Đồ án Thiết kế và tổ chức thi công hầm Mêtrô đặt nông trong thành phố

7, chiều dày lớp đất bảo vệ bên trên H=23 m < 2,5.hv=23,41 (m) , thỏa mãn điều kiện hình thành vòm áp lực nên áp lực đất đá thẳng đứng tính toán theo công thức vòm áp lực. -Áp lực đất đá thẳng đứng tiêu chuẩn qtc(T/m2) được tính như phân bố đều theo công thức: 1,9.9,36= 17,79(T/m2) (3.4) Trong đó: -Trọng lượng thể tích của lớp đất đấ thứ 5(T/m3); hv-Chiều cao vòm áp lực(m); -Áp lực đất đá thẳng đứng tính toán qtt : 17,79.1,5=26,69(T/m2) (3.5) Trong đó : n1 hệ số vượt tải đối với đất đá thẳng đứng khi hình thành vòm áp lực n1=1,5; Hình 3.2-Tải trọng thẳng đứng do áp lực đất đá gây nên. *Áp lực hông tính toán. -Từ công thức : (3.6) Trong đó : là áp lực tính toán thẳng đứng; là hệ số vượt tải =1,2; là chiều cao kết cấu, = d =8,5m là góc ma sát trong của lớp đất thứ 5 , vì hệ số vượt tải n2=1,2>1 nên góc được cộng thêm 50. +Tại đỉnh kết cấu : (3.7) +Tại chân kết cấu : (3.8) Hình 3.3 – Áp lực hông tác dụng lên kết cấu. Tải trọng bản thân kết cấu. Coi tiết diện là hình chữ nhật ta có công thức : (3.9) Để đơn giản trong quá trình tính toán và thiên về an toàn ta coi tải trọng do tĩnh tải phân bố đều có hướng từ trên xuống với trị số : (3.10) Trong đó n3 là hệ số vượt tải của tĩnh tải đối với kết cấu lắp ghép. Trọng lượng của trang thiết bị khi khai thác, sử dụng. Trọng lượng của các trang thiết bị khi khai thác có lợi cho kết cấu khi làm việc và rất nhỏ so với áp lực của đất đá. Do vậy trong quá trình tính toán kết cấu, để thiên về an toàn ta có thể bỏ qua loại tải trọng này. Áp lực nước ngầm. Áp lực nước ngầm tác dụng lên kết cấu được xác định bằng vị trí của công trình so với mặt thoáng của nước ngầm. Áp lực nước ngầm tác dụng lên kết cấu có thể phân tích thành 2 thành phần : thành phần phân bố đều có trị số bằng trị số chiều cao cột nước trên đỉnh hầm và thành phần phân bố không đều có trị số =(1-cos).2r. Áp lực thủy tĩnh tác động lên xung quanh công trình ngầm và làm giảm mômen uốn do vậy trong quá trình tính toán để thiên về an toàn ta có thể bỏ qua loại tải trọng này. Song do hầm được thiết kế nằm trên mực nước ngầm nên trong quá trình tính toán ta bỏ qua loại tải trọng này. Tải trọng do các công trình trên mặt đất. Do đặc điểm hầm đặt sâu 23m nên sự ảnh hưởng của các công trình bên trên mặt đất là không đáng kể, do vậy ta có thể bỏ qua loại tải trọng này. 1.1.3.2.Tải trọng tạm thời Bao gồm tải trọng tạm thời trong quá trình thi công, lắp ráp như áp lực phun vữa bê tông sau vỏ hầm, ảnh hưởng của nhiệt độ xung quanh hầm, ảnh hưởng của co ngót và từ biến của bê tông vỏ hầm, áp lực của các kích khiên đào. Thông thường trong thiết kế công trình ngầm đối với kết cấu lắp ghép do có khả năng làm việc được ngay nên ta không xét đến loại tải trọng này và chúng nhỏ hơn nhiều so với áp lực của đất đá. Ngoài ra đối với các công trình ngầm trong thành phố, tải trọng tạm thời còn phải kể đến các loại tải trọng do các phương tiện giao thông bên trên hay bên trong công trình ngầm, áp lực do hoạt tải đi qua công