Tải bản đầy đủ

Bản vẽ autocad công nghệ sản xuất ống thoát nước BTCT

Thiết kế công nghệ sản xuất ống thoát nước bê tông
cốt thép thường và cọc ống bê tông cốt thép ứng suất
trước đúc sẵn, bằng phương pháp quay ly tâm, phục
vụ các công trình xây dựng và đường giao thông trên
địa bàn tỉnh Tiền Giang cũng như các vùng lân cận


3

Chương 3:
GIỚI THIỆU SẢN PHẨM
PHƯƠNG PHÁP SẢN XUẤT

&

2.1 . GIỚI THIỆU SẢN PHẨM:
Các cấu kiện nhà máy sẽ sản xuất là: cọc ống bê tông cốt thép ứng suất trước,
cống tròn bê tông cốt thép thường. Cơ sở để lựa chọn 2 sản phẩm trên để sản xuất là:
2.1.1 . Cọc bê tông cốt thép ứng suất trước:

Cọc ống bê tông cốt thép ứng suất trước là một loại cọc được sản xuất theo dây

chuyền công nghệ hiện đại và tiên tiến, được sản xuất bằng phương pháp quay ly tâm
với tốc độ cao trong nhiều giai đoạn khác nhau, làm cho cấu trúc của bê tông đặc sít
và đạt chất lượng cao. Bê tông dùng để sản suất cọc ống là loại bê tông nặng, cường
độ cao có sử dụng phụ gia làm tăng cường độ, giảm nước và thúc đẩy nhanh quá
trình đông kết. Ngoài ra, cốt thép sử dụng trong cọc ống là loại thép cuộn có cường
độ cao (cáp) và được căng trước làm tăng thêm khả năng chịu tải cho cọc.

Các loại cọc sẽ sản xuất: tất nhiên nhà máy sẽ sản xuất nhiều loại cọc có đường
kính khác nhau tuỳ theo yêu cầu của khách hàng. Tuy nhiên trong này chỉ giới hạn 2
loại cọc: Φ300 và Φ400.

Cọc Φ300:

Đường kính ngoài: 300 (mm).

Chiều dài cọc: 12 (m).

Mac bê tông: 500 (daN/cm2).

Thép (cáp) cường độ cao.

Cọc Φ400:

Đường kính ngoài: 400 (mm).

Chiều dài cọc: 12 (m).

Mac bê tông: 500 (daN/cm2).

Thép (cáp) cường độ cao.
2.1.2 . Cống tròn bê tông cốt thép thường:

Cống tròn đang được tiêu thụ mạnh trong thời gian gần đây. Cũng như cọc cống
tròn bê tông cốt thép thường là loại cống được sản xuất theo dây chuyền công nghệ
tiên tiến, được tạo hình bằng phương pháp quay ly tâm với tốc độ cao trong nhiều
giai đoạn khác nhau, làm cho cấu trúc của bê tông đặc sít và đạt chất lượng. Bê tông
dùng để sản suất ống cống là loại bê tông nặng. Ngoài ra, cốt thép sử dụng trong ống
cống là loại thép thường, vì đa số hệ thống cống được đặt trên vỉa hè nên không cần
dùng thép có cường độ cao.





Các loại cống tròn sẽ sản xuất: cũng như cọc nhà máy sẽ sản xuất nhiều loại cống
tròn có đường kính khác nhau tuỳ theo yêu cầu của khách hàng. Tuy nhiên trong này
chỉ giới hạn 2 loại cống tròn: Φ600 và Φ1000.

Cống Φ600:

Đường kính trong: 600 (mm).

Chiều dài cống: 4 (m).

Mác bê tông: 300 (daN/cm2).

Thép thường.

Cống Φ1000:

Đường kính trong: 1000 (mm).

Chiều dài cống: 4 (m).

Mác bê tông: 300 (daN/cm2).


Thép thường.



2.2 . GIỚI THIỆU BÊ TÔNG CỐT THÉP ỨNG SUẤT TRƯỚC:
2.2.1 . Định nghĩa bê tông cốt thép ứng suất trước:
Xét trường hợp dầm 1 nhịp. Theo sơ đồ ta đặt vào dầm lực nén trước N và tải trọng
sử dụng P. Dưới tác dụng của lực nén N, ở vùng dưới của dầm xuất hiện ứng suất nén.
Ưng suất nén trước này sẽ triệt tiêu hoặc làm giảm ứng suất kéo do tải trọng sử dụng P
gây ra. Để cho dầm không bị nứt, ứng suất tổng cộng trong vùng dưới không được vượt
quá cường độ chịu kéo R k của bê tông. Để tạo ra lực nén trước N người ta căng cốt thép
rồi gắn chặt nó vào bê tông thông qua lực dính hoặc neo. Nhờ tính chất đàn hồi cốt thép
có xu hướng co lại và sẽ tạo nên lực nén trước N. Như vậy trước khi chịu tải trọng sử
dụng P cốt thép bị căng trước còn bê tông bị nén trước.

N

N
L

P

P

L

Hình 3.1: Dầm ứng suất trước
2.2.2 . Ưu và nhược điểm của bê tông cốt thép ứng suất trước:

Ưu điểm:

Trong bê tông cốt thép ứng suất trước, do có thể khống chế việc xuất hiện khe
nứt bằng lực căng trước của cốt thép nên có thể dùng được cốt thép có cường độ
cao. Kết quả là dùng ít thép hơn bê tông không sử dụng ứng suất trước. Đối với
các kết cấu có nhịp lớn, dùng nhiều cốt thép như: dầm, dàn, cột điện, si lô…có










thể tiết kiệm được 50 ÷ 80% thép. Trong các cấu kiện nhịp nhỏ, do cốt cấu tạo
chiếm tỉ lệ lớn nên tổng số thép tiết kiệm ít hơn (khoảng 15%).
Bê tông cốt thép ứng suất trước có khả năng chống nứt cao hơn, có khả năng
chống thấm tốt hơn. Vì dùng bê tông cốt thép ứng suất trước, người ta có thể tạo
ra các cấu kiện không xuất hiện các khe nứt trong vùng bê tông chịu kéo hoặc hạn
chế sự phát triển bề rộng của khe nứt khi chịu tải trọng sử dụng.
Bê tông cốt thép ứng suất trước làm cho cấu kiện có độ cứng lớn hơn, do đó
độ võng và biến dạng bé hơn. Nhờ có độ cứng lớn nên kết cấu bê tông cốt thép
ứng suất trước có tiết diện ngang thanh mảnh hơn so với cấu kiện bê tông cốt
thép thường.
Nhược điểm:
Ưng lực trước không những gây ra ứng suất nén mà còn có thể gây ra ứng
suất kéo ở phía đối diện làm cho bê tông có thể bị nứt.
Việc chế tạo các cấu kiện bê tông cốt thép ứng suất trước cần phải có những
thiết bị đặc biệt, có công nhân lành nghề và có sự kiểm soát chặt chẽ về mặt kỹ
thuật.

