ĐỒ án THIẾT kế cầu bê TÔNG cốt THÉP đề tài THIẾT kế cầu dầm bê TÔNG cốt THÉP dự ỨNG lực, NHỊP GIẢN đơn

Xã hội ngày càng phát triển, nhu cầu đi lại của mỗingười lại càng tăng cao, vì vậy việc sử dụng phương tiện đối với con người là vô cùngcần thiết.Và ngàng Cầu- Đường là một trong những y

GIỚI THIỆU CHUNG

Giới thiệu

Thiết kế cầu dầm BTCT DUL, nhịp giản đơn, tiết diện T căng trước

Quy mô xây dựng: Cầu vĩnh cửu

Tiêu chuẩn thiết kế: Tiêu chuẩn TCVN 11823:2017

Hoạt tải thiết kế: HL 93

Số liệu thiết kế

- Tiết diện dầm chủ: T- căng trước.

- Chiều dài toàn dầm (L): 25000mm.

- Chiều dài tính toán (Ltt): 24400mm

- Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối (a): 300mm( vì L%000mm > 24000mm)

+ Bề rộng xe chạy (B): 7500mm.

+ Bề rộng lan can: 2 x 500mm

+ Bề rộng lề bộ hành (K): 0mm.

+ Bề rộng toàn cầu: 8500mm

- Cáp dự ứng lực loại: 15,2mm.

+ Cấp bê tông dầm chính : 45MPa.

+ Cấp bê tông mối nối: 35 Mpa

+ Cấp bê tông Lan can, lề bộ hành: 28MPa

Chọn thiết kế sơ bộ

+ Khoảng cách các dầm : S= 1800 mm

THỚI NGỌC HIỆU Trang 1 MSSV: 17H1090008 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

+ Chiều dày bản mặt cầu : hf = 180 mm

+ Chiểu dài đoạn công xôn: Lc = 650 mm

+ Bản mặt cầu: Tính theo bản dầm, làm việc theo phương ngang cầu.

+ Khoảng cách: L1 = 4700mm (hai đầu); L2 = 5000(mm)(giữa nhịp).

+ Chiều cao dầm ngang: h = 830(mm).

+ Bề rộng dầm ngang: b = 200 (mm).

- Lan can: khoảng cách giữa 2 cột lan can 1900 mm

Các loại vật liệu

1.4.1 Cốt thép dự ứng lực

Sử dụng tao thép 15,2mm thép có độ chùng dão thấp theo phụ lục của nhà sản xuất VSL

- Diện tích một tao cáp: A ps = 143, 3mm 2

- Cường độ kéo danh tịnh của cáp: DUL: f pu = 1744, 59 Mpa.

- Giới hạn chảy của thép DUL: f py = 0, 9 f pu = 0, 91744, 59 = 1570,131 Mpa

- Mô đun đàn hồi của thép: DUL: E s = 200000 Mpa

- Ứng suất trong thép khi kích: f pj = 0,8 f pu = 0,8 1744, 59 = 1 308, 443 Mpa

- Khối lượng riêng của bê tông: γ c = 2,5×10 -5 N/mm 3

THỚI NGỌC HIỆU Trang 2 MSSV: 17H1090008

THIẾT KẾ LAN CAN

Số liệu tính toán

- Loại lan can: lan can đường ô tô loại tường, cột và thanh kết hợp.

- Các tham số của lan can: chọn cấp lan can TL-4.

Bảng 2.1 Các tham số thiết kế đường ô tô cấp TL-4

Các tham số thiết kế Trị số quy định

H chiều cao nhỏ nhất của lan can 810 (mm)

Lực F v và F L không gây nguy hiểm cho lan can ở các cầu thông thường nên chỉ xét tải trọng F t

- Khoảng cách giữa các cột lan can: L = 1900(mm).

- Thép thanh và cột lan can sử dụng loại M270 có y = 250(MPa).

- Thép cho tường lan can: AII có y = 250 (MPa).

- Bê tông tường lan can cấp 28.

- Tỷ trọng bê tông cốt thép: s = 78,5×10 -6 (N/mm 3 ).

Thông số hình học lan của lan can

Sử dụng lan can loại tường, thanh và cột kết hợp

Hình 2.1 Mô hình lan can tường cột và thanh kết hợp

Thông số hình học lan can tường

Chiều cao phần bê tông lan can tường: 700mm

Tổng diện tích lan can:

Chiều dày trung bình lan can: b tb = 241250

Hình 2.2 Kích thước sơ bộ lan can tường

Thông số hình học lan can cột, thanh

Khoảng cách giữa hai cột lan can (L): 1900(mm)

Trang 4 ghi nhận tác giả Thới Ngọc Hiệu, MSSV: 17H1090008, cho đề tài thiết kế cầu bê tông dưới sự hướng dẫn của GVHD T.S Mai Lựu Trong thiết kế mối nối thanh lan can, đường kính ngoài ống (Dmn) là 95 mm và đường kính trong ống (dmn) là 85 mm.

Thông số hình học cột lan can: a: 10(mm) b: 180(mm) c: 200(mm) d: 10(mm) e: 200(mm)

Hình 2.3 Kích thước sơ bộ Cột lan can

Hình 2.4 Mặt bằng Cột lan can a) b)

Hình 2.5 Cấu tạo Lan can a) Kích thước tổng thể Lan can; b)Bố trí cốt thép lan can tường

Hệ số điều chỉnh tải trọng: η = ηI ×ηD ×ηR 0,95

Hệ số xét mức độ quan trọng của công trình: η I = 1,05: Đối với cầu quan trọng

Hệ số xét đến tính chất dẻo của vật liệu: η D = 0,95: Đối với các bộ phận liên kết dẻo

Hệ số xét đến mức độ dư thừa liên kết: η R = 1,05 – Đối với bộ phận dư thừa

Tải trọng tác dụng

Tĩnh tải tác dụng do trọng lượng thanh lan can: g = π× ( D 2 -d 2 ) γ s = ( 80 2 − 70 2 ) 7,85 10 −5 = 0,092(N/mm)

44 Momen do tĩnh tải thanh lan can ở TTGH cường độ 1:

Momen do hoạt tải phân bố đều (W) gây ra tại TTGH cường độ 1:

Momen do hoạt tải tập trung (P) gây ra tại TTGH cường độ 1:

Tổng momen tác dụng tại TTGH cường độ 1:

Xét tính liên tục của lan can, ta nhân hệ số điều chỉnh nội lực:

- Momen ở vị trí giữa nhịp ở TTGH cường độ 1:

- Momen ở vị trí gối ở TTGH cường độ 1:

Sức kháng của thanh lan can (M r )

Hệ số sức kháng đối với uốn (φ f ): 1

- Momen tĩnh của tiết diện: π d 4 70 4

- Sức kháng uốn danh định:

M r = φ f ×M n 200190,50 = 5200190,50(Nmm) Mu = 873039,24(N.mm)Kết luận: Thỏa

Sức kháng uốn mối nối thanh lan can

- Momen tĩnh của tiết diện: π d 4 π 85 4

- Momen kháng uốn danh định:

Mr = φf ×Mn =1 7556867,50 = 7556867,50(N.mm) Mu = 873039,24(Nmm)Kết luận: Thỏa

Sức kháng của cột lan can (P p )

- Diện tích cột lan can:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 8 MSSV: 17H1090008 d b 3 e a 3 a b

- Momen kháng uốn của tiết diện:

- Sức kháng uốn danh định cột lan can:

- Vị trí tác dụng của sức kháng cột lan can: H r = 700+150+ 300

- Sức kháng của cột lan can:

Sức kháng của lan can tường

Chia lan can thành 3 đoạn có chiều dài tường thay đổi như sau:

- Đoạn 1: Chiều cao là 310(mm)

2.9.1 Xác định khả năng chịu lực của tiết diện BTCT ngang được tính trên một đơn vị chiều đứng lan can (M w H)

Chiều rộng cấu kiện: b = 700(mm)

Cốt thép gồm 4 thanh thép có đường kính 16(mm) cho mỗi phía:

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a = 50(mm)

Khoảng cách từ thớ chịu nén ở mép đến trọng tâm lớp cốt thép chịu kéo được tính bằng d_s = b t_b – a, với d_s = 344,64 – 50 = 294,64 mm Chiều cao vùng nén được quy đổi từ mép vùng nén được ký hiệu là a; để xác định kích thước và sức chịu lực của tiết diện, cần xác định diện tích cốt thép As và giới hạn chảy fy.

Chiều cao vùng nén: c = a = 12, 069 , 2(mm) β1 0,85

Khả năng chịu lực của lan can tường: a 12,069

2.9.2 Xác định khả năng chịu lực của tiết diện BTCT được tính trên một đơn vị chiều dài theo phương dọc cầu (M c )

Cốt thép chịu kéo là các thanh thép đứng có đường kính D14 ứng với tiết diện

153,94(mm 2 )và bố trí ở khoảng cách 150(mm) Khi đó, diện tích thép chịu lực trên 1 đơn vị chiều dài A s = 153,94/150 = 1,026(mm 2 /mm).

Tất cả các đoạn sẽ tính với chiều rộng đơn vị, b = 1(mm).