trình ngầm, lực nằm ngang do hãm phanh, lực lắc ngang, lực ly tâm của xe cộ chuyển động. Nhưng do chiều sâu đặt hầm là lớn nên ảnh hưởng của loại tải trọng này là rất nhỏ, có thể bỏ qua. 1.1.3.3.Tải trọng đặc biệt. Bao gồm các loại tải trọng xuất hiện có tính chất ngẫu nhiên hoặc do sự cố bất ngờ như áp lực do động đất, sập lở hoặc một bộ phận của công trình bị hư hỏng. Ở đồ án này ta không xét đến. 1.1.3.4.Số liệu tải trọng tính toán. Tải trọng tính toán bao gồm : +Tải trọng thẳng đứng do áp lực đất đá có trị số qtt=26,69T/m2 và tải trọng thẳng đứng do tải trọng bản thân gtt=0,9625 (T/m2); +Tải trọng nằm ngang (áp lực hông). Hình 3.4-Sơ đồ tải trọng tính toán. 1.2.Tính toán kết cấu hầm. Kết cấu hầm là kết cấu bê tông cốt thép lắp ghép bao gồm 8 phân tố với mối nối trơn nên liên kết giữa các phân tố được coi như liên kết khớp. Hệ vành tròn 8 khớp có sơ đồ làm như sau : Hình 3.5-Sơ đồ làm việc của kết cấu. 1.2.1.Tính toán nội lực . Vì vùng kết cấu không chịu ảnh hưởng của môi trường lúc đầu là chưa rõ, bài toán trở nên phi tuyến đối với tải trọng như thế rất khó giải với phương pháp tính hầm tròn trong môi trường đàn hồi tồn tại nhiều giả thiết làm đơn giản hóa tính toán. Trong thực tế thiết kế công trình, sử dụng rộng rãi phương pháp tính gần đúng theo giả thiết biến dạng cục bộ. Phương pháp tính toán phổ biến rộng rãi nhất là của viện thiết kế tàu điện ngầm (Metroproekt), phương pháp này không những chỉ tính hầm tròn mà cho các hầm dạng vòm, ovan và các loại hình dạng khác. Phương pháp này dựa trên giả thiết sau : +Đường trục hình vòng cung (hình tròn) được thay bằng đa giác nội tiếp trong nó. Tùy theo yêu cầu thực tế, trục hầm có thể phân thành 16 đoạn (nếu sử dụng môi trường đàn hồi, có thể phân thành 24, 32 hoặc 48 cạnh); +Tải trọng chủ động phân bố ngoài được quy về các lực tập trung đặt tài các đỉnh khớp của đa giác; +Môi trường đàn hồi liên tục có thể thay bằng các thanh đàn hồi riêng biệt, được đặt vào tất cả các đỉnh của đa giác trừ những đỉnh trong vùng không chịu ảnh hưởng phản lực địa tầng (vùng thoát ly). Kích thước vùng thoát ly được thể hiện bằng góc , giá trị của nó phụ thuộc vào độ mềm của vỏ hầm và tính chất của địa tầng quanh hầm, nằm trong khoảng 900-1500. Đất nền càng chặt và vỏ hầm càng mềm độ dài vùng không ảnh hưởng càng nhỏ. Gối đàn hồi được đặt ở tất cả các đỉnh của đa giác trong vùng của có chuyển dịch đàn hồi của đất nền (vùng có kháng lực đàn hồi). Nếu lực ma sát giữa kết cấu và địa tầng được bỏ qua, các gối đàn hội đặt theo phương bán kính của cung tròn. Để xác định lực ma sát cần phải đặt thêm gối theo phương tiếp hoặc xoay gối theo phương bán kính đi một góc (=arctg, trong đó - hệ số ma sát giữa hầm và địa tầng), như vậy phản lực đàn hồi tiếp tuyến với vỏ hầm đã được tính đến. Song khi tính toán với kết cấu hình tròn để thiên về an toàn ta chỉ xét đến thành phần phản lực đàn hội theo phương pháp tuyến và bỏ qua thành phần phản lực đàn hồi tiếp tuyến với vỏ hầm. Giả thiết thứ tư được sử dụng trong tính toán là sự thay đổi liên tục