đồ án tốt nghiệp thiết kế kỹ thuất pai-dầm super t

50 36870MPa Cường độ chịu nén của bêtông làm bản mặt cầủ : f 'cb 35MPa Mođun đàn hồi của bản mặt cầu: c Hệ số phân bố hoạt tải đối với mômen trong các dầm giữa: Với dầm Super-T, hệ số

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

THIẾT KẾ KỸ THUẤT PAI-DẦM SUPER T

I Số liệu thiết kế:

Khoảng cách đầu dầm đến tim gối: a= 0.35m

- Tải trọng người 3Kpa

Bản mặt cầu: f'2= 35MPa

Loại cốt thép DUL: tao thép Tao 7 sợi xoắn đường kính D ps=15.2mm

Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn: f pu=1860MPa

II Thiết kế cấu tạo

A Lựa chọn kích thước mặt cắt ngang cầu

¯ Số lượng dầm chủ: N b= 5

¯ Khoảng cách giữa 2 dầm chủ: S= 2220 mm

¯ Lề người đi khác mức với mặt cầu phần xe chạy

¯ Bố trí dầm ngang tại các vị trí gối cầu: 2 mặt cắt

¯ Số lượng dầm ngang: N n (N b1) 2 8 

¯ Chiều dày trung bình của bản: h f = 20cm

TÇng phßng n íc: 0.4 cm Líp BTCT liªn kÕt: 20cm

Bª t«ng atphan: 7 cm

1100 4x2220=8880

1100

300 1200 40 4000

4000 40

1200 300

B Cấu tạo dầm ch ủ:

Đoạn cắt khấc: L ck 800mm

Đoạn dầm đặc: L dac 1200mm

1) Mặt cắt ngang dầm trên gối:

2) Mặt cắt ngang dầm tại đoạn cắt khấc:

1 10

3) Mặt căt ngang dầm tại giữa nhịp:

C Cấu tạo dầm ngang:

Diện tích dầm ngang:

1010 100 75 1010 2.100 1327 575 / 2 812637.5 2 0,813 2

dn

III Tính toán đặc trưng hình học dầm Super-T

Xét các mặt cắt đặc trưng gồm:

 Mặt cắt tại chỗ thay đổi tiết diện: x2 1, 65m

 Mặt cắt không dính bám 1: x3 3m

 Mặt cắt không dính bám 2: x4 6m

32,316,15

a Mặt cắt trên gối x1:

Ta sẽ quy đổi tiết diện Super-T về tiết diện đơn giản hơn để thuận tiện cho việc tính toán

Tiết diện nguyên khối:

Ta quy đổi theo nguyên tắc sau:

Diện tích của tiết diện nguyên khối:

Tiết diện liên hợp:

Ta quy đổi theo nguyên tắc tương tự:

Diện tích của tiết diện liên hợp:

.0,837.200 2220 2200 136,6 663, 4 891,7

654,15 654,15

b Mặt cắt tại chỗ thay đổi tiết diện x2:

Tiết diện nguyên khối:

Diện tích tiết diện nguyên khối:

1 2200.136,6 1563, 4.834 1604395, 6 1,6

g

Tiết diện liên hợp:

Diện tích tiết diện liên hợp:

c Mặt cắt giữa nhịp:

Tiết diện nguyên khối:

Diện tích tiết diện nguyên khối:

250 250

2220 2220

1390 2200

Diện tích tiết diện liên hợp:

g g

IV Hệ số phân bố tải trọng:

a) Hệ số làn:

Số làn thiết kế: n  lan 2

Hệ số làn: m  lan 1

b) Phân bố hoạt tải theo làn đối với mômen và lực cắt

Tỷ lệ mođun đàn hồi giữa dầm chủ và bản mặt cầu

Cường độ chịu nén của bêtông làm dầm chủ: f'cd 50MPa

Mođun đàn hồi của dầm chủ:

