THUYẾT MINH đồ án cầu

PHẦN 1 THIẾT KẾ KỸ THUẬT CHƯƠNG I THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU Sơ đồ tính bản mặt cầu 1 CHIỀU DÀY BẢN MẶT CẦU Chiều dày tối thiểu của bản BTCT theo AASHTO là 175mm Chọn chiều dày bản là 200mm 2 TĨNH TẢI Tính cho 1m dài bản mặt cầu + Tĩnh tải do trọng lượng BMC (DC1) DC1= 0 2×1×2 5×9 81 = 4 9 kNm + Lớp phủ mặt cầu (DW) chọn lớp phủ dày 75 mm DW=2250x10 9x9 8x75 = 1 66 kNm + Lan can tay vịn (DC2) DC2= 4 532 kN Thực chất lực tập trung quy đổi của lan can không đặt ở mép bản mặt cầu nhưng để đơn giản tính.

PHẦN 1 : THIẾT KẾ KỸ THUẬT CHƯƠNG I : THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

Sơ đồ tính bản mặt cầu

1 CHIỀU DÀY BẢN MẶT CẦU:

Chiều dày tối thiểu của bản BTCT theo AASHTO là 175mm Chọn chiều dày bản là

Thực chất lực tập trung quy đổi của lan can không đặt ở mép bản mặt cầu nhưng để

đơn giản tính toán và thiên về an toàn ta coi đặt ở mép và coi tải trọng lan can do phần

hẫng chịu hết

Theo 22TCN272–05 4.6.2.1.6, các dãi bản phải được coi như các dầm liên tục hoặc

dầm giản đơn Chiều dài nhịp được lấy bằng khoảng cách tâm đến tâm giữa các dầm chủ,

các dầm chủ được coi là tuyệt đối cứng

Cần xác định mômen dương lớn nhất và mômen âm lớn nhất, lực cắt lớn nhất và áp

dụng tính toán cho toàn bản

Để xác định nội lực trong bản ta vẽ đường ảnh hưởng tại các vị trí giữa nhịp và gối

và xếp tải để xác định nội lực max

Sơ đồ tính tải tác dụng lên bản hẫng

E =1140+0.833x = 1140+0.833×250 = 1348.25 mm

LL = P/2

(b+h)E =

145/2(0.51+0.20)×1.348 = 75.75kN/m

γLL – hệ số tải trọng của hoạt tải xe

γPL – hệ số tải trọng của hoạt tải người

γDC – hệ số tải trọng tĩnh tải bản thân kết cấu

γDW – hệ số tải trọng tĩnh tải do lớp phủ mặt cầu

Xét hệ số điều chỉnh tải trọng trường hợp sử dụng các giá trị cực đại của γi:

D×R×I≥ 1

D = hệ số liên quan tính dẻo

R = Hệ số liên quan đến tính dư

I = Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác Lấy =1

+ Trường hợp chỉ có người đi bộ và tải trọng bản thân

M = η.[ γ2 DC DC 1

2

2 1

L + γ DC DC 2 L 2 + γ DW. DW

2

2 3

L + γ PL PL.

2

2 5

L ]

Với :

L1 =1.05m – chiều dài bản hẫng

L2 =0.80m – khoảng cách từ tim lan can đến ngàm

L3 = 0.55m – chiều dài phần có lớp phủ mặt cầu

L4 = 0.605m – chiều dài phần ảnh hưởng của bánh xe lên cánh hẫng

L5 = 0.55m – chiều dài phần người đi bộ trong bản hẫng

Thay các giá trị vào trên ta được :

M = 1.[1.25×4.9×1

2

05

+1.25×4.532× 0.8+ 1.5×1.66×

2

55

+1.25×4.532× 0.8+ 1.5×1.66×

2

55

+ 1.75×3.1×

2

55

5.TÍNH TOÁN NỘI LỰC BẢN KIỂU DẦM:

5.1 Nguyên lý tính toán :

Nội lực được xét trên 1 m chiều rộng của bản

Bản mặt cầu có thể phân tích như mô hình dải bản liên tục kê lên các gối tựa cứng là các dầm chủ