của độ cứng vỏ hầm được thay bằng nhiều nấc khác nhau. Nếu tiết diện tính toán của vỏ hầm thay đổi độ cứng của mỗi cạnh đa giác được lấy bằng trị trung bình của cạnh ấy, còn tiết diện của vỏ hầm không thay đổi thì độ cứng của các đa giác là như nhau. Sơ đồ tính của phương pháp này được thể hiện như hình sau: Hình 3.6 : Hệ cơ bản của phương pháp tính Sơ đồ tính này được thể hiện như một hệ thanh phẳng, việc tính toán đơn giản và hiệu quả nhất là theo phương pháp lực. Hệ cơ bản nhận được bằng cách tách phần nằm trong vùng ảnh hưởng của chuyển dịch đàn hồi và đặt vào các nút này mômen uốn, đó chính là các ẩn lực của bài toán. Tác dụng của các thanh đàn hồi được thay bằng các phản lực đàn hồi như hình trên. Để thuận lợi trong tính toán nội lực, hệ cơ bản được chia thành 2 thành phần: vòm 3 khớp ở trên vỏ hầm và hệ khớp gắn với đất đá bởi các liên kết thanh. Số lượng của các ẩn trong sơ đồ cơ bản phụ thuộc vào số các cạnh của đa giác, với sơ đồ đối xứng, chỉ cần xét một nửa hệ. Trong trường hợp vành tròn được chia thành 16 phân tố, để xác định ẩn trên có thể giải hệ phương trình chính tắc của đa giác 16 cạnh theo phương pháp lực như sau : (3.11) Đối với sơ đồ làm việc như trên có 8 khớp nên M1= M3 =M5= M7=M9=0 và trong vùng thoát ly loại bỏ được 3 gối ở phía trên, do vậy bài toán 3 ẩn M4; M6; M8. Khi đó phương trình chính tắc có dạng (3.12) Giá trị của các chuyển dịch trong hệ phương trình tính theo công thức More-Mắc xoen có kể đến đặc điểm của hệ thanh như sau: (3.13) Trong đó : - mômen và lực dọc trong hệ cơ bản do các môment ẩn bằng đơn vị và tải trọng gây ra; -phản lực tại gối đàn hồi do các môment ẩn đơn vị và tải trọng gây ra trong hệ cơ bản. J,F – giá trị trung bình của môment quán tính và diện tích tiết diện tích tiết diện của các cạnh đa giác; K* - đặc trưng độ cứng của gối đàn hồi. Giá trị của K* được xác định bằng việc dùng giả thiết biến dạng cục bộ và mỗi gối tựa đặc trung cho tính đàn hồi của địa tầng trong phạm vi tâm của 2 đa giác kề nhau: K* = k.li.b (3.14) Trong đó : b là chiều rộng của vành kết cấu dùng để tính toán (b=1,2m); Li là chiều dài cạnh của đa giác; K là hệ số đàn hồi của đất nền ; K=1000T/m3. Như vậy nếu gối tựa đầu tiên nằm liền kề với vùng không chịu ảnh hưởng với trường hợp các cạnh của đa giác bằng nhau thì độ cứng quy đổi cần phải giảm đi một nửa. Nội lực trong sơ đồ cơ bản được xác định bằng nguyên tắc cộng tác dụng độc lập của tải trọng P (bao gồm tải trọng thẳng đứng q và áp lực hông )và M4= M6= M8=1; hệ được tách thành hai nửa trên nền đàn hồi như hình 3.6 Sau khi giải hệ phương trình (3.12), mômen uốn, lực dọc, và phản lực được tính theo công thức sau : (3.15) Trong đó :Mk – giá trị của các ẩn lực tại các khớp nối đã chia. 1.2.2.Xác định nội lực trong vòm 3 khớp do tải trọng gây ra. 1.2.2.1.Xác định giá trị các lực tập trung tại các nút. Theo giả thiết thì tải trọng phân bố được thay thế bằng lực tập trung tại các nút. Để tổng quát ta xét cho trường hợp áp lực phân bố hình thang. Để thuận tiện trong quá trình tính toán ta gọi