E 0,043.γ f' 0,043.2500 50 36870MPa

Cường độ chịu nén của bêtông làm bản mặt cầủ : f 'cb 35MPa

Mođun đàn hồi của bản mặt cầu:

c) Hệ số phân bố hoạt tải đối với mômen trong các dầm giữa:

Với dầm Super-T, hệ số phân bố tải ngang được tính theo công thức:

Ta xét phạm vi áp dụng của các công thức tra bảng:

m g I M Max m g  SI M,m g MI M  0,544

d) Hệ số phân bố hoạt tải đối với mômen trong dầm biên:

Với 1 làn thiết kế: dùng phương pháp đòn bẩy

Xét cho xe tải thiết kế và xe hai trục: vì khoảng cách của hai bánh xe theo chiềungang của hai loại xe là như nhau nên có chung một hệ số phân bố ngang

Một làn thiết kế hệ số làn = 1,2

 Với xe tải thiết kế:

0,53

0, 265

i SE

Với 2 hoặc nhiều làn thiết kế:

Khoảng cách từ tim dầm biên đến mép đá vỉa:

e

d -440mm  0d e1400mm(không thỏa)

Không sử dụng công thức trong bảng

Vậy ta sẽ dùng hệ số phân bố ngang trong trường hợp 1 làn theo phương pháp đòn bẩy để thiết kế

e) Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm giữa:

Ta xét phạm vi áp dụng của các công thức tra bảng này bao gồm tất cả các điều kiện sau: (đơn vị khoảng cách là mm)

 1800 S 2220 3500 (thỏa)

 6000L tt 32300 43000 (thỏa)

 450H 1700 1700 (thỏa)

 N   b 5 3(thỏa)

Vậy ta có thể dùng công thức trong bảng để tính

Với 1 làn thiết kế chịu tải:

f) Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong dầm biên:

Với 1 làn thiết kế chịu tải: dùng phương pháp đòn bẩy

Đã tính trong phần trên:

Với 2 hoặc nhiều làn thiết kế chịu tải:

Ta xét phạm vi áp dụng của các công thức tra bảng này bao gồm tất cả các điều kiện sau: (đơn vị khoảng cách là mm)

Khoảng cách từ tim dầm biên đến mép đá vỉa:

e

d -440mm  0d e1400mm(không thỏa)

Không sử dụng công thức trong bảng

Vậy ta sẽ dùng hệ số phân bố ngang trong trường hợp 1 làn theo phương pháp đòn bẩy để thiết kế

điều chỉnh tải trọng:

  cầu thiết kế là quan trọng

Hệ số điều chỉnh của tải trọng

D R I

     

V Xác định nội lực tại các mặt cắt đặc trưng:

A Xác định tĩnh tải tác dụng lên 1 dầm chủ:

a) Dầm chủ:

 Đoạn dầm cắt khấc:

Tỷ trọng bêtông dầm chủ c 2, 45.103KG m/ 3

Trọng lượng đoạn dầm:

3

1 1 .2 2, 45.10 0, 796.0,8.2 3120,32

d c g ck

 Đoạn dầm đặc:

BẢNG TỔNG HỢP HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

Tải trọng xe Tải trọng làn Tải trọng người Dầm giữa Mômen 0.544 0.544 0.544

Dầm biên Mômen 0.318 0.285 1.308

Diện tích tiết diện A g2 1,6m2

Trọng lượng đoạn dầm: DC d2 c.A L g2 dac.2 2, 45.10 1,6.1, 2.2 9408 3  KG

 Đoạn dầm còn lại:

Trọng lượng đoạn dầm:

/ 2450.(1,6 0,56).0,15.2 / 33 23,16 /

vn c vn vn vn

f) Lan can:

Từ thực tế ta có thép phần lan can tay vịn có khối lượng: 63 KN /m

Ta giả thiết tải trọng lan can , lề bộ hành được qui về bó vỉa và truyền xuốngdầm biên và dầm giữa là khác nhau , phần nằm ngoài bản hẩng sẽ do dầmbiên chịu ,còn phần nằm trong sẽ chia cho dầm biên và dầm trong chịu theo tỉlệ khoảng cách từ diểm đặt lực đến mỗi dầm