Đối với bản mặt cầu của các dầm có thể phân tích theo mô hình dải bản ngàm hai đầu và tính theo phương pháp gần đúng với đường lối tính mô men dương ở mặt giữa nhịp của mô hình bản giản đơn kê lên gối 2 khớp

+ Trị số mômen tại mặt cắt giữa nhịp của bản hai đầu ngàm được xác định :

M0.5L: Mômen do tải trọng gây ra tại giữa nhịp giản đơn

k: hệ số hiệu chỉnh xét đến tính chất ngàm ở hai đầu

)/(05.53925.1)2.051.0(

2/145)

(

2/

m kN E

h b

2/145)

(

2/

m kN E

h b

Tiến hành xếp tải lên đường ảnh hưởng

a.Trường hợp chỉ có 1 bánh xe đặt tại vị trí giữa nhịp:

b Trường hợp hai bánh xe của hai xe tải đặt cách nhau 1,2m :

c Trường hợp hai bánh xe của một xe tải đặt cách nhau 1,8m :

5.3 Xác định mômen dương giữa nhịp:

5.3.1 Do tĩnh tải và hoạt tải 1 bánh xe gây ra :

M0.5L   DC.DC1.DC1DW DWDW m.LL1IM.LL.LL

= 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×53.05×0.345] = 53.74 kN.m

M0.5L   DC.DC1.DC1DW DWDW m.LL1IM.LL.LL

= 1×[1.25×4.9×0.661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×56.89×0.345] = 57.22 kN.m

5.3.2 Do tĩnh tải và hoạt tải 2bánh xe của hai xe gây ra :

M0.5L   DC.DC1.DC1DW DWDW m.LL1IM.LL.LL

= 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1×1.75×(1+0.25)×53.05×0.39] = 50.95 kN.m

M0.5L   DC.DC1.DC1DW DWDW m.LL1IM.LL.LL

= 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1×1.75×(1+0.25)×56.89×0.39] = 54.23 kN.m

5.3.3 Do tĩnh tải và hoạt tải 2 bánh xe của một xe gây ra :

M0.5L   DC.DC1.DC1DW DWDW m.LL1IM.LL.LL`

= 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×53.05×0.183]

= 31.18 kN.m

M0.5L   DC.DC1.DC1DW DWDW m.LL1IM.LL.LL

= 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×56.89×0.183] = 33.02 kN.m

Suy ra : trường hợp 1 bánh xe của xe tải thiết kế đặt giữa dầm gây mômen lớn nhất Vậy : mômen dương tại giữa nhịp:

M0,5L k0.5L.M0.5L 0.553.7426.87(kNm)

mômen âm tại gối:

M g k g.M0.5L 0.857.2245.78(kNm)

5.4 Xác định lực cắt tại ngàm

Lực cắt tại ngàm được xác định theo phương pháp chất tải thông thường

Ta xét trường hợp hai bánh của xe hai tải ba trục cách nhau 1.2m xếp tải như bên dưới

6 TÍNH NỘI LỰC THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG:

Khi tính bản theo trạng thái giới hạn sử dụng ( TTGHSD) thì lấy:

LL  PL  DC  DW  1

η = ηD ηR ηI=1

6.1.Tính mômen và lực cắt tại ngàm của bản hẫng

L + γ DC DC 2 L 2 + γ DW. DW

2

2 3

L + γ LL (1+IM).LL

2

2 4

L ]

= 1×[1×4.9×

2

05

+ 1×4.532×0.8+ 1×1.66×

2

55

+1×1.25×75.75×

2

605

Nội lực thiết kế bản mặt cầu

Vật liệu thiết kế cho bản mặt cầu

7 TÍNH TOÁN VÀ KIỂM TRA BẢN THEO TTGHCĐI :

Xác định lớp bê tông bảo vệ :

+: Hệ số sức kháng quy định theo TCN 5.5.4.2.1 Φ= 0.9 đối với trạng thái giới

` hạn cường độ I (cho BTCT thường)

2

a )– A'

s f'y (d'

s –

2

a )+ 0.85f'

c (b– b w )β 1 h r (

2

a –

2

r

h )

Vì không có cốt thép ứng suất trước, b= bw và coi A'= 0 nên ta có:

M n = A s f y (d s –

2

a )

Trong đó:

+ As : Diện tích cốt thép chịu kéo không ứng suất trước (mm 2)

+ fy : Giới hạn chảy quy định của cốt thép (MPa)

+ ds : Khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo

không ứng suất trước (mm)

+ A'

s : Diện tích cốt thép chịu nén (mm 2)

+ f'y : Giới hạn chảy quy định của cốt thép chịu nén (MPa)

+ d'p: Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép chịu nén + f'

c : Cường độ chịu nén quy định của bê tông ở tuổi 28 ngày (MPa)

+ b : Bề rộng của mặt chịu nén của cấu kiện (mm)

+ bw : Chiều dày của bản bụng hoặc mặt cắt tròn (mm)

+ β1 : Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất quy định trong TCN 5 7.2.2 với BT có cường độ > 28MPa hệ số 1 giảm đi theo tỉ lệ 0,05 cho từng 7 Mpa đến khi

vượt quá 28 Mp

+hl : Chiều dày cánh chịu nén của cấu kiện dầm I hoặc T (mm)

a = c.β 1: Chiều dày của khối ứng suất dương (mm) theo TCN 5.7.2.2

a = c β 1 =

w c

y c y s ps ps

b f

f A f A f A

1 '

' '

85

f A c

y s

'

85

Cách thực hiện : chọn trước số thanh thép rồi kiểm tra cường độ

Chọn 6 thanh thép 16 diện tích mỗi thanh là 201.1 mm2

Diện tích cốt thép As 6×201.1=1206.6mm 2

ds = dâm= hbmc – 60 –/2 = 200–60–16/2=132 mm

f A c

y s

'

85

10004085.0

4206.1206

9.141324206

Vậy thoả mãn về mặt cường độ

Kiểm tra lượng thép tối đa ( TCN 5.7.3.3.1)

Phải thoả mãn điều kiện

9

14 







15.0132

61

Kiểm tra lượng thép tối thiểu ( TCN 5.7.3.3.1)

Phải thoả mãn điều kiện min 0, 03 'c

y

f f

  Trong đó: min tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

1000 200

6.1206

vậy min 0, 03 'c

y

f f

  Vậy mặt cắt thoả mãn về hàm lượng thép tối thiểu

Cự ly tối đa của các thanh cốt thép, theo 22TCN272–05 5.10.3.2 trong bản cự ly cốt

thép không được vượt quá 1.5 chiều dày cấu kiện hoặc 450 mm

S max 1.5×200= 300 mm

theo TTGH cường độ 1

Không xét đến cốt thép chịu nén

Mômen tính toán cho momen dương của bản mặt cầu : Mu=26.87 kNm

Cách thực hiện: chọn trước số thanh thép rồi kiểm tra cường độ

Chọn 6thanh thép Φ12 diện tích mỗi thanh là 113.1 mm 2

f A c

y s

'

85

10004085.0

4206.678

Vậy thoả mãn về mặt cường độ

Kiểm tra lượng thép tối đa ( TCN 5.7.3.3.1)

Phải thoả mãn điều kiện

38

03

Kiểm tra lượng thép tối thiểu ( TCN 5.7.3.3.1)

Phải thoả mãn điều kiện min 0, 03 'c

y

f f

  Trong đó:  tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyên

1000 200

6.678

vậy min 0, 03 'c

y

f f

  Vậy mặt cắt thoả mãn về hàm lượng thép tối đa

Cự ly tối đa của các thanh cốt thép, theo 22TCN272–05 5.10.3.2 trong bản cự ly cốt

thép không được vượt quá 1.5 chiều dày cấu kiện hoặc 450 mm

Momen tính toán cho momen âm của bản mặt cầu:

Mr = 50.5 KN.m > Mu = 38.61 KN.m

Ta thấy momen phần hẫng nhỏ hơn momen âm trong nhịp và thỏa mãn về cường độ với thép bố trí giống momen âm trong nhịp nên phần hẫng thỏa mãn các yêu cầu kiểm tra

