 2 1 2 Trong đó: Sq và Su : thành phần vuông góc và song song mép bến của lực neo tàu. Fms = Ec.f - Là lực ma sát của bệ với đất f = 0,5 - Là hệ số ma sát Z1; Z2; Z3 cách tay đòn của các lực tương ứng. O X S n Ec msF x i S q Y qS nS 2z 3z z3 z1 ϕ ϕ Hix iyH yi δixϕ iy ϕδ Hình 3_ 24 Sơ đồ xác định góc xoay φ. 3.4.3.Xác định chuyển vị tịnh tiến của khung ngang khung dọc do các lực Sq; Ea; Sn; Fms. - Chuyển vị tịnh tiến của khung ngang gọi là: ∑ +=δ n ix anN ix H ES 1 2 (3. 15) với n là số cọc trong 1 phân đoạn bệ. - Chuyển vị tịnh tiến của khung dọc: Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-19 ∑ −=δ n iy msqT iy H FS 1 2 (3. 16) 3.4.4. Xác định chuyển vị ngang của các khung ngang khung dọc do bệ quay gây ra - Theo phương x: iix y.ϕ=δϕ (3. 17) - Theo phương y: iiy x.ϕ=δϕ (3. 18) X Y δϕiy ϕ ixδ R ϕ M1 2M Hình 3_ 25 Phân tích chuyển vị xoay thành chuyển vị tịnh tiến. 3.4.5.Xác định tổng chuyển vị các khung ngang, khung dọc do bệ chuyển vị tịnh tiến và quay gây ra. - Theo phương x: ϕδ±δ=δ ixNixix (3. 19) - Theo phương y: ϕδ+δ=δ iyTiyiy (3. 20) Trong đó: + Theo phương x dấu (+) được lấy cho tất cả các cọc bên trái trục x, (−) lấy cho các cọc bên phải trục x; + Theo phương y: (+) lấy cho các cọc nằm phía trên trục y. Dấu (−) lấy cho cọc phía dưới y. Nhận xét: - Trong một khung ngang thì các cọc có chuyển vị như nhau; - Khung ngang ngoài cùng có chuyển vị lớn nhất. 3.4.6.Xác định phản lực ngang tác dụng tại các đầu cọc - Đối với khung ngang (theo phương x). ( )ϕδ±δ=δ= ixNixixixixix H.HH (3. 21) - Đối với khung dọc (theo phương y) Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-20 ( )ϕδ±δ=δ= iyTiyiyiyiyiy H.HH (3. 22) 3.4.7.Xác định lực ngang tác dụng lên khung ngang khung dọc - Khung ngang: ∑ ∑ = δ== N N i ixixixn HHH 1 1 (3. 23) Với N là số cọc trong khung ngang. - Khung dọc: ∑ ∑ = = δ== M i M i iyiyiyn HHT 1 1 (3. 24) Với M là số cọc trong một khung dọc. Chú ý: Các lực Hn, Tn được đưa vào các sơ đồ tính để tính khung ngang và khung dọc của bệ. Trong các khung ngang chỉ cần tính khung ngang ngoài cùng. Các khung dọc phải tính cho tất cả các khung đặc biệt phải lưu ý đến dấu chuyển vị. Phân phối lực ngang trong một phân đoạn bệ cọc cao do lực va động của tầu gây ra tiến hành tương tự như trên, trong đó chỉ lưu ý đến điểm đặt của lực va động. 3.5.Một số phương pháp tính công trình bến bệ cọc cao mềm. 3.5.1.Phương pháp AHTOHOB (An-tô-nốp) 3.5.1.1. Các giả thiết của phương pháp: Phương pháp được xây dựng trên cơ sở của phương pháp chuyển vị và phương pháp phân phối mô men (đúng dần) vì thế các giả thiết của hai phương pháp này đều được An- tô-nốp sử dụng và được bổ xung thêm bằng các giả thiết sau: - Các đầu thanh quy tụ vào một mối được gọi là nút, nút được xem là tuyệt đối cứng vì vậy chuyển vị các đầu thanh tại nút là bằng nhau. - Liên kết giữa cọcc và bệ, liên kết giữa cọc và đất nền là liên kết ngàm. - Trong quá trình biến dạng và chuyển vị khoảng cách giữa hai đầu thanh bất kỳ theo phương ban đầu trước