đồ án tốt nghiệp thiết kế kĩ thuật cầu măng thít

- PL : nội lực do hoạt tải phân bố ngời đi và tải trọng làn thiết kế - γD, γW , γL : là các hệ số tơng ứng với từng loại tải trọng, có giá trị tuỳthuộc vào tổ hợp cần tính nh trong bảng

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KĨ THUẬT

Hệ số giãn nở nhiệt của bê tông tỷ trọng thờng : 10.8x10-6/ oC (5.4.2.2)

Mô đun đàn hồi của bê tông tỷ trọng thờng lấy nh sau:

(Mpa)

f

E c =0.043γc1 5 'c =35750 (5.4.2.4)Trong đó:

γc = tỷ trọng của bê tông (kg/m3)

f’c = Cờng độ qui định của bê tông (MPa)

Cờng độ chịu nén của bê tông dầm hộp, nhịp cầu bản, trụ chính qui định ở tuổi 28 ngày

- Giới hạn ứng suất nén của cấu kiện bê tông căng sau,bao gồm các cầu XD phân đoạn:0.5f’

ci

- Giới hạn ứng suất kéo của bê tông : 0.50 f 'ci

Trong đó:

f’ci = cờng độ nén qui định của bê tông lúc bắt đầu đặt tải hoặc tạo ƯST (MPa)

Đối với các ứng suất ở trạng thái giới hạn sử dụng sau các mất mát (5.9.4.2)

Giới hạn ứng suất nén của bê tông UST ở TTGHSD sau mất mát : 0.45f’c (MPa)

Giới hạn ứng suất kéo của bê tông :0.50 f 'c (cầu xây dựng phân đoạn)

Tỷ số giữa chiều cao vùng chịu nén có ứng suất phân bố đều tơng đơng đợc giả định ở

TT GH cờng độ trên chiều cao vùng nén thực (5.7.2.2) là:

693.07

2805

.085.0

'

1 = − f c − =β

Độ ẩm trung bình hàng năm: H = 80 %

1.1.1.2 Thép thờng (A5.5.3)

Thép sử dụng là cốt thép có gai

Mô đun đàn hồi của thép thờng: Es = 200 000Mpa

Giới hạn chảy của cốt thép : fy = 400 Mpa

1.1.1.3 Thép ứng suất trớc

Cáp sử dụng là loại khử ứng suất d của hãng VSL – tiêu chuẩn ASTM A416M Grade

270, loại tao 0,6inch có đờng kính danh định 15.2mm

Hệ số ma sát của tao thép với ống bọc (ống thép mạ cứng) à = 0.25 (5.9.5.2.2b-1)

Hệ số ma sát lắc (trên mm của bó thép): K = 6.6x10-7 mm-1

Chiều dài tụt neo, lấy trung bình: ∆L = 6mm

Mô đun đàn hồi của tao thép Ep = 197 000 Mpa

f py

1.1.2 Tải trọng thiết kế

1.1.2.1 Hoạt tải thiết kế (A3.6.1.2)

Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ đợc đặt tên là HL-93 sẽ bao gồm một

1.1.2.1.2 Xe hai trục thiết kế

Xe hai trục gồm một cặp trục 110 KN cách nhau 1.2m Cự ly chiều ngang của các bánh

xe lấy bằng 1.8m Tải trọng động cho phép lấy theo điều 3.6.2

1.1.2.1.3 Tải trọng làn thiết kế

Tải trọng làn thiết kế gồm tải trọng 9,3KN/m phân bố đều theo chiều dọc Theo chiềungang cầu đợc giả thiết phân bố đều trên chiều rộng 3000mm Hiệu ứng lực của tảitrọng làn thiết kế không xét lực xung kích

1.2 Tính bản mặt cầu.

1.2.1 Thiết kế cấu tạo bản mặt cầu.

1.2.1.1 Chọn chiều dày của bản mặt cầu

Chiều dày nhỏ nhất của bản mặt cầu hmin=0.027L=16.4cm

Để tiện cho việc bố trí cáp ứng suất trớc trong bản mặt cầu ta chọn chiều dày bản mặtcầu là 280mm

1.2.1.2 Cấu tạo các lớp áo đờng

Lớp áo đờng đợc thiết kế là bêtông Asphan dày 70 mm + lớp phòng nớc

1.2.2 Nguyên tắc tính

Khi tính toán hiệu ứng lực trong bản, phân tích một dải bản rộng 1m theo chiềudọc cầu Mô hình hoá sơ đồ làm việc của kết cấu thành hai sơ đồ: dầm hai đầu ngàm vàdầm công xôn, với các sờn dầm hộp là các điểm ngàm cứng (hình vẽ trên)

Các tải trọng tác dụng lên kết cấu là :

Lực xung kích : IM, lấy bằng 25%LL (theo tiêu chuẩn 22TCN 272-01)

Về nguyên tắc để tính toán nội lực trong bản mặt cầu ta xếp tải lên sơ đồ kết cấusao cho gây ra nội lực nguy hiểm nhất và lấy kết quả đó để thiết kế Đối với dầm hai

đầu ngàm, để đơn giản cho quá trình tính toán ta giả thiết đây là dầm đơn giản và xếptải lên đờng ảnh hởng sao cho nội lực lớn nhất và sẽ nhân giá trị nội lực này với hệ sốngàm, còn phần công xôn ta trực tiếp xếp tải sao cho nội lực lấy với đầu ngàm là lớnnhất Sau đó lựa chọn giá trị lớn nhất để tính toán trong các bớc tiếp theo

1.2.3 Tính toán nội lực trong bản mặt cầu.

1.2.3.1 Tính toán nội lực do các lực thành phần gây ra.

1.2.3.1.1 Nội lực phần nhịp bản giữa hai sờn hộp.

DC, DW : lần lợt là trọng lợng bản mặt cầu, lớp phủ đợc tính trung bình bằngtrọng lợng của một mét dài bản mặt cầu chia cho chiều rộng toàn bộ bản mặt cầu Khốilợng riêng của bê tông cốt thép lấy 2.5 T/m3, của lớp phủ lấy 2.25 T/m3 (tra bảng3.5.1-1)

Diện tích mặt cắt ngang của bản là F=4.714m2

Chiều rộng của bản mặt cầu 12.2m

Vậy tải trọng phân bố tác dụng lên dải bản là:

945.02

.12

5.2714.4

m KN m

T

x

)/(66.1)/(166.025.2075

Hình 2 : Dah Mômen giữa nhịp dầm giản đơn.