2.2.3 . Các yêu cầu kỹ thuật về bê tông và cốt thép trong cấu kiện bê tông cốt thép
ứng suất trước:
2.2.3.1 Yêu cầu về bê tông và vữa:

Bê tông dùng trong cấu kiện bê tông cốt thép ứng suất trước là bê tông nặng có

mác lớn hơn hoặc bằng 200. Việc lựa chọn mác bê tông phụ thuộc vào dạng, loại và
đường kính của cốt thép căng, cũng như phụ thuộc vào việc có dùng neo hay không
neo. Ví dụ nếu dùng cốt thép căng có đường kính không lớn hơn Φ5 thì mác bê tông
thiết kế không được nhỏ hơn 250, còn nếu dùng cốt thép căng có đường kính không
nhỏ hơn Φ6 thì mác bê tông thiết kế không được nhỏ hơn 400. Ngoài ra việc lựa
chọn mác bê tông còn phụ thuộc vào cường độ mà nó cần phải có khi bắt đầu gây
ứng lực trước, phụ thuộc vào loại tải trọng tác dụng lên cấu kiện. Thông thường với
kết cấu nhịp lớn như dầm, dàn... nên dùng bê tông mác 400 hoặc 500.

Vữa dùng để lấp các khe thi công, các mối nối của cấu kiện lắp ghép, để làm lớp
bảo vệ cốt thép và bảo vệ các neo, phải có mác từ 150 trở lên. Vữa dùng để bơm vào
các ống rãnh phải có mác không nhỏ hơn 300 và phải dễ chảy, ít co ngót.
2.2.3.2 Yêu cầu về cốt thép ứng lực trước:

Trong cấu kiện bê tông cốt thép ứng suất trước cần dùng thép cường độ cao, vì

trong quá trính chế tạo và sử dụng một phần ứng suất căng ban đầu bị mất đi. Tốt
nhất là dùng sợi thép có cường độ cao. Ngoài ra có thể dùng cốt thép thanh có gờ từ
nhóm thép cán nóng loại A-IV và loại gia công nhiệt AT-IV trở lên.

Trong phương pháp căng trước, không được dùng sợi thép tròn không có gờ làm
cốt thép ứng lực trước, vì thép không gờ sẽ làm giảm lực dính giữa bê tông và cốt
thép.



2.3 . GIỚI THIỆU VỀ PHƯƠNG PHÁP QUAY LY TÂM:
Để tạo hình có nhiều phương pháp như: đầm rung, quay ly tâm. Trong đó quay ly
tâm được xem là phương pháp thích hợp đối với các cấu kiện tròn.


Trong phương pháp tạo hình bằng cách quay ly tâm, ta rải đều bê tông lên khuôn
đã đặt lồng thép, sau đó đậy nắp khuôn lại và đầm chặt bằng lực quay ly tâm quán
tính Q. Lực Q này xuất hiện khi tốc độ quay của khuôn đủ lớn. Trị số lực Q tỉ lệ
thuận với khối lượng m của phần tử quay quanh bán kính r.
ω2
Q= r m
Trong đó:
r: là bán kính của phần tử có khối lượng m(m)
ω
: là vận tốc góc.
m: là khối lượng của phần tử m (kG).

Lực ly tâm khi quay phải lớn hơn hoặc bằng trọng lượng P của phần tử (m), để
khối bê tông không bị đổ nhào và để lèn chặt hỗn hợp bê tông trong khuôn. Lực P là
lực trọng trường của phần tử bê tông có khối lượng m trong khuôn, được tính như
sau:
P = mg
Trong đó:
m: là khối lượng của phần tử m (kg).
g: là gia tốc trọng trường (m/s2)

Do đó điều kiện để tạo hình bằng phương pháp quay ly tâm là:
Q≥P
2

ω
r m ≥ mg




r

ω2

≥g
g
2
⇒ ω
r

g
r
⇒ ω


Tuy nhiên, để đảm bảo bê tông được lèn chặt thì ta nhân với hệ số thực nghiệm
1,2 ÷ 1,5


Chương 4:
TÍNH TOÁN KẾT CẤU CHO CỌC
VÀ ỐNG CỐNG

4

3.1 . TÍNH KẾT CẤU CHO ỐNG CỐNG:

Kết cấu ống cống được tính toán theo tài liệu: “THIẾT KẾ CỐNG VÀ CẦU
NHỎ TRÊN ĐƯỜNG Ô TÔ” của hai tác giả – Nguyễn Quang Chiêu & Trần Tuấn
Hiệp. Các giả thiết và số liệu dưới đây dùng đế thiết kế cho cả hai loại ống thoát
nước: Φ600 và Φ1000.

Các giả thiết để tính toán:

Cống tròn bê tông cốt thép thuộc loại cống tròn cứng , khi tính toán không
tính đến biến dạng bản thân cống.

Chiều sâu chôn cống có ảnh hưởng nhất định đến việc tính toán nội lực. Do
đó phải chôn cống ở độ sâu thấp nhất có thể.

Trong các đốt cống cứng, ảnh hưởng của lực dọc trục đối với ứng suất tính
toán rất nhỏ (< 9,5%), nên khi tính toán có thể bỏ qua ứng suất dọc trục.

Vật liệu:

Bê tông mác: 300

Cường độ chịu nén hay uốn của bê tông cốt thép: Ru = 130 (kG/cm2).

Cốt thép loại: AI có cường độ chịu kéo R a = 2100 (kG/cm2). Được sử dụng
theo tiêu chuẩn Việt Nam 628–1997. Thép chủ được bố trí thành các vòng tròn
đồng tâm quấn liên tục. Thép dọc được bố trí theo cấu tạo.

Tải trọng thiết kế:

Thiết kế với tải trọng ô tô H30.

Kiểm toán với xe có tải trọng đặc biệt XB80.

Hệ số vượt tải:

Hệ số vượt tải của áp lực đất: nđ = 1,2

Hệ số vượt tải của trọng lượng bản thân cống: nc = 1,1

Hệ số vượt tải của hoạt tải ô tô H30: nH30 = 1,4


Hệ số vượt tải của hoạt tải xe đặc biệt XB80: nXB80 = 1,1 . 