và sau biến dạng là không đổi. - Bỏ qua lực dọc trục của bệ trong quá trình tính toán. - Trong tính toán có xét đến đàn hồi của cọc và của đất nền. - Đất nền trong đó có nền cọc (và của nền đất được xét đến trong quá trình tính toán) hoặc là lún đều hoặc là không lún. 3.5.1.2. Sơ đồ thực - Sơ đồ biến dạng- Sơ đồ tính toán (hệ cơ bản) của phương pháp. Trong khung mỗi một nút đều có thể xẩy ra ba chuyển vị: thẳng đứng, ngang, xoay. Các chuyển vị này được ký hiệu là: δi; ϕi. Để chống lại các chuyển vị thẳng đứng và các chuyển vị ngang AHTONOB đưa vào các liên kết giả dạng thanh. Còn góc xoay của các nút AHTONOB không diễn tả trực tiếp qua hệ phương trình chính tắc của phương pháp chuyển vị mà qua phương pháp phân phối mô men. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-21 Bởi vậy nếu hệ có m nút thì trong hệ cơ bản cần thiết phải đưa thêm m liên kết thanh chằng chuyển vị thẳng đứng và 1 liên kết thanh chống chuyển vị ngang. Hệ đó có n = m + 1 phương trình. nH 2P P1 P3 P H n P2 P31 δ 1 2δ 3δ 4δ 5δ PP2 P31 nH Hình 3_ 26 Sơ đồ thực, sơ đồ biến dạng, hệ cơ bản. 3.5.1.3. Thành lập hệ phương trình chính tắc a) Nguyên tắc thành lập: So sánh sự làm việc giữa hệ thực và hệ cơ bản ta thấy. Về chuyển vị - Hệ thực: δi ≠ 0 - Hệ cơ bản: δi = 0 Về phản lực liên kết: - Hệ thực: Ri = 0 - Hệ cơ bản: Ri ≠ 0 Vì các liên kết đưa vào là các liên kết giả vì vậy để cho hệ cơ bản làm việc giống như hệ thực thì phản lực trong các liên kết giả do các nguyên nhân gây ra phải bằng không. ( ) 0121 =δδδδ − P,,...,R nni (3. 25) 0=+δΣ= ijiji rrR (3. 26) Hay 021 =++++= ipiniii rR...RRR (3. 27) Trong đó: jijij rR δ= Ta viết được n = m + 1 phương trình: ⎪⎪⎩ ⎪⎪⎨ ⎧ =+δ+δ++δ+δ =+δ+δ++δ+δ =+δ+δ++δ+δ −− −− −− 0 0 0 112211 22112222121 11111212111 npnnnn)n(nnn Pnn)n()n( Pnnn)n( rrr...rr .................................................................. rrr...rr rrr...rr (3. 28) Trong đó: Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-22 ijr là phản lực trên thanh liên kết giả i do chuyển vị đơn vị của liên kết j. Các hệ số này có tính chất tương hỗ jiij rr = ⎪⎩ ⎪⎨⎧ ≠ ≡ phôsèhÖji chÝnhsèhÖji Các số hay tự do: nPPP r...r;r 21 là các phản lực do tải trọng ngoài gây ra trên các liên kết 1, 2,...m. Để xác định nội lực, chuyển vị và phản lực Antonov quy ước dấu cho lực dọc N, phản lực r, chuyển vị δ, mô men M, lực cắt Q có chiều dương như trên hình vẽ: δ Q Q MM Q + + N r N r δ Hình 3_ 27 Sơ đồ quy ước về dầu theo Antonov. Các phản lực ijr được xác định bằng cách tách nút đối với cọc ngàm trong đất. - Tại gối đứng (1÷ n-1). im j im j i,j j i,i j imij sinQQQVr αΣ+−+= +−∑ 11 (3. 29) - Tại gối ngang (gối thứ n) im j im j imij cosQHr αΣ+Σ−= (3. 30) j i,i j i,i QQ 11 +− − : Hiệu lực cắt trong phân tố dầm ngang ở nút i do chuyển vị đơn vị của gối j; :imα Góc nghiêng của cọc so với phương thẳng đứng; :Q jim Lực cắt ở đầu cọc im tại nút i do chuyển vị đơn vị của j; :H;V jim j im Phản lực đứng và ngang của cọc im tại nút i do chuyển vị đơn của j. Nếu i = j, jimV và 0≠jimH Nếu i ≠ J, 0== jimjim HV Các giá trị jim j im H;V có thể xác định theo SmorochinSko ⎟⎟⎠ ⎞ ⎜⎜⎝ ⎛ + mcmim o im CFE l 1 hoặc theo chiều dài tính toán (lim). Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-23 n-1 n 1 2 j -1 j j +1 rij i (i+1)(i-1) Q i, i+1 jj i, i-1Q imQ j α imH j V j im i α im jH im r ik V im j imQ j Hình 3_ 28 Sơ đồ tính nút để xác định phản lực gối. - Do chuyển vị thẳng đứng đơn vị imsincos l FE H; l cosFE V im im imimj im im imimimj im αα=α= 2 (3. 31) Với lim là chiều dài tính toán của cọc - Do chuyển vị ngang đơn vị: imim im imimj im sin.cos.l FE V αα= (3. 32) im im imimj im sin.l FE H α= 2 (3. 33) Các số hạng tự do iPr (i = 1; 2; ...n) trong hệ phương trình chính tắc cũng xác định tương tự như rij. o i,i o i,iip QQr 11 +− −= (3. 34) Trong đó: o i,i o i,i Q;Q 11 +− - Lực cắt bên trái và bên phải trong phân tố dầm ngang ở nút i do tải trọng ngoài. o i,i i,i o i,i o i,io i,i Ql MM Q 1 1 11 1 + + ++ + ++= (3. 35) Trong đó: Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-24 :Qoi,i 1+ Lực cắt ở đầu thanh i, i+1 do tải trọng ngoài được tính như một dầm đơn giản. Lực cắt j m,i j i,i j i,i Q;Q;Q 11 +− do chuyển vị đơn vị của j cũng xác định tương tự: 1 11 1 + ++ + += i,i j i,i j i,ij i,i l MM Q (3. 36) Mô men ...M;M o i,i o i,i 11 ++ do tải trọng ngoài và o i,i j i,i M;M 11 ++ ... do chuyển vị đơn vị của nút j trên hệ cơ bản. Mô men do tải trọng ngoài được phân phối từ các mô men ngàm và tỷ lệ với hệ số phân phối mô men Kij ij ij ij J J K Σ= (3. 37) Jij - Độ cứng đơn vị dài của thanh ij. ij ijij ij l IE J = (3. 38) :JijΣ - Tổng độ cứng đơn vị dài của tất cả các thanh chụm tại nút i. Tùy theo tải trọng ngoài và vị trí của nó mô men ngàm tại các nút được xác định theo bảng: Bảng 3_ 1 Momen ngàm do tải trọng ngoài. Sơ đồ tải trọng Mi Mj q lij 12 2 ij ql+ 12 2 ij ql− l ij P ba ijl Pb2 ijl Pa2− - Mô men ngoài do chuyển vị đơn vị bằng: ij ij ji l J MM 6±== (3. 39) Dấu (+) nếu chuyển vị của nút j, dấu (-) nếu chuyển vị của nút i. Các mô men ngàm hoặc do chuyển vị đơn vị được phân phối cho các đầu thanh của nút i. Mô men được phân phối đó chẳng hạn Mij sẽ truyền cho Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-25 ijji MM 2 1= (3. 40) Bây giờ Mji là mô men ngàm của nút j và lại phân phối cho các đầu thanh chụm tại nút j. M i i k j m Hình 3_ 29 Sơ đồ truyền momen nút cứng. Cuối cùng giải hệ phương trình chính tắc để tìm các chuyển vị δi, δ2,...δn và từ đó dễ dạng xác định được nội lực ở các đầu thanh mô men: ∑= +δ= ni oijjjijij MMM 1 (3. 41) Lực dọc: ( )imimnimi im imim im sin.coscosl FE N ααδ+αδ= 2 (3. 42) 3.5.2.Phương pháp SKURATOV 3.5.2.1. Các giả thiết Về cơ bản SKURATOV cũng dựa trên các giả thiết tương tự như AnToNov chỉ có khác chuyển vị xoay ở từng nút được diễn tả trực tiếp qua hệ phương trình chính tắc của phương pháp chuyển vị mà không qua hệ số phân phối mô men k. Viết n = (2m + 1) phương trình của hệ phương trình chính tắc (m nút) gồm - m chuyển vị xoay: δ1; δ2; ... δm; - m chuyển vị thẳng đứng δm+1; δm+2; ...; δ2m; - Và 1 chuyển vị ngang δ2m+1 = δn. Hệ có dạng như hệ viết theo phương pháp Antônov trong đó cần lưu ý r1, r2,...rm là mô men phản lực, còn rm+1; rm+2, ..., r2m; r2m+1= rm m là các phản lực thẳng đứng và phản lực tại liên kết giả nằm ngang. ϕ > 0 ϕ + Hình 3_ 30 Qui ước về dấu theo Skuratov. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-26 Trong phương pháp này dấu của chuyển vị xoay ngược chiều kim đồng hồ chuyển vị thẳng đứng xuống dưới còn chuyển vị ngang sang trái. 3.5.2.2. Sơ đồ thực - Hệ cơ cơ bản 45α 1234 36α 27α 18α 19α L45 36L 27L 18L 19L 5 6 7 8 9 L34 L23 L12 5 76 8 9 δ4 δ3 δ2 δ1 δ9 δ56δ7δ8δ 7 2EJ 8 9 1 7 2 8 9 1 7 98 δ1=1 d 2 L12 6EJd 4EJc2 12L 18L 12L 2EJd d 12 2L 6EJ L 4EJ 19 c 6EJ L219 c 18 c 2L 6EJ 6EJ L212 d a) 7 b) 8 =1 2 δ5 1 9 7 8 9 12EJ 6EJd 2 6EJc3L12 1 d 12 2L L 12EJ 18 3 c 18L2 sinα18 7 c) δ 8 2 1 9 9=1 65 34 85 6 7 9 L 12EJ im 3 c αcos im 6EJ αcos im 2L c im Hình 3_ 31 Sơ đồ xác định momen nút cứng dưới tác dụng của chuyển vị đơn vị. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-27 δ1; δ2; δ3; δ4 : chuyển vị xoay; δ5; δ6; δ7; δ8 : chuyển vị thẳng đứng; δ9 : chuyển vị ngang. a) Chuyển vị xoay: δ1 = 1 đơn vị b) Chuyển vị thẳng: δ5 = 1 c) Chuyển vị ngang: δ9 = 1 đơn vị 3.5.2.3. Thành lập hệ phương trình chính tắc ⎪⎪⎩ ⎪⎪⎨ ⎧ =+δ++δ+δ =+δ++δ+δ =+δ++δ+δ =+δ++δ+δδ 0 0 0 0 2211 22222112 2211 112121211 npnnnnn mpnmnmm mpnmnmm pnn rr...rr rr...rr rr...rr rr...rr (3. 43) 3.6.Tính toán công trình bến bệ cọc cao không cứng và bệ cọc cứng 3.6.1. Phương pháp Culmann Phương pháp này vận dụng cho cả cầu tàu đài cứng và không cứng, với mục đích chỉ tìm lực dọc của cọc. Đó là phương pháp gần đúng trên cơ sở xây dựng các đa giác lực. Hạn chế của phương pháp là số hướng của các cọc tối đa là 3 và tất cả đều nằm trong một mặt phẳng. Đó là phương pháp đồ giải. 1 2 3 a) I II 1P 2P 3P R R 1P 3P 2P R I II c) III b) Hình 3_ 32 Xác định lực dọc của cọc bằng cách dùng đa giác lực. Nếu cầu tàu chỉ có 3 cọc với 3 hướng 1, 2, 3 khác nhau đều nằm trong một mặt phẳng (a) và tổng ngoại lực tác dụng là R thì các lực dọc P1, ; P2; P3 của từng cọc được xác định ngay trên đa giác lực (b). Nếu cầu tầu có số cọc lớn hơn 3 (c) và số lượng tối đa là 3 thì ta thay mỗi nhóm I; II; III bằng một cọc tương đương nằm trong trục dọc trọng tâm của nhóm ấy, sau đó trở về sơ đồ đầu và xây dựng đa giác lực sẽ tìm được lực dọc tổng cộng của từng nhóm PI, PII, PIII. Lực dọc mỗi nhóm được phân bố đều cho nhau. 3.6.2.Phương pháp GERSEVANOV 3.6.2.1. Các giả thiết - Bệ cọc được coi là tuyệt đối cứng, biến dạng của bệ là rất nhỏ so với biến dạng của cọc nên có thể bỏ qua. Vì vậy sau chuyển vị và biến dạng của bệ, đáy bệ vẫn là mặt phẳng; Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-28 - Cọc được làm bằng vật liệu đàn hồi biến dạng của cọc và đất nền được xét đến trong quá trình tính toán; - Nền đất hoặc là không lún hoặc là lún đều. 3.6.2.2. Các ẩn số 1 Hδ x x xi V y o y 