DW=1.66kN/m2 DC=9.45kN/m2

Hình 3 : Đah lực cắt tại gối dầm đơn giản

1.2.3.1.1.1 Nội lực do trọng lợng bản mặt cầu gây ra.

- Tính toán mômen theo công thức sau:

5 0.Ω

=

- Tính toán lực cắt theo công thức sau:

5 0.Ω

1.2.3.1.1.2 Nội lực do lớp phủ mặt cầu gây ra.

- Tính toán mômen theo công thức:

5 0.Ω

x

M ODW (1.522 6.089) 7.692

2

166

=

- Tính toán lực cắt theo công thức sau:

5 0.Ω

x

Q ODW (1.00 6.089) 5.054

2

166

=

1.2.3.1.1.3 Nội lực do hoạt tải gây ra.

Bản mặt cầu đợc phân tích theo phơng pháp dải gần đúng, đợc quy định trong

điều 4.6.2.1 Với dải phân tích là ngang và có chiều dài nhịp là 6089mm > 4600mm

Do đó bản đợc thiết kế cho tải trọng trục 145kN và tải trọng làn Các bánh xe trongtrục cách nhau 1800mm, tải trọng mỗi bánh xe là 72.5kN

Tải trọng làn thiết kế gồm tải trọng 9,3 kN/m phân bố đều theo chiều dọc Theochiều ngang cầu đợc giả thiết là phân bố đều theo chiều rộng 3000 mm Hiệu ứng củatải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích

Khi thiết kế vị trí ngang của của xe đợc bố trí sao cho hiệu ứng lực trong dảiphân tích đạt giá trị lớn nhất Vị trí trọng tâm bánh xe đặt cách đá vỉa 300mm khi thiết

kế bản hẫng và 600mm khi thiết kế các bộ phận khác

Chiều rộng của dải tơng đơng b(mm) trên bất kỳ bánh xe nào đợc lấy nh trongbảng 4.6.2.1.3-1 tiêu chuẩn 272-01:

Đối với phần hẫng :b = 1140 + 0,833X

Đối với vị trí có mômen dơng: b = 660 + 0,55S = 4.009 m

Đối với vị trí có mômen âm: b = 1220 + 0,25S = 2.742 m

Với : X là khoảng cách từ tâm gối đến điểm đặt tải

S là khoảng cách giữa các gối

Tính toán mômen theo công thức:

yi : Tung độ đờng ảnh hởng tại vị trí đặt bánh xe

IM : Lực xung kích tính theo phần trăm IM = 25% (Lấy theo bảng 3.6.2.1-122TCN 272-01)

ql : Tải trọng làn thiết kế, ql = 3.1 kN/m

A1/2 : Diện tích phần đờng ảnh hởng đặt tải trọng làn

Do đơn giản hoá sơ đồ tính toán nên phải nhân các kết quả trên với hệ số ngàm Vậy đểtính toán cho chính xác hơn ta phải phân riêng hoạt tải ra là mômen âm và mômen d-

ơng

kNm

M OLL 3.1(0.022 1.522)3 84.165

009.4

2)222.1322.0(5.72100

2)222.1322.0(5.72100

100 1

Do đó:

kN

742.2

)212.0507.0704.01(5.72100

DW=1.66kN/m2

DC=9.45kN/m2

750

3.1kN/m3kN/m

DW=1.66kN/m2DC=9.45kN/m2

65.245.92

2 2

- Tính toán lực cắt theo công thức:

Q1DC =DC*l=9.45x2.65=25.043kNTrong đó :

1.2.3.1.2.2 Nội lực do tải trọng lớp phủ.

- Tính toán mômen theo công thức:

kNm x

a DW

2

25.266.12

2 2

- Tính toán lực cắt theo công thức:

Q1DW =DW*a=1.66x2.25=3.735 kNTrong đó :

a : Là bề rộng của lớp phủ tại công xôn (2.25m)

1.2.3.1.2.3 Nội lực do tải trọng lan can.

Trọng lợng của lan can đợc coi là một lực tập trung đặt tại mép cánh hẫng, có giá trịbằng khối lợng của một mét dài lan can với khối lợng riêng của bê tông là 2.4T/m3

- Tính toán mômen theo công thức sau:

b P

- Tính toán lực cắt theo công thức:

Q1P = Pb = 6.3 kN

1.2.3.1.2.4 Nội lực do hoạt tải.

- Tính toán mômen theo công thức:

Khi không có ngời đi bộ:

m

100

11

x x

x

265.1

15.05.72098

.2

95.15.72(100

2512.1

m

100

11

Trong đó :

wn : Bề rộng của tải trọng ngời

cn : Khoảng cách của trọng tâm tải trọng ngời so với đầu ngàm

qn : Tải trọng ngời thiết kế, qn = 3.0 kN/m2

m

100

11

Do đó:

kN x

x x

265.1

15.05.72098

.2

95.15.72(100

2512.1

m

100

11

Do đó:

Q1LL =1.2(3.1 x0.75+3.0x1.5) = 8.19 kN

So sánh giữa các giá trị M1LL và Q1LL tính đợc do hai trờng hợp có tải trọng ngời vàkhông có tải trọng ngời ta chọn giá trị M1LL = 123.390 kNm và Q1LL= 122.344 kN đểtính toán

1.2.3.2 Tổ hợp nội lực.

trong đó:

- ηi : hệ số điều chỉnh tải trọng

- DC : nội lực do tĩnh tải 1 (trọng lợng bản mặt cầu, lan can)

- DW: nội lực do tĩnh tải 2 (trọng lợng lớp phủ mặt cầu)

- LL + IM: nội lực do hoạt tải xe ô tô và xung kích (IM = 25%)

- PL : nội lực do hoạt tải phân bố (ngời đi và tải trọng làn thiết kế)

- γD, γW , γL : là các hệ số tơng ứng với từng loại tải trọng, có giá trị tuỳthuộc vào tổ hợp cần tính nh trong bảng sau:

Khi tính toán với trạng thái giới hạn cờng độ:

ηD = 1 đối với thiết kế thông thờng

ηR = 1 thiết kế bản mặt cầu với mức d thông thờng

ηI = 1,05 cầu đợc thiết kế là quan trọng

Vậy η = 1,05

Khi tính toán với trạng thái giới hạn sử dụng:

ηD = 1 đối với thiết kế thông thờng

ηR = 1 thiết kế bản mặt cầu với mức d thông thờng

ηI = 1

Vậy η = 1

1.2.3.2.1 Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn cờng độ I.

1.2.3.2.1.1 Đối với mômen:

-Môment tại tiết diện giữa nhịp:

M =0.5 224.250=112.125

kNm x

Môment tại tiết diện giữa nhịp dùng cho tính toán là: 112.125 kNm

Môment tại tiết diện gối dùng cho tính toán là: 298.810 kNm

Lực cắt tại tiết diện gối dùng cho tính toán là: 271.827kN

1.2.3.2.2 Tổ hợp nội lực theo trạng thái giới hạn sử dụng

1.2.3.2.2.1 Đối với mômen:

-Môment tại tiết diện giữa nhịp:

M o =0.5 135.653=67.827

kNm x

Môment tại tiết diện giữa nhịp dùng cho tính toán là:67.827 kNm

Môment tại tiết diện gối dùng cho tính toán là: 177.468 kNm

Lực cắt tại tiết diện gối dùng cho tính toán là: 157.422 kN

1.2.4 Thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu.

* Các đặc trng của bêtông và cốt thép đã đợc nêu ở phần đặc trng vật liệu ở trên

* Lớp bảo vệ của cốt thép lấy theo bảng 5.12.3-1

Lớp bê tông bảo vệ là khoảng cách tối thiểu đợc quy định tính từ mép ngoài bê tông

đến ống gen Chọn lớp bảo vệ tại gối và giữa nhịp đều bằng 100mm

 Chiều dầy làm việc của tiết diện bản: 457mm (tại gối), 180mm (giữa nhịp)

* ứng suất giới hạn cho cáp ứng suất trớc ở TTGHSD (theo bảng 5.9.3.1- 22TCN272-01):

Mpa2.33918.0

pa2370

.0

Mpa302170.0

16749

.01860

pu pj

pu py

pu

f f

M f

f

f f

Mpa f

f

Mpa f

Trong đó các đại lợng từ trên xuống là : giới hạn ứng suất kéo, giới hạn chảy, ứng suấtlúc kích, ứng suất lúc truyền, ứng suất sau toàn bộ mất mát

