ĐỒ ÁN MÔN HỌC THIẾT KẾ MỐ CẦU

THUYẾT MINH THIẾT KẾ MỐ CẦU 1 GIỚI THIỆU CHUNG Loại mố thiết kế Mố đặc chữ U BTCT không DƯL Tên mố tính toán M1 Quy trình thiết kế 2 TCN 27205 Hoạt tải thiết kế Tổ hợp xe HL93 2 SỐ LIỆU THIẾT KẾ MỐ Các kích thước cơ bản: Số gối mố thiết kế N = 6 (gối) Chiều cao gối thiết kế hg = 200 (mm) KC giữa các gối theo PNC S = 1930 (mm) KC từ gối đến mép tường mố ag = 450 (mm) Số làn xe thiết kế n = 2 (làn) Số làn xe cùng chiều n = 2 (làn) Hệ số làn xe m = 1 Các kí hiệu kích thước mố

Trang 1

THUYẾT MINH THIẾT KẾ MỐ CẦU

1 GIỚI THIỆU CHUNG

Loại mố thiết kế Mố đặc chữ U BTCT không DƯLTên mố tính toán M1

Quy trình thiết kế 2 TCN 272-05

Hoạt tải thiết kế Tổ hợp xe HL93

2 SỐ LIỆU THIẾT KẾ MỐ

Các kích thước cơ bản:

Số gối mố thiết kế N = 6 (gối)

Chiều cao gối thiết kế hg = 200 (mm)

KC giữa các gối theo PNC S = 1930 (mm)

Trang 2

Dăm cát đệm,d=10cm Đá hộc xây vữa M100,d=30cm

Dăm cát đệm,d=10cm

6 cọc khoan nhồi D=1m

3000 1000

1160 940 650 2250 2100

500 250 500 250 500 2000

Trang 3

Chiều dài thân mố Ltm = 11500 (mm)

Mođun đàn hồi của BT Ec = 29440 (MPa)

Mođun đàn hồi của CT Es = 200000 (MPa)

Các thông số đất đắp

Trọng lượng riêng đất đắp s = 1800 ( KG/m3 )

Góc ma sát trong của đất đắp ư = 35 ( 0 )

Góc ma sát giữa đất và tường = 24 ( 0 )

Trang 4

3 MẶT CẮT CẦN KIỂM TRA:

1 1

G



  6x1.349 = 8.094 (KN)Trọng lượng tường đỉnh: P = 1.2 x 0.65 x 11.5 x 24.525 = 219.989 KN

Trọng lượng thân mố: P = (3.2-1.2) x (0.94+0.65) x 11.5 x 24.525

= 896.879 (KN)Trọng lượng đá kê bản quá độ:

Ta chỉ tính cho mặt cắt điển hình đáy bệ mố (5 -5)

Nội lực do bản thân 6 bệ kê gối và gối:

Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mép ngoài phía trước mố:

X = 0.45 + 1.16 = 1.610 (m)

Khoảng cách từ điểm đặt lực đến trọng tâm mặt cắt tính toán:

Trang 5

r = 2.5-1.61 = 0.890 (m)

Momen do lực trên gây ra đối với mặt cắt tính toán:

M = 8.094 x 0.89 = 7.20366 (KN.m)

Tương tự ta tính cho các mặt cắt còn lại

Nội lực do tường đỉnh gây ra:

Bệ kê gối và gối 8.094 1.610 0.890 7.204Tường đỉnh 219.989 2.425 0.075 16.499Thân mố 896.879 1.955 0.545 488.799

Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.383 -27.137Tường cánh 236.127 4.729366 -2.229 -526.413

Bệ mố 2538.338 2.500 0.000 0

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 1-1Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Tường đỉnh 219.989 2.425 0.000 0

Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.458 -32.451

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 2-2Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)

Bệ kê gối và gối 8.094 1.610 0.345 2.792Tường đỉnh 219.989 2.425 -0.470 -103.395Thân mố 896.879 1.955 0.000 0

Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.928 -65.751Tường cánh 236.127 4.729 -2.774 -655.103

Trang 6

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 3-3Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)Tường cánh 118.0635 4.729 -1.979 -233.691

TỔNG HỢP NỘI LỰC DO TLBT TẠI MẶT CẮT 6-6Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)