2δ 3δ α1α2α3 δ 2 3δ xi ix .tg x .3δ ≈ i δ3 Hình 3_ 33 Sơ đồ tính bệ cọc cao cứng theo Gersevanov. Dưới tác dụng của tải trọng thì đầu cọc của hàng cọc đầu tiên có chuyển vị thẳng δ2, ngang δ1 đáy bệ quay đi một góc δ3; Qua đầu hàng cọc thứ nhất ta lập hệ trục tọa độ xoy dựa vào 3 đại lượng cần tìm trên ta có thể xác định được chuyển vị thẳng đứng của tất cả các đầu cọc còn lại. Nếu bệ có m cọc thì có m chuyển vị thẳng đứng. Chuyển vị thẳng đứng của các cọc đó là: i V i X32 δ+δ=δ (3. 44) (Vì δ3 rất nhỏ nên δ3 ≈ sinδ3 ≈ tgδ3) Các chuyển vị ngang của các đầu cọc là bằng nhau 1δ=δHi 3.6.2.3. Quy ước về dấu. - Chuyển vị δ1 được coi là (+) khi bệ chuyển vị cùng chiều trục x (cùng chiều lực H); - Chuyển vị δ2 được coi là (+) khi bệ chuyển vị cùng chiều với lực V (ngược chiều y); - Góc xoay δ3 được coi là (+) nếu mép dưới của đài trùng với hướng dương của trục x khi chuyển vị xoay sẽ hạ thấp xuống. Gọc αi có dấu (+) nếu chuyển vị ngang trùng với hướng của lực H thì góc đó sẽ nhỏ đi. 3.6.2.4.Thành lập hệ phương trình chính tắc. Hrrr =δ+δ+δ 313212111 Vrrr =δ+δ+δ 323222121 (3. 45) yk HVMrrr +==δ+δ+δ 0333232131 Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-29 Trong đó: V, H, Mo là tổng tải trọng đứng, ngang và mô men tương ứng với góc tạo độ đã chọn. δ1; δ2, δ3: chuyển vị theo phương ngang, đứng và xoay; rij - là phản lực trên thanh liên kết giả i do chuyển vị đơn vị của liên kết j. Các đại lượng này có tính chất rij = rji và được xác định trong bảng. 3.7.Tính toán công trình bến bệ cọc cao không cứng 3.7.1. Nguyên tác tính toán Khi tính bệ cọc cao không cứng người ta coi bệ cọc như các dầm đơn giản kê trên hai gốic (là 2 đầu cọc). Vì thế việc tính toán khá đơn giản. Tải trọng tác động lên bệ cọc cao không cứng cũng giống như các sơ đồ tải trọng tác dụng đối với bệ cọc cao mềm. Do tính chất làm việc của hệ khung (không cứng) lực ngang chỉ do các cọc xiên, cọc chịm đôi chịu trực tiếp, còn các lực thẳng đứng thì tác dụng lên cả cọc đứng và cọc xiên. 3.7.2- Sơ đồ tính toán bệ cọc và cọc a) Bệ cọc: Tính như các dầm đơn giản kê trên 2 gối (như hình vẽ). Tải trọng tác dụng trên các đầu cọc (Ni) được xác định bằng tổng phản lực của các gối của dầm đơn giản. b) Sơ đồ cọc Xác định tải trọng đứng tác dụng trên các đầu cọc .q l bN; ll qN; ll qN; l aqN ⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ +=⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ +=⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ +=⎟⎠ ⎞⎜⎝ ⎛ += 2222 3 4 32 3 21 2 1 1 (3. 46) - Tải trọng ngang: Hn được xác định qua phân phối lực ngang, sau đó dùng phương pháp vẽ: Cọc 1: Thẳng đứng N01 = N1; Các cọc khác: (như hình vẽ). Hn H5H2 H3 H +4 N022N N03 04N 05N 3N N4 Hình 3_ 34 Sơ đồ xác định tải trọng đứng. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-30 Hn q a l l l b1 2 3 a) q nH b) N1 2N 3N 4N 1 2 3 4 5 nα αk Hình 3_ 35 Sơ đồ tính công trình bến bệ cọc cao không cứng. Ở các cọc xiên N0i xác định dựa vào đa giác lực để xác định. Trong bệ có nhiều cọc chụm đôi thì phân phối lực ngang do một cọc chụm đôi chịu như sau. ∑= ik ik c H H HH (3. 