Theo công thức thực nghiệm diện tích cốt thép ƯST cần thiết là:

pe

u PS

f z

M A

=Trong công thức trên, cờng độ của thép đợc lấy là giá trị lớn hơn giữa ứng suất lúctruyền fpt và ứng suất sau mất mát fpe

Trong đó:

Mu : mômen uốn tại tiết diện tính cốt thép theo trạng thái giới hạn cờng độ I

z : chiều dày làm việc của tiết diện bản (đã tính ở trên)

fpe : ứng suất sau mất mát, fpe = 1339.2Mpa

Chọn loại ống gen phẳng có sóng, kích thớc Cao x Rộng = 25x90mm

Chọn loại neo cáp ƯST của hãng VSL kiểu S6-4

Chọn loại kích kí hiệu : ZPE-23FJ của hãng VSL

Kết quả tính toán số bó cáp trên 1m dài theo phơng dọc cầu đợc lấy tròn :

1.2.5 Tính toán mất mát ứng suất trớc trong cốt thép bản.

Tổng mất mát ứng suất trớc trong các cấu kiện kéo sau đợc quy định tại điều5.9.5 của quy trình 22TCN272-01 và đợc tính theo công thức 5.9.5.1-2:

pR pCR

pSR pES

pA pF

∆

Trong đó :

Mất mát tức thời gồm:

Mất mát do ma sát: ∆f pF

Mất mát do thiết bị neo : ∆f pA

Mất mát do co ngắn đàn hồi : ∆f pES

Mất mát theo thời gian gồm:

Mất mát do co ngót : ∆f pSR

Mất mát do từ biến của bêtông : ∆f pCR

Mất mát do dão của thép : ∆f pR

1.2.5.1 Mất mát ứng suất tức thời.

fpj = ứng suất trong thép DƯL khi kích (1302 Mpa)

x = Chiều dài bó thép DƯL từ đầu kích đến điểm bất kỳ đang xem xét (mm)

K = Hệ số ma sát lắc (trên mỗi mm bó thép ) K = 6.6x10-7 mm-1

à = Hệ số ma sát à = 0.25

α = Tổng của giá trị tuyệt đối của thay đổi góc của đờng cáp thép DƯL từ đầukích, hoặc từ đầu kích gần nhất nếu thực hiện căng cả hai đầu, đến điểm đang xét(RAD)

Ta tính mất mát ứng suất do ma sát tại vị trí ngàm và giữa bản cho 1 bó trong 1m chiềudài bản

Xét đến việc bố trí cáp DƯL cho dầm hộp sau này, đờng tim của cáp ƯST trong bảnmặt cầu đợc bố trí nh hình vẽ dới (uốn tại các tiết diện 1, 2 và 3):

Hình 6 : Đờng tim cáp ƯST bản mặt cầu.

Tính toán mất mát ứng suất do ma sát:

Tiết diện Tên bó thép (rad)α (mm)X (Kx + à α) e-(Kx + à α)

fpj (MPa) ∆fpF

(MPa)

Giữa nhịp B1 0.1137 5950 0.03236 0.9682 1302 41.461

Gối 2 B1 0.2108 9197 0.05878 0.9429 1302 74.323

1.2.5.1.2 Mất mát do thiết bị neo ∆f pA

Trong quy trình 272-01(Điều 5.9.5.2.1) mất mát ứng suất do thiết bị neo phải là số lớnhơn số yêu cầu để khống chế ứng suất trong thép dự ứng lực khi truyền, hoặc số kiếnnghị bởi nhà sản xuất neo, ở đây ta sẽ tính toán theo số kiến nghị của nhà sản xuất neo,

m

mm 13.75613756

323.74

119006

LpA là đoạn ảnh hởng của mất mát ứng suất do neo, LPA> chiều dài của bó thép ƯSTnên lấy LPA bằng chiều dài của bó thép ƯST, LpA=11.9m vì đoạn ảnh hởng của mất mátthì tối đa bằng chiều dài bó thép

9.11323.74

L

x f

f

pA pA

Trong đó :

∆f là sự thay đổi ứng suất lớn nhất do neo gây ra

LpF là đoạn mà tại đó sự mất mát ứng suất đợc kể đến

tính mất mát ứng suất do thiết bị neo

Tiết diện Tên bó thép (mm)x (mm)LpA ∆f

1.2.5.1.3 Mất mát ứng suất trớc do co ngắn đàn hồi ∆f PES

Với các cấu kiện căng sau tính theo công thức 5.9.5.2.3b-1 :

cgp c

p

E

E N

N f

1.2.5.2 Mất mát ứng suất theo thời gian.

.70

j j cgp

I

e M I

e P A

P

2

e là khoảng cách từ trọng tâm bó thép đến trục trung hoà của tiết diện đang xét

A, Ig lần lợt là diện tích mặt cắt ngang và mômen quán tính của tiết diện đang xét

Mdg là mômen do tải trọng bản thân tại tiết diện đang xét:

g

da g

ds cdp

I

e M I

e M

∆

e là khoảng cách từ trọng tâm bó thép đến trục trung hoà của tiết diện

Mds mômen do trọng lợng các lớp phủ và lớp bảo vệ mặt cầu.

Mda là mômen do tĩnh tải chất thêm sau khi bê tông đông cứng (lan can)

Tính mất mát ứng suất do từ biến.

Tiết diện Tên

bó thép

A(m2)

e(m)

Ig(m4) (Nm)Mdg fcgp

(MPa)

Mda+Mds(Nm)

∆fcdp(MPa)

∆fpCR(MPa)Gối 1 B1 0.557 0.154 0.0144 33181 0.355 20897 -0.223 5.822

∆fpES(MPa)

∆fpSR(MPa)

∆fpCR(MPa)

∆fpR2(MPa)

∆fpA(Mpa)

∆fpES(Mpa)

∆fpSR(Mpa)

∆fpCR(Mpa)

∆fpR2(Mpa)

1.2.6.Kiểm tra tiết diện theo các trạng thái giới hạn.(5.5)

1.2.6.1 Trạng thái giới hạn sử dụng

Nội dung kiểm tra theo trạng thái giới hạn sử dụng đợc quy định trong điều 5.5.2 baogồm:

Kiểm tra ứng suất trong bêtông theo điều 5.9.4

Kiểm tra nứt theo điều 5.7.3.4

Kiểm tra biến dạng theo điều 5.7.3.6

1.2.6.1.1 Kiểm tra ứng suất trong bêtông

Giới hạn ứng suất nén của bê tông ứng suất trớc(Bảng 5.9.4.2.1-1) :

- Trờng hợp khi không xét có hoạt tải :

2/225005

,225045,0'45,

0 f C=− ì =− MPa=− KN m

−

- Trờng hợp có xét đến hoạt tải :

2/3000030

5016,0' 6,

.3505,0'5,

Công thức kiểm tra cho thớ chịu nén :

Mpa y

I

M y I

e F A

F

0.30

5.22

−

=Công thức kiểm tra cho thớ chịu kéo :

Mpa y

I

M y I

e F A

F =

fps là ứng suất trong thép ứng suất trớc sau mất mát(Mpa)

pT pT

A là diện tích mặt cắt ngang tiết diện tính toán(m2)

e là độ lệch tâm của lực F so với trục trung hoà (m)

