THIẾT kế cầu dầm LIÊN tục