- Phần nằm ngoài bản hẩng:

1 0,52.0, 25 0,08.0, 475 630,52.0, 25.2450 0,08.0, 475.2450 63 483 /

g) Lớp phủ mặt cầu và tiện ích công cộng:

Lớp phủ bêtông Atfan:

DW h  S n 0,07.2400.2, 22 372,96 KG m/

Lớp phòng nước:

' ' 2

DW h  S n 0,004.1800.2, 22 15,984 KG m/

Tiện ích và trang thiết bị trên cầu:

DW 3=5 KG/mVậy

393,944 /

b

B Hoạt tải HL93:

1) Xe tải thiết kế:

Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trục sau mỗi trục nặng145KN, khoảng cách giữa 2 trục trước là 4300mm, khoảng cách hai trục sauthay đổi từ 4300 – 9000 mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phươngngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

2) Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai trụckhông đổi là 1200mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là1800mm

3) Tải trọng làn:

1200mm

110 kN

110 kN

Tải trọng làn: bao gồm tải trọng rải đều 9,3N/mm xếp tho phương dọc cầu,theo phương ngang cầu tải trọng này phân bố theo chiều rộng 3000mm, tảitrọng làn có thể xe dịch theo phương ngang để gây ra nội lực lớn nhất.

4) Tải trọng người đi bộ:

Là tại trọng phân bố được qui định độ lớn là 3.10-3 Mpa

5) Tải trọng xung kích:

Là tải trọng đưa vào tải trọng xe 3 trục hay xe hai trục lấy bằng 25% tại trọngcủa mỗi xe

C Đường ảnh hưởng mômen và lực cắt tại các mặt cắt đặc trưng:

1) Các mặt cắt đặc trưng:

 Mặt cắt tại chỗ thay đổi tiết diện: x2 1, 65m

 Mặt cắt không dính bám 1: x3 3m

 Mặt cắt không dính bám 2: x4 6m

32,316,15

tt

L

2) Tính tại mặt cắt giữa nhịp x5:

 Đường ảnh hưởng của mômen và lực cắt:

Diện tích của các đường ảnh hưởng

Đường ảnh hưởng mômen

Đường ảnh hưởng lực cắt

9,3KN/m

k , ya x k tung độ dương và âm của đah lực cắt tại x k

 Bảng tổng hợp diện tích đường ảnh hưởng tại các mặt cắt đặc trưng:

a) Bảng tổng hợp cho dầm biên

a) Bảng tổng hợp cho dầm giữa

E Nội lực do hoạt tải tác dụng lên dầm giữa và dầm biên:

a) Mômen do hoạt tải HL93 và PL tác dụng tại các mặt cắt dầm

Đối với các mặt cắt đặc trưng trong phạm vi từ gối đến L tt/ 2 ta xét 2 trường hợp

xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng mômen Nội lực do xe thiết kế sẽ lấy giá

trị Max của 2 trường hợp trên

 Do xe tải 3 trục thiết kế gây ra

1,2m

q lan

TH2TH1

q lan

4,3m 4,3m 1,2m

BẢNG TỔNG HỢP

Vậy mômen tại các mặt cắt do xe thiết kế gây ra:M Xe Max M( 3T,M2T)

BẢNG TỔNG HỢP

 Do tải trọng làn

Theo 3.6.1.2.4, tải trọng làn rải đều suốt chiều dài cầu và có độ lớn :

X 5 1212.82

 Do tải trọng người đi gây ra ở dầm biên

Ta xem dầm biên chịu toàn bộ tải trọng người đi PL3000Pa3KN m/ 2

b) Tổ hợp mômen do hoạt tải (nhân với hệ số phân bố ngang m.g)