cường độ áp lực phân bố trên đỉnh hình thang có giá trị e0=6,35T/m2 và e9=10,96 T/m2. Hình 3.7-Sơ đồ xác định tải trọng tập trung tại nút. Quy tắc phân bố như sau: lực tập trung tại nút thứ i bằng hợp lực của lực phân bố trên ½ chiều dài của 2 đoạn sát nút I là i-1,i và i,i+1. Gọi ai-1,i là chiều dài đoạn i-1,i chiếu lên đoạn thẳng đứng , là góc của thanh thứ i-1,i với phương thẳng đứng. Ta dễ dàng thấy được : =(5,5-i) với =(i-5,5) với Ta có : với li là chiều dài đa giác (3.17) Trên hình vẽ ta thấy (3.18) (3.19) Gọi hi-1,i là khoảng cách từ điểm 0 đến tường thẳng nằm ngang đi qua trọng tâm các cạnh của đa giác, ta có : (3.20) Ở đây quy ước =0; Gọi ei là cường độ lực phân bố tại điểm ứng với trung điểm của các cạnh i,i+1 đa giác ta có : ei=hi-1,i.tg; (3.21) Cường độ tập trung tại nút thứ I là : ; (3.22) Thay các giá trị ở trên vào ta có: (3.22) Ví dụ: tính toán Q1. Các giá trị Qi còn lại được tính trong bảng sau Điểm Thanh Góc(0) ai,i+1(*r) Qi(*r) 1 12 78,75 0,07612 0,037698e0+0,000362e9 2 23 56,25 0,215772 0,138298e0+0,008149e9 3 34 33,75 0,324423 0,227328e0+0,043269e9 4 45 11,25 0,382683 0,241850e0+0,111702e9 5 56 11,25 0,382683 0,191342e0+0,191341e9 6 67 33,75 0,322442 0,111702e0+0,241851e9 7 78 56,25 0,215772 0,043270e0+0,227328e9 8 89 78,75 0,07612 0,008149e0+0,138298e9 9 0,000362e0+0,037698e9 Để thống nhất trong quá trình tính toán các giá trị áp lực hông tập trung tại các nút ta lấy như sau : Q1=(0,037698e0+0,000362e9).r =0,9919 Q2=(0,138298e0+0,008149e9) .r =3,933 Q3=(0,227328e0+0,043269e9) .r =7,81 Q4=(0,24185e0+0,111702e9) .r =11,24 Q5=(0,191342e0+0,191341e9) .r =13,49 Q6=(0,111702e0+0,241851e9) .r =13,69 Q7=(0,043270e0+0,227328e9) .r =11,274 Q8=(0,008149e0+0,138298e9) .r =6,388 Q9=(0,000362e0+0,037698e9) .r =1,693 Với e1=6,35(T/m2) ;e2=10,96(T/m2). Trong trường hợp áp lực phân bố đều với cường độ q ta có : Pi= (3.23) Với ; (3.24) Thay số vào ta có: P1=0,382683q.r =41,63 T/m ; P2=0,353553q.r =38,459 T/m; P3=0,270598q.r =29,44 T/m; P4=0,14644q.r =15,93 T/m; P5=0,038060q.r =3,81 T/m. 1.2.2.2.Xác định nội lực trong vòm ba khớp do tải trọng gây ra. Hình 3.8–Hệ cơ bản khi tính vòm 3 khớp chịu áp lực chủ động. -Xác định các kích thước cần thiết, khi chua vành thành 16 phân tố ta có: x2=r.sin=1,5594 m; y2=r.(cos-cos2) =0,88 m; x3=r.sin2=2,88124 m; y3=r.(1-cos2) =1,193 m . -Xác định các phản lực liên kết: +Phản lực thẳng đứng V: Thay số vào ta có: V=0,544895qr = 59,27 T/m +Lực xô ngang H : -Mômen uốn: M02=V(x3-x2)-H.y2 =5,27.(2,88-1,55)-91,83.0,88 =-2,75 T -Lực dọc : Tách nút 1 và nút 3 ta có =97,98 (T) =109,29 T 1.2.3.Tính nội lực trong phần vành khớp còn lại dưới tác động của áp lực chủ động. Đặt ở phản lực gối tựa H,V vào nút 3 của phần vành còn lại, cộng thêm vào đó tải trọng tập trung P3,Q3. Sau đó xác định nội lực trong các thanh trong hệ cơ bản và phản lực gối tựa bằng phương pháp thứ tự tách nút. Trong trường hợp tổng quát, để xác định nội lực trong phần vành khớp còn lại ta sử dụng phương pháp tách nút, chiếu các lực lên phương tiếp tuyến và pháp tuyến với