I là mô men quán tính của tiết diện(m4)

yt, yb là khoảng cách từ thớ nén, kéo ngoài cùng tới trục trung hoà (m)

M là mô men tác dụng tại tiết diện ở thời điểm tính toán theo tổ hợp nội lực ở trạng

thái giới hạn sử dụng

Kiểm toán ứng suất trong bêtông khi truyền lực

Tiết diện

A

(m2)

I(m4)

M(Nm)

e(m)

yt(m)

yb(m)

F(N)

fbg(Mpa)

ftg(Mpa)

KếtLuậnGối1 0.557 0.0144 33181 0.179 0.279 0.279 660464 -2.82 0.45 Đạt

M(Nm)

e(m)

yt (m)

yb (m)

F(N)

fbg (Mpa)

ftg (Mpa)KếtLuận

1.2.6.1.3 Kiểm tra biến dạng

Trong phạm vi tính bản mặt cầu, do nhịp bản ngắn và thêm cốt thép DƯL dẫn đến biếndạng của bản là rất nhỏ nên bỏ qua tính toán kiểm tra độ võng

1.2.6.2 Trạng thái giới hạn cờng độ 1.

1.2.6.2.1 Kiểm toán sức kháng uốn cho tiết diện (theo 5.7.3.2).

)2(d a f

A

M n = ps ps p −Trong đó:

Aps : diện tích mặt cắt thép dự ứng lực trong 1m bề rộng bản (mm2)

fps : ứng suất trung bình trong cốt thép DƯL ở sức kháng uốn danh định, tính theophơng trình (5.7.3.1.1-1):

).1.(

p pu

pS

d

c k f

fpu : giới hạn ứng suất kéo (1860Mpa)

28.0)9.004.1.(

2)04.1.(

fpy : giới hạn chảy của thép dự ứng lực (Mpa)

c : Khoảng cách từ trục trung hoà của tiết diện đến thớ chịu nén ngoài cùng (mm)

Đối với mặt cắt hình chữ nhật có cốt thép dự ứng lực dính bám (5.7.3.1.1-4):

p

pu ps w C

pu ps

d

f kA b f

f A c

+

=

1'85

bw : chiều rộng của tiết diện xét (bw = 1000mm)

β1 : Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (5.7.2.2)

2805

.085.0

'

1 = − f c − =β

f’c : cờng độ chịu nén của bê tông, f’c = 50Mpa

dp : khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm các bó thép dự ứng lực(mm)

a = c.β1 là chiều dầy của khối ứng suất trớc tơng đơng (mm)

kiểm toán sức kháng uốn cho tiết diện

Tiết

diện

dp(mm)

c (mm) (mm)a

fps(MPa)

Mn(Nmm)

ΦΜn(kNm)

Mu(kNm)

Duyệttiết diệnGối 457 34.6 24.0 1820.6 453687473 453.687 298.810 Đạt

Giữa nhịp 180 33.5 23.2 1763.0 166244109 166.244 112.125 Đạt

1.2.6.2.2 Kiểm tra lợng cốt thép lớn nhất và nhỏ nhất (theo điều 5.7.3.3).

* Lợng cốt thép DƯL tối đa phải đợc giới hạn sao cho:

42.0

≤

e

d c

Trong đó :

c : Khoảng cách từ trục trung hoà của tiết diện đến thớ chịu nén ngoài cùng(mm),

de : Khoảng cách có hiệu tơng ứng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo củacốt thép chịu kéo (mm)

p ps ps

p ps ps

f A

d f A

de (mm)

c (mm) c / de Kết luận

* Lợng cốt thép tối thiểu phải thoả mãn điều kiện :

Bất kỳ một mặt cắt nào của cấu kiện chịu uốn, lợng cốt thép thờng và cốt thép DƯLchịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng uốn tính toán Mr Lấy giá trị nhỏ hơn trong 2giá trị sau:

+ 1,2 lần sức kháng nứt Mcr xác định trên cơ sở phân bố ứng suất đàn hồi và cờng độchịu kéo khi uốn fr của bê tông theo 5.4.2.6

Mpa f

f r =0.63 'c =0.63ì 50 =4.455

Trong đó Mcr đợc tính bằng công thức 5.7.3.6.2-2:

t

g r cr

y

I f

Mcr : sức kháng nứt (N.mm)

Ig : mô men quán tính tại tiết diện tính toán(mm4)

yt : khoảng cách từ trục trung hoà tới thớ chịu kéo ngoài cùng(mm)

+ 1,33 lần momen tính toán cần thiết dới tổ hợp tải trọng cờng độ thích hợp quy địnhtrong bảng 3.4.1.1(tổ hợp tải trọng cờng độ 1)

kiểm toán lợng cốt thép tối thiểu

Tiết

diện

Ig(m4)

yt(m)

fr(MPa)

1.2Mcr(kNm)

1.33Mu(kNm)

ΦΜn(kNm)

KếtLuậnGối 0.0144 0.279 4.455 275.92 397.42 453.69 ĐạtGiữa nhịp 0.0018 0.14 4.455 68.73 149.13 166.24 Đạt

Từ bảng trên ta thấy giá trị nhỏ hơn là 1.2Mcr < ΦMn

1.2.6.2.3 Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện.

Kiểm toán theo công thức :

n

V ≤ΦTrong đó:

Vu : lực cắt tại tiết diện tính toán lấy theo TTGHCĐ1

=

p v v c

p s c n

V d b f

V V V V

'25,0min

Với: V c =0,083β f'c b v d v

s

g g

d f A

V s v y v cot θ +cot α sinα

=

dv : chiều cao chịu cắt có hiệu(mm)

bv : Bề rộng bụng có hiệu, lấy bằng bệ rộng nhỏnhất trong chiều cao dv(mm)

s : Cự ly cốt thép đai(mm), chọn theo yêu cầu chịu lực và cấu tạo

β : Hệ số chỉ khả năng bêtông bị nứt chéo truyền lực kéo

θ : Góc nghiêng của ứng suất nén chéo (độ)

α : Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (90 độ)

Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2)

Vp : Thành phần lực ứng suất trớc có hiệu trên hớng lực cắt tác dụng, là dơng nếungợc chiều lực cắt (N)

Qu

kNm Mu

827 271

810 298

V

1

Chiều cao chịu cắt dv có hiệu:

Chiều cao chịu cắt có hiệu lấy bằng cự ly đo thẳng góc với trục trung hoà giữa hiệu ứnglực do kéo và nén do uốn, tức là:

9,0max

a d h

d d

e

e v

Bỏ qua khả năng chịu uốn của thép thờng do đó de = dp = 457mm, h = 557mm

a = β1.c = 0.693x 34.6= 24.0 (mm)

mm

a d

mm h

mm d

04.40172

.0

3.4119

.0

Bề rộng bụng chịu cắt có hiệu của tiết diện bv

Tại tiết diện bản tại vị trí kê lên sờn dầm, về phía cánh hẫng, bv = 1000mm

kN x

x d

b

V V

v

v v

p u

679.0/

72.678445.019.0

827.271

cot5.05.0

≤+

−+

+

=

ps p s s

po ps u

u v

u

f A g V N

d

M

θε

Trong đó:

po

f : ứng suất trong thép DƯL khi ứng suất trong bêtông xung quanh nó bằng 0

p pc pe po

E

E f f

x A

F

5571000

196.504560

35750

197000507

.0196

197000

)989.506560(30cot10827.2715.0445

1081

x x

d f

A v y v(cot θ +cot α)sinα

Trớc khi tính VS ta cần tính toán lợng cốt thép ngang tối thiểu AV trong cự ly s theo5.8.2.5-1