3.1.1 . Tính toán kết cấu cho ống cống Ơ600:
3.1.1.1 Các số liệu để thiết kế:

Theo tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam 372–2006. Chọn cống thiết kế là:


Loại
cống
F (mm)

Chiều
dài hiệu
dụng
Lo (mm)

Chiều dài
tổng L
(mm)

ĐK ngoài
Dng (mm)

ĐK trong
Dtr (mm)

Thể tích
V (m3)

Khối
lượng
(T)

F600

4000

4100

740

600

0,6041

1,69









Các đặc trưng của cống Φ600, của đất và của bê tông:
Đường kính trong của cống: 600 (mm).
Chiều dày thành cống, theo TCXDVN 372–2006, chọn t = 70 (mm).
Trọng lượng riêng của bê tông: gb = 2,5 (T/m3).
Chọn độ sâu chôn cống hay chiều cao đất đắp: H = 0,75 (m).
Dung trọng của đất đắp: go = 2,2 (T/m3).
Góc nội ma sát của đất đắp, qua khảo sát ở vùng Đồng bằng sông Cửu Long
cũng như tỉnh Tiền Giang: ϕ = 30o

3.1.1.2 Tính toán ngoại lực:

750

3.1.1.2.1࠙ Áp lực thẳng đứng do đất đắp gây ra:

Theo môn học “CôngTtrình Giao Thông”, độ sâu chôn cống phải lớn hơn hoặc
bằng 0,5m để cống không bị phá hoại dưới tác dụng của ngoại lực.

Theo giáo trình “Tính Toán Thiết Kế Các Công Trình Trong Hệ Thống Cấp,
Thoát Nước“ của PTS. Trịnh Xuân Lai thì độ sâu chôn cống phải thấp nhất có thể.

2

2

740

1490

1

3



Hình 4.1: Đặt ống thoát nước F 600 trong lòng đất
Như vậy áp lực của đất tác dụng lên cống được tính như sau:
q ñtc

Ap lực tiêu chuẩn của đất:
q ñtc
= γoH = 2,2×0,75 = 1,65 (T/m2)
Trong đó :




γo = 2,2 (T/m3): trọng lượng riêng của đất đắp.
H = 0,75 (m): độ sâu chôn cống hay chiều cao lớp đất đắp.
q ñtt
Ap lực tính toán của đất:
q ñtt
q ñtc
= nđ× = 1,2×1,65 = 1,98 (T/m2)
Với nđ = 1,2: hệ số vượt tải của đất đắp trên cống.

3.1.1.2.2࠙ Áp lực thẳng đứng do tải trọng xe chạy gây ra:
Theo qui định chiều cao đất đắp trên cống không nhỏ hơn 0,5m , vì vậy không xét
đến lực xung kích.

Ap lực do ô tô H30 gây ra:

Chiều rộng phân bố tải trọng của ô tô H30:
aH30 = 0,6 + 2×H×tg30o
= 0,6 + 2×0,75×tg30o = 1,466 (m)

Chiều dài phân bố tải trọng của ô tô H30 :
bH30 = 0,2 + 2×H×tg30o
= 0,2 + 2×0,75×tg30o = 1,066 (m)

Tải trọng phân bố (tiêu chuẩn) của ô tô H30:
p










H 30
tc

∑G

=

aH 30 .bH 30

2×6
1,466 × 1,066

=
= 7,68 (T/m2)
Trong đó:
G = 6 (T): tải trọng của một bánh xe H30.
Tải trọng phân bố (tính toán) của ô tô H30:
p Htt30
p Htc 30
= nH30 ×
= 1,4×7,68 = 10,75 (T/m2).
Với nH30 = 1,4: hệ số vượt tải của ô tô H30.
Ap lực do xe đặc biệt XB80 gây ra:
Chiều rộng phân bố tải trọng của xe đặc biệt XB80:
aXB80 = 0,8 + 2×H×tg30o
= 0,8 + 2×0,75×tg30o = 1,666 (m)
Chiều dài phân bố tải trọng của xe đặc biệt XB80 :
aXB80 = 0,2 + 2×H×tg30o
= 0,2 + 2×0,75×tg30o = 1,066 (m).
Tải trọng phân bố (tiêu chuẩn) của xe đặc biệt XB80: chỉ đặt 1 bánh.
G
XB80
p tc
a XB80 .b XB80
=


20
1,666 × 1,066



=
= 11,26 (T/m2)
Trong đó:
G = 20 (T): tải trọng của một bánh xe XB80.
Tải trọng phân bố (tính toán) của xe đặc biệt XB80:
p ttXB80
p tcXB80
= nXB80 ×
= 1,1×11,26 = 12,388 (T/m2)
Với nXB80 = 1,1: hệ số vượt tải của xe đặc biệt XB80.

3.1.1.2.3࠙ Áp lực do trọng lượng bản thân cống gây ra (Φ 600):

Ap lực tiêu chuẩn bản thân cống (bt):
g tcbt
= γb ×t = 2,5×0,07 = 0,175 (T/m2)
Trong đó :
γb = 2,5 (T/m3): trọng lượng riêng của bê tông cốt thép.
t = 0,07 (m): bề dày của thành cống Φ600.

Ap lực tính toán của bản thân cống (bt):
g ttbt
g tcbt
= nc× = 1,1×0,175 = 0,1925 (T/m2)
Với nc = 1,1: hệ số vượt tải của trọng lượng bản thân cống.
3.1.1.3 Tính toán nội lực trong cống Φ 600:

Việc tính toán nội lực phụ thuộc vào sự lớn hay nhỏ của ngoại lực và sơ đồ phân
bố ngoại lực. Do ảnh hưởng của ứng suất dọc trục nhỏ nên ta chỉ cần tính toán với
moment.
3.1.1.3.1࠙ Moment trong cống tròn (Φ 600) do áp lực đất đắp + tải trọng xe gây ra
được tính theo công thức:
M1 = M2 = M3 = 0,137(q + p)(1 - µ)R2
Trong đó:

M1 ; M2 ; M3 : moment do áp lực đất + do áp lực xe gây ra tại các vị trí 1;
2; 3 trên cống.

q , p : các đại lượng đã tính ở trên.

µ : hệ số sức kháng đàn hồi của đất, với cống cứng ta lấy bằng áp lực hông
của đất:
ϕ
2
2
o
µ = tg (45 –
)
ο
30
2
= tg2(45o –
) = 0,333

R: Bán kính trung bình của đốt cống (Φ600) kể từ trục trung hòa.