7.4 Kiểm tra bản theo điều kiện kháng cắt:

Việc kiểm tra sức kháng cắt trong bản được tính theo công thức :

p s c

V d b f

V V V

25.0

V c 0,083. f'c.b c.d v

g g

dv fy As

V s  (cot cot )sin

+ θ:gúc nghiờng ứng suất nộn chộo được xỏc định trong điều 5.8.3.4

+ α:gúc nghiờng của cốt thộp ngang với trục dọc

+ Av:diện tớch cốt thộp chịu cắt trong cự ly s

+ Vp:thành phần dự ứng lực hữu hiệu trờn hướng lực tỏc dụng, là dương nếu

Tớnh giỏ trị β và θ: đối với các mặt cắt bê tông không dự ứng lực không chịu kéo dọc

trục và có ít nhất một lượng cốt thép ngang tối thiểu quy định trong Điều 5.8.2.5, hoặc

khi có tổng chiều cao thấp hơn 400 mm, có thể dựng các giá trị sau đây : β=2 và θ= 45o

Vậy suy ra :

V c 0.0832 401000138.6145.5kN

Vỡ V c = 145.5 > V u =113.72 nờn đó thỏa điều kiện chống cắt

7.5 Bố trí cốt thép co ngót và nhiệt độ :

Theo TCN 5.10.8 cốt thép cho các ứng suất co ngót và nhiệt độ phải được đặt gần bề

mặt bê tông lộ ra trước các thay đổi nhiệt độ hàng ngày Đối với các cấu kiện mỏng hờn

1200 mm diện tích cốt thép mỗi hướngkhông được nhỏ hơn:

g s

f

A

A 0.75

Trong đó: Ag là diện tích nguyên mặt cắt, Ag =200×1=200 mm 2

fy là cường độ chảy quy định của thanh thép, fy =420MPa

y

g s

8 KIỂM TRA BẢN MẶT CẦU THEO TTGH SỬ DỤNG:

Theo TCN 5.5.2 các vấn đề phải kiểm tra theo TTGH sử dụng là nứt, biến dạng và

ứng suất trong bê tông

Do nhịp của bản nhỏ và không có thép DƯL nên cần kiểm tra nứt theo TCN 5.7.3.4

Các cấu kiện phải được cấu tạo sao cho ứng suất kéo trong cốt thép ở TTGHSD fsa

không được vượt quá:

y c

sa

A d

Z f

).( 1/3 



 Trong đó:

+ dc là chiều cao phần bê tông tính từ thớ ngoài cùng chịu kéo cho đến tâm của

thanh thép gần nhất, nhằm mục đích tính toán phải lấy chiều dày tĩnh của lớp

bê tông bảo vệ dc không lớn hơn 50 mm

+ Z thông số bề rộng vết nứt (N/mm) , lấy Z= 23000 N/mm cho các cấu kiện

trong môi trường khắc nghiệt và khi thiết kế theo phương ngang

+ fsa ứng suất kéo trong bê tông ở TTGHSD

+ A diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịu kéo và được

bao bởi các mặt cắt của MCN và đường thẳng song song với trục trung hoà,

chia cho số lượng các thanh thép.(mm 2)

8.1.Kiểm tra nứt đối với mômen dương

Mômen dương lớn nhất theo TTGHSD trong bản là M=15.11 kNm

Tính ứng suất trong cốt thép ở mép dưới bản fs :

926

211791

3121230207.1

24.1001011.15

=10667 mm2

Là phần diện tích bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chụi kéo và được bao bởi các mặt cắt của mặt cắt ngang và đường thẳng song song với trục trung hòa, chia cho

số lượng của các thanh hay sợi

 1 / 3  1 / 3

1066731

23000



A d

Z f

c

Và f s 13.4 MPa < 0.6fy = 0.6×420=252 MPa, thoã điều kiện chống nứt

8.2.Kiểm tra nứt đối với mômen âm

Mômen âm lớn nhất trong bản là M=22.03kNm

Tính ứng suất trong cốt thép ở mép dưới bản fs :

KC từ trục trung hòa đến mép trên mặt cắt: y’=200 – 100.24 = 99.76 mm

Ứng suất trong cốt thép ở mép dưới bản fs :