Avmin =

y

v c

f

S b

f,083

400

300100050083

s là cự ly giữa các cốt thép ngang, chọn theo yêu cầu cấu tạo vì thực tế thấy rằng

bê tông đã đủ chịu lực (Vc>Vu ) Theo cấu tạo, chọn smin =300mm

by là chiều rộng bụng để đặt ống bọc.bv = 1000mm

fy là giới hạn chảy quy định ở cốt thép thờng fy = 400Mpa

Chọn cốt thép ngang chỉ cần chọn sao cho lớn hơn diện tích tối thiểu Av, không cầnchọn theo yêu cầu chịu lực Chọn ỉ14@200 có diện tích trong cự ly s là (theo phơngngang cầu 1m dài bản có 1000/200=5 thanh) = 512mm2 > Avmin

)(996.325)(325996300

90sin)90cot43(cot445400

kN N

g g

x x

Tính sức kháng danh định của tiết diện.

=+

=++

=++

)(5.55620

1044510005025.025

.0

)(2.7750996.325212.449

KN x

x x x V

d b f

KN V

V V V

p v v c

p s c n

Vậy Vn = 775.2 (kN)

Kiểm tra :

Vu = 271.827(KN) ≤ΦV n =0.9x775.2 = 697.7 (KN)

Vậy kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện trên đạt yêu cầu

Tiết diện thoả mãn sức kháng cắt

1.2.6.3 Tính toán cốt thép phân bố.

ở điều 9.7.3.2 quy trình 272-01, lợng cốt thép phụ (cốt thép theo hớng xe chạy) chỉquy định cho mặt cầu không dùng thép DƯL, tuy nhiên ta có thể quy đổi thép DƯL rathép thờng để tính thép phân bố

26.2343400

18609.0560

mm x

x f

f A

A

y

py ps

Trong bản mặt cầu lợng cốt thép phụ sẽ đợc lấy nhỏ hơn 67% lợng cốt thép chính

Đối với cốt thép chính vuông góc với làn xe phần trăm lợng cốt thép phụ so với lợngcốt thép chính là:

%21.496089

3840

S

Với S là chiều dài có hiệu của bản S = 6089mm

Chọn cốt thép dọc là thanh ỉ16@200 có diện tích 1406.8 mm2/m Tỷ lệ % so với cốtthép chính là 60.2% thoả mãn điều kiện < 67% lợng cốt thép chính

h

450

84028033

Nên bố trí nhiều thanh có đờng kính nhỏ và sát nhau hơn bố trí ít thanh có đờng kínhlớn và cách nhau xa Do đó ta chọn ỉ12@200 có AS = 565.4mm2/m

Chơng 2 : Thiết kế dầm liên tục

1.3 II.1 Xác định kích thớc chi tiết dầm.

Tỷ lệ và kích thớc sơ bộ đã chọn phần lập dự án khả thi, ở đây sẽ trình bày chi tiết cáckích thớc

1.3.1.1 II.1.1 Thiết kế sờn hộp.

Sờn hộp chủ yếu chịu lực cắt do trọng lợng dầm và hoạt tải Ngoài ra nó còn chịu mộtphần mô men uốn truyền xuống từ bản mặt cầu, mô men xoắn do tải trọng lệch tâmgây ra

Chiều dầy sờn phải đảm bảo hai yêu cầu: đủ khả năng chịu lực và đảm bảo đủ tĩnhkhông để đổ bê tông

Tại các mặt cắt gần gối, lực cắt rất lớn, do vậy chiều dầy sờn phải lớn Tham khảo cácsơ đồ cầu liên tục đã thiết kế, chọn chiều dầy sờn tại mặt cắt gần trụ nhất là 600mm.Tại các mặt cắt giữa nhịp, lực cắt nhỏ, chọn chiều dầy sờn dầm đảm bảo thi công dễdàng là 400mm

Chiều dầy sờn dầm thay đổi tuyến tính theo khoảng cách từ mặt cắt đỉnh trụ tới mặt cắtgiữa nhịp

1.3.1.2 II.1.2 Thiết kế bản đáy hộp.

Bản đáy hộp chịu tải trọng sau:

Trọng lợng bản thân

Lực nén do mô men uốn theo phơng dọc cầu và lực cắt gây ra

Trọng lợng của các thiết bị, ván khuôn trong quá trình thi công

Để phù hợp với đặc điểm chịu lực, bản đáy hộp thờng có bề dày thay đổi

Tại giữa nhịp: Chiều dày bản đáy hộp phụ thuộc vào yêu cầu về khoảng cách từtim bó cáp dự ứng lực tới mép bê tông Do có bố trí cáp dự ứng lực, chọn chiềudầy bản đáy tại giữa nhịp bằng 300mm

Tại khu vực gần trụ: Chiều dày bản tăng lên để chịu lực nén lớn do mô men uốn

và lực cắt gây ra Tham khảo một số cầu đã xây dựng, ta chọn 1200mm

Chiều dày bản đáy thay đổi theo khoảng cách từ mặt cắt tới vị trí gối, tính bằng côngthức sau:

L

X h h

h

trong đó :

h1 Chiều dày bản tại giữa nhịp

hp Chiều dày bản tại trụ

X Khoảng cách từ mặt cắt tới trụ

Đoạn thay đổi chiều dày bản đáy dầm dài 28.5m tính từ mép trụ sang hai phía,

đến hết 8 đốt dầm dài 3m, chiếm tỷ lệ 0.449Lh , từ đốt K9 trở đi biên dới dầm có tiếtdiện không thay đổi

1.3.1.3 II.1.3 Thiết kế đờng cong biên dầm.

Ưu điểm của thiết kế dầm có chiều cao thay đổi

Tiết kiệm vật liệu, bê tông và thép dự ứng lực đợc bố trí phù hợp cả trong thicông và khai thác

Giảm đợc ứng suất cắt

Kết cấu có hình dáng đẹp

Để bố trí cốt thép chịu cắt phân bố đều, và bề rộng sờn dầm thay đổi đều theo chiều dàidầm, ta chọn đờng cong biên dầm có bậc từ 1.4 – 2 Trong tính toán đặc trng hình họcmặt cắt ngang dầm, lấy đờng cong dạng bậc 2.

m m

p

h X L

h h

2

trong đó :

hP Chiều cao dầm tại đỉnh trụ

hm Chiều cao dầm tại giữa nhịp

Y Chiều cao mặt cắt tại vị trí tính toán

X Khoảng cách từ mặt cắt đến tiết diện giữa nhịp có chiều cao hm

1.3.1.4 II.1.4 Xác định đặc trng hình học các mặt cắt:

Để phục vụ cho việc tính toán trong chơng trình SAP2000 cũng nh để xác định đờng

ảnh hởng nội lực, ta cần xác định các đặc trng mặt cắt của các tiết diện Các đặc trngcủa mặt cắt tại các tiết diện đợc đo từ CAD và đợc thể hiện trong bảng (phần phụ lục).Dới đây thể hiện các mặt cắt tại tiết diện trên trụ, tiết diện giữa nhịp và sơ đồ phân đốtdầm cho nửa cầu (tiết diện 1 đến 83):