R=

0,6 + 0,07
2

= 0,335 (m)
q'= p+q

1
r

2

ϕ 2

µ .q 2

3
q ϕ =µ . q'+q'(1-µ ).2 ϕ /π
q'= p+q

Hình 4.2: Sự phân bố áp lực đất và áp lực do hoạt tải xe trên cống
Moment do áp lực đất + hoạt tải ô tô H30 tác dụng lên cống (Φ600):
q ñtc
p Htc 30

Moment tiêu chuẩn do: áp lực đất ( ) + áp lực xe H30 (
) gây ra tại các
vị trí 1; 2; 3 trên cống đều bằng nhau:
M 1,ñ +tcH30 M ñ2,+tcH30 M 3,ñ +tcH30
q ñtc p Htc30
=
=
= 0,137( +
)(1– µ)R2
= 0,137(1,65+7,68)(1– 0,333).0,3352
= 0,0957 (Tm)
Vì moment do đất + xe gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 đều bằng nhau nên
M ñtc+ H30
đặt:
= 0,0957 (Tm)
q ñtt
p Htt 30

Moment tính toán do: áp lực đất ( ) + áp lực xe H30 (
) gây ra tại các
vị trí 1; 2; 3 trên cống:
M 1,ñ +tt H30 M ñ2,+ttH30 M 3,ñ +ttH30
q ñtt p Htt 30
=
=
= 0,137(
+
)(1– µ)R2
= 0,137(1,98+10,75)(1– 0,333).0,3352
= 0,1305 (Tm)
Vì moment do đất + xe H30 gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 đều bằng nhau
M ñtt+ H30
nên ta đặt:
= 0,1305 (Tm)

Moment do áp lực đất + hoạt tải xe đặc biệt XB80 tác dụng lên cống:



q ñtc

p tcXB0

Moment tiêu chuẩn do: áp lực đất ( ) + áp lực xe XB80 (
) gây ra tại
các vị trí 1; 2; 3 trên cống đều bằng nhau:
M 1,ñ +tcXB80 M ñ2,+tcXB0 M 3,ñ +tcXB80
q ñtc p tcXB0
=
=
= 0,137( +
)(1– µ)R2
= 0,137(1,65+11,26)(1– 0,333).0,3352
= 0,1324 (Tm)
Vì moment do đất + xe đặc biệt XB30 gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 đều
M ñtt+ XB80
bằng nhau nên ta đặt:
= 0,1324 (Tm)
q ñtt
p ttXB0

Moment tính toán do: áp lực đất ( ) + áp lực xe XB80 (
) gây ra tại
các vị trí 1; 2; 3 trên cống:
M 1,ñ +tt XB80 M ñ2,+ttXB0 M 3,ñ +ttXB80
q ñtt p ttXB0
=
=
= 0,137( +
)(1– µ)R2
= 0,137(1,98+12,388)(1– 0,333).0,3352
= 0,147 (Tm)
Vì moment do đất + xe đặc biệt XB30 gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 đều
M ñtt+ XB80
bằng nhau nên ta đặt:
= 0,147 (Tm)


3.1.1.3.2࠙ Moment trong cống tròn (Φ 600) do trọng lượng bản thân cống gây ra:

1

2



2

3
q ϕ =q'.2 ϕ /π
q'=π 2 pδ /2

Hình 4.3: Sự phân bố áp lực do trọng lượng bản thân cống gây ra


Tại vị trí (1) trên cống:
Moment tiêu chuẩn do bản thân (bt) cống gây ra tại vị trí 1:
M1,bttc
g tcbt
= 0,304× ×R2 = 0,304×0,175×0,3352 = 0,006 (Tm)

Moment tính toán do bản thân cống gây ra tại vị trí 1:
M1,bttt
g ttbt
= 0,304× ×R2 = 0,304×0,1925×0,3352 = 0,0066 (Tm)













Tại vị trí (2) trên cống:
Moment tiêu chuẩn do bản thân (bt) cống gây ra tại vị trí 2:
M 2,bttc
g tcbt
= 0,337× ×R2 = 0,337×0,175×0,3352 = 0,0066 (Tm)
Moment tính toán do bản thân (bt) cống gây ra tại vị trí 2:
M2,bttt
g ttbt
= 0,337× ×R2 = 0,337×0,1925×0,3352 = 0,0073 (Tm)
Tại vị trí (3) trên cống:
Moment tiêu chuẩn do bản thân (bt) cống gây ra tại vị trí 3:
M3,bttc
g tcbt
= 0,369× ×R2 = 0,369×0,175×0,3352 = 0,0072 (Tm)
Moment tính toán do bản thân (bt) cống gây ra tại vị trí 3:
M 3,bttt
g ttbt
= 0,369× ×R2 = 0,369×0,1925×0,3352 = 0,008 (Tm)

3.1.1.4 Tổ hợp nội lực (moment):

Ta tổ hợp moment do áp lực đất + hoạt tải, và do trọng lượng bản thân cống gây ra
theo sơ đồ sau:
M1

Q1 = 0

N1

M2
M2

Q2 = 0
N2
N2
Q2 = 0

N3
M 3 Q3 = 0

Hình 4.4: Sơ đồ tổ hợp moment cho cống Φ600


Tổ hợp moment khi hoạt tải tác dụng lên cống là ô tô H30:

Tổ hợp moment tiêu chuẩn:

Trường hợp 1:
M Σtc M ñtc+ H30 M1,bttc
=
+
= 0,0957 + 0,006 = 0,1017 (Tm)
Trong đó:
M Σtc
+
: moment tổng hợp tiêu chuẩn khi hoạt tải là xe H30.


M ñtc+ H30
+
: moment tiêu chuẩn do đất + hoạt tải xe H30 gây ra ở các
vị trí 1, 2, 3 và đều bằng nhau.
M1,bttc M 2,bttc M3,bttc
+
;
;
: moment tiêu chuẩn do trọng lượng bản thân
cống gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 trên cống.

Trường hợp 2:
M Σtc M ñtc+ H30 M 2,bttc
=
+
= 0,0957 + 0,0066 = 0,1023 (Tm)

Trường hợp 3:
M Σtc M ñtc+ H30 M3,bttc
=
+
= 0,0957 + 0,0072 = 0,1029 (Tm)
⇒ Từ 3 trường hợp trên ta thấy moment tiêu chuẩn max khi hoạt tải là ô tô
H30 được xác định như sau:
M Σtc
= max (0,1017; 0,1023; 0,1029) = 0,1029 (Tm)

Tổ hợp moment tính toán:

Trường hợp 1:
M Σtt M ñtt + H30 M1,bttt
=
+
= 0,1305 + 0,0066 = 0,1371 (Tm)
Trong đó:
M Σtt
+
: moment tổng hợp tính toán khi hoạt tải là xe H30.
ñ + H30
M tt
+
: moment tính toán do đất + hoạt tải xe H30 gây ra ở các vị
trí 1, 2, 3 và đều bằng nhau.
M1,bttt M 2,bttt M 3,bttt
+
;
;
: moment tính toán do trọng lượng bản thân cống
gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 trên cống.