Đá kê bản quá độ 70.85273 2.883 -0.133 -9.423

Bệ mố 1142.252 3.875 -1.125 -1285.034

Trang 7

3 Ap lực đất thẳng đứng (EV), áp lực đất nằm ngang (EH):

1 Ap lực đất thẳng đứng (EV) chỉ tác dụng lên mặt cắt đáy bệ mố (5-5):

Trang 8

2 Ap lực đất nằm ngang (EH):

Để an toàn áp lực nằm ngang phía trước mố có thể bỏ qua

Ap lực nằm ngang sau mố được tính như sau:

2

0, 5 .0, 4



Trong đó :

H: chiều cao (m)W: chiều rộng (m)Ka: hệ số áp lực đấtgs: trọng lượng đơn vị của đất đắp

Chiều dương của các lực được thể hiện như hình vẽ:

Tương tự tính cho các mặt cắt còn lại

Trang 10

940 650

2250 2100

E y

E y E

2 Hoạt tải quy đổi:

Hoạt tải xe đặt sau lưng mố được quy thành tải trọng đất đắp có chiều cao heq (chiều cao tương đương của đất dùng cho tải trọng xe Bảng 3.11.6.2-1) Đối vớiđường ô tô cường độ tải trọng phải lấy phù hợp với các quy định của điều 3.6.1.2

Nếu tải trọng chất thêm khác với đường ô tô thì chủ đầu tư phải quy định hoặc chấp nhận một hoạt tải chất thêm phù hợp

P = k.gs.g.heq.10-9

Trong đó: gs: tỷ trọng của đất (KG/m3)

heq: chiều cao đất tương đương với xe tải thiết kế

Ta tính cho mặt cắt điển hình đáy bệ cọc (5-5):

Chiều cao tường 6000 mm  h eq  760 mm

Trang 12

Ta tính toán tương tự cho mặt cắt (2-2):

Khoảng cách tính từ đáy lớp đá dăm kê bản quá độ đến mặt cắt (2-2): 1300 mm

Trang 13

NỘI LỰC DO HOẠT TẢI SAU MỐ GÂY RA TẠI MẶT CẮT (2-2)

1 Lực đẩy nổi lên mố:

Theo như bố trí cấu tạo thì bệ mố được đặt dưới mực nước thấp nhất, do đó

ta tính áp lực nước đẩy nổi tác dụng lên phần mố ngập trong nước và ta tính với mực nước cao nhất Cao độ mực nước cao nhất: +1.4

Lực đẩy nổi của nước là một lực đẩy hướng lên trên, được lấy bằng tổng của các thành phần thẳng đứng của áp lực tĩnh tác dụng lên tất cả các bộ phận nằm

tĩnh được xác định theo công thức: Pd = w.Vo Trong đó:

Trang 14

V0: Thể tích phần ngập nước.

w

 : Trọng lượng riêng của nước

NỘI LỰC DO LỰC ĐẨY NỔI TẠI MẶT CẮT 2-2Hạng mục P (KN) X (m) r (m) M (KNm)

Chiều dài nhịp giữa 2 gối: LTT = 36.30 m

1 Tĩnh tải phân bố theo chiều dài dầm chủ

Trang 15

Dầm giữa DWg = 3.45 ( N/mm )

(Tất cả đã được xác định ở chương thiết kế dầm chính)

2 tính toán nội lực do hoạt tải

Xếp tải theo phương dọc cầu để xác định phản lực: (Chưa xét HSPBN)

Xe tải thiết kế:

Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trục sau mỗi trục nặng 145KN, khoảng cách giữa 2 trục trước là 4300mm, khoảng cách hai trục sau thay đổi từ 4300–9000mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai trục không đổi là 1200mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

Sơ đồ xếp tải để mố chịu lực bất lợi nhất

KC từ đầu dầm đến tim gối a = 0.35 ( m )

Chiều dài nhịp tính toán Ltt = 36.3 ( m )

Các giá trị tung độ ảnh hưởng (Bỏ qua khe hở giữa dầm và mép mố)

y1 = ( L-a )/Ltt = 1.010y'1 = ( L-a-1.2 )/Ltt= 0.977y2 = ( L-a-4.3 )/Ltt= 0.891y3 = ( L-a-8.6 )/Ltt= 0.773Phản lực tại gối trụ do

Tải trọng làn RLN = 0,5.y1.( L-a ).9,3 (KN/m)