Kích thớc tiết diện tại đỉnh trụ

2650

480

8000 12400

1.4.1.1 II.2.1 Các giai đoạn hình thành nội lực:

Trong công nghệ thi công đúc hẫng cân bằng, nội lc của dầm chủ phát triển dần theocác giai đoạn thi công Để xác định chính xác nội lực của dầm chủ ta phải xây dựng đ-

ợc sơ đồ thi công và tính toán nội lực theo các giai đoạn thi công đó Sau đây là cácgiai đoạn thi công và cũng chính là các giai đoạn hình thành nội lực, trong đó giàn giáo

cố định của nhịp biên ( của phần dầm liên tục) kê trực tiếp lên đất nền Kết cấu nhịpcủa dầm liên tục trình bày dới đây đợc hợp long từ nhịp biên vào nhịp giữa

t7 t6

t5 t4

t3 t2

Hình 11 :Sơ đồ cầu Hình 12 :

1.4.1.1.1 II.2.1.1 Giai đoạn 1: Giai đoạn đúc hẫng cân bằng từ trụ ra giữa nhịp

Sau khi thi công xong khối K0 trên trụ và giàn giáo mở rộng trụ, tiến hành thi công các

đốt từ K1 cho đến đốt cuối cùng của cánh hẫng Sơ đồ tĩnh học trong giai đoạn này làdầm công xôn chịu tác dụng của các tải trọng sau:

Trọng lợng bản thân dầm, tải trọng do ngời và vật liệu thi công cũng nh tải trọng xe

đúc trong quá trình thi công, lực căng cốt thép cờng độ cao chịu mômen âm

Phần đúc trên đà giáo truyền tải trọng trực tiếp xuống đất nền

Pxd Mxd

Hình 13 :Giai đoạn đúc hẫng cân bằng: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

Các tải trọng thi công bao gồm :

1.4.1.1.2 II.2.1.2 Giai đoạn 2: Tháo xe đúc

Sau khi căng kéo cốt thép cờng độ cao chịu mômen âm cho đốt đúc hẫng cuối cùng, tatiến hành tháo xe đúc

Trong giai đoạn này, sơ đồ tính là khung công xôn chịu tải trọng là trọng lợng bản thân

và mômen của xe đúc có điểm đặt là điểm cuối cùng của xe đúc trên cánh hẫng và cóphơng và chiều ngợc với giai đoạn 1

Pxd=1290KN, Mxd=300KNm

Hình 14 : Giai đoạn tháo xe đúc: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

1.4.1.1.3 II.2.1.3 Giai đoạn 3: Hợp long nhịp biên

Sau khi thi công hẫng trên các trụ và đổ bê tông trên giàn giáo các đoạn sát các trụ T2

và T7 kết thúc tiến hành hợp long nhịp biên

Sử dụng bộ giàn giáo để hợp long nhịp biên, tải trọng tác dụng là trọng lợng của vánkhuôn và bê tông đốt hợp long, tải trong trong thời gian bê tông còn ớt tác dụng lêncánh hẫng và tác dụng trực tiếp vào giàn giáo với giá trị bằng (Pvk + Phl)/2

1/2(Pvk+Phl) 1/2(Pvk+Phl) 1/2(Pvk+Phl) 1/2(Pvk+Phl)

Hình 15 :Hợp long nhịp biên: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

Hình 16 :P hl =γ bt V hl =2.4x8.698x3=62.626T=626.26KN

2

626.26)(400

2

)P(Pvk hl

=

+

=+

1.4.1.1.4 II.2.1.4 Giai đoạn 4: Căng cáp dơng, hạ giàn giáo nhịp biên

Khi bêtông đã đạt cờng độ, ta tiến hành căng cáp dơng cho nhịp biên Ngay sau khicăng cáp dơng nhịp biên, bêtông đã bị tách ra khỏi hệ giàn giáo, toàn bộ trọng lợng củaphần đúc trên đà giáo và đốt hợp long sẽ truyền lên cánh hẫng và gối (hình vẽ) :

2

)P(Pvk hl

=

+

=+

Hình 20 : Đoạn đúc trên đà giáo có tiết diện thay đổi, nên trọng lợng bản thân cũng thay đổi theo bảng

sau (trên mỗi đoạn đợc tính theo diện tích mặt cắt trung bình của đoạn đó) :

Hình 21 :

Mặt cắt A(m2) Atb (m2) γ bt qDC(T/m) qDC(KN/m)

)P(Pvk hl

=

+

=+

Hình 25 :Mômen tại trên gối M o là tổng mô men tác dụng lên trụ tích luỹ qua các giai đoạn trớc Giai đoạn 1 và 2

đúc hẫng cân bằng nên không có mômen tác dụng lên trụ, chỉ có giai đoạn 3 và 4 mới gây ra

mômen (tại trụ T3 và T6) :

Hình 26 :M o =-32583.76+(-2917.56-12466.17)=-47967.49 Hình 27 :M o = 32583.76+ (2798.91+11959.19)= 47341.86

1.4.1.1.6 II.2.1.6 Giai đoạn 6: Hợp long nhịp 4 và nhịp 6

Tiến hành lắp ván khuôn hợp long và đổ bêtông đốt hợp long Tải trọng tác dụng nhtrên hình vẽ:

KN

13.5132

626.26)(400

2

)P(Pvk hl

=

+

=+

1/2(Pvk+Phl) 1/2(Pvk+Phl) 1/2(Pvk+Phl) 1/2(Pvk+Phl)

Hình 28 :Hợp long nhịp4 và 6: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen Hình 29 :II.2.1.7 Giai đoạn 7: Căng cáp dơng và tháo ván khuôn tại đốt hợp long nhịp 4,6

Khi bêtông đốt hợp long đạt đủ cờng độ tiến hành căng cáp dơng Trọng lợng đốt hợplong thay vì tác dụng nh hai lực tập trung đặt vào hai cánh hẫng sẽ trở thành lực phân

bố trên chiều dài đốt hợp long (hình vẽ) :

Hình 30 :Tháo ván khuôn đốt hợp long nhịp 4,6: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

Hình 31 :

1.4.1.1.7 II.2.1.8 Giai đoạn 8: Hợp long nhịp 5

Lắp đặt ván khuôn và đổ bêtông đốt hợp long 5 Tải trọng tác dụng giai đoạn này nhhình vẽ:

KN

13.5132

626.26)(400

2

)P(Pvk + hl = + =

1/2(Pvk+Phl)

t6

1/2(Pvk+Phl)

Hình 32 :Hợp long nhịp 5: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

1.4.1.1.8 II 2.1.9 Giai đoạn 9: Tháo ngàm T4,T5-Dỡ ván khuôn đốt hợp long nhịp 5

Sau khi bê tông của đốt hợp long nhịp 5 đạt cờng độ, tiến hành căng cáp dơng tại nhịpnày, tiến hành tháo ngàm và dỡ ván khuôn thi công đốt hợp long

Hình 34 :Mômen tại trên gối M o là tổng mô men tác dụng lên trụ tích luỹ qua các giai đoạn trớc Giai đoạn

1,2,3,4,5 đúc hẫng cân bằng nên không có mômen tác dụng lên trụ, chỉ có giai đoạn 6,7 và 8 mới

gây ra mômen (tại trụ T4 và T5) :