bán kính tại nút đó. Ta dễ dàng thấy được : . Trong đó Hình 3.9 Sơ đồ xác định nội lực trong vành khớp dưới tác dụng của tải trọng. Xét tại các nút: *Tại nút 3: sin0,5a - (P3 + V) cos 2a - (Q3 – H) sin 2a = 124,53.sin11,250– (29,44+59,27).cos450-(7,812-91,8).sin450 =20,976(T) * Tại nút 4: = 124,53 + 19,53. = 128,078 (T) = (124,53+128,078).sin11,250 =32,79(T) * Tại nút 5: = =131,96(T) = =37,23 (T) * Tại nút 6: = =126,62 (T) = (131,96+126,62).sin11,250 =37,797 (T) * Tại nút 7: = = 118,49 = =39,8 (T) * Tại nút 8: = =112,47 (T) = = 42,61(T) * Tại nút 9: = 43,88 (T) 1.2.4. Xác định nội lực trong hệ cơ bản dưới tác dụng của các mômen đơn vị đặt tại các nút. Xét trường hợp tổng quát mômen đơn vị Mi=1 đặt tại nút i. Mômen đơn vị Mi = 1 đặt tại nút i sẽ gây ra trong các thanh i-1,i và i,i+1 lực cắt có giá trị l/li (trong đó li là chiều dài cạnh đa giác li = 2.r.sin) và Mi = 1 chỉ gây ra nội lực trong 2 thanh bên cạnh. Để xác định lực dọc và các phản lực tại gối tựa đàn hồi ta dùng phương pháp tách nút, lần lượt chiếu lên các phương pháp tiếp tuyến và pháp tuyến với bán kính tại các nút ta dễ dàng tìm được : Hình 3.10-Sơ đồ xác định nội lực do Mi=1 đặt tại các gối 4,6,8 * Xét M4 =1 đặt tại nút 4 : XÐt M6 = 1 ®Æt t¹i nót 6: ; XÐt M8 = 1 ®Æt t¹i nót 8: ; 1.2.5.Xác định các hệ số của phương trình chính tắc. Nhân biểu đồ nội lực theo phương pháp của Vêrêsaghin. Ta có : E = 2,9 . 106 T/m2 ; F = 0,42m2 ; J = 4,2875 . 103m4 ; r = 4,075 m; K* = K. li . b Với b là chiều dài tính toán lấy b = 1m, li = 0,39018r, K = 10000T/m3. Theo nguyên lý chuyển dịch khả dĩ : dtk = dkt ta có: d48 = d84 = 0 d68 = d86 = d46 Thay số vào các công thức chuyển vị trên ta có : 1.2.6.Kiểm tra độ chính xác sau khi tính toán chuyển vị. Phải thỏa mãn điều kiện sau đây : Trong đó :là diện tích biểu đồ mômen uốn ở trạng thái i. Qua kiểm tra ta thấy quá trình tính toán đảm bảo độ chính xác. 1.2.7.Giải hệ phương trình chính tắc. Thay các hệ số vào hệ phương trình chính tắc ta nhận được hệ phương trình sau : Giải hệ phương trình ta được : M4=2,98;M6=3,213;M8=-10,586 1.2.8.Xác định các giá trị nội lực : *Các giá trị mômen : M2=-2,75;M4=2,98;M6=3,213;M8=-10,586; M1= M3= M5= M7= M9=0 *Các giá trị lực dọc : Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 1-2  97,99 0 3,213 0  97,99 0 -10,576 0 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 2-3 109,29 0 3,213 0 109,29 0 -10,576 0 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 3-4  124,53 -0,125 3,213 -0,4016  124,165 0 -10,576 0 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 4-5  128,07 -0,125 3,213 -0,4016  127,705 0 -10,576 0 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 5-6  131,9 -0,125 3,213 -0,4016  131,56 0 -10,576 0 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 6-7  126,67 -0,125 3,213 -0,4016  126,22 0 -10,576 0 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 7-8 118,49 0 3,213 0 119,82 -0,125 -10,576 -10,586 Thanh Ni Mi NiMi N 0 2,98 0 8-9 112,47 0 3,213 0 113,82 -0,125 -10,576 -10,586 *Bảng tổng hợp giá trị lực