- Đoạn 1: Cốt thép tính toán: A s = 1,026(mm 2 /mm)

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lớp cốt thép chịu kéo:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 10 MSSV: 17H1090008 ds = 250 − 50 + 16

Chiều cao vùng nén: a As fy

Vậy: ϕ = 0,9 Khả năng chịu lực của lan can tường: a 10,78

- Đoạn 2: Chỉ xét thanh thép chịu kéo (xét lực va từ bên phải – mặt nghiêng) có neo xuống bản mặt cầu Cốt thép tính toán: A s = 1,026mm 2 /mm

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lớp cốt thép chịu kéo: d = 250 + 500

Vậy: ϕ = 0,9 Khả năng chịu lực của lan can tường:

- Đoạn 3: Cốt thép tính toán: A s = 1,026(mm 2 /mm)

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lớp cốt thép chịu kéo: ds = 500 − 50 + 16

Vậy: ϕ = 0,9 Khả năng chịu lực của lan can tường:

2 Trị số trung bình của sức kháng momen đối với trục ngang là:

Kiểm toán

2.10.1 Khi va vào giữa nhịp lan can

Chiều dài tường xuất hiện cơ cấu chảy:

Do chiều dài đường chảy là 2794,31(mm) lớn hơn chiều dài thanh lan can là

1900mm và là trường hợp xe va vào giữa nhịp lan can Số cột lan can bị phá hoại là

Sức kháng danh định chịu tải trọng ngang của lan can:

Sức kháng của loại lan can thanh cột kết hợp:

Sức kháng của loại lan can tường, thanh và cột kết hợp:

Vị trí đặt lực của sức kháng lan can tường, cột và thanh kết hợp:

2.10.2 Khi xe va vào cột lan can

Do chiều dài đường chảy là 1070,52(mm) nhỏ hơn chiều dài thanh lan can là

1900mm và là trường hợp xe va vào giữa nhịp lan can Số cột lan can bị phá hoại là

Sức kháng của lan can loại tường:

Sức kháng lan can loại cột thanh kết hợp:

= 137792, 22(N) Khả năng chịu lực của lan can tường bị giảm để chịu tải trọng lan can thép:

R ' = Rw ×Hw -Pp ×Hr = 185655,13 700 − 102483, 333 1000 w Hw 700

= 39250,37(N) Sức kháng của lan can tường, thanh và cột kết hợp:

Vị trí đặc của sức kháng lan can tường, thanh cột kết hợp:

2.10.3 Kiểm tra khả năng chống trượt của lan can

Sức kháng cắt danh định: Vn =c×Acv +μ× A vf ×fy +Pc

A cv : Diện tích bê tông tham gia truyền lực trên 1mm dài,

A vf : Diện tích cốt thép chịu cắt, A vf = 1,026(mm 2 /mm)

P c : Lực tập trung do trọng lượng lan can. c: Hệ số dính bám, c = 0,52 μ: Hệ số ma sát, μ = 0,6

Lực kéo trên một chiều dài đơn vị của bản hẫng: (TH1)

Trong TH2, giả sử Ft phát triển theo hướng nghiêng 30 độ từ điểm Lc Lực cắt tại chân tường do va chạm xe ô tô gây ra sẽ chuyển thành lực kéo T trên mỗi đơn vị chiều dài của bản hẫng (cantilever) Mô hình này giúp phân tích tác động của Ft lên kết cấu và xác định giá trị lực kéo T tác dụng lên bản hẫng.

T= max ( T TH 1 ;T TH 2 )= max (89,22; 96,48) = 96,48(N/mm)

Với X là khoảng cách từ mép lan can đến mặt cắt ngàm , X0

Trọng lượng bản thân lan can tường trên 1(mm) dài:

Trong đó: γ c : Khối lượng riêng bê tông: γ c = 2,5×10 -5 (N/mm 3 )

A 1 : Diện tích mặt cắt ngang của lan can, A 1 = 241250(mm 2 )

Trọng lượng bản thân thanh lan can trên 1mm dài:

P2 = γs ×A2 ×1 Trong đó: γ s : Khối lượng riêng thép, γ s = 7,85×10 -5 (N/mm 3 )

A 2 : Diện tích mặt cắt ngang thanh lan can, A 2 = 1178,10mm 2 )

- Thể tích phần đế: V1 = 200×200×5 0000(mm 3 )

- Thể tích phần lấp cánh:

- Thể tích ống nối thanh lan can:

- Thể tích toàn bộ thanh lan can:

- Trọng lượng cột lan can:

Số cột lan can trên toàn chiều dài nhịp chính: n = L

Tổng cộng gồm có 14 cột lan can trên tổng chiều dài nhịp chính mỗi bên.

Trọng lượng lan can trên 1mm dài:

L tc 24400 Tổng trọng lượng lan can tường, thanh cột kết hợp:

P c = P 1 +P 2 +P 3 =6,03 + 0,18 + 0,148 = 6,36(N /mm) Sức kháng cắt danh định:

Giá trị lực cắt danh dùng kiểm toán phải thỏa điều kiện:

Vn = min ( V ntt ; 0,2fc ' Acv ; 5,5Acv ) = min (417,72; 2800; 2750)

= 417,72(N/mm) >V CT = 96,48(N/mm) Kết luận: Thỏa

2.10.4 Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu Điều kiện: A vf = 0,35×bv ×a As f y

Trong đó: b v : Chiều rộng trung bình lan can, b v = 344,64(mm) a: Khoảng cách giữa các thanh thép đai, a = 150(mm)

A s : Diện tích cốt thép đai, A s = 153,94(mm 2 )

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

- Cường độ bê tông: fc ' = 45Mpa

- Khối lượng riêng bê tông: c = 2, 5 10 −5 N / mm 3

- Cốt thép sử dụng: f y = 420 MPa

- Khoảng cách giữa 2 dầm chính: S = 1800mm

- Khoảng cách giữa 2 dầm ngang: L 1 = 4700mm; L 2 = 5000mm.

- Mô đun đàn hồi của bê tông bản mặt cầu – dầm chính:

K1 là hệ số điều chỉnh nguồn cốt liệu, được lấy bằng 1 trừ khi được xác định bằng cách kiểm tra vật lý và phải được phê duyệt bởi cơ quan có thẩm quyền.

+ w c : Khối lượng riêng bê tông (kg/m 3 ) lấy bằng 2320 đối với bê tông thường với f c 35 MPa và bằng (2320+2,29f’ c ) với 35MPa f c 105 MPa.

Hệ số điều chỉnh tải trọng: = D R I = 1 1, 05 1 =1, 05

Mô đun đàn hồi của thép: E s = 200 000 MPa

Cấu tạo bản mặt cầu

Chiều dày bản mặt cầu : h f 0 mm

Lớp phủ bản mặt cầu gồm các lớp sau:

Lớp bê tông asphalt dày 70mm : 1 = 2, 25 10 −5

Lớp phòng nước và lớp dính bám dày 1,5kg/m 2 :

Lớp tạo phẳng trung bình độ dày h = h

Trọng lượng riêng trung bình của lớp phủ: tb =2, 25 10 −5 70 +1,5 10 −5 5 + 2, 4 10 −5 47,5

DW 70+5+47,5 Độ dốc ngang cầu: i n = 2%

Bản mặt cầu được tính toán theo hai sơ đồ chính: sơ đồ bản cong và sơ đồ bản loại dầm Phần bản loại dầm đơn giản được xây dựng từ sơ đồ dầm liên tục, vì vậy sau khi tính toán dầm đơn giản xong, cần nhân hệ số quy đổi nội lực (0,5; 0,7) để quy đổi sang dầm liên tục.

Nội lực trong bản hẫng

Tải trọng tác dụng lên bản hẫng:

Ta tính toán cho dải bản rộng: b = 1(mm).

Trọng lượng bản thân bản mặt cầu:

Tĩnh tải lan can được chia thành các phần như hình 3.1

Hình 3.1 Trọng lượng bản thân lan can truyền xuống bản mặt cầu

THỚI NGỌC HIỆU – Trang 19, MSSV: 17H1090008 Để đơn giản và an toàn trong tính toán, ta giả sử trọng lượng của lan can được truyền thẳng xuống bản hẫng tại vị trí mút đầu thừa.

Ta có DC3 = Pc b = 6,36 N (Pc được tính ở mục 2.10.3) Để đơn giản tính toán và tăng tính an toàn, ta xem tĩnh tải lan can truyền xuống bản hẫng ngay tại vị trí mút đầu thừa Để tính toán hiệu quả, ta chỉ kiểm tra lực va ở trạng thái giới hạn đặc biệt cho thiết kế 1 (chỉ xét lực ngang vì theo phương dọc và đứng không gây nguy hiểm cho cầu) và bỏ qua thiết kế 2 Cuối cùng, ta xét mặt cắt truyền lực tại vị trí ngàm bản cong consol.