Trường hợp 2:
bt
M Σtt M ñtt+ H30 M 2,
tt
=
+
= 0,1305 + 0,0073 = 0,1378 (Tm)

Trường hợp 3:
M Σtt M ñtt+ H30 M 3,bttt
=
+
= 0,1305 + 0,008 = 0,1385 (Tm)
⇒ Từ 3 trường hợp trên ta thấy moment tính toán max khi hoạt tải là ô tô
H30, được xác định như sau:
M Σtt
= max (0,1371; 0,1378; 0,1385) = 0,1385 (Tm)

Tổ hợp nội lực khi hoạt tải tác dụng lên cống là xe đặc biệt XB80:

Tổ hợp moment tiêu chuẩn:




Trường hợp 1:
M Σtc M ñtc+ XB30 M1,bttc
=
+
= 0,1324 + 0,006 = 0,1384 (Tm)
Trong đó:
M Σtc
+
: moment tổng hợp tiêu chuẩn khi hoạt tải là xe XB80.
ñ + XB30
M tc
+
: moment tiêu chuẩn do đất + hoạt tải xe XB80 gây ra tại
các vị trí 1; 2; 3 đều bằng nhau.
M1,bttc M 2,bttc M 3,bttc
+
;
;
: moment tiêu chuẩn do trọng lượng bản thân
cống gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 trên cống.

Trường hợp 2:
M Σtc M ñtc+ XB80 M 2,bttc
=
+
= 0,1324 + 0,0066 = 0,139 (Tm)

Trường hợp 3:
M Σtc M ñtc+ XB80 M 3,bttc
=
+
= 0,1324 + 0,0072 = 0,1396 (Tm)
⇒ Từ 3 trường hợp trên ta thấy moment tiêu chuẩn max, khi hoạt tải là xe đặc
biệtXB80, được xác định như sau:
M Σtc
= max (0,1384; 0,139; 0,1396) = 0,1396 (Tm)

Tổ hợp moment tính toán:

Trường hợp 1:
M Σtt M ñtt+ H30 M1,bttt
=
+
= 0,147 + 0,0066 = 0,1536 (Tm)
Trong đó:
M Σtt
+
: moment tổng hợp tính toán khi hoạt tải là xe XB80.
ñ + XB30
M tt
+
: moment tính toán do đất + hoạt tải xe XB80 gây ra tại
các vị trí 1; 2; 3 và đều bằng nhau.
M1,bttt M 2,bttt M 3,bttt
+
;
;
: moment tính toán do trọng lượng bản thân cống
gây ra tại các vị trí 1; 2; 3 trên cống.

Trường hợp 2:
bt
M Σtt M ñtt+ H30 M 2,
tt
=
+
= 0,147 + 0,0073 = 0,1543 (Tm)

Trường hợp 3:
M Σtt M ñtt+ H30 M 3,bttt
=
+
= 0,147 + 0,008 = 0,155 (Tm)


⇒ Từ 3 trường hợp trên ta thấy moment tính toán max khi hoạt tải là xe có tải
trọng đặc biệtXB80, được xác định như sau:
M Σtt
= max (0,1536; 0,1543; 0,155) = 0,155 (Tm)
3.1.1.5 Tính diện tích cốt thép và chọn thép:

Hiện nay loại xe lưu thông trên đường chủ yếu ở nước ta có tải trọng tối đa là

H30, vì vậy chọn tải trọng thiết kế là ô tô H30, kiểm toán với xe có tải trọng đặc biệt
là XB80.

Từ giá trị moment tổ hợp được ở trên ta có nội lực thiết kế với xe H30 như sau:
M Σtt
= max (0,1371; 0,1378; 0,1385) = 0,1385 (Tm)
M max
tt
Đặt
= 0,1385 (Tm)

a=30

t=70

ho =40

x

3.1.1.5.1࠙ Tính thép chủ (cốt vòng) cho 1 m cống:

1000

Hình 4.5: Sơ đồ tính toán cốt thép cho cống Φ600









Ta sử dụng cốt thép A-I có đường kính F8, bố trí 1 lớp.
Cường độ chịu kéo của cốt thép : Ra = 2100 (KG/cm2).
Cường độ chịu nén của bê tông : Rn = 130 (KG/cm2).
Bề dày thành cống Φ600: t =7 (cm)
Chọn bề dày lớp bê tông bảo vệ: a = 3 (cm)
Chiều cao có ích của tiết diện :ai(
ho = t – a = 7 – 3 = 4 (cm)
Tính thép cho 1m chiều dài cống nên b = 100 cm.
Xác định giá trị của hệ số ro theo công thức :
ho
4
M max
tt
13850
bR n
100 × 130
ro =
=
= 3,875
max
M tt
Với:
= 0,1385 (Tm) = 13850 (KG.cm)


Từ giá trị ro , tra bảng 5.5 sách “Thiết kế cống và cầu nhỏ trên đường ô tô”
của hai tác giả – Nguyễn Quang Chiêu & Trần Tuấn Hiệp. Ta nội suy tìm được a
= 0,0692 ; go = 0,9654.

Diện tích thép chủ (thép vòng) cần thiết :
M max
tt
13850


γ o hoRa

0,9654 × 4 × 2100

Fa =
=
=1,708 (cm2)

Với diện tích thép chủ cần thiết (1,708 cm2) ta chỉ cần bố trí 4F8
(Fa=2,01cm2 ) là đủ. Nhưng theo sách “Kết Cấu Bê Tông Cốt Thép - phần cấu
kiện cơ bản” của tác giả Ngô Thế Phong thì, khoảng cách giữa các cốt chịu
lực phải nằm trong khoảng 70 – 200mm.

Vậy nếu bố trí 4F8 thì khoảng cách giữa các cốt chủ là 250mm (1000:4)
không thỏa yêu cầu. Do đó theo điều kiện cấu tạo, điều kiện đảm bảo cường
độ và kiểm toán nứt, ta bố trí 8F8 (Fa=4,02cm2) trên 1m dài cống.
3.1.1.5.2࠙ Tính thép dọc cho cống:
Theo TCVN, đối với tiết diện hình vành khuyên thì cốt dọc không cần tính chỉ bố trí
theo cấu tạo. Có từ 6 thanh trở lên và đặt đều theo chu vi. Vì vậy ta chọn lượng cốt dọc
bố trí cho ống thoát nước là 9F6 (Fa = 2,54cm2).
3.1.1.6 Kiểm tra điều kiện bảo đảm cường độ và kiểm toán nứt:

3.1.1.6.1࠙ Kiểm tra điều kiện đảm bảo cường độ:
Thành cống bê tông cốt thép tiết diện hình chữ nhật bố trí một hàng cốt thép 8F8
(Fa = 4,02 cm2 ) trên 1m dài, vì vậy ta kiểm tra cường độ theo công thức sau:
x
2
M ≤ [M]=Ru.b.x.(ho – )

Trong đó:
R a Fa




bR u

≤ 0,55ho
2100 × 4,02
100 × 130
=
=0,65 (cm) < 0,55×4 = 2,2(cm) : thỏa

ho = t – a = 7 – 3 = 4 (cm)

Ra = 2100 (KG/cm2)

Fa = 4,02 (cm2)

b = 100 (cm)

Ru = 130 (KG/cm2)
x
2
[M] = Rub(ho – )
x=


0,65
2

=130×100×0,65×(4 –
) = 31053 (KG.cm) = 0,31053 (Tm)

Theo quy định, khi kiểm toán với xe có tải trọng đặc biệt XB80, cho phép tăng
ứng suất của bê tông cốt thép thêm 25%:
M max
tt,XB80
0,155
M max
tt, H30
1,25
1,25
=
= 0,124(Tm) <
= 0,1385(Tm)

Với :
M max
tt, XB80

: là moment tính toán lớn nhất sau khi tổ hợp nội lực, do hoạt tải
XB80 chạy trên đường.
M max
tt, H30

: là moment tính toán lớn nhất sau khi tổ hợp nội lực, do hoạt tải là
xe H30 chạy trên đường.