dọc : N1-2 N2-3 N3-4 N4-5 N5-6 N6-7 N7-8 N8-9 97,99 109,29 124,166 127,7 131,56 126,22 119,82 113,8 *Các giá trị phản lực tại gối : R3 R4 R5 R6 R7 R8 R9 65,173 61,185 60,65 69,82 63,79 49,41 67,642 *Các giá trị lực cắt : Q1-2 Q2-3 Q3-4 Q4-5 Q5-6 Q6-7 Q7-8 Q8-9 -1,7346 1,7346 1,875 -1,875 2,02 -2,02 -6,661 6,661 1.3.Kiểm tra nội lực tại các tiết diện theo quy phạm: 1.3.1Kiểm tra nội lực tại mặt cắt theo quy phạm : -Khoảng lệch tâm :ex= -Khoảng cách từ lực đến mép tiết diện ít chịu ứng suất hơn : Trong đó dk là chiều dày kết cấu (m) *Nếu ex0,225.dk=0,225.0,35=0,07875 (m) thì kiểm tra theo công thức : *Nếu ex0,225.dk=0,07875 (m) thì kiểm tra theo công thức : Trong đó : + n là hệ số vượt tải n=1,3; + là giới hạn bền, với mác bêtông 300 có =60KG/cm2; + m là hệ số điều kiện làm việc, m=0,9; + b là chiều rộng tính toán, b=100 cm; + dk là chiều dày kết cấu; + là hệ số biến dạng, với vòm Quá trình kiểm tra các tiết diện được thể hiện trong bảng : Điểm M(Tm) N(T) ex e Điều kiện n.N Nth Ghi chú 1 0 97.99 0 0.175 ex<0,078 127.38 2268 Thỏa mãn 2 -2.75 109.29 0.025 0.2 ex<0,078   142.07 1982 Thỏa mãn 3 0 124.16 0 0.175 ex<0,078   161.41 2268 Thỏa mãn 4 2.98 127.7 0.023 0.198 ex<0,078   166.01 2001 Thỏa mãn 5 0 131.5 0 0.175 ex<0,078   171.03 2268 Thỏa mãn 6 3.21 126.2 0.025 0.2 ex<0,078   164.08 1979 Thỏa mãn 7 0 119.8 0 0.175 ex<0,078   155.76 2268 Thỏa mãn 8 -10.58 113.8 0.093 0.26 ex>0,078   147.94 2402 Thỏa mãn 9 0 113.8 0 0.175 ex<0,078   147.94 2268 Thỏa mãn 1.3.2.Tính toán kiểm tra điều kiện mối nối giữa các block. Nếu nội lực tại các mối nối giữa các block thỏa mãn điều kiện : Thì không cần phải cấu tạo chống trượt cho mối nối. Trong đó : Qi,Ni tương ứng là lực căt và lực dọc tại các mối nối; fi là hệ số ma sát giữa bê tông với bê tông tại mối nối lấy fi=0,25. Trong bài toán này ta cần kiểm tra 5 mối nối : tại tiết diện 1,2,3,4: Q1-2 Q2-3 Q3-4 Q4-5 Q5-6 Q6-7 Q7-8 Q8-9 -1,7346 1,7346 1,875 -1,875 2,02 -2,02 -6,661 6,661 *Tại tiết diện số 1 có : Q1=-1,7346(T)<f.N=0,25. 97.990=24,49(T)-Thỏa mãn *Tại tiết diện số 2 có : Q3=1,875 (T)<f.N=0,25. 124,116=31,04(T)-Thỏa mãn *Tại tiết diện số 3 có : Q5=2,02(T)<f.N=0,25. 131,56=32,89(T)-Thỏa mãn *Tại tiết diện số 4 có : Q7=-6,61(T)<f.N=0,25. 119,82=29,95(T)-Thỏa mãn Như vậy tại các mối nối đều thỏa mãn điều kiện trên nên không cần phải cấu tạo chống trượt cho các mối nối 1.3.3.Kiểm tra điều kiện chịu ép mặt tại các mối nối : Trong đó : +N là lực dọc tính toán trong tiết diện xét; + là hệ số lấy bằng 1 khi ứng suất trên tiết diện phân bố đều trên ép mặt và bằng 0,75 khi phân bố không đều. Trong trường hợp này ứng suất phân bố đều nên lấy =1; +Fem là diện tích ép mặt Fem=h.b=35.100=3500 cm2; +Rem là cường độ của bê tông chịu ép mặt : +F là diện tích tính toán của tiết diện (lấy theo tiêu chuẩn của Nga): +Trong đó h là chiều dày của kết cấu chịu ép mặt (ở đây h được tính là chiều dài cung tròn tại mối nối). Vậy Ta có lực dọc lớn nhất trong các mối nối là N=131T<. Thỏa mãn điều kiện chịu ép mặt tại các mối nối, do vậy mối nối đủ khả