47) ∑−= T i jnc HHH (3. 48) Trong đó: Hc - là tổng lực ngang do tất cả các cọc chụm đôi chịu; Hn: tổng lực ngang tác dụng lên bệ; T: số cọc xiên đơn; Hj: lực ngang do cọc xiên j chịu. :Hik Độ cứng cọc xiên chụm đôi thứ i: ( ) ( )nkkk nk nknn kn ik sinFE cosL sinFE cosL H α+α α+α+α α= 2 2 2 2 (3. 49) Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-31 Sau khi biết được lực thẳng đứng và ngang tác dụng lên cọc xiên chụm đôi thi ta có thể xác định được nội lực trong các cọc đó, thường trong thực tế: Ln = Lk; αk = αn; En = Ek; Fn = Fk (3. 50) Tức là: nnn nn ik sinFE cosL H α α= 2 2 2 2 (3. 51) Trên đây là phương pháp tính bệ cọc cao không cứng còn các phần khác trong thiết kế cũng tương tự như tính toán bệ cọc cao mềm và cứng. 3.8.Tính ổn định công trình bến bệ cọc cao. Khi tính toán ổn định công trình bến bệ ccọ cao bao gồm các nội dung tính toán sau: Tính toán ổn định chung của toàn bộ công trình theo mặt trượt cung tròn, hoặc mặt trượt gãy khúc (giả định). Tính ổn định mái dốc đá, ổn định của công trình sau bến... tất cả những vấn đề nêu trên đã được trình bày trong các môn học cơ học đất, nền móng, công trình thủy lợi... ở đây chỉ trình bày những điểm bổ xung đối với công trình bến bệ cọc cao. 3.8.1.Mặt trượt cung tròn nguy hiểm nhất. Khi mất ổn định mặt trượt cung tròn có thể không cắt cọc nào, cũng có thể cắt qua một hay nhiều cọc. Theo kinh nghiệm mặt trượt cung tròn nguy hiểm thường đi qua các điểm sau: - Không cắt qua cọc nào (1); - Cắt qua cọc (2); 1 2 Hình 3_ 36 Các trường hợp kiểm tra ổn định trượt cung tròn công trình bến bệ cọc cao. 3.8.2- Tính toán 3.8.2.1. Tải trọng tính toán trên bến Tải trọng tính toán được xác định như sau: - Từ tâm trượt 0 kẻ một tia hợp với phương thẳng đứng một góc ϕn gặp cung trượt tại I. Từ I vẽ tia thẳng đứng gặp mặt đất tại I'. I' là điểm giới hạn ngoài của tải trọng khai thác ở trên bến. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-32 ϕn I' I q1 q2o Hình 3_ 37 Sơ đồ tính ổn định trượt cung tròn. 3.8.2.2. Xác định tâm trượt nguy hiểm nhất. Chọn tâm O1 cách mép bến một khoảng 1 ÷ 2m và cao hơn mặt bến (1 ÷ 2)m. Sau đó tính được hệ số ổn định k1. Theo phương ngang kẻ một đường qua tâm O1. Trên đường đó lấy thêm hai tâm O2, O3 cách tâm O1 từ (2÷3)m. Tính các hệ số ổn định trượt k2, k3. Theo một tỷ lệ tùy chọn ta dựng các trị số ki tại các tâm Oi tương ứng. 1- 2m 2-3m 1-2m K5 O5 O3 O3O2 K2 K1 K3 O4 K4 Omin Kminmin O1 Ominmin I II Hình 3_ 38 Xác định tâm trượt nguy hiểm theo phương pháp đúng dần Qua các điểm nút của các hệ số nói trên ta vẽ đường cong trơn số (I) từ đó xác định được hệ số kmin qua đó xác định được tâm Omin (tâm trượt có hệ số ổn định trượt nhỏ nhất theo phương ngang). Qua tâm Omin dựng đường thẳng đứng, trên đó lấy các tâm O4, O5. Xác định các hệ số ổn định trượt tương ứng k4, k5. Theo tỷ lệ đã chọn, dựng các hệ số ki tương ứng với các tâm Oi, nối các đầu mút của chúng lại chúng ta được đường cong thứ (II), qua đường cong này ta tìm được hệ số kmin min (theo phương dọc) từ đó xác định được tâm trượt có hệ số ổn định trượt nhỏ nhất Omin min. Qua tính toán trên để xác định được tâm trượt nguy hiểm nhất ta phải tính ít nhất 5 tâm O1, O2,...O5. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-33 Kiểm tra ổn định trượt theo mặt trượt trụ tròn theo công thức: ≤minminK [ ] m k.m.n.n =K ndc®« (3. 52) ît−try©gM ît−trchèngM =K o o Σ Σ 1≥ (3. 53) Trong đó: n, nc, md, kn, m xem điều 13.13 3.8.3.Xác định lực chống trượt khi mặt trượt cắt cọc 3.8.3.1. Khi mặt trượt không cắt qua cọc nào: Thì tính toán theo phương pháp phân mảnh đã được trình bày trong cơ học đất. 3.8.3.2. Khi mặt trượt cắt cọc: Khi mặt trượt cắt cọc thì cọc sẽ sinh ra một lực kháng P nào đó chống lại sự trượt đó. t R t B tm B A Q t t t t0 t t0 σBb Bcσ( - ) c Qc Hình 3_ 39 Sơ đồ xác định lực cắt cọc. Khi mặt trượt cắt cọc thì t0 là chiều dài đoạn chịu ảnh hưởng còn phía trên và dưới bị ngăn chặt. Lực chống trượt chính là phản lực của đất. Trong phạm vi ảnh hưởng biểu đồ áp lực đất thực tế là hình thang nhưng phạm vi nhỏ nếu được coi là hình chữ nhật có cường độ B C B b -σσ (3. 54) Trong đó: B bσ : là cường độ áp lực đất bị động tại B; B cσ : là cường độ áp lực đất chủ động tại B. Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-34 Khi tính toán coi đoạn AB như một dầm đơn giản kê trên 2 gối từ đó giá trị mô men lớn nhất được tính như sau: ( ) cBcBb l=q σσ (3. 55) co B c B b max l.t= l.q =M 2 2 8 σσ 8 (3. 56) Trong đó: lc – chiều dài của đoạn thẳng mà trên phạm vi đoạn đó áp lực chủ động và bị động của đất sẽ truyền lại cọc; lc = L khi L ≤ 3D; lc = 3D khi L ≥ 3D; Trong đó: D - Đường kính cọc; L – Khoảng cách cọc theo phương dọc bến (bước cọc). Trong trường hợp có lực Qc (cọc bị phá hoại) thì Mmax = M phá hoại nhưng thực tế để an toàn người ta lấy: Mmax = 0,5 Mphá hoại (3. 57) Lấy Mphá hoại để tính cân bằng phương trình (3.56), (3.57) ta xác định được to: )(l M .t B c B bc i¹ho¸ph o σσ 2= (3. 58) Còn ∆t được xác định như sau: ( ) ( )PEdEt 'bcBcBb ' b ≡= σσ2 ∆ (3. 59) ( ) cBcBb c dQt σσ2∆ −= (3. 60) Trong đó: ( ) 2 σσ co B c B b c l.t. Q −= (3. 61) Thay (3.61) vào (3.60) được ot250t ,=∆ Vậy khi tính toán ta cần xác định chiều sâu: ttt o ∆+= hay t = 1,25 to Sau đó so sánh t với tm thì có 2 khả năng xảy ra (tm là chiều dài từ điểm bị cắt đến mũi cọc) - t = to + ∆t < tm. Trường hợp này mới xuất hiện lực P và trị số P là lực tham gia chống trượt, khi tính toán ổn định phải kể đến lực này với trị số xác định theo công thức (3.56). Chương 3. Công trình bến bệ cọc cao. 3-35 - t = to + ∆t > tm. Tuy rằng mặt trượt có cắt cọc nhưng đoạn cọc dưới mặt trượt không đủ chiều dài để cọc phát huy đầy đủ sức chống của mình có thể cọc vẫn phát sinh ra lực chống PP <′ nào đó. Nhưng để an toàn người ta không xét đến và tính toán coi như mặt trượt không cắt cọc. iiiiii ii tr g QlCtgcosg sing M M k ∑+∑+ϕ∑ ∑== α α (3. 62)