Xe tải 3 trục RTR = 145.y1 + 145.y2 + 35.y3

Trang 16

Xe Tanđem RTĐ = y1.110 + y'1.110

Xe tải 3 trục P1 (KN) P2 (KN) P3 (KN) Tổng (KN)Tải trọng trục 145 145 35

Giá trị Đ.a.h 1.000 0.882 0.763Phản lực 145 127.824 26.708 299.532

Xe tải 2 trục P1 (KN) P2 (KN) Tổng (KN)Tải trọng trục 110 110

Giá trị Đ.a.h 1.000 0.967Phản lực 110 106.364 216.364

Tải trọng làn Pl (KN)

Giá trị Đ.a.h 18.150Phản lực 168.795

1 Xếp xe dể gây ra momen My lớn nhất:

V2V1

Trang 17

.3000

lane lane LL m R

2 Tải trọng người trên lề bộ hành:

Phản lực tại gối do người đi bộ đi 2 bên lề bộ hành gây ra:

bh

m R V

L



= 62.8 (KN)1.5

Gối 2: . .

PL PL

bh

m R V

L



= 7.68 (KN)1.5

Trang 18

3 Lực hãm xe (BR):

Lực hãm xe đựơc truyền từ kết cấu trên xuống trụ qua gối đỡ Tuỳ theo từng loại gối cầu và dạng liên kết mà tỉ lệ truyền của lực ngang xuống trụ khác nhau Do các tài liệu tra cứu không có ghi chép về tỉ lệ ảnh hưởng của lực ngang xuống trụ nên khi tính toán, lấy tỉ lệ truyền bằng 100% Có nghĩa là toàn bộ lực ngang gây ra do lực hãm xe được truyền hết xuống gối cầụ Điểm đặt của lực hãm

xe tại cao độ gối cầu của trụ thiết kế

Lực hãm được lấy bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế cho mỗi làn được đặt trong tất cả các làn thiết kế được chất tải theo quy trình và coi như đi cùng một chiều Các lực này được coi như tác dụng theo chiều nằm ngang cách phía trên mặt đường 1800mm theo cả hai chiều dọc để gây ra hiệuứng lực lớn nhất Tất cả các làn thiết kế phải được chất tải đồng thời đối với cầu vàcoi như đi cùng một chiều trong tương lai

Phải áp dụng hệ số làn quy định trong điều 3.6.1.1.2

Do ở đây ta thiết kế mố của cầu thẳng nên không có lực li tâm

6 tính toán nội lực do tt gió

6.5.2.6.1 Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu thượng tầng (WSsup)

Diện tích hứng gió bxh được xác định như sau:

S : hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định trong bảng 3.8.1.1.2

Cd : Hệ số cản được quy định trong A3.8.1.2.1.1, phụ thuộc vào tỉ số b/d.Trong đó:

b = Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can (mm)

d = Chiều cao kết cấu phần trên bao gồm cả lan can đặc, nếu có (mm) Quy định lấy hệ số tối thiểu là 0.9 Trong bài, ta lấy hệ số cản gió

=1,2

Trang 19

 Lực gió WSsupP A B wsup2,5 94.38 236.516  KN

Lực gió theo phương dọc sẽ = 1

Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực:

sup

par

goi

WS L

n

  236,516 / 6 = 39.419 (KN)Ngoài ra lực gió WSsup đặt lệch tâm so với mặt trên gối:

6.5.2.6.2 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL):

Chiều dài tải trọng tham gia lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên trụ và cáchmặt đường 1,8 m

Theo A3.8.1.3, khi xét tổ hợp tải trọng cường độ III, phải xét tải trọng gió tác dụng vào cả kết cấu và xe cộ

Tải trọng ngang của gió lên xe cộ bằng tải phân bố 1,5 KN/m, tác dụng theohướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt ở 1.8m trên mặt đường

Chiều dài tham gia tải trọng gió tác dụng lên xe được lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên mố L 36.3m

WLpar = PWL.L

Ap lực gió ngang PWL = 1.5 (KN/m)

Suy ra tải trọng gió dọc WLpar = 54.45 (KN)

Tại mỗi gối tựa lực gió tạo một lực: par sup

goi

WS L

n

 54.45 / 6 = 9.075 (KN)cách mặt trên xà mũ: h = 0.2 + 1.8 + 1.8 = 3.80 (m)

do đó tồn tại một trị số mômen: Mperp = 9.075 x 3.8 = 34.485 (KN.m)

Tương tự momen này cũng gây ra ở gối các phản lực và giá trị của nó cũng được xác định theo công thức:

3 Xác định nội lực do KCPT và hoạt tải gây ra:

Xác định theo công thức: M = P x e

Trong đó:

P: Các lực gây ra mômen tại tiết diện tính toán

Trang 20

e: Độ lệch tâm của điểm đặt lực so với trục trung hoà của mặt cắt cần tính toán

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC DO KCPT VÀ HOẠT TẢI TẠI MẶT CẮT (2-2)

Trang 23

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)TTGH CĐ I 8436.087 714.796 3496.804 0.000 8720.950TTGH CĐ II 6375.019 545.740 3029.761 407.352 10306.707TTGH CĐ III 4592.944 714.796 946.414 116.386 453.073TTGH SD 6249.471 289.541 3029.761 87.290 5323.205

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (3-3)

Tổ hợp nội lực V (KN) Hướng dọc Hướng ngang

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mz (KNm)TTGH CĐ I 147.579 0.000 -292.114 139.425 178.464TTGH CĐ II 106.257 0.000 -210.322 83.655 107.078TTGH CĐ III 106.257 0.000 -210.322 139.425 178.464TTGH SD 118.064 0.000 -233.691 92.950 118.976

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mz (KNm)TTGH CĐ I 56.653 0.000 -53.176 36.479 32.102TTGH CĐ II 40.790 0.000 -38.287 21.887 19.261TTGH CĐ III 40.790 0.000 -38.287 36.479 32.102TTGH SD 45.322 0.000 -42.541 24.319 21.401

BẢNG TỔNG HỢP NỘI LỰC MẶT CẮT (5-5) KHI XẾP 2 LÀN XE

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)TTGH CĐ I 13435.509 1323.644 7213.484 0.000 8720.950TTGH CĐ II 9633.523 910.911 6186.271 407.352 11039.942TTGH CĐ III 8703.947 1039.269 2056.706 116.386 662.569TTGH SD 9903.892 857.825 4943.714 87.290 5480.327

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)TTGH CĐ I 586.113 0.000 -86.411 0.000 0.000TTGH CĐ II 561.314 0.000 -83.113 0.000 0.000

Trang 24

TTGH CĐ III 561.314 0.000 -83.113 0.000 0.000TTGH SD 568.400 0.000 -84.055 0.000 0.000

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)TTGH CĐ I 147.579 0.000 -118.708 540.980 540.980TTGH CĐ II 106.257 0.000 -85.469 253.584 324.588TTGH CĐ III 106.257 0.000 -85.469 422.640 540.980TTGH SD 118.064 0.000 -94.966 281.760 360.653

Hx (KN) My (KNm) Hy (KN) Mx (KNm)TTGH CĐ I 3559.065 0.000 -4003.948 0.000 0.000TTGH CĐ II 2306.777 0.000 -2595.124 0.000 0.000TTGH CĐ III 3159.276 0.000 -3554.186 0.000 0.000TTGH SD 2563.085 0.000 -2883.471 0.000 0.000

7 Tính toán cốt thép cho các mặt cắt:

1 Tính toán cốt thép cho bản quá độ:

1 Thiết kế cốt thép:

Chiều rộng bản quá độ: b = 10000 mm

Chiều cao bản quá độ: h = 300 mm

Momen kiểm toán:

Mu = 310.966875 (KNm) = 310.966875 x106 (Nm)

Chọn khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép ngoài bêtông:

abv = 50 mm

Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 300 - 50 = 250 (mm)

Từ phương trình cân bằng momen ta có: / 0 0,85 .'

2

u

M a

 6.9/250=0.0277 < 0.45Xảy ra trường hợp phá hoại dẻo ( 5 7.3.3.1 )

Trang 25

b h

abv

0.85f'cab

Asfya

Diện tích cốt thép:

' 0,85 .c

s

y

f a b A

f

  (0.85x28x5.88x1000)/280 = 4998 (mm2)Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu (5.7.3.3.2-1):

y

f f



   0.30% không thỏaLượng cốt thép cần bố trí: As = 9000.0 (mm2)

y

Z f

d A f

f





Chiều rộng bản quá độ: b = 10000 mm

Chiều cao bản quá độ: h = 300 mm

Momen kiểm toán: Ms =248.7735(KNm) =248.7735 x106 (Nm)

Diện tích cốt thép đã bố trí: As = 11309.7 (mm2)

Mođun đàn hồi của bêtông: Ec = 28442 Mpa

Cốt thép có mođun đàn hồi: Es = 200000 MPa

d A



Trang 26

Trong đó:

Thông số vết nứt: Z = 23000 N/mm khí hậu khác nghiệt

Diện tích trung bình bao quanh 1 thanh thép:

Điều kiện: fs = 95.03MPamin(f sa,0.6 )f y  168MPa (thỏa)

2 Kiểm toán mặt cắt tường đỉnh (1-1):

Do điều kiện làm việc của mặt cắt (1-1) làm việc theo 1 phương nên việc tính toán tương tự như trên, ta có kết quả sau:

b (mm) 11500 c / ds 0 Abt (mm2) 18064.2

Nhận xét

Kiểm toán theo tính chất mặt cắt chịu uốn theo 2 phương:

Ta chỉ tính toán cho mặt cắt điển hình này, còn các mặt cắt khác nếu có cùng điều kiện làm việc như trên thì việc tính toán tương tự, ta sẽ lập bảng

Trang 27

Ta có:

Hệ số sức kháng j = 0.75

Diện tích mặt cắt nguyên

Ag = 11500 x 1590 = 18285000 (mm2) => 0,1.j.f'c.Ag = 38398.5 (KN)

Ta thấy lực dọc trục: N = 8436.087(KN) < 0,1.j.f'c.Ag =38398.5(KN)

Ta sẽ kiểm toán theo điều kiện (1-a)

Ta tính Mrx: Sức kháng uốn tính toán theo trục x (N.m)

Chiều dày lớp phủ bêtông: abv = 80 mm

Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất:

d

b, bw h

dc

Trang 28

' 1

As fy a

Chiều dày lớp phủ bêtông: abv = 100 mm

Từ phương trình cân bằng momen ta tính được:

,

.0.85 .c

Momen tính toán theo trục x: Mux = 8720.950 (KN.m)

Momen tính toán theo trục y: Muy = 3496.804 (KN.m)

Đối với cấu kiện chịu nén dọc trục, khi lực nén dọc tác dụng lệch tâm, biến dạng

do tải trọng sẽ làm tăng độ lệch tâm của lực dọc so với trọng tâm của kết cấu gây hiệu ứng độ mảnh Vì vậy khi tính kết cấu chịu nén dọc cần phải xác định tỷ số độ

Lu: chiều dài thanh chịu nén = 3.2 m

Hệ số khuyếch đại momen: 1 1

.

m b

C Pu Pe







Trang 29

Do bỏ qua hiệu ứng độ mảnh nên: b = 1

Vậy momen tính toán sau cùng là:

Muxtt=b.Mux = 8720.950451(KN.m)

Muytt=b.Muy = 3496.804 (KN.m)

Kiểm toán điều kiện: Mux Muy Mrx Mry  0.78 1 (thỏa)

2 Kiểm toán cấu kiện chịu cắt:

Diện tích thép ngang: Bố trí 10 Ư 10

=> Av = 713.3 (mm2)

Cự ly giữa các thanh thép ngang: S = 600.0 mm Sức

kháng cắt danh định đối với mặt cắt bêtông không có dự ứng

v y v s

Kiểm tra điều kiện: Vu = 714.796 (KN) < Vr = 13992.466(KN) Thoả

y

Z f

d A f

f





Momen kiểm toán: Ms = 3029.761 (KNm)

Ứng suất trong cốt thép chịu kéo: s .s

s

M f

Trang 30

M f

d A



Trong đó:

Thông số vết nứt: Z = 23000 N/mm khí hậu khác nghiệt

Diện tích trung bình bao quanh 1 thanh thép:

Điều kiện: fs = 118.344(Mpa)  168(Mpa) Thoả

5 Kiểm toán cốt thép cho các mặt cắt khác:

Việc tính toán cho các mặt cắt khác có cùng điều kiện làm việc theo hai phương

Tương tự như trên , ta có kết quả theo bảng sau:

Điều kiện (1-a) Mrz (KN.m) 282.684 Mry (KN.m) 1804.53

KIỂM TOÁN CẤU KIỆN CHỊU CẮT

Trang 31

Điều kiện (1-a) Mrz (KN.m) 158.135 Mry (KN.m) 1396.71

Điều kiện (1-a) Mrx (KN.m) 1804 Mry (KN.m) 173.022

n (thanh) 7 Vc (KN) 762.442 Vn (KN) 6076 Nhận xét

Ư 10 Vs (KN) 2022.54 Vr (KN) 2506.482

Thoả

S (mm) 150 Vc + Vs 2784.98 Vu (KN) 540.980

Định dạng
Số trang	32
Dung lượng	1,32 MB