76.991002.22

=16667 mm2

 1 / 3  1 / 3

1666750

23000



A d

Z f

c

và f s 19.41 MPa < f sa 244.4 MPa , thoã điều kiện chống nứt

Vậy bản thoả mãn điều kiện kiểm toán ở trạng thái giới hạn

9 BỐ TRÍ CỐT THÉP CẤU TẠO:

Cốt thép phụ theo chiều dọc được dưới đáy bản để phân bố tải trọng bánh xe dọc cầu đến cốt thép chịu lực theo phương ngang Diện tích yêu cầu tính theo phần trăm cốt thép chính chịu momen dương Đối với thép chính đặt vuông góc với hướng xe chạy [A9.7.3.2]

Số phần trăm = 3840 67%

c S

Trong đó: Sc là chiều dài có hiệu của nhịp Đối với dầm T, Sc là khoảng cách giữa hai mặt vách, nghĩa là Sc = 2300 – 200 = 2100 mm, và:

Số phần trăm =

21003840

= 83.79 % dùng 67%

Bố trí As = 0.67×(dương As) = 0.67×0.6786 = 0.454 cm2

Đối với cốt thép dọc bên dưới dùng 10a200

CHƯƠNG II:

THIẾT KẾ DẦM CHỦ BTCT DẦM BIÊN CHỮ T ,L = 35 m BẰNG PHƯƠNG PHÁP CĂNG SAU

SỐ LIỆU THIẾT KẾ:

Thiết kế dầm bê tông cốt thép dự ứng lực

Loại dầm : dầm T bê tông cốt thép dự ứng lực căng sau

Chiều dài toàn dầm : L = 35 (m)

Khổ cầu K = 9+2x0.3+2x1.5 (m)

Tao cáp dự ứng lực: Tao thép Tao 7 sợi xoắn đường kính 15.2 mm (Grade 270)

Bê tông grade 40 (MPa)

Quy trình thiết kế : 22TCN 272-05

Tải trọng thiết kế : HL93

Tải trọng đoàn người 3.1 (kN/m2)

NỘI DUNG TÍNH TOÁN

1 CÁC LOẠI VẬT LIỆU:

1.1 Cốt thép dự ứng lực:

Sử dụng tao thép 15.2 mm thép có độ chùng thấp theo tiêu chuẩn ASTM A416 Grade 270

Cường độ kéo quy định của thép dự ứng lực: fpu = 1860 (Mpa)

Giới hạn chảy của thép dự ứng lực: fpy = 0,9.fpu = 1674 (Mpa)

Môđun đàn hồi của thép dự ứng lực: Ep = 197000 (Mpa)

Ưng suất trong thép ứng suất khi kích: fpi = 0,8.fpu = 1674 (Mpa)

1.2 Cốt thép thường:

Giới hạn chảy tối thiểu của cốt thép thanh: fy=420 MPa

Mô đun đàn hồi: Es=200000 MPa

1.3 Vật liệu bê tông:

Cường độ chịu kéo của bê tông ở tuổi 28 ngày : fc ’ = 40 (Mpa)

Cường đô chịu nén của bê tông khi tạo ứng suất trước : fci ’ = 0,9.fc ’ = 36 (Mpa)

Môđun đàn hồi của bê tông dầm: Ec = 0,043.γc1,5 ' = 31975,4 (Mpa)

f

Cường độ chịu kéo khi uốn: fr = 0,63 = 3,984(Mpa)

2 BỐ TRÍ DẦM TRONG MẶT CẮT NGANG CẦU

Tổng chiều dài toàn dầm là 35(m), để 2 đầu dầm mỗi bên 0,3 (m) để kê gối Như vậy

chiều dài nhịp tính toán của dầm là 34,4 (m)

Cầu gồm 6 dầm có mặt cắt chữ T chế tạo bằng bê tông có fc ’ = 40 (Mpa) Lớp phủ mặt cầu gồm có các lớp : Lớp bê tông nhựa dày 7.5(cm), lớp phòng nước dày 1(cm), khoảng cách ngang giữa các dầm chủ là: S = 2300 (mm)

2.1 Chọn mặt cắt ngang dầm chủ:

Theo điều kiện chọn tiết diện 22TCN 5.14.1.2.2

Chọn dầm có mặt cắt chữ T như sau:

Kiểm tra điều kiện về chiều cao kết cấu nhịp tối thiểu:

Yêu cầu : hmin = 0,045L

Trong đó:

+ L: chiều dài nhịp tính toán L= 34400 (mm)

+ hmin : chiều cao tối thiểu của kết cấu nhịp kể cả bản mặt cầu,hmin = 1750(mm) 0,045L = 0,045.34400 = 1548 (mm) < 1750 (mm)

c f

2.2 Xác định bản cánh hữu hiệu:

2.2.1.Đối với dầm giữa

Bề rộng bản cánh hữu hiệu có thể lấy giá trị nhỏ nhất của :

+ Khoảng cách trung bình giữa các dầm kề nhau: bi = 2300 mm

Kết luận : Bề rộng bản cánh dầm hữu hiệu b = 2300 mm

2.2.2.Đối với dầm biên

Bề rộng cánh dầm hữu hiệu có thể lấy b(<= 1/2) bề rộng hữu hiệu của dầm kế trong (= 2300/2=1150 mm (chọn bề rộng cánh dầm =1050 mm)) cộng với giá trị nhỏ nhất của : + 1/8 chiều dài nhịp hữu hiệu =34400/8=4300 mm

+ 6 lần chiều dày trung bình của bản cộng với số lớn hơn giữa 1/2 độ dày bản bụng hoặc 1/2 bề dày bản cánh trên của dầm chủ :

= 6 x 200+ max{ 200/2

2300/4 = 1775 mm + Bề rộng phần hẫng = 1050 mm

Vậy: bề rộng phần cánh hữu hiệu là =1050 +1050 =2100 mm

4.TÍNH TOÁN NỘI LỰC DẦM CHỦ DO TĨNH TẢI:

4.1.Các tĩnh tải tác dụng lên dầm đang thiết kế :

Trong tính toán thiết kế kỹ thuật, do ta có xét sự tham gia mối nối nên tiết diện dầm chủ giữa và dầm chủ biên có tiết diện giống nhau

Tải trọng bản thân dầm DC1

Tiết diện tại giữa dầm và đầu dầm

Tải trọng bản than dầm chủ được xác định theo công thức sau:

+ Chiều dài đoạn vút nguyên : 1.5m

+ Chiều dài đoạn vút xiên dầm : 1 m

DC1= 25(0,93 x 30+1,39 x 3+(0,93+1,32)

2 .2)/35= 24.56 (KN/m)

Tải trọng do dầm ngang: DC2

Theo chiều dọc cầu bố trí dầm ngang tại các vị trí gối đầu dầm, giữa nhịp,và 1/4 nhịp theo ngang cầu bố trí 5 dầm ngang, suy ra tổng số dầm ngang : 5x4 = 20 dầm, trong đó có

8 dầm ngang đầu dầm và 12 dầm ngang giữa dầm.Theo phần tính toán sơ bộ ta có thể tích 1 dầm ngang đầu dầm là 0.465 m3, 1 dầm ngang giữa dầm 0.497 m3

Tĩnh tải rải đều lên một dầm chủ do dầm ngang:

DC2 = (0.465x8+0.497x12)x25

34.4x6 = 1,17 (KN/m)

Tải trọng do lan can tay vịn: DC3

Tổng khối lượng phần lan can tay vịn trên 1 nhịp cầu là 317.24 KN nên ta có tải trọng rải đều trên một dầm biên là:

+ Lực cắt : V u .g(p. ) với mục đích là tạo ra hiệu ứng tải lớn nhất

Trong đó:

g : tải trọng rải đều

p: hệ số tải trọng

∑= 

-  : diện tích đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt đang xét

 : diện tích đường ảnh hưởng lực cắt dương tại mặt cắt đang xét

 : diện tích đường ảnh hưởng lực cắt âm tại mặt cắt đang xét

 : hệ số điều chỉnh tải trọng, liên quan đến tính dẻo, tính dư và tầm quan trọng khi khai thác xác định theo 22TCN272–05 mục 1.3.2 được xác định theo công