Tải trọng va xe truyền từ lan can xuống : Tải trọng va xe là Ft$0 (KN) phân bố trên Lt70 mm ( lan can cấp thử tải TL-4)

Lực kéo T và Momen M CT tác dụng trên 1 đơn vị chiều dài hẫng (TH1)

Giả sử Ft phát triển theo hướng nghiêng 30 độ, bắt đầu từ Lc Lực cắt tại chân tường do va chạm xe gây ra, ký hiệu V_CT, sẽ được xem là lực kéo T và moment M_CT tác dụng trên mỗi đơn vị chiều dài của bản hẫng (TH2).

Với X là khoảng cách từ mép lan can đến mặt cắt ngàm , X0

DW =DW tb hDW l = 2, 28 10 −5 122 1 = 2, 79 10 −3 N / mm

Do khoảng cách giữa 2 dầm chủ là 1800mm < 4600mm nên hoạt tải thiết kế

(HL -93) cho bản mặt cầu chỉ xét xe 3 trục.

Vệt bánh xe theo phương ngang cầu: b 2 = 510 mm.

Góc truyền lực 45 o nên ta có: b 1 = b 2 + 2 h DW = 510 + 2 122,5 = 755mm.

Hình 3.2 Sơ đồ tính toán bản mặt cầu trường hợp bản hẫng

(1) Lan can , (2) Bánh xe , (3) Lớp phủ , (4) Bản mặt cầu , (5) Dầm chủ

Bản hẫng được xem như một dải bản một đầu ngàm vào dầm chủ, một đầu tự do, có chiều rộng làm việc là : SW = 1140 + 0,833X

Trong đó: X là khoảng cách từ điểm đặt tải trọng tới tim dầm chủ ngoài cùng b ' b

= SW = 1140 + 0,833 113, 75 = 1234, 75mm Áp lực bánh xe lên bản mặt cầu:

1 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Moment lớn nhất tại ngàm:

3.3.2 Xác định moment ở trạng thái kiểm toán

Trạng thái giới hạn cường độ 1:

M u = DC M P c + DW M DW + DC M DC ' 2 + LL (1 + IM )mM LL

Trạng thái giới hạn sử dụng:

Trạng thái giới hạn đặc biệt:

M r = DC M P c + DW M DW + LL ( 1 + IM ) mM LL + CT M CT

Trong đó: DC ; DW ; LL : hệ số tải trọng

Bảng 3.1 Bảng hệ số tải trọng và hiệu ứng xung kích

Trạng thái giới hạn DC DW LL 1+IM

- Hệ số điều chỉnh tải trọng: =

- Trạng thái giới hạn cường độ 1: D = 1 ; R = 1 ; I = 1, 05

- Trạng thái giới hạn sử dụng: D = 1 ; R = 1 ; I =1 = 1 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

- m: hệ số làn xe (Trên cầu xếp 1 làn xe m = 1,2)

Thiết kế cốt thép cho phần bản hẫng

Đối với phần bản hẫng, khi so sánh nội lực ở trạng thái giới hạn cường độ và trạng thái giới hạn đặc biệt, ta nhận thấy mô men ở trạng thái giới hạn đặc biệt lớn hơn mô men ở trạng thái giới hạn cường độ Vì vậy, để thiết kế cốt thép an toàn và hiệu quả cho bản hẫng, ta dùng giá trị mô men từ trạng thái giới hạn đặc biệt làm cơ sở tính cốt thép.

Thiết kế cốt thép cho 1mm chiều dài bản mặt cầu, khi đó giá trị nội lực trong 1000mm bản mặt cầu như sau:

Sơ đồ tính toán cốt thép bản hẫng như Hình

Hình 3.3 Sơ đồ tính cốt thép bản hẫng

Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 1mm Chiều cao tiết diện tính toán: h = 180 mm Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a = 30 mm Giả sử hệ số sức kháng = 0,9

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo: d s = h f − a s = 180 − 30 0 mm

Phương trình cân bằng moment: h M r

Khoảng cách từ trục trung hòa đến thớ ngoài cùng chịu nén:

Tiết diện khống chế kéo nên diện tích thép được tính như sau:

Diện tích cốt thép trên 1mm dài: A s

= 1, 67 1 = 1, 67mm 2 Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu:

- 1: hệ số biến động momen nứt do uốn, 1 = 1,6;

- 3: tỉ số cường độ chảy dẻo với cường độ kéo cực hạn thép, 3 = 0,67;

- S c : momen chống uốn tính cho thớ chịu kéo ngoài cùng;

- r: cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông

Thỏa mãn hàm lượng cốt thép tối thiểu.

Chọn ∅16a200 bố trí xen kẽ ∅14a200 (trọng tâm cốt thép cách mép trên bản mặt cầu 30mm)

Suy ra hàm lượng thiết kế phù hợp

Kiểm tra nứt cho bản hẫng

Tiết diện kiểm toán: b h = 1 180 mm Điều kiện: s 123000 c − 2d sfs c

Trong mô hình thiết kế, e = 1 là hệ số được xét đến để phản ánh điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu và môi trường xung quanh dc là khoảng cách từ trọng tâm của lớp thép chịu kéo ngoài cùng đến mép ngoài bê tông chịu kéo Giá trị của dc được cho bằng dc = a = 30 mm, và hệ số s được xác định theo công thức s = 1 + dc.

0,7 Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện ở trạng thái giới hạn sử dụng:

Tỷ số modul đàn hồi: n = Es

Ec 35053,69 Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt:

Moment quán tính của tiết diện nứt:

= 1 45, 93 3 + 571 1,775 ( 150 − 45,93 ) 2 2067,82mm 4 / mm 3 Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra là: fs M s (ds − x )n

Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: s min

Vậy s = 100mm s min Đảm bảo điều kiện nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng

Thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu

3.6.1 Nội lực trong bản dầm

= 2, 612 Bản làm việc theo phương ngang.

S2 1800 Tính toán bản mặt cầu theo dải bản ngang, dải 1mm.

Trọng lượng các bộ phận

Trọng lượng bản thân bản mặt cầu:

DC ' 2 = c hf l = 2, 5 10 −5 180 1 = 4, 5 10 −3 N / mm Trọng lượng lớp phủ:

DW =DW tb hDW l = 2, 28 10 −5 122, 5 1 = 2, 793 10 −3 N / mm

Hệ số điều chỉnh tải trọng: = D R I

Trạng thái giới hạn cường độ 1: D = 1; R= 1; I = 1, 05 =1, 05

Trạng thái giới hạn sử dụng: D = 1; R = 1; I =1 =1

3.6.2 Nội lực do tĩnh tải

Hình 3.4 Sơ đồ tính nội lực do tĩnh tải gây ra trong bản dầm

Moment tại mặt cắt giữa nhịp ở trạng thái giới hạn cường độ 1:

Moment tại mặt cắt giữa nhịp ở trạng thái giới hạn sử dụng:

3.6.3 Nội lực do hoạt tải

Do khoảng cách giữa 2 dầm chủ là 1800mm < 4600mm nên hoạt tải thiết kế

(HL93) cho bản mặt cầu chỉ xét xe 3 trục.

Vệt bánh xe theo phương ngang cầu: b 2 = 510 mm

Bề rộng của bánh xe tác dụng lên bản theo phương ngang cầu: b 1 = 510 + 2h DW = 510 + 2 122,5 = 755mm

Xét tác dụng của tải trọng theo phương dọc cầu ta có chiều rộng làm việc dải bản tương đương:

Ta có 2 trường hợp đặt tải:

TH1: Chỉ có một bánh xe của 1 xe (hệ số làn xe m = 1,2).

TH2: Hai bánh xe của 2 xe kề nhau đặt cách nhau 1200mm (hệ số làn xe m=1).

Trường hợp chỉ có một bánh xe của 1 xe

Hình 3.5 Sơ đồ tính nội lực do hoạt tải gây ra khi xếp tải 1 làn xe Áp lực lên bản mặt cầu: p = P

Moment tại mặt cắt giữa nhịp ở trạng thái giới hạn cường độ 1:

Moment tại mặt cắt giữa nhịp ở trạng thái giới hạn sử dụng:

= 41150872,83Nmm / mm ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Hình 3.6 Sơ đồ tính nội lực do hoạt tải gây ra khi xếp 2 làn xe

Diện tích truyền tải của bánh xe xuống bản mặt cầu: b1 '' = 1200 + b1 = 1200 + 755 = 1955mm S = 1800mm Áp lực lên bản mặt cầu: p = P

Moment tại mặt cắt giữa nhịp ở trạng thái giới hạn cường độ 1: pS 2 74,17 1800 2

Moment tại mặt cắt giữa nhịp ở trạng thái giới hạn sử dụng: ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU pS 2 74,17 1800

Vậy nội lực do hoạt tải gây ra:

M LL u = max ( M LL u1 ;M LL u2 ) = 75614728,83 Nmm / mm

Ms LL = max ( M s1 LL ;M s LL 2 ) = 41150872,83 Nmm / mm

3.6.4 Xét tính liên tục của bản mặt cầu :

Moment tại mặt cắt giữa nhịp

Moment tại mặt cắt gối

3.6.5 Thiết kế cốt thép cho phần bản chịu moment âm

Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 1mm

Chiều cao tiết diện tính toán: h = 180 mm

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a = 30 mm

Giả sử hệ số sức kháng = 0,9

Phương trình cân bằng moment: a = ds −

= 0,65 + 0,15 d s − 1 = 0,65 + 0,15 150 − 1 = 2,89 0,9 c9, 40 Chọn = 0,9 và phù hợp với giá trị giả sử ban đầu.