Hệ số xung kích: 1IM  1 0.25 1.25

X 2 442.73

c) Lực cắt do hoạt tải HL93 và PL

Đối với các mặt cắt đặc trưng trong phạm vi từ gối đến L tt/ 2 trường hợp xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng lực cắt của mặt cắt đó thể hiện trên hình:

X 3 266.18

 Do tải trọng làn

Lực cắt do tải trọng làn gây ra tại các mặt cắt đặc trưng xác định bằng

phương pháp đường ảnh hưởng, nhân giá trị của q lan với diện tích dương (với các mặt cắt từ gối trái đến L tt/ 2)

Giá trị diện tích đường ảnh hưởng lực cắt phần diện tích dương tại các mặt cắtđặc trưng được tính sẵn ở trên

 Do tải trọng người đi gây ra ở dầm biên

Xem như dầm biên chịu toàn bộ tải trọng người đi 2

Ta có bảng tổng hợp nội lực tính toán của dầm biên và dầm giữa:

Max(M uCDIb ) 10128.02KN.m Max(M uCDIg ) 9609.94KN.m Max(M uSDb ) 6876.18KN.m Max(M uSDg ) 6348.63KN.m Max(M uDBb ) 7334.46KN.m Max(M uDBg ) 6425.99KN.m

Căn cứ trên các giá trị nội lực tính toán thì dầm biên là dầm bất lợi hơn nên trong ví dụ này ta sẽ chọn dầm biên là dầm tính duyệt

VI Tính toán và bố trí cốt thép:

a) Tính toán diện tích cốt thép:

 Dùng loại tao có độ tự chùng thấp D ps 15, 2mm tiêu chuẩn ASTM A416M Grade 270

 Loại tao thép DƯL: tao thép có độ tự chùng thấp

 Cường độ tiêu chuẩn: f pu 1,86.109Pa

 Hệ số quy đổi ứng suất: 1 0,9

 Cấp của thép: 270

 Giới hạn chảy (TCN 5.9.4.4.1): f py 0,9.f pu 1,674.103MPa

 Ưùng suất trong thép DƯL khi kích (TCN 5.9.3.1):

3

 Diện tích 1 tao cáp: A ps1140mm2

 Môđun đàn hồi cáp: E p 197000MPa

 Bêtông dầm cấp: f c'150MPa

 Mômen tính toán: M u Max M( uCDIg,M uCDIb) 10128,02 KN m.

 Đối với cấu kiện BTCT chịu uốn và chịu kéo DƯL thì hệ số sức kháng:

1

 

 A ps:diện tích mặt cắt ngang cốt thép DƯL

 A psg:diện tích mặt cắt ngang cốt thép DƯL tính theo kinh nghiệm

 Có thể tính gần đúng diện tích cốt thép theo công thức kinh nghiệm:

psg cg

ps

A n

A

Vậy chọn : n  c 40 tao thép D ps 15, 2mm

b) Bố trí cốt thép tại các mặt cắt ngang dầm:

 Mặt cắt tại gối x1:

 Mặt cắt tại đoạn cắt khấc x2:

 Mặt cắt không dính bám 1 x3:

Hàng D Hàng C Hàng B Hàng A

Hàng E

42 41

Hàng D Hàng B

36 34 33 31 30 28 27 25

12 13 14 16 18 20 22 23 24

11 9 7 6 5 3 1

Hàng D Hàng C Hàng B

Hàng E

42 41

Hàng D Hàng B

39 40

37 38

36 34 33 32 31 30 29 28 27 25

11 10 9 7 6 5 3 2 1

 Mặt cắt không dính bám 2 x4:

 Mặt cắt giữa nhịp x5:

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12

Hàng E

Hàng A Hàng B Hàng C Hàng D

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11

24 23 22 21 20 19 18 17 16 15 14 13 12

Hàng E

Hàng A Hàng B Hàng C Hàng D

c) Bố trí cốt thép theo phương dọc dầm

Để giảm ứng suất kéo đầu dầm nên sẽ thiết kế các đoạn cáp không dính bám với bêtông bằng cách bọc cáp trong ống plastic hoặc ống cao su cứng Các cáp được ngăn không dính bám với bêtông có vị trí đối xứng với tim dầm