Hình 35 :M o =-32583.76+(16839.74-10281.00)+19112.00=-6913.02

Hình 36 :M o =32583.76+(-16840.04+10281.18)-19112.00= 6912.90

Tải trọng phân bố đều của khối hợp long (sau khi đốt hợp long đạt cờng độ thì sơ đồ làdầm liên tục 5 nhịp nên trọng lợng của đốt hợp long lúc này là tải trọng phân bố dềutrên chiều dài đốt hợp long)

626.26)(400

2

)P(Pvk hl

=

+

=+

1.4.1.1.9 II.2.1.10 Giai đoạn 10: Cầu chịu tĩnh tải hai

Giai đoạn thi công tĩnh tải phần hai (bao gồm các lớp phủ, lan can, hệ thống thoát nớc,

Hình 37 :Chịu tĩnh tảI II: a – Sơ đồ tính, b – Dạng biểu đồ mômen

1.4.1.1.10 II.2.1.11 Giai đoạn 11: Cầu chịu tác dụng của hoạt tải

Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ đợc đặt tên là HL-93 sẽ bao gồm một

Xe tải thiết kế:

Trọng lợng và khoảng cách các trục và bánh xe của tải thiết kế phải lấy theo hình 1, lựcxung kích lấy theo điều 3.6.2

Trừ quy định trong điều 3.6.1.3.1 và 3.6.1.4.1 cự ly giữa hai trục 145.000N phải thay

đổi giữa 4300mm và 9000mm để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất

Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục gồm một cặp trục 110 KN cách nhau 1.2m Khoảng cách theo phơng ngangcủa các bánh xe lấy bằng 1.8m Tải trọng động cho phép lấy theo điều 3.6.2

Trong giai đoạn khai thác, dầm chịu tác dụng của tải trọng hoạt tải Sơ đồ tĩnh học làdầm liên tục năm nhịp chịu tác dụng của ba tổ hợp hoạt tải: Đoàn ngời, xe HL93.Hiệu ứng của xe hai trục thiết kế tổ hợp với hiệu ứng tải trọng làn thiết kế + tải trọngngời

Hiệu ứng của một xe tải thiết kế có cự ly trục bánh thay đổi nh trong điều 3.6.1.2.2 tổhợp với hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế + tải trọng ngời

Đối với các mômen âm giữa các điểm uốn ngợc chiều khi chịu tải trọng rải đều trêncác nhịp và chỉ đối phản lực gối giữa thì lấy 90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế cókhoảng cách trục bánh trớc xe này đến trục bánh sau xe kia là 15000mm tổ hợp 90%hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế; khoảng cách giữa các trục 145KN của mỗi xe tảiphải lấy bằng 4300mm.

Nội lực trong giai đoạn này xác định bằng phần mềm SAP200 Về nguyên tắc là ta vẽ

đờng ảnh hởng nội lực tại tiết diện cần tính toán nội lực, sau đó chất hoạt tải nên đờng

ảnh hởng đó sao cho gây ra nội lực lớn nhất (tải trọng có giá trị lớn xếp vào chỗ cótung độ đờng ảnh hởng lớn)

1.5 II.2.2 Các tổ hợp tải trọng

1.5.1.1.1 II.2.2.1 Tổ hợp theo trạng thái giới hạn CĐ I

Tổ hợp Mô men theo trạng thái giới hạn cờng độ I (Điều 3.4.1)

MU=η(γP.M DC1 + γP M DC2 +γP M DW +1.75MLL+IM +1.75 M PL )

Tổ hợp Lực cắt theo trạng thái giới hạn cờng độ I (Điều 3.4.1)

VU=η(γP V DC1 + γP V DC2 +γP V DW +1.75VLL+IM +1.75 V PL )

Trong đó :

MU : Mô men tính toán theo trạng thái giới hạn cờng độ I

VU : Lực cắt tính toán theo trạng thái giới hạn cờng độ I

γP : Hệ số xác định theo theo bảng 3.4.1-2

Đối với DC1 và DC2 : γP max =1.25, γP min= 0.9

Đối với DW : γP max =1.5, γP min= 0.65

η : Hệ số điều chỉnh tải trọng liên quan đến tính dẻo, tính d, và sự quan trọngtrong khai thác xác định theo Điều 1.3.2

IM: Hệ số xung kích IM = 25%(tiêu chuẩn 22TCN 272-01)

1.5.1.1.2 II.2.2.2 Tổ hợp theo trạng thái giới hạn SD

MU=η(M DC1 + M DC2 + M DW +MLL+IM +MPL)

VU= η(V DC1 + V DC2 + V DW +VLL+IM +VPL)

M DC1, V DC1 , M DC2, V DC2: Mômen, lực cắt do tải trọng bản thân và những thành phầnphi kết cấu gắn vào ( lan can, bộ hành vv…)

M DW, V DW : Mômen, lực cắt do tải trọng lớp phủ

MLL+IM , VLL+IM : Mômen, lực cắt do hoạt tải gây ra có kể đến hệ số xung kích

MPL , VPL : Mô men, lực cắt do tải trọng ngời gây ra

1.5.1.2 II.2.2.3 Các bảng tổng hợp nội lực tại các tiết diện:

Các bớc tính toán mômen và lực cắt đợc tiến hành theo từng giai đoạn thi công, sau đóchúng sẽ đợc tổ hợp để có trị số nội lực bất lợi nhất

Đối với các giá trị nội lực (M và Q) đều có giá trị tiêu chuẩn và giá trị tính toán Tuỳthuộc vào từng trờng hợp của tĩnh tải mà hệ số vợt tải lớn hơn 1 hoặc nhỏ hơn 1, vớitrạng thái giới hạn sử dụng thì hệ số vợt tải là 1

Nội lực trong từng giai đoạn và các tổ hợp của các tiết diện đợc thể hiện trong phụ lục,

ở phần thuyết minh ta chỉ đa ra nội lực tại 1 số tiết diện:

Bảng 1 : Nội lực thi công tổng cộng

Mặt cắt Qtc

(KN)

Qtt(1.25)(KN)

Qtt(0.9)(KN)

Mtc(KNm)

Mtt(1.25)(KNm)

Mtt(0.9)(KNm)

Qtt <1(KN)

Mtc(KNm)

Mtt >1(KNm)

Mtt <1(KNm)

B¶ng 4 : Néi lùc do ho¹t t¶i tÝnh to¸n

-8649.8 -11545.91 -17751.24 -27316.34 -40288.82 -54477.41 -71362.14 -90998.15 -113458.91 -138815.8 -162927.57 -189366.64 -218285.13 -249832.99 -284165.67 -321437.55 -361807.22 -405431.79 -477317.96-503282.05-477273.25 -405253.01 -361539.06 -321080 -283718.73 -249296.66 -217659.41 -188651.54 -162123.08 -137921.93 -112460.75 -89895.7 -70155.42 -53166.4 -38873.52 -25781.86 -16097.58 -9773.06 -6757.78 -6668.4 -9445.31 -15531.47 -24977.38 -37830.68 -51914.98 -68695.43 -88227.15 -110583.63 -135836.24 -159858.61 -186208.3 -215037.4 -246495.88 -280739.17 -317921.67 -358201.95 -401737.14 -473489.22-499408.62-472903.36 -399393.72 -354686.85 -313234.86 -274880.66 -239465.67 -206835.49 -176834.69 -149313.3 -124119.22 -97499.63 -73776.16 -52877.46 -34730.02 -19278.73 -4863.16 6145.02 13793.45 18132.63 19214.94 17735.54 12916.12 4416.31