= 0, 62mm 2 / mm fy 420 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Diện tích cốt thép trên 1mm dài: A s

= 0, 62 1 = 0, 62 mm 2 Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu:

- Sc: momen chống uốn tính cho thớ chịu kéo ngoài cùng;

Chọn ∅14a200 để bố trí (tâm cốt thép cách mép trên bản mặt cầu 30mm )

Suy ra hàm lượng thiết kế phù hợp.

3.6.6 Thiết kế cốt thép cho phần bản chịu moment dương

Thiết kế cốt thép cho 1mm chiều dài bản mặt cầu, khi đó giá trị nội lực trong

1mm bản mặt cầu như sau:

Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 1mm

Chiều cao tiết diện tính toán: h 0mm

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a = 30 mm ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Phương trình cân bằng moment: a = ds −

= 0,65 + 0,15 d s − 1 = 0,65 + 0,15 150 − 1 = 3,84 0,9 c6,74 Chọn = 0,9 và phù hợp với giá trị giả sử ban đầu.

Diện tích cốt thép trên 1mm dài: A s = 0, 448 1 = 0, 448 mm 2

Kiểm tra lượng cốt thép tối thiểu:

M cr = 1 3 S c f r = 1 36bh 0,63 f c =1,6 0,67 61 180 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Chọn ∅12a200 để bố trí (tâm cốt thép cách mép trên bản mặt cầu 30mm )

3.6.7 Kiểm tra nứt cho bản dầm chịu momen âm (tại gối)

Trong công thức phân tích, hệ số e bằng 1 thể hiện việc xem xét điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu và môi trường xung quanh dc là khoảng cách từ trọng tâm của lớp thép chịu kéo ngoài cùng đến mép ngoài bê tông chịu kéo Với dc = a = 30 mm và s = 1 + dc, công thức được xác định đầy đủ để đánh giá trạng thái chịu kéo của kết cấu.

0,7 Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện ở trạng thái giới hạn sử dụng:

Tỷ số modul đàn hồi: n = E s = 200000

Ec 35053, 69 Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt:

= 72116, 44mm 4 / mm Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra là: fs M g

72116, 44 Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: s min

Vậy s = 200mm s min Đảm bảo điều kiện nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng.

3.6.8 Kiểm tra nứt cho bản dầm chịu momen dương

Trong đó, e = 1 là hệ số xét đến điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường xung quanh dc là khoảng cách từ trọng tâm của lớp thép chịu kéo ngoài cùng đến mép ngoài bê tông chịu kéo; dc = a = 30 mm Do đó, s = 1 + dc = 1,29.

Moment do ngoại lực tác dụng vào tiết diện ở trạng thái giới hạn sử dụng:

Tỷ số modul đàn hồi: n = Es

E c 35053,69 Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi nứt: A s = 0, 5655 mm 2 / mm

= 55376,55mm 4 / mm Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử

Khi đó khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép:

Vậy s = 200mm s min Đảm bảo điều kiện nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng

Cốt thép phân bố

Vì cốt thép chính vuông góc với hướng xe chạy nên phần trăm diện tích cốt thép phân bố phải thỏa mãn điều kiện sau:

S là chiều dài nhịp có hiệu lấy bằng khoảng cách giữa 2 dầm chính (S00mm).

3.7.1 Cốt thép phân bố cho phần bản chịu momen âm:

Diện tích cốt thép phân bố được xác định như sau:

A s pb = 0, 67 A s am = 0, 67 0, 7696 = 0, 5157 mm 2 / mm Chọn ∅12a200 có A s = 0, 5655 mm 2 / mm

3.7.2 Cốt thép phân bố cho phần bản chịu momen dương:

Diện tích cốt thép phân bố được xác định như sau:

A s pb = 0, 67 A s am = 0, 67 0, 5655 = 0, 379mm 2 / mm Chọn ∅10a200 có A s = 0, 3927 mm 2 / mm Đối với cốt thép song song với hướng xe chạy được đặt ở trên, tương tự dùng 4 ∅14a200 trong 1000mm.

THIẾT KẾ DẦM NGANG

Cường độ bê tông: fc ' = 35 MPa

Khối lượng riêng bê tông: c = 2, 5 10 −5 N / mm 3

Mô đun đàn hồi của bê tông:

K1 là hệ số điều chỉnh nguồn cốt liệu, được lấy làm bằng 1 trừ khi được xác định khác thông qua kiểm tra vật lý; mọi giá trị của K1 đều phải được phê duyệt bởi cơ quan có thẩm quyền trước khi áp dụng.

+ w c : Khối lượng riêng bê tông (kg/m 3 ) lấy bằng 2320 đối với bê tông thường với f c 35 MPa và bằng (2320+2,29f’ c ) với 35MPa f c 105 MPa.

Cốt thép sử dụng: f y = 420 MPa

Nhịp tính toán: Ltt = 24400 mm

Khoảng cách giữa 2 dầm chính: L 2 00 mm

Kết cấu nhịp có 4 dầm ngang, khoảng cách giữa 2 dầm ngang: L1 = 4700 mm (hai đầu nhịp), L ' 1 = 5000 mm (ở giữa nhịp)

Chọn chiều cao dầm chính:

20 20 hdc = 1250mm Chiều cao dầm ngang: h dn = 830 mm

Chọn chiều rộng dầm ngang:

6 4 6 4 b dn = (138; 208)mm Chọn b dn = 200 mm ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Xác định nội lực tác dụng lên dầm ngang

Kết cấu nhịp được xem là mạng dầm đơn giản, nên ta tính toán theo sơ đồ mạng dầm đơn giản để đảm bảo tính toán thuận lợi và chính xác Vì khoảng cách giữa các dầm ngang ở giữa nhịp lớn hơn, với L2 = 5000 mm, ta sẽ lấy giá trị này làm căn cứ cho các bước tính toán Việc áp dụng sơ đồ mạng dầm đơn giản giúp tối ưu hóa tổ chức lực, đơn giản hóa các công thức tính và cho kết quả thiết kế phù hợp với nhịp chịu lực.

Hình 4.1 Sơ đồ xác định áp lực trên phương dọc với mạng dầm đơn giản

Khi đó tung độ đường ảnh hưởng áp lực tại 1 phần tư chiều dài của nó sẽ là :

Diện tích đường ảnh hưởng:

4.2.1.1 Áp lực tĩnh tải truyền lên dầm ngang:

Lớp phủ bê tông nhựa:

DW = DW tb hDW = 2, 28 10 −5 122, 5 2611, 45 = 7, 294 N / mm

Tĩnh tải bản mặt cầu:

DC '' 2 = bdn (hdn − hf ) c = 200 (830 − 180) 2, 5 10 −5 = 3, 25 N / mm

Tĩnh tải bản mặt cầu và dầm ngang:

Trọng lượng toàn bộ lan can trên 1mm chiều dài. w DC 3 = 6, 358 N / mm

4.2.1.2 Áp lực hoạt tải lên dầm ngang:

Hoạt tải xe : nội suy giá trị đường ảnh hưởng cho xe 3 trụ và 2 trục

Hình 4.2 Sơ đồ xác định áp lực trên phương dọc cầu

THỚI NGỌC HIỆU Trang 41 MSSV: 17H1090008 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU Áp lực lên dầm do 1 dãy bánh xe gây ra là max( P 03 ' , P 02 ' ) max(73058;84205) Vậy P 0 ' = 84205N

4.2.2.1 Giá trị đường ảnh hưởng phản lực gối:

- Xem dầm ngang là dầm liên tục tựa lên các gối dầm chủ là những gối lò xo.

Trong phân tích dầm ngang, ta suy ra phải dùng phương pháp nén lệch tâm với độ cứng ngang EI_n để tính toán nội lực M và V Các nội lực này được xác định thông qua các đường ảnh hưởng phản lực Ri của dầm ngang, cho phép ánh xạ phản lực tác dụng lên dầm thành phân bố nội lực trên toàn chiều dài.