Số tao thép dính bám tại các mặt cắt như sau:

Tọa độ các nhóm cốt thép dự ứng lực tính đến đáy dầm có đơn vị là mm

Tính tọa độ trọng tâm cốt thép dự ứng lực tại các mặt cắt:

Tính cho mặt cắt x2:

 Diện tích cốt thép DƯL bầu dầm tại mặt cắt:

2

4 1 1

ps

ps i

Ta tính tương tự cho các mặt cắt còn lại:

BẢNG TỔNG HỢP

A ps i (mm 2 ) C ps i (mm) d ps i (m)

ps cdam

cban cdam

x x bg

 Mômen tĩnh đối với trục I-I (trọng tâm dầm):

x x bg

 Mômen tĩnh đối với trục x-x (đáy dầm):

x x bg

x x bg

BẢNG TỔNG HỢP ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CÁC MẶT CẮT

MẶT

CẮT

A g (m 2 ) K x-x (m 3 ) y bg (m) y tg (m) I g (m 4 ) A c (m 2 ) K I-I (m 3 ) C(m) y tc (m) y bc (m) I c (m 4 ) X1 0.8 0.333 0.418 0.38 0.04 1.264 0.161 0.13 0.21 0.59 0.1

X2 1.62 1.512 0.933 0.77 0.45 1.992 0.322 0.16 0.61 1.1 0.68

X3 0.58 0.525 0.905 0.8 0.23 0.952 0.333 0.35 0.45 1.26 0.41

X4 0.58 0.53 0.908 0.79 0.23 0.955 0.33 0.35 0.45 1.25 0.42

X5 0.58 0.53 0.908 0.79 0.23 0.955 0.33 0.35 0.45 1.25 0.42

VIII Tính toán các mất mác dự ứng suất:

Tổng mất mát ứng suất (đối với DƯL kéo trước):

 mất mát ứng suất do tự chùng của cốt thép trong giai đoạn khai thácMPa

a) Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

- Cường độ chịu nén của Bêtông đủ 28 ngày: f 'c 50MPa

- Khối lượng riêng của Bêtông:  2450Kg/m3

- Môdul đàn hồi bêtông:

- Môdul đàn hồi của BT theo thời gian:

Cường độ của BT sau 5 ngày :

Trong đó: t = 5 – Thời gian tính từ đúc dầm đến lúc cắt cáp( truyền lực)

 1,  0.95 - Đối với điều kiện bảo dưỡng hơi nước

 Eci 0.0431.5 f'ci 0.043 2450 1.5  43.478 3,438 10 MPa  4

Mất mát ứng suất do nén đàn hồi và chùng nhảo trong giai đoạn truyền lực tại các vị trí dầm là khác nhau Vì vậy ta chỉ xét tại 1 mặt cắt tượng trưng, ở đây ta chọn mặt cắt giữa nhịp.

Tĩnh tải tác dụng lên giai đoạn này chỉ có trọng bản thân dầm chủ Giá trị mômen ở giai đoạn này tại mặt cắt giữa nhịp là:Mg 2028,18KN.m

3 3

flog(24 t)

sánh với giá trị fpi đầu vòng lập

 fpi fps Vậy vòng lặp hội tụ

Giá trị kết quả như sau:

fpES 132,5MPa, fpR1 11,91MPa

BẢNG TỔNG HỢP

Δf pES (MPa) Δf pR1 (MPa)

b) Mất mát ứng suất do co ngót

Theo 22TCN 272-05 : Với dầm căng trước ta có công thức tính:

fpSR 117 1.03 H 117 1.03 86 28.42MPa     

Trong đó: Xem như độ ẩm môi trường là: H = 86%

c) Mất mát ứng suất do từ biến của bêtông

Theo 22 TCN 272 – 05 :