DC DC

Mặt cắt 3L/8: Đah mômen và lực cắt tại mặt cắt 3L/8

Mặt cắt cách gối 2.2m: Đah mômen và lực cắt tại mặt cắt các gối 2.2m

Bảng tổng hợp momen vá lực cắt do tĩnh tải gây ra

4.3.Nội lực dầm chủ do hoạt tải

4.3.1 Xác định hệ số phân bố hoạt tải đối với dầm biên :

a Tính toán hệ số phân bố ngang cho mômen của dầm biên:

* Trường hợp 1 làn chất tải : Dùng phương pháp đòn bẩy xác định hệ số phân bố ngang

+ Nếu xe không lấn làn : thì bánh xe cách mép vạch sơn 600 mm

Khi tính toán theo phương pháp đòn bẩy ta phải xét hệ số làn m, với một làn xe ta có m=1,2 nên hệ số phân phối tải trọng là

118 0 196

0 2

1 2 1 2

Khi tính toán theo phương pháp đòn bẩy ta phải xét hệ số làn m, với một làn xe ta có m=1,2 nên hệ số phân phối tải trọng là

862 0 ) 326 0 11 1 ( 2

1 2 1 2

*Xác định hệ số phân bố ngang cho momen dầm trong : mgtrong M

Công thức xác định theo AASHTO:1100≤ S= 2300 ≤4900(mm) ; 110 ≤ ts=200 ≤300(mm) ; 6000 ≤ L=34400 ≤ 73000(mm)

Trường hợp 1 làn chất tải

1 0

3

3 0 4

0

4300

06

0                    



s

g trong

LL

t L

K L

S S

mg

Hai hoặc nhiều làn chất tải

mgM trong=

1 0

3

2 0 6

0

.2900

075

0      

s

g

t L

K L

S S

0 c f c 0.043.24001.5 40 = 31975.4Mpa

+ Cường độ chịu nén của bê tông làm bản mặt cầu : f'2 = 40 Mpa

+ Mô dun đàn hồi của bản mặt cầu :

2 5 1 043

4.31975



+ Khoảng cách giữa trọng tâm của dầm và của bản mặt cầu :

) 2 )

d g

t y d

y – khoảng cách từ đáy dầm đến trọng tâm của dầm

Ta cần xác định các kích thước trong mặt cắt ngang của dầm chủ đã chuyển đổi :

*y d I được tính như sau :

Mô men tĩnh của mặt cắt ngang dầm đối với trục xo – xo :

0

cm A

2

30116403012

30)2060(2/9.211161759.21210

12

9.21)20230(2

1751161752012

17520

4 11 4

2 3

2

3 2

3

mm cm

10 2

1064.5)10005.48100929910

491.3(1)

34400

1064.5

1 0 3 11 1

0

Thay các giá trị vào công thức:

1 0 3

3 0 4

0

.4300

06

0      



s

g trong

LL

t L

K L

S S

mg

1.074 0.40534400

23004300

230006

3 0 4

0

1 0 3

2 0 6

0

.2900

075

0      

s

g

t L

K L

S S

(1.074) 0.581

34400

23002900

2300075

2 0 6

0

biên

b Tính toán hệ số phân bố ngang cho lực cắt của dầm biên:

*Trường hợp 1 làn chất tải : Dùng phương pháp đòn bẩy xác định hệ số phân bố ngang

Hệ số phân bố ngang cho lực cắt:

2

1 2 1 2

5506

.030006

de : khoảng cách từ tim dầm biên tới mép gần nhất của lan can (–300 ≤ de ≤ 1700)

Đk áp dụng:1100≤ S= 2300 ≤4900(mm) ; 110 ≤ ts=200 ≤300(mm) ;6000≤L=34400≤ 73000(mm); 4.109 ≤ Kg=2.322711≤ 3.1012

Công thức xác định theo AASHTO

+ một làn chất tải :

0.663

7600

230036

.0760036

.0

) 1

2

10700

23003600

23002

.0

biên

V e mg mg

c Tính toán hệ số phân bố ngang cho hoạt tải đoàn người gây ra cho dầm biên:

Hệ số phân bố ngang của hoạt tải đoàn người tính bằng phương pháp đòn bẩy :

Bảng tổng kết hệ số phân bố ngang dầm biên