- Đường ảnh hưởng Ri trong dầm ngang khi xem tải trọng phân bố ngang theo phương pháp nén lệch tâm

- Tiến hành vẽ đường ảnh hưởng của phản lực gối R 1 , R 2 , R 3 , ta có được các giá trị đường ảnh hưởng trong bảng sau:

Bảng 4.1 Các giá trị để tính phản lực gối a 1 7200 a 2 3600

Bảng 4.2 Kết quả tính giá trị đường ảnh hưởng cách R i

- Căn cứ giá trị đường ảnh hưởng R 1 , R 2 , R 3 từ bảng trên, ta tính giá trị mômen M và lực cắt V dầm ngang theo phương pháp nén lệch tâm:

Bảng 4.3 Bảng tính tung độ đường ảnh hưởng momen và lực cắt của dầm ngang

4.2.2.2 Nội lực tính toán: a Xếp tải trọng lên đường ảnh hưởng M2, V2

Hình 4.4 Tĩnh tải tác dụng lên lên đường ảnh hưởng M2,V2 Đối với lớp phủ DW:

W = ( DW max DW M + − DW + DW min DW M −

VDW tr,min = ( Min DW DW V +

− DW,tr + DW Max DW V −

− DW,ph + DW min DW V −

V DW ph,min = ( Min DW DW + V − DW + Max DW DW − V −DW )

M max DC2 = ( DC Max DC2 +

M − DC 2 + DC Min DC2 M − −DC 2 )

M min DC2 = ( Min DC DC2 +

− DC 2 + DC Min DC2 V − −DC 2 )

M max DC3 = ( DC Max DC3 +

M Min DC3 = ( Min DC DC3 M − DC3+ DC Max DC3 ' M −DC3 )

M S DC3 = DC DC3 ( M−DC3 + ' M−DC3 )

VDC3 tr,max = ( Max DC DC3 V − DC3+ DC Min DC3 ' V −DC3 )

VDC3 tr,Min = ( Min DC DC3 V − DC3+ DC Max DC3 ' V −DC3 )

V DC3 ph,max = ( Max DC DC3 V − DC3+ Min DC DC 3 ' V −DC3 )

V DC3 ph,Min = ( Min DC DC3 V − DC3+ Max DC DC3 ' V −DC3 )

Hình 4.5 Hoạt tải xe tác dụng lên đường ảnh hưởng M2,V2

THỚI NGỌC HIỆU Trang 48 MSSV: 17H1090008 Đối với hoạt tải xe:

Hình 4.6 Tải trọng làn tác dụng lên đường ảnh hưởng M2,V2 Đối với tải trọng làn: gây ra momen âm lớn nhất và monen dương lớn nhất.

Kết quả được tổng hợp trong các bảng dưới đây.

Bảng 4.4 Tổ hợp nội lực cho M2+

Tổ hợp 173097644,80 78451390,56 u=1,05 ; s=1 181 752 527 78 451 391 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU

Bảng 4.5 Tổ hợp nội lực cho M2-

Bảng 4.6 Tổ hợp nội lực cho V2

Tổ hợp 67239,53 200289,58 -166281,64 -25723,11 u=1,05 ; s=1 70 602 210 304 - 174 596 - 27 009 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU b Xếp tải trọng lên đường ảnh hưởng M 2 −3 ,V 2 −3

Hình 4.7 Tĩnh tải tác dụng lên lên đường ảnh hưởng M2-3,V2-3 Đối với lớp phủ DW:

W = ( DW max DW M + − DW + DW min DW M −

V DW min = ( Min DW DW V +

− DW,tr + Max DW DW V −

M max DC2 = ( Max DC DC2 M +

− DC 2 + DC Min DC2 M − −DC 2 )

M min DC2 = ( Min DC DC2 +

M − DC 2 + DC Max DC2 M − −DC 2 )

V − DC 2 + DC Max DC2 V − −DC 2 )

M max DC3 = ( DC Max DC 3 M +

− DC3 +DC Min DC 3 M − −DC3 )

M Min DC3 = ( Min DC DC 3 M − DC3+ DC Max DC 3 ' M −DC3 )

M S DC3 = DC DC3 ( M−DC3 + ' M−DC3 )

V DC3 max = ( DC Max DC3 V − DC3+ DC Min DC3 ' V −DC3 )

V DC3 Min = ( DC Min DC3 V − DC3+ DC Max DC3 ' V −DC3 )

Hình 4.8 Hoạt tải xe tác dụng lên đường ảnh hưởng M2-3,V2-3 Đối với hoạt tải xe:

Hình 4.9 Tải trọng làn tác dụng lên đường ảnh hưởng M2-3,V2-3 Đối với tải trọng làn: gây ra momen âm lớn nhất và monen dương lớn nhất.

M Lan s,+ = LL m w Lan ( M + − Lan + M − −Lan ) = 1

M Lan = LL m w Lan ( M − Lan + M −Lan ) = 1

Bảng 4.7 Tổ hợp nội lực cho M 2-3 +

Bảng 4.8 Tổ hợp nội lực cho M 2-3 -

Bảng 4.9 Tổ hợp nội lực cho V 2-3

; s=1 c Xếp tải trọng lên đường ảnh hưởng M 3 ,V 3

Hình 4.10 Tĩnh tải tác dụng lên lên đường ảnh hưởng M3,V3 Đối với lớp phủ DW:

W = ( DW min DW M + − DW + DW max DW M − −DW )

W = ( DW max DW V + − DW + DW min DW V −

V DW min = ( DW Min DW V +

M max DC2 = ( DC Max DC2 M +

− DC 2 + DC Min DC2 M − −DC 2 )

M min DC2 = ( DC Min DC2 +

M − DC 2 + DC Max DC2 M − −DC 2 )

− DC 2 + DC Max DC2 V − −DC 2 )

M max DC3 = ( DC Max DC3 M − DC3+ DC MinDC3 ' M −DC3 )

= ( Min DC DC 3 M − DC3 + DC Max DC 3 ' M −DC3 )

= ( DC Max DC 3 V − DC3 + DC Min DC 3 ' V −DC3 )

V DC3 Min = ( Min DC DC3 V − DC3+ DC Max DC3 ' V −DC3 )

Hình 4.11 Hoạt tải xe tác dụng lên đường ảnh hưởng M3,V3

- Đối với xe tải HL93: gây ra momen âm lớn nhất và monen dương lớn nhất

Hình 4.12 Tải trọng làn tác dụng lên đường ảnh hưởng M3,V3

M Lan u,+ = LL m w Lan ( M + − Lan + M − −Lan ) = 1,

M Lan u,− = LL m w Lan ( M + − Lan + M − −Lan ) = 1,75

M Lan s,+ = LL m w Lan ( M + − Lan + M − −Lan ) = 1 8,095 (2332800 − 0)

M Lan s,− = LL m w Lan ( M + − Lan + M − −Lan ) = 1

Bảng 4.10 Tổ hợp nội lực cho M 3 +

Bảng 4.11 Tổng hợp nội lực M 3 -

Bảng 4.12 Tổ hợp nội lực ch V 3

Tính toán cốt thép cho dầm ngang

4.3.1 Tính toán cốt thép cho dầm ngang chịu moment âm:

Thiết kế cốt thép cho 1mm chiều dài bản mặt cầu, khi đó giá trị nội lực trong

1000mm bản mặt cầu như sau:

Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 200 mm

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a ' = 30 mm

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo: ds = h − a ' = 830 − 30 = 800 mm

Phương trình cân bằng moment:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 68 MSSV: 17H1090008 c = a

Chọn = 0,9 và phù hợp với giá trị giả sử ban đầu.

- r: cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông min M cr

= 0, 035 0, 6 =>Suy ra hàm lượng cốt thép thiết ds 800 kế phù hợp.

4.3.2 Tính toán cốt thép cho dầm chịu moment dương:

Thiết kế cốt thép cho 1mm chiều dài bản mặt cầu, khi đó giá trị nội lực trong 1000mm bản mặt cầu như sau:

Chiều rộng tiết diện tính toán: b = 200 mm

Chiều dày lớp bê tông bảo vệ: a ' = 40 mm

Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo: ds = h − a ' = 830 − 40 = 790 mm

Phương trình cân bằng moment:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 70 MSSV: 17H1090008 d s

Chọn = 0,9 và phù hợp với giá trị giả sử ban đầu.

- r: cường độ chịu kéo khi uốn của bê tông min M cr

= 0,122 0, 6 =>Suy ra hàm lượng thiết kế phù ds 790 hợp

Kiểm tra nứt cho dầm ngang

4.4.1 Kiểm tra nứt cho dầm ngang chịu moment âm:

Ta sẽ kiểm tra nứt cho dầm ngang chịu momen âm ở trạng thái giới hạn sử dụng.

+ e : hệ số xét tới điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường, e = 1;

+ d c : khoảng cách từ trọng tâm lớp thép chịu kéo đến mép ngoài cùng chịu kéo của bê tông, d c = 30mm).

+ Tiết diện tính toán: b 0mm, h = 830 mm. s = 1 + d c

+ K 1 : hệ số điều chỉnh nguồn cốt liệu, K 1 = 1.

+ w c : Khối lượng riêng bê tông (kg/m 3 ).

+ f c ' : Cường độ chịu nén của bê tông (MPa).

+ Modun đàn hồi của thép: E s = 200000(MPa)

Suy ra: Tỷ số modun đàn hồi: n = E s 200000

Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi bị nứt: nA 2d b 5, 706 402,12 2 800 200 x = s

- Momen quán tính của tiết diện hình chữ nhật bị nứt:

- Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra là: f =M s

- Khi đó, khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: s = 123000 e − 2d c = 123000 1, 0

Vậy s = 100mm < [s] ➔ đảm bảo điều kiện chịu nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng.

4.4.2 Kiểm tra nứt cho dầm ngang chịu moment dương

+ e : hệ số xét tới điều kiện tiếp xúc giữa kết cấu với môi trường, e = 1;

+ d c : khoảng cách từ trọng tâm lớp thép chịu kéo đến mép ngoài cùng chịu kéo của bê tông, d c = 40mm).