    

IX Kiểm toán dầm:

Nhận xét: theo như qua các bước tính toán nội lực ở bên trên ta nhận thấy giá trị nội

lực do tĩnh tải lẫn hoạt tải gây ra cho dầm biên bao giờ cũng lớn hơn dầm giữa.Vì vậy ta chỉ cần kiểm toán dầm biên là đủ

a) Kiểm tra khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn truyền lực:

1) Giới hạn ứng suất trong bêtông

Nhận xét: Các giá trị ứng suất ở các thớ tại các mặt cắt phải thoả mãn ứngsuất kéo và nén cho phép thì lúc đó dầm mới đảm bảo khả năng chịu lực

- Ứng suất nén cho phép : fn 0.6 f' ci 0.6 43.478= 26.087 MPa

- Ứng suất kéo cho phép :

Vậy ta chọn fk 1,38MPa

Vì cách tính toán các mặt cắt là tương tự nhau nên ở đây ta chỉ tính cho 1 mặt cắt tượng trưng là mặt cắt giữa nhịp còn các mặt cắt còn lại thì sẽ lập bảng tính

2) Tải trọng

 Trọng lượng bản thân dầm: M DCdc 2028,18KN m.

 Cường độ truyền vào cáp trong giai đoạn truyền lực:

 Lực truyền vào cáp: P fi piAps 1232 0,0056 10  3 6899KN

3) Các công thức tính toán cho mặt cắt giữa nhịp x5:

b) Kiểm tra khả năng chịu uốn ở Trạng Thái Giới Hạn Sử dụng:

Điều kiện để khả năng chịu uốn thoả trong giai đoạn này là tất cả các giá trị ứng suất của các thớ trên các mặt cắt khác nhau không được lớn hơn ứng suất cho phép nén nếu như kết quả tính là âm (lấy giá trị tuyệt đối để so sánh) , và

không được lớn hơn ứng suất cho phép kéo nếu như kết quả tính toán là dương

Như kết quả tính toán ở trên thì dầm biên cho giá trị nội lực lớn Nên ta lấy nội lực của dầm biên để tính khả năng chịu uốn của tiết diện ở trạng thái sử dụng

1) Giới hạn ứng suất trong bêtông

- Ứng suất nén cho phép : fn 0,45 f' c 0,45 50= 22,5 MPa

- Ứng suất kéo cho phép : fk 0,5 f'c 0,5 50 3,536MPa

Vì cách tính toán các mặt cắt là tương tự nhau nên ở đây ta chỉ tính cho 1 mặt cắt tượng trưng là mặt cắt giữa nhịp còn các mặt cắt còn lại thì sẽ lập bảng tính

2) Tải trọng

 Trọng lượng bản thân dầm: M DCdc 2028,18KN m.

 Trọng lượng bản mặt cầu và dầm ngang:

M - Mômen ngoại lực tác dụng.

1) Kiểm tra hàm lượng cốt thép max và điều kiện sức kháng danh định:

 Mặt cắt giữa nhịp:

Cường độ chảy của thép dul là:fpy 1674MPa

Cường độ kéo đứt của thép dul là:fpu 1860MPa

Khoảng cách từ trọng tâm cuả thiết diện đến mép trên của bản cánh:

 thỏa điều kiện sức kháng uốn danh định

Kiểm tra hàm lượng thép tối đa:

 thỏa điều kiện sức kháng uốn danh định và hàm lượng thép tối đa

2) Kiểm tra hàm lượng thép tối thiểu min:

Kiểm toán cho mặt cắt giữa nhịp:

Điều kiện kiểm tra: Mr > min(1.2xMcr , 1.33xMu)

- Cường độ chịu kéo khi uốn:

r

f 0.63 50 4.455MPa

- Mômen giai đoạn 1( Chỉ có tĩnh tải của dầm chủ):