năng chịu ép mặt nên ta không phải tính toán các mối nối. CHƯƠNG II : TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP 2.1.Tính toán cốt thép. Tiến hành tính toán và bố trí cốt thép cho các block vỏ hầm. Cắt 1m kết cấu block vỏ hầm để tính toán và bố trí cốt thép. Nguyên tắc cơ bản bố trí cốt thép thỏa mãn: -Đối với bê tông đúc sẵn trong điều kiến khống chế của nhà máy, cự ly tịnh của các thanh song song : +Không được nhỏ hơn đường kính danh định của thanh. +1,33 lần kích thước tối đa của cấp phối thô. +25 mm. -Đối với lớp bê tông bảo vệ 30 mm *Nội lực tính toán: Điểm M(Tm) N(T) Q(T) 1 0 97.990 1.73 2 -2.75 109.291 -1.73 3 0 124.166 1.87 4 2.98 127.705 -1.87 5 0 131.565 2.02 6 3.213 126.222 -2.02 7 0 119.820 6.66 8 -10.58 113.803 -6.66 9 0 113.803 2.1.1.Tính toán cốt thép chịu mômen âm: Mômen tính toán M-max = -105,86KNm Chiều rộng mặt cắt b = bW = 1000mm Chiều cao mặt cắt h = 350mm Chiều cao có hiệu của mặt cắt dv = h-dc-D/2 = 312mm Chiều dày lớp phủ bê tông dc = 30mm Cường độ thép fy = 400Mpa Cường độ bê tông fc = 30Mpa *Kiểm toán theo TTGHCĐ1: Hệ số sức kháng (A5.4.4.2) j = 0,9 Chọn thanh thép No20 D =16 mm Diện tích một thanh thép As = 201,062 mm2 Số lượng thanh thép n = 10 thanh Diện tích thép As = 2010,62 mm2 Hàm lượng thép r = As/(b.h) = 0,005744 = 0,574% Chiều dầy khối ứng suất tương đương a = b1.c = 0,836.37,73 = 31,5mm Trong đó: b : Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (A5.7.2.2) = 0,85 khi f’c < 28Mpa = 0,85-0,05.(f’c-28)/7 khi 28Mpa < f’c < 56Mpa =0,65 khi 56Mpa < f’c b = 0,85-0,05.(30-28)/7 = 0,836 c : Khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ chịu nén ngoài cùng Sức kháng uốn danh định của mặt cắt: (A7.3.2.2-1) Sức kháng uốn tính toán của mặt cắt: Kiểm tra: Mr = 214,41KNm > Mmax = 105,86KNm => Đạt yêu cầu *Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu: rmin = 0,03.f’c/fy = 0,03.30/400 = 0,00225 =0,225% Kiểm tra: rmin = 0,225% Đạt yêu cầu *Kiểm tra lượng cốt thép tối đa: c/de < 0,42 Trong đó: c : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hoà c = 37,73mm de : Khoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo de = h-d1 = 350-130 = 220mm Với d1 : khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chiu kéo. Với cách bố trí cốt thép như hình vẽ ta có: Hình 3.11.Bố trí côt thép chịu mômen âm. c/de = 37,73/175 = 0,172 Kiểm tra: c/de = 0,172 Đạt yêu cầu 2.1.2.Tính toán cốt thép chịu mômen dương: Mômen tính toán M+max = 32,13KNm Chiều rộng mặt cắt b = bW = 1000mm Chiều cao mặt cắt h = 350mm Chiều cao có hiệu của mặt cắt dv = h-dc-D/2 = 312 mm Chiều dày lớp phủ bê tông (A5.12.3) dc = 30mm Cường độ thép fy = 400Mpa Cường độ bê tông fc = 30Mpa *Kiểm toán theo TTGHCĐ1: Hệ số sức kháng (A5.4.4.2) j = 0,9 Chọn thanh thép No20 D = 16 mm Diện tích 1 thanh thép As = 201,062mm2 Số lượng thanh thép n = 10 thanh Diện tích thép As = 2011 mm2 Hàm lượng thép r = As/(b.h) = 0,00574 = 0,574% Chiều dầy khối ứng suất tương đường a = b1.c = 0,836.37,73 = 31,5mm Trong đó: b : Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (A5.7.2.2) = 0,85 khi f’c < 28Mpa = 0,85-0,05.