Vậy moment uốn lớn nhất để kiểm tra cường độ là:
M max
tt
= max(0,124 ; 0,1385) = 0,1385 (Tm)
max
M tt

So sánh
với [M]:
max
M tt
= 0,1385(Tm) < [M]= 0,31053 (Tm) : vậy điều kiện cường độ thỏa
3.1.1.6.2࠙ Kiểm toán nứt:

Độ mở rộng lớn nhất của đường nứt a T (cm), với cốt thép trơn tính theo công
thức:
σa
Ea

aT = 0,5 ψ1 Rr ≤ ∆
Trong đó:

σa : ứng suất trong cốt thép dọc chịu kéo, đối với cấu kiện chịu uốn:
M tc
σa =
với :

Fa z
M max
tc
= 0,1396 (Tm) = 13960 (KG.cm)
Fa = 2,51 (cm2 )
x
0,65
2
2
z = ho –
=4–
= 3,675 (cm)


13960
4,02 × 3,675

⇒ σa =
= 945 (KG/cm2)

Ea = 2.100.000 (kG/cm2): module đàn hồi của bê tông.

ψ1 = 0,7: hệ số xét đến ảnh hưởng của bê tông vùng chịu kéo, ứng với bê tông
mác 300 tra bảng 5.21 sách “Tiêu chuẩn kỹ thuật giao thông đường bộ”-tập II.
Fr
β(n 1 d 1 + n 2 d 2 + ... + n n d n )









Rr =
Với :
Fr : Diện tích vùng ảnh hưởng, giới hạn bởi đường viền của mặt cắt và trị
số bán kính ảnh hưởng r = 3d với d là đường kính của cốt thép (trị số r được
tính từ cốt thép gần trục trung hòa nhất).
Fr = b(3d + a)
Fr = 100(3×0,8 + 3) = 540 (cm2)
b : Hệ số xét đến sự bố trí cốt thép thành các bó thanh. Ở đây do sử dụng
cốt thép rời nên lấy b = 1.
di = 0,8 (cm) : đường kính cốt thép.
ni = 5: số lượng thanh ứng với đường kính di.
Fr
⇒ Rr =




β(n 1 d 1 + n 2 d 2 + ... + n n d n )
540
1 × 8 × 0,8

=
= 84,375 (cm)
D = 0,02 (cm): trị số giới hạn của bề rộng vết nứt.
Như vậy aT được tính như sau:
σa
aT = 0,5

Ea

ψ1 Rr
945
2,1 × 106

= 0,5×
×0,7×84,375 = 0,013 (cm)
Vậy aT = 0,013 (cm) ≤ D= 0,02 (cm): thỏa mãn điều kiện về nứt.
3.1.2 . Tính toán kết cấu cho ống cống Ơ1000:
Tính toán kết cấu cho cống Φ1000, hoàn toàn giống như tính cống Φ600. Vì vậy, ở
đây em sẽ tính toán, lấy kết quả rồi lập bảng.
3.1.2.1 Các số liệu để thiết kế:

Theo tiêu chuẩn xây dựng Việt Nam 372 – 2006. Chọn cống thiết kế có các đặc
trưng như sau:

Đường kính trong của cống: 600 (mm).

Chiều dày thành cống, theo TCXDVN 372 – 2006, chọn t = 90 (mm).







Trọng lượng riêng của bê tông: gb = 2,5 (T/m3).
Chọn độ sâu chôn cống hay chiều cao đất đắp: H = 0,75 (m).
Dung trọng của đất đắp: go = 2,2 (T/m3).
Góc nội ma sát của đất đắp, qua khảo sát ở vùng Đồng bằng sông Cửu Long
cũng như tỉnh Tiền Giang: ϕ = 30o

3.1.2.2 Bảng kết quả tính toán:

TÍNH CÁC NGOẠI LỰC TÁC DỤNG LÊN CỐNG Ơ1000
Loại tải trọng

TC

TT

1,65 T/m2

1,98 T/m2

H30

7,68 T/m2

10,75 T/m2

XB80

11,26 T/m2

12,388 T/m2

0,225 T/m2

0,2475 T/m2

0,253 Tm

0,3455 Tm

0,3504 Tm

0,39 Tm

Áp lực thẳng đứng do đất tác dụng lên cống Ơ1000:

Áp lực thẳng đứng do tải trọng xe
chạy gây ra:

Áp lực do trọng lượng bản thân cống gây ra:

Moment trong cống tròn do áp
lực đất đắp + tải trọng xe gây ra:

Moment do áp lực đất +
hoạt tải ô tô H30 tác dụng
lên cống 1000
Moment do áp lực đất +
hoạt tải xe đặc biệt XB80
tác dụng lên cống:

TÍNH CỐT THÉP CHO CỐNG ࠙1000
Loại tải trọng
Moment trong cống tròn do
trọng lượng bản thân cống
gây ra:

Tổ hợp nội lực
(moment) cho
cống ࠙1000:
Tính thép chủ
(cốt vòng) cho 1
m cống:

TC

TT

Tại vị trí (1) trên cống:

0,0203 Tm

0,0223 Tm

Tại vị trí (2) trên cống:

0,0225 Tm

0,0248 Tm

Tại vị trí (3) trên cống:

0,0247 Tm

0,0271 Tm

0,2777 Tm

0,3726 Tm

0,3751 Tm

0,4171 Tm

Tổ hợp moment lớn nhất khi hoạt tải tác
dụng lên cống là ô tô H30:
Tổ hợp moment lớn nhất khi hoạt tải tác
dụng lên cống là xe đặc biệt XB80:

M max
tt

0,3726 Tm

o

0,958

Ra

2100 KG/cm

M max
tt

γohoRa
2

Fa =
= 3,1 cm2


a

3 cm

ho

6 cm

b

100 cm

ro

3,544




Với diện tích thép chủ cần thiết (3,1 cm2) ta chỉ cần bố trí 7F8
(Fa=3,52 cm2 ) là đủ.
Để đảm bảo điều kiện cường độ và kiểm toán nứt, ta phải bố trí
12F8 (Fa=6,04 cm2) trên 1m dài cống.