+ Tiết diện tính toán: b 0mm, h = 830 mm. s = 1 + d c

Chiều dày của bê tông vùng nén sau khi bị nứt:

- Momen quánh tính của tiết diện hình chữ nhật bị nứt: bx 3 200 203, 082 3

- Ứng suất trong cốt thép do tải trọng ở trạng thái giới hạn sử dụng gây ra là:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 73 MSSV: 17H1090008 f =M s

- Khi đó, khoảng cách tối thiểu giữa các thanh thép: s = 123000 e

Vậy s = 100mm < [s] ➔ đảm bảo điều kiện chịu nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng.

Tính cốt đai cho dầm ngang

- Khoảng cách từ trọng tâm vùng nén đến trọng tâm vùng kéo: d s − 0, 5a = 800 − 0, 5 59, 428 = 770,

- Ứng suất cắt trung bình:

Vậy tiết diện hợp lý để chịu lực cắt.

- Biến dạng trung bình: Giả sử = 35 0

Diện tích cốt thép thường: A = 628,319 + 1388,584 = 2100,94 mm 2 s

Do đó, ta có: = 34,3 0 (tra trong bảng 6.3/161, sách Cầu bê tông cốt thép).

= 2,345 Góc chênh lệch nhỏ so với giá trị giả sử ban đầu nên giả thiết được chấp nhận.

- Khả năng chịu cắt của bê tông:

- Khả năng chịu cắt của cốt thép đai:

Ta bố trí cốt đai theo cấu tạo đai 2 nhánh 8a200.

- Kiểm tra cốt thép dọc: A s f y = 2100,94 420 = 882394,8 N.

THIẾT KẾ DẦM CHÍNH

Chiều dài nhịp tính toán: Ltt = 24400 mm

Chiều dài thực tế: L = L tt + 2a = 24400 + 2 300 = 25000 mm

Khoảng cách giữa các dầm chính: S 00 mm

- Cáp dự ứng lực (theo catalogue của nhà sản xuất VSL)

5.1.2 Chọn sơ bộ kích thước dầm chính:

Hình 5.1 Kích thước sơ bộ dầm chủ

-Tiết diện sơ bộ của dầm như sau :

Bảng 5.1 Kích thước sơ bộ dầm chính

Chiều cao dầm chính H= 1250 mm

Chiều cao bầu dầm h b = 200 mm

Chiều cao vút bầu h vb = 200 mm

Chiều cao sườn dầm h w = 490 mm

Chiều cao vát cánh h vc = 180 mm

Chiều cao bản cánh dầm h f = 180 mm

Bề rộng bầu dầm b b = 600 mm

Bề rộng sườn dầm bw= 200 mm

Bề rộng cánh dầm b f = 1300 mm

Bề rộng vút bầu b vb = 200 mm

Bề rộng vát cánh b vc = 200 mm

-Đoạn mở rộng sườn dầm:

Hình 5.2 Đoạn mở rộng đầu dầm

Trong thiết kế thông thường, đoạn mở rộng sườn dầm (từ gối dầm đến vị trí bắt đầu thay đổi tiết diện) có chiều dài từ 1000–1500 mm và lớn hơn hoặc bằng chiều cao dầm; do đó nên chọn chiều dài đoạn mở rộng là 1300 mm để đảm bảo tính khả thi và độ an toàn của kết cấu.

Chiều dài phần vỏt dầm lấy bằng ẵ chiều dài đoạn mở rộng sườn dầm là 650mm

Để tiện cho việc tính toán, ta phải quy đổi phần vút của tiết diện mặt cắt ngang; nguyên tắc quy đổi là bảo đảm chiều cao tiết diện dầm không bị thay đổi, từ đó giữ nguyên các đặc tính chịu lực của cấu kiện trong quá trình tính toán.

+ Quy đổi phần vút cánh trên của dầm:

Diện tích phần vút: A vt = 0, 5 180 200 = 18000 mm 2

Chiều cao cánh dầm qui đổi : h =

+ Qui đổi phần vút và cánh dưới dầm:

Diện tích phần vút: A vt = 0, 5 200 200 = 20000 mm 2 Chiều cao cánh dầm qui đổi : h =

Xác định các tải trọng

5.2.1 Trọng lượng bản thân dầm chủ

- Tải trọng dầm chủ quy thành lực trên suốt chiều dài dầm tính toán:

1 ' là trọng lượng bản thân dầm chủ rải đều trên dầm chính.

Trọng lượng đoạn giữa dầm:

Trọng lượng bản thân dầm chủ rải đều trên dầm chủ:

5.2.2 Trọng lượng bản thân dầm ngang ( không kể mối nối ):

DC1 '' : tĩnh tải dầm ngang rải đều trên dầm chính.

+ Số dầm ngang gắn mỗi bên: 6 dầm.

+ Kích thước một phần dầm ngang:

Chiều cao (không kể bản mặt cầu): h ' dn = d n − h f = 830 − 180 = 650mm Chiều rộng dầm ngang: t n = 200mm

Chiều dài dầm ngang: L ' = bf − bw

+ Diện tích mỗi phần dầm ngang:

+ Trọng lượng dầm ngang rải đều trên dầm chính:

5.2.3 Trọng lượng bản thân mối nối ướt:

Mối nối ướt chia ra làm 2 phần mối nối cánh trên của dầm chính và mối nối của dầm ngang (khồng kể bản mặt cầu).

DC 2 = DC2 '+ DC2 '' Trong đó:

+ DC 2 ': tĩnh tải phần mối nối bản cánh.

+ DC 2 '' : tĩnh tải phần mối nối dầm ngang không kể bản cánh.

Phần mối nối cánh trên dầm chính: (bản mặt cầu).

Có 4 mối nối kích thước.

Chiều dày bằng chiều dày bản cánh trên: h f = 180 mm

Trọng lượng mối nối cánh trên một đơn vị chiều dài dầm chính:

DC2 ' =ch f b ' = 2, 5 10 −5 180 500 = 2, 25 N / mm Phần mối nối dầm ngang:

Chiều dài (chiều rộng mối nối): b’ = 500 mm Có 4 dầm ngang.

Trọng lượng mối nối dầm ngang trên một đơn vị chiều dài dầm chính:

5.2.4 Tải trọng lớp phủ: Đối với dầm biên:

DW= DW tb hDW = 2, 28 10 −5 122, 5 (1800 − 500) = 3, 63N / mm Đối với dầm giữa:

Sử dụng kết quả tính toán được ở mục 3.3.1 Đối với dầm biên: DC 3 = 6,36 N / mm Đối với dầm giữa: DC3 = 0

5.2.6 Tổ hợp tĩnh tải lên dầm biên và dầm giữa:

Bảng 5.2 Tổ hợp tĩnh tải lên dầm biên và dầm giữa lúc chưa có cáp

Xác định moment do tĩnh tải tác dụng lên dầm

Ta xét cho 4 mặt cắt:

- Mặt cắt I-I tại vị trí gối: 0 mm

- Mặt cắt II-II tại vị trí tiết diện dầm thay đổi và cách gối 1 đoạn: 1950 mm

- Mặt cắt III-III tại ví trí một phần tư nhịp: 6100 mm

- Mặt cắt IV-IV tại vị trí giữa nhịp: 12200 mm

Chiều dài dầm tính toán: L tt = 24400 mm

Tại mặt cắt giữa nhịp ( mặt cắt IV-IV):

Momen và lực cắt cho tĩnh tải:

Hình 5.3 Đường ảnh hưởng moment Mặt cắt IV-IV

: hệ số điều chỉnh tải trọng.

Diện tích đường ảnh hưởng momen: = 74420000 mm 2

+ Trạng thái giới hạn cường độ:

Momen do trọng lượng bản thân dầm biên:

Momen do trọng lượng mối nối:

Momen do trọng lượng lan can:

Momen do trọng lượng lớp phủ:

Tổng momen do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên:

M DC u +DW = M DC1 u + M DC2 u + M DC3 u + M DW u

+ Trạng thái giới hạn sử dụng:

Momen do trọng lượng bản thân dầm biên:

Tổng momen do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên:

M s DC +DW = M s DC1 + M s DC2 + M s DC3 + M s DW

Momen do trọng lượng bản thân dầm giữa:

Tổng momen do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa:

M DC u +DW = M DC1 u + M DC2 u + M DC3 u + M DW u

Momen do trọng lượng bản thân dầm giữa:

Tổng momen do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa:

M s DC +DW = M s DC1 + M s DC2 + M s DC3 + M s DW

*Ta có bảng tổng hợp momen tại mặt cắt IV-IV

Bảng 5.3 Bảng tổng hợp giá trị mô men tại mặt cắt IV-IV

Mô men Dầm biên Dầm giữa tĩnh tải

*Tính momen tương tự cho các mặt cắt còn lại, ta có các bảng sau:

Bảng 5.4 Bảng tổng hợp giá trị mô men tại mặt cắt III-III

Bảng 5.5 Bảng tổng hợp giá trị mô men tại mặt cắt II-II

Bảng 5.6 Bảng tổng hợp giá trị mô men tại mặt cắt I-I

5.3.2 Xác định lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm:

Giống như mô-men, lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm chính chỉ được tính toán cho mặt cắt IV-IV; các mặt cắt còn lại được tính tương tự và được đưa vào bảng kết quả Trong bảng này, các tham số chính gồm a - khoảng cách từ gối đến mặt cắt đang xét, và y1 - tung độ của đường ảnh hưởng âm tại mặt cắt đang xét (mặt cắt IV-IV).