(f’c-28)/7 khi 28Mpa < f’c < 56Mpa =0,65 khi 56Mpa < f’c b = 0,85-0,05.(30-28)/7 = 0,836 c : Khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ chịu nén ngoài cùng Sức kháng uốn danh định của mặt cắt: (A7.3.2.2-1) Sức kháng uốn tính toán của mặt cắt: Kiểm tra: Mr = 214,418KNm > Mmax = 32,1KNm => Đạt yêu cầu *Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu: rmin = 0,03.f’c/fy = 0,03.30/400 = 0,00225 =0,225% Kiểm tra: rmin = 0,225% Đạt yêu cầu *Kiểm tra lượng cốt thép tối đa: c/de < 0,42 Trong đó: c : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hoà c = 37,73mm de : Khoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo de = h-d1 = 350-130 = 220mm Với d1 : khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo. Với cách bố trí cốt thép như hình vẽ ta có: Hình 3.12.Bố trí côt thép chịu mômen dương . c/de = 37,73/130= 0,172 Kiểm tra: c/de = 0,172 Đạt yêu cầu 2.1.3.Tính toán cốt thép chịu lực cắt: Lực cắt tính toán Vmax = 66.61KNm Chiều rộng mặt cắt b = bW = 1000mm Chiều cao mặt cắt h = 350mm Chiều cao có hiệu của mặt cắt dv = h-dc-D/2 =315mm Chiều dày lớp phủ bê tông (A5.12.3) dc = 30mm Cường độ thép fy = 400Mpa Cường độ bê tông fc = 30Mpa *Kiểm toán theo TTGHCĐ1: Hệ số sức kháng (A5.4.4.2) :j = 0,9 Chọn thanh thép No 10 :D = 10 mm Diện tích một thanh thép :As = 78,54 mm2 Số lượng thanh thép :n = 5 thanh Diện tích thép :As = 393 mm2 Hệ số chỉ khả năng bê tông bị nứt truyền lực kéo: b = 2 (A5.8.3.4.1) Góc nghiêng ứng suất nén chéo q = 45o (A5.8.3.4.1) Sức kháng danh định do ứng suất kéo của bê tông: (A5.8.3.3) Trong đó: bv : chiều rộng bản bụng hữu hiệu (A5.8.2.7) dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu lấy không nhỏ hơn các giá trị sau (A5.8.2.7) +Khoảng cách thẳng góc giữa hợp lực kéo và hợp lực nén d’ = h-a/2-d1=204,23mm +0,72h = 0,72.350 = 252mm +0,9de = 0,9.220 = 198mm dv = max(d’; 0,72h; 0,9de) = 252mm Ta thấy Vu=66,61KN > 0,5.j.Vc = 0,5.0,9.114,562 = 51,3KN Phải bố trí cốt thép ngang chịu lực cắt Sức kháng danh định của cốt thép ngang chịu lực cắt: Trong đó: S : Cự ly cốt thép ngang chịu cắt (mm);S = 235 mm q : Góc nghiêng ứng suất nén chéo (A5.8.3.4) q = 45o a : Góc nghiêng cốt thép ngang đối với trục dọc a = 90o Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong phạm vi S Av = 251mm2 Sức kháng cắt danh định: Vn = min{ Vc + Vs ; 0,25.f’c.bv.dv ) Trong đó: +Vc + Vs = 114,562 + 119,11 = 233,69KN +0,25.f’c.bv.dv = 0,25.30.1000.252 = 1890KN => Vn = Min(Vc + Vs , 0,25.f’c.bv.dv) = 233,69KN Sức kháng cắt tính toán: Vr = jv.Vn = 0,9. 233,69= 210,3KN *Kiểm tra sức kháng cắt: Vu = 66,61KN Đạt yêu cầu *Kiểm tra cốt thép ngang tối thiểu: Diện tích cốt thép ngang tối thiểu: Av = 251mm2 > Avmin = 213,67mm2 => Đạt yêu cầu *Kiểm tra cự ly tối đa cốt thép ngang: Cự ly tối đa cốt thép ngang không được vượt quá giá trị sau: Nếu Vu < 0,1.f’c.bv.dv: S ≤ 0,4dv≤600mm Nếu Vu ³ 0,1.f’c.bv.dv: S ³ 0,4dv ³ 300mm Ta có: Vu = 66,61 KN 0,1.f’c.bv.dv = 0,1.30.1000.252 = 756KN =>Vu Kiểm tr