Theo TCVN, đối với tiết diện hình vành khuyên thì cốt dọc không cần tính chỉ bố
trí theo cấu tạo. Có từ 6 thanh trở lên và đặt đều theo chu vi. Vì vậy ta chọn lượng
cốt dọc bố trí cho ống thoát nước là 15F6 (Fa = 4,24cm2).

Tính thép dọc cho
cống:

KIỂM TRA ĐIỀU KIỆN BẢO ĐẢM CƯỜNG ĐỘ & KIỂM TOÁN NỨT

Kiểm tra
điều kiện bảo
đảm cường
độ:

a

3 cm

Ra

2100 KG/cm2

b

100 cm

Ru

130 KG/cm2

Fa

6,54 cm2

ho

6 cm

R a Fa
bR u

x
2

M max
tt

[M] = Rubx(ho –
)
= 0,69866 Tm

0,975 cm
< 0,55ho = 3,3

x=

M max
tt
So sánh

với [M]:

M max
tt
= 0,3726 Tm < [M] = 0,69866 Tm : vậy điều kiện cường độ thỏa.
Kiểm
nứt:

toán

M max
tc

37510 KG.cm

= 0,3726Tm


6,04 (cm2 )

Fa

Fa z

x
2

z
ho –

M max
tc

= 5,5

a =
= 1129,14 KG/cm2

σa

Fr

540

Fr

ni

12

di

0,8 (cm)

β∑ n i d i

b

1

12

i =1

Rr =
= 56,25 cm

1

0,7

Ea

2.100.000 KG/cm2

Ea
aT = 0,5
1 R r
= 0,01 cm

So sánh aT với :
aT = 0,011cm < = 0,02 cm : vậy điều kiện khe nứt thỏa.

3.2 . TÍNH KẾT CẤU CHO CỌC ỐNG:
3.2.1 . Tính kết cấu cho cọc Φ 400:
3.2.1.1 Các số liệu và yêu cầu thiết kế:

Chọn cọc thiết kế loại “A”, có Φ400mm, chiều dài L = 12m, bề dày t = 75mm.
Như vậy theo tiêu chuẩn Nhật JIS-A5335-ENG, thì cọc phải đảm bảo các yêu cầu
sau:

Ứng suất nén hiệu quả yêu cầu tối thiểu của bê tông sce = 40 (KG/cm2)

Cường độ chịu nén (mác) của bê tông sau 28 ngày: 500 (KG/cm 2)

Sức chịu tải dọc trục yêu cầu tối thiểu của cọc: Ra = 84 (T)

Moment kháng nứt yêu cầu tối thiểu của cọc: Ma = 5,5 (T.m)

Yêu cầu đối với bê tông:

Cường độ chịu nén mẫu tròn của bê tông sau 28 ngày sck = 500 (KG/cm2)

Ứng suất kéo của bê tông: stu
Bởi vì s28 ≥ 500 nên stu = – 60 (KG/cm2)

Ứng suất cho phép khi nén bê tông: sca
sca = 0,4sck = 0,4×500 = 200 (KG/cm2)

Ứng suất kéo cho phép khi nén bê tông: sca'
sca' = 0,1sca = 0,1×200 = 20 (KG/cm2)

Đối với thép dự ứng lực:

Sử dụng thép thanh P.C sản xuất tại Malaisia. Loại thép SPDL-D-1 sản xuất
theo tiêu chuẩn JIS-G-3137, có các chỉ tiêu sau:

Đường kính thép: 7,4 (mm)

Diện tích một thanh thép:



π × 7,4 2
4















As =
= 0,43 (cm2)

Giới hạn bền của thép thanh P.C: spu = 14200 (KG/cm2)

Giới hạn chảy thép thanh P.C: spy = 12750 (KG/cm2)

Cường độ chịu kéo của thép thanh P.C: sps = 13500 (KG/cm2)

Số thanh thép dùng trong tiết diện: N = 10 (thanh)
Ứng suất có hiệu trong cốt thép P.C được chọn như sau:

Không nhỏ hơn giá trị 1: 0,75spy = 9562,5 (KG/cm2)

Không nhỏ hơn giá trị 2: 0,6spu = 8520 (KG/cm2)
Ứng suất kéo căng lớn nhất (spl) trong thép P.C, chọn như sau:

Không nhỏ hơn giá trị 1: 0,8spy = 10200 (KG/cm2)

Không nhỏ hơn giá trị 2: 0,7spu = 9940 (KG/cm2)
Độ giãn dài của thép: pmin = 5 (%)
Độ chùng cốt thép: kmax = 1,5 (%)
Hệ số từ biến: j = 2
Hệ số co ngót: s = 0,00015
Module đàn hồi:
Module đàn hồi của bê tông:

Sau 28 ngày: Ec = 450.000 (KG/cm2)

Ngay khi cắt thép (truyền ứng suất): Ec’ = 300.000 (KG/cm2)
Module đàn hồi của thép thanh P.C: Es = 2.000.000 (KG/cm2)
Tỉ số của module đàn hồi:

Tỉ số module sau 28 ngày:
Es
2.000.000
Ec



450.000
n=
=
= 4,444
Tỉ số module ngay khi cắt thép (truyền ứng suất):
Es
2.000.000
E c'

300 .000
n' =
=
= 6,667

Đặc trưng hình học của tiết diện cọc thiết kế:

Kích thước hình học:

Đường kính ngoài: D = 40 (cm)

Đường kính trong: d = 25 (cm)

Bán kính ngoài: r = 20 (cm)

Bán kính trong: ro = 12,5 (cm)

Bán kính trung bình: rp = 16,25 (cm)

Chiều dài cọc: L = 12 (m)

Thép trong tiết diện:

Sử dụng thép Φ7,4; diện tích 1 thanh thép As = 0,43 (cm2)

Số thanh thép dùng trong tiết diện: N = 10 (thanh). Vậy tổng diện tích
thép thanh trong mặt cắt là:
Ap = N×As = 10×0,43 = 4,3 (cm2)

Diện tích bê tông của tiết diện:


(

π 2 2
D −d
4




(

π 2
40 − 25 2
4

)

Ac =
- Ap =
– 4,3 = 761,075 (cm2)
Diện tích tiết diện quy đổi về bê tông: Ae
Ae = Ac + nAp = 761,075 + 0,444×4,3 = 780,1842 (cm2)
Moment quán tính của tiết diện:

Ie =


)

π 4 4 1
r − ro + nA p rp2
4
2

(

)

= 106590,223 (cm4)

Moment kháng uốn của tiết diện:
Ie
106590,223
20
r
Ze =
=
= 5329,511 (cm3)

3.2.1.2 Tính lực căng và mất mát ứng suất:

Ưng suất căng tính toán:

σ pt
















k
(1 − )σ pl
2
=
Ap
1 + n'
Ac

0,015
) × 9940
2
4,3
1 + 6,667 ×
761,075
(1 −

=

= 9507,329 (KG/cm2)

Trong đó:
Ưng suất căng giới hạn của cốt thép:
spl = 0,7spu = 0,7× 14200 = 9940 (KG/cm2)
Hệ số k = 1,5% = 0,015
Hệ số n' = 6,667
Diện tích thép thanh P.C trong tiết diện coc: Ap = 4,3 (cm2)
Diện tích bê tông của tiết diện: Ac = 761,075 (cm2)
⇒ Ưng suất căng tính toán của thép thanh P.C, σpt = 9507,329 (KG/cm2) < ứng
suất căng giới hạn của thép σpl = 9940 (KG/cm2). Vậy kết quả này chấp nhận.
Lực căng cốt thép tối đa: P
P = Ap×spl = 4,3×9940 = 42,742 (T)
Các loại mất mát ứng suất:
Mất mát ứng suất ngay khi căng thép:
A p σ pt
4,3 × 9507,329
Ac
761,075
σcpt =
=
= 53,715 (KG/cm2)
Trong đó:
Ưng suất căng của cốt thép: spt = 9507,329 (KG/cm2)
Diện tích thép P.C trong tiết diện: Ap = 4,3 (cm2)
Diện tích bê tông của tiết diện: Ac = 761,075 (cm2)
Mất mát ứng suất do giãn dài của thép:
sr = 0,5kspt = 0,5×0,015×9507,329 = 71,305 (KG/cm2)
Trong đó:













Hệ số: k = 1,5% = 0,015
Ưng suất căng cốt thép: spt = 9507,329 (KG/cm2)
Mất mát ứng suất do dão và co ngót của bê tông: sp
nϕσ cpt + E s .s
4,444× 2 × 53,715 + 2.106 × 0,00015
σ cpt  ϕ 
53,715  2 
1+ n
1 + 
1 + 4,444
1 + 
σ pt  2 
9507,329  2 
σp =
=
= 740,247 (KG/cm2)
Trong đó:
Hệ số n = 4,444
Hệ số j = 2
Mất mát ứng suất ngay khi căng thép: scpt = 53,715 (KG/cm2)
Hệ số s = 0,00015
Module đàn hồi của thép P.C: Es = 2.106 (KG/cm2)
Ưng suất căng thép: spt = 9507,329 (KG/cm2)

3.2.1.3 Tính các ứng suất hiệu quả (ứng suất có hiệu) của thép và bê tông:

Ứng suất hiệu quả của thép thanh P.C:

spe = spt - (sp+sr)
= 9507,329 – (740,247+71,305) = 8695,777 (KG/cm2)
Trong đó:

Ưng suất căng: spt = 9507,329 (KG/cm2)

Mất mát ứng suất do giãn dài của thép P.C: sr = 71,305 (KG/cm2)

Mất mát ứng suất do dão và co ngót của bê tông: sp = 740,247 (KG/cm2)

Ứng suất hiệu quả tính toán của bê tông: giá trị này phải lớn hơn giá trị ứng suất
có hiệu nhỏ nhất yêu cầu (40 KG/cm2)
A p σ pe
4,3 × 8695,777
sce=

Ac

=

761,075

= 49,13 (KG/cm2)

Trong đó:

Diện tích thép thanh P.C trong tiết diện: Ap = 4,3 (KG/cm2)

Ứng suất có hiệu trong cốt thép thanh P.C: spe = 8695,777 (KG/cm2)

Diện tích bê tông của tiết diện: Ac = 761,075 (cm2)
⇒ Với cọc loại "A", σce thiết kế = 49,13 (KG/cm2) > σce yêu cầu = 40 (KG/cm2).
Vậy kết quả này chấp nhận.
3.2.1.4 Tính khả năng chịu lực dọc trục và kiểm tra so với giá trị yêu cầu:

Tải thiết kế phải > Ra yêu cầu:

σ ck − σ ce
3
0,33 r
+
Ac
Ze

500 − 49,13
3
0,33 × 20
+
761,075 5329 ,511

Ra =
=
= 87,038 (T)
⇒ Ra thiết kế = 87,038 (T) > Ra yêu cầu = 84 (T). Vậy kết quả này chấp
nhận.
Trong đó:


Cường độ chịu nén mẫu tròn của bê tông sau 28 ngày: sck = 500 (KG/cm2)
Ứng suất hiệu quả trong bê tông: sce = 49,13 (KG/cm2)
Bán kính ngoài: r = 20 (cm)
Diện tích bê tông của tiết diện: Ac = 761,075 (cm2)
Moment kháng uốn của tiết diện: Ze = 5329,511 (cm3/KG)

Tải trọng dọc trục gây phá vỡ cọc:
Ru = (0,85sck − 0,6sce)Ac = (0,85×500 – 0,6×49,13)×761,075
= 301,022 (T)
Trong đó:

Cường độ chịu nén mẫu của bê tông sau 28 ngày: sck = 500 (KG/cm2)

Ứng suất hiệu quả trong bê tông: sce = 49,13 (KG/cm2)

Diện tích bê tông của tiết diện: Ac = 761,075 (cm2)






Hệ số an toàn về khả năng chịu lực dọc trục:
Ru
301,022



Ra

87,038
Sa =
=
= 3,459 (lần)
Trong đó:

Tải trọng dọc trục gây phá vỡ cọc: Ru = 301,022 (T)

Khả năng chịu tải dọc trục tính toán: Ra = 87,038 (T)

Hệ số an toàn yêu cầu: 3
⇒ Hệ số an toàn Sa thiết kế = 3,459 > hệ số an toàn yêu cầu = 3. Vậy kết
quả này chấp nhận.
3.2.1.5 Tính moment kháng nứt của tiết diện và kiểm tra:

Ma = Ze(sce − stu) = 5329,511×(49,13 + 60)
= 581609,54 (KG.cm) = 5,816 (T.m)
Trong đó:

Moment kháng uốn của tiết diện: Ze = 5329,511 (cm3)

Ứng suất hiệu quả trong bê tông: sce = 49,13 (KG/cm2)

Ứng suất kéo: stu = −60 (KG/cm2)
⇒ Với cọc loại "A", Ma thiết kế = 5,816 (T.m) > Ma yêu cầu = 5,5 (T.m). Vậy kết
quả này chấp nhận.
3.2.1.6 Tính và kiểm tra: σ p’

Tính toán σp’



sp’ = spe+ nr

Ma
Ie

= 8695,777 + 4,444×20×



581609,54
106590,22

= 9180,751 (KG/cm2)

Trong đó:
Ứng suất có hiệu trong thép thanh P.C: spe = 8695,777 (KG/cm2)
Hệ số n = 4,444


Tài liệu bạn tìm kiếm đã sẵn sàng tải về

Tải bản đầy đủ ngay

×