L tt 24400 0, 5 y 2: Tung độ đường ảnh hưởng dương (+) tại mặt cắt đang xét( mặt cắt IV-IV) y 2 = 1 − y1 = 1 − 0,5 = 0,5 Trạng thái cường độ 1:

( + ) = 3050 : diện tích ĐAH lực cắt dương tại vị trí mặt cắt.

( − ) = 3050 : diện tích ĐAH lực cắt âm tại vị trí mặt cắt.

Lực cắt do trọng lượng bản thân dầm:

Lực cắt do trọng lượng mối nối:

Lực cắt do trọng lượng lan can:

Lực cắt do trọng lượng lớp phủ:

Tổng lực cắt tác dụng lên dầm biên:

Vu DC +DW = V u DC1 + V u DC2 + V u DC3 + V u DW = 0N

+ Trạng thái giới hạn sử dụng :

Tổng lực cắt tác dụng lên dầm biên:

Vs DC +DW = V s DC1 + V s DC2 + V s DC3 + V s DW = 0N

Tổng lực cắt tác dụng lên dầm giữa:

Vu DC +DW = V u DC1 + V u DC2 + V u DC3 + V u DW = 0N

+ Trạng thái giới hạn sử dụng :

Tổng lực cắt tác dụng lên dầm giữa:

Vs DC +DW = V s DC1 + V s DC2 + V s DC3 + V s DW = 0N

*Ta có bảng tổng hợp lực cắt tại mặt cắt IV-IV

Bảng 5.7 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt IV-IV

Lực cắt Dầm biên Dầm giữa tĩnh tải

*Tính lực cắt tương tự cho các mặt cắt còn lại, ta có các bảng sau:

Bảng 5.8 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt III-III

Bảng 5.9 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt II-II

Bảng 5.10 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt I-I

Lực cắt Dầm biên Dầm giữa

TTGHCĐ I TTGHSD I TTGHCĐ I TTGHSD I tĩnh tải

Nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm chủ

5.4.1 Xác định hệ số phân bố ngang theo phương pháp dầm đơn

+ Số lượng dầm chính: 5 dầm > 4 dầm.

+ Khoảng cách các dầm chính: 1100mm < S00mm < 4900mm.

+ Nhịp các dầm chính: 6000mm < L tt = 24400 mm < 73000mm.

+ Bề rộng mặt cầu không đổi.

+ Độ cong trên mặt bằng nhỏ.

Sử dụng phương pháp dầm đơn để xác định hệ số phân bố ngang cho cả dầm biên và dầm trong.

5.4.1.1 Hệ số phân bố ngang cho dầm trong a Đặc trưng hình học của dầm chính (Do chưa xác định số lượng cáp nên coi tiết diện bê tông đặc).

Hình 5.4 Tiết diện đã qui đổi

- Momen tĩnh đối với trục x’-x:

- Khoảng cách từ mép dưới của bản mặt cầu đến trọng tâm mặt cắt tiết diện: y = k x ' − x = 441860597,9

- Khoảng cách từ mép trên của bản mặt cầu đến trọng tâm mặt cắt tiết diện: y bg = h − y bg = 1250 − 731, 56 = 518, 44 mm

- Momen quán tính của tiết diện:

= 1,17494 10 3 11 mm 4 b Tham số độ cứng dọc (Xét cho tiết diện giữa nhịp):

+ Hệ số chuyển đổi bê tông giữa bản mặt cầu và dầm nguyên khối ở trên.

+ e g : khoảng cách giữa trọng tâm dầm cơ bản và bản mặt cầu: e g =0

Kg = 1 (1,17494 10 11 + 603999, 7 0) = 1,17494 10 11 mm 4 c Hệ số phân bố ngang tải trọng cho momen dầm khi 1 làn xe chất tải (tính cho xe và làn):

= 0,377 d Hệ số phân bố ngang tải trọng cho momen dầm khi nhiều làn xe chất tải (tính cho xe và làn):

- Hệ số phân bố ngang tải trọng cho lực cắt dầm khi 1 làn xe chất tải (tính cho xe và làn):

- Hệ số phân bố ngang tải trọng cho lực cắt dầm khi nhiều làn xe chất tải (tính cho xe và làn):

5.4.1.2 Hệ số phân bố ngang cho dầm biên: a Tính theo phương pháp đòn bẩy

Hình 5.5 Hệ số phân bố ngang phương pháp đòn bẩy

- Trường hợp nhiều làn xe chất tải.

Khoảng cách từ tim dầm đến mép lan can d e 0 mm. e = max 0,77 + d e

(mg) M ME = e m mg M MI = 0, 513 ; (mg) V ME = e m mg V MI = 0, 672 b Theo phương pháp nén lệch tâm.

+ a i : khoảng cách các dầm đối xứng

Hình 5.6 Đường ảnh hưởng phương pháp nén lệch tâm

- Trường hợp 1 làn xe chất tải:

- Trường hợp nhiều làn xe chất tải:

Bảng 5.11 Bảng tổ hợp hệ số phân bố ngang

5.4.2 Nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm chủ

- Khoảng cách giữa các trục 4300 mm

- Khoảng cách giữa 2 trục : 1200 mm

Tải trọng làn là tải trọng phân bố dọc dầm với độ lớn: q = 9,3 N/mm

Tính toán cho mặt cắt IV-IV các mặt cắt còn lại tính toán tương tự rồi lập bảng kết quả:

5.4.2.1 Moment do hoạt tải gây ra Đường ảnh hưởng momen và lực cắt tại mắt cắt IV-IV.

Hình 5.7 Đường ảnh hưởng moment lực cắt M/C IV-IV

- Tổ hợp 1: Tải xe 3 trục:

Xem vị trí nguy hiểm nhất cho momen khi bánh xe giữa đặt tại vị trí momen lớn nhất.

- Tổ hợp 3: Tải trọng làn:

Ta có:Diện tích đường ảnh hưởng momen: m = 74420000 mm 2

Diện tích đường ảnh hưởng lực cắt: + = 3050mm 2

- Tải trọng người: Vì thiết kế không có lề bộ hành nên: M PL = 0 , V PL = 0

*Tính tương tự cho các mặt cắt còn lại, ta có cá bảng sau:

Hình 5.8 Đường ảnh hưởng moment M/C III-III

Bảng 5.12 Bảng tổng hợp giá trị momen tại mặt cắt III-III y1 4575

Hình 5.9 Đường ảnh hưởng moment M/C II-II

Bảng 5.13 Bảng tổng hợp giá trị momen tại mặt cắt II-II

Xe 2 trục y'2 1698,258 Tải trọng làn ω 21888752 M làn 203565393,60

Hình 5.10 Đường ảnh hưởng moment M/C I-I

Bảng 5.14 Bảng tổng hợp giá trị momen tại mặt cắt I-I y1 0

Bảng 5.15 Bảng tổng hợp giá trị momen tại các mặt cắt (chưa nhân hệ số)

Mặt cắt I-I II-II III-III IV-IV

Hình 5.11 Đường ảnh hưởng lực cắt M/C III-III

Bảng 5.16 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt III-III y3 0,398

Hình 5.12 Đường ảnh hưởng lực cắt M/C II-II

Bảng 5.17 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt II-II y3 0,568

Hình 5.13 Đường ảnh hưởng lực cắt M/C I-I

Bảng 5.18 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại mặt cắt I-I y3 0,648

Bảng 5.19 Bảng tổng hợp giá trị lực cắt tại các mặt cắt (chưa nhân hệ số)

Mặt cắt I-I II-II III-III IV-IV

5.4.3 Tổ hợp nội lực do hoạt tải gây ra

Vì nội lực do xe 2 trục tác dụng lên dầm bé hơn nội lực do xe 3 trục Vì vậy ta chỉ chọn hoạt tải xe 3 trục để tổ hợp.

M LL u = LL (1 + IM) (mg) M M 3trục + (mg) M làn M làn

0,33 + Trạng thái giới hạn sử dụng:

M s LL = LL (1 + IM) (mg) M M 3trục + (mg) M làn M làn

Vu LL = LL (1 + IM) (mg) V V3trục + (mg) V làn Vlàn + g PL VPL

Ta lấy giá trị max ( M 3truc xe ;M 2 xe truc ) , max ( V xe 3truc ;Vxe 2truc )để tính toán:

Bảng 5.20 Bảng hệ số tải trọng và hiệu ứng xung kích

Trạng thái giới hạn DC DW LL IM

Chúng ta sử dụng tổ hợp nội lực với các hệ số 1, 1, 1, 1 và 0,33 cho mặt cắt IV-IV của dầm biên; các mặt cắt còn lại và dầm giữa được tính toán tương tự theo phương pháp đã trình bày và được lập bảng kết quả.