83 82 81 80 79 78 77 76 75 74 73 72 71 70 69 68 67 66 65 63 62 61 60 59 58 57 56 55 54 53 52 51 50 49 48 47 46 45 44 43 42 41 40 39 38 37 36 35 34 33 32 31 30 29 28 27 26 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2

-313.13 -1135.94 -1969.18 -2815.18 -3673.29 -4436.72 -5214.12 -6010.29 -6827.68 -7665.58 -8416.85 -9217.88 -10069.25 -10971.47 -11925.4 -12931.49 -13990.17 -15102.12 -16865.24

15131.91 14019.96 12961.28 11955.19 11001.26 10099.04 9247.68 8446.64 7695.37 6857.48 6040.08 5243.92 4466.51 3703.09 2844.97 1998.97 1165.74 342.92 -283.33 -1106.15 -1939.38 -2785.38 -3643.5 -4406.92 -5184.33 -5980.49 -6797.89 -7635.78 -8387.05 -9188.09 -10039.45 -10941.67 -11895.6 -12901.69 -13960.37 -15072.32 -16835.44

15462.89 14350.94 13292.26 12286.17 11332.24 10430.02 9578.66 8777.62 8026.35 7188.46 6371.06 5574.89 4797.49 4034.06 3175.95 2329.95 1496.71 673.9 47.65 -787.35 -1622.35

83 82 81 80 79 78 77 76 75 74 73 72 71 70 69 68 67 66 65 64P 64T 63 62 61 60 59 58 57 56 55 54 53 52 51 50 49 48 47 46 45 44 43 42 41 40 39 38 37 36 35 34 33 32 31 30 29 28 27 26 25P 25T 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3

-20827.96 -25242.66 -29924.79 -34874.35 -42800.14 -42971.78 -35560.87 -30954.57 -26615.7 -22544.27 -18740.27 -15203.7 -11934.58 -8932.88 -6198.62 -3346.66 -858.71 1265.24 3025.17 4421.1 5570.72 6244.9 6443.64 6166.94 5647.41 4538.69 2954.53 894.92

-1694.43

-1605.28

-1516.14

-1426.99 -1337.85 -1248.7 -1159.56 -1070.41 -981.27 -877.27 -773.26 -669.26 -565.26 -461.26 -342.4 -223.54 -104.68 14.18 103.33 222.19 341.05 459.91 578.77 682.77 786.77 890.78 994.78 1098.78 1187.93 1277.07 1366.22 1455.36 1544.51 1633.65 1722.8 1811.94 1945.66 -1931.47-1886.9

-1753.18

-1664.03

-1574.89

-1485.74 -1396.6 -1307.45 -1218.31 -1129.16 -1040.02 -936.02 -832.01 -728.01 -624.01 -520.01 -401.15 -282.29 -163.43 -44.57

3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25T 25P 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43 44 45 46 47 48 49 50 51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64T 64P65

66 67 68 69 70 71 72 73 74 75 76 77 78 79 80 81 82

82 81 80 79 78 77 76 75 74 73 72 71 70 69 68 67 66 65 63 62 61 60 59 58 57 56 55 54 53 52 51 50 49 48 47 46 45 44 43 42 41 40 39 38 37 36 35 34 33 32 31 30 29 28 27 26 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2

9524.97 9108.98 8217.55 6850.68 5008.37 3006.35 640.31 -2089.74 -5183.8 -8641.86 -11895.64 -15416.85 -19205.49 -23261.57 -27585.09 -32176.04 -37034.42 -42160.25 -50350.42-53214.2-50262.28 -41807.67 -36505.56 -31470.89 -26703.65 -22203.85 -17971.48 -14006.55 -10309.05 -6878.99 -3215.26 84.47 3020.18 5591.89 7799.59 9876.95 11478.86 12605.34 13256.38 13432.65 13251.67 12595.24 11463.38 9856.08 8059.68 5899.27 3374.86 486.43 -2766 -5843.52 -9188.48 -12800.87 -16680.7

83 82 81 80 79 78 77 76 75 74 73 72 71 70 69 68 67 66 65 63 62 61 60 59 58 57 56 55 54 53 52 51 50 49 48 47 46 45 44 43 42 41 40 39 38 37 36 35 34 33 32 31 30 29 28 27 26 24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12 11 10 9 8 7 6 5 4 3 2

84207.6 83338.82 81532.56 78787.37 75139.25 71216.2 66634.84 61557.97 57373.72 53061.9 49248.61 45317.49 41269.48 37102.21 32818.32 28423.72 29145.96 31435.54 35189.9 36536.1535850.234109.19 33182.11 32416.73 35550.13 40285.75 44877.19 49297.53 53541.68 57600.97 62101.64 66392.88 70674.26 74273.59 77153.34 79540.65 80962.44 81394.14 80842.58 79795.94 77512.84 74320.5 70249.7 65400.29 60513.19 55489.44 51744.57 47985.03 44213.01 40958.2 37674.66 34359.22 31006.01 28390.55 30918.86 33554.09 36302.93 40655.7 42172.31 39665.87 38837.94 38248.32 42237.79 48125.03 53823.92 59033.21 63597.37 67483.88 71142.64 73794.62 75403.07 76054.33 75502.43 73286.42 69261.16 63405.84 55649.59 48429.85 36842.56 22955.17 6708.37

24 25T 25P 26

63 64T 64P 65

83

-672.96 292.54 1264.18 1996.83 3158.38 4380.85 5613.98 6855.83 7951.17 9056.84 10177.01 11313.9 12466.76 13484.38 14548.95 15661.13 16821.76 18032.23 19293.23 20605.49 21969.96 24110.26 25265.09 -18715.03

-15742.08 -14538.62 -13387.41 -12287.75 -11239.13 -10241.09 -9292.7 -8393.37 -7542.48 -6586.58 -5611.07 -4593.92 -3587.56 -2587.2 -1448.89 -312.91 819.21 1948.76 2809.59 3949.74 5104.56 6274.9 7458.72 8507.2 9569.11 10648.58 11747.62 12865.16 13854.33 14891.81 15978.11 17113.93 18300.32 19537.86 20827.16 22169 24275.91 25419.78 -18911.59-17837.2

-15938.19 -14734.17 -13582.2 -12481.56 -11431.79 -10432.4 -9482.47 -8581.46 -7686.33 -6631.13 -5589.69 -4562.63 -3547.45 -2539.43 -1393.85 -252.28 883.75 2015.55

-6193.62 -4909.51 -3636.26 -2688.66 -1449.06 -212.91 1021.32 2252.37 3329.75 4409.5 5496.63 6594.03 7701.4 8675.99 9693.81 10755.97 11863.43 13017.47 14153.25 15307.12 16512.47 18412.44 19486.9 -25282.43

-22068.36 -20743.93 -19471.39 -18249.88 -17078.78 -15957.41 -14884.66 -13859.72 -12882.04 -11776.4 -10687.53 -9616.4 -8560.92 -7516.9 -6335.5

-22147.59 -20812.38 -19529.64 -18298.57 -17118.59 -15989.07 -14908.96 -13877.51 -12894.2 -11783.23 -10690.41 -9616.7 -8560.02 -7516.17 -6336.68 -5169.55 -4016.64 -2876.94