5.4.3.2 Moment do hoạt tải gây ra:

) mg Xe M 3truc + mg lan M u LL ( MXe M

Trạng thái giới hạn sử dụng 1:

) mg Xe M 3truc + mg lan M s LL ( MXe M

) mg Xe M 3truc + mg lan M s3 LL ( MXe M

Bảng 5.21 Bảng tổng hợp moment do hoạt tải tác dụng lên dầm chủ ( đã nhân hệ số )

Mặt THGHCĐ 1 THGHSD 1 THGHSD 3 cắt

Dầm II-II 873998561,15 475645475,46 380516380,37 biên III-III 2172260490,75 1182182580,00 945746064,00

Dầm II-II 830298633,10 451863201,68 361490561,35 giữa III-III 2063647466,21 1123073451,00 898458760,80

5.4.3.3 Lực cắt do hoạt tải tác dụng lên dầm chủ:

V LL = 1+ IM ) mg Xe V 3truc + mg lan V u LL ( VXe

V LL = 1+ IM ) mg Xe V 3truc + mg lan V s LL ( VXe

V LL = 1+ IM ) mg Xe V 3truc + mg lan V s3 LL ( VXe

Bảng 5.22 Bảng tổng hợp lực cắt do hoạt tải tác dụng lên dầm chủ

Loại Mặt cắt THGHCĐ 1 THGHSD 1 THGHSD 3 dầm

Dầm II-II 547490,44 297953,98 238363,19 biên III-III 416969,18 226922,00 181537,60

Dầm II-II 547490,44 297953,98 238363,19 giữa III-III 416969,18 226922,00 181537,60

Tổ hợp nội lực do tĩnh tải và hoạt tải tác dụng lên dầm chủ

5.5.1 Moment do tĩnh tải và hoạt tải tác dụng lên dầm chủ:

Tổ hợp nội lực tác dụng lên dầm:

Bảng 5.23 Bảng tổng hợp mô men tại các mặt cắt gây ra

Loại dầm Mặt cắt THGHCĐ I THGHSD

 Chọn tổ hợp để tính toán: chọn dầm biên.

Bảng 5.24 Bảng tổng hợp lực cắt tại các mặt cắt gây ra

 Chọn tổ hợp dầm biên để tính toán:

So sánh giá trị nội lực giữa mô men, lực cắt dầm biên và dầm trong ta thấy nội lực dầm biên lớn hơn => tính toán cho dầm biên.

Tính toán và bố trí cáp dự ứng lực

Bảng 5.25 Momen do hoạt tải và tĩnh tải ở TTGHSD 1

Dầm biên M DC1 M DC2 M DC3 M DW M LL

5.6.1 Tính toán sơ bộ cáp

Chọn mặt cắt giữa nhịp dầm biên để tính toán.

Tổng lượng cáp sơ bộ có thể được tính từ công thức gần đúng sau:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 112 MSSV: 17H1090008 eg = ybg - 0,5hs1,558 - 0,05×1250f9,058mm

LL f = 1 2 y + 3 y - 0,5 bg bc b Ig Ic

Chọn 24 (tao cáp), A ps = n A p = 24 143, 3 = 3439, 2mm 2

5.6.2 Bố trí cáp dự ứng lực:

Bố trí 24 tao cáp loại 15,2mm có độ chùng nhão thấp:

- Theo phương ngang: khoảng cách giữa các tao là 50mm,

- Theo phương đứng: khoảng cách giữa các tao là 50mm. Để đảm bảo khả năng chịu lực của thớ trên dầm trong giai đoạn truyền lực căng ta tiến hành uốn một số tao cáp Uốn lên đầu dầm 8 tao tại 2 vị trí:

- Vị trí 1: Chuyển 4 tao, cách đầu dầm 7500mm, góc chuyển hướng là 6,23

- Vị trí 2: Chuyển 4 tao, cách đầu dầm 10000mm, góc chuyển hướng là 5,82

Hình 5.14 Bố trí cáp dự ứng lực theo phương dọc

Xác định đặc trưng hình học và tính toán mất mát ứng suất

5.7.1 Đặc trưng hình học ( đã có cáp DUL):

5.7.1.1 Tính toán trọng tâm của nhóm cáp dự ứng lực tại các mặt cắt:

Hình 5.15 Bố trí cáp DỨL tại 4 mặt cắt

Bảng 5.26 Toạ độ cáp trong dầm Hàng Số lượng tao/hàng Toạ độ (tính từ đáy dầm) cáp I-I II-II III-III IV-IV I-I II-II III-III IV-IV

Khoảng cách từ trọng tâm nhóm cáp dự ựng lực đến mép trên dầm: d = A psi d psi psApsi

Khoảng cách từ trọng tâm nhóm cáp dự ựng lực đến mép dưới dầm:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 114 MSSV: 17H1090008 y = h − dps

Ngoài ra, có thể tìm khoảng cách từ trọng tâm nhóm cáp dự ứng lực đến mép dưới dầm như sau, tính cho mặt cắt I-I: y = (SLcáp Toadocap) = 8 50 +8 100 + 2 (837,2 +887,2 + 945,4 +995,4)

Khoảng cách từ trọng tâm nhóm cáp dự ứng lực đến mép trên của dầm được xác định bằng d_ps = h_dc − y, với h_dc = 1250 mm và y = 355,433 mm, cho kết quả d_ps = 894,567 mm Tính tương tự cho các mặt cắt còn lại, ta lập được bảng kết quả đầy đủ.

Bảng 5.27 Trọng tâm các nhóm cáp dự ứng lực

MC I-I MC II-II MC III-III MC IV-IV

5.7.1.2 Tính toán đặc trưng hình học của tiết diện tại các mặt cắt:

Chúng tôi tiến hành tính toán đặc trưng hình học cho giai đoạn 1 và 2 của dầm biên tại mặt cắt I-I Các trường hợp tính toán tương tự được thực hiện và tổng hợp vào bảng, nhằm hệ thống hóa kết quả và phục vụ cho so sánh, phân tích trong bài viết.

- Giai đoạn 1: Tiết diện dầm đặc

Tỷ số modun đàn hồi của cáp dự ứng lực và modun đàn hồi của bê tông dầm chính: n = E ps

Momen tĩnh đối với trục x-x qua đáy tiết diện:

THỚI NGỌC HIỆU Trang 115 MSSV: 17H1090008 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU h f h 2 k x −x = ( b f − b b )h f h − + b b + nA ps ( h − d ps )

Tọa độ trọng tâm: y bg kx −x

Ag 895328,304 y tg = h − ybg = 1250 − 694, 471 = 555, 529mm e pg = dps − ytg = 894, 567 − 555, 529 = 339, 038(mm)

Momen quán tính của tiết diện:

- Giai đoạn 2: Tiết diện nguyên khối với mối nối

Tỷ số modun đàn hồi của bê tông mối nối và modun đàn hồi của bê tông dầm chính: n = E d = 29577,9

Momen tĩnh đối với trục I-I: kI −I = 1

THỚI NGỌC HIỆU Trang 116 MSSV: 17H1090008 ĐAMH THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG GVHD: T.S MAI LỰU c = k

A g 933308, 304 y bc = y bg + c = 694, 471 + 22, 446 = 716, 917(mm) y tc = y tg − c = 555, 529 − 22, 446 = 533, 083(mm) e pc = d pg − y tc = 894, 567 − 533, 083 = 361, 484(mm) Momen quán tính của tiết diện:

Bảng 5.28 Đặc trưng hình học của tiết diện dầm biên tại các mặt cắt ở giai đoạn 1

M/C I-I II-II III-III IV-IV n 5,62 5,62 5,62 5,62

Ag(mm 2 ) 895328,304 623328,004 623328,004 623328,004 kxx(mm 3 ) 621779917,08 447528623,1 444970734,6 443632365,6 ybg(mm) 694,471 717,966 713,863 711,716 ytg(mm) 555,529 532,034 536,137 538,284 dps(mm) 894,567 956,75 1089,089 1158,333 epg(mm) 339,038 424,716 552,952 620,049

Bảng 5.29 Đặc trưng hình học của tiết diện dầm tại các mặt cắt ở giai đoạn 2 (mối nối)

M/C I-I II-II III-III IV-IV n 0,844 0,844 0,844 0,844

Ag(mm 2 ) 933308,304 661308,004 661308,004 661308,004 kii(mm 3 ) 20948805 19891530 20076165 20172780 c(mm) 22,446 30,079 30,358 30,504 ybc(mm) 716,917 748,045 744,221 742,22

Tiêu đề	Thiết Kế Cầu Dầm Bê Tông Cốt Thép Dự Ứng Lực, Nhịp Giản Đơn
Tác giả	Thới Ngọc Hiệu
Người hướng dẫn	T.S Mai Lựu
Trường học	Trường Đại Học Giao Thông Vận Tải TP. Hồ Chí Minh
Chuyên ngành	Kỹ Thuật Xây Dựng Công Trình Giao Thông
Thể loại	Đồ án thiết kế cầu bê tông cốt thép
Năm xuất bản	2022
Thành phố	TP. Hồ Chí Minh

Định dạng
Số trang	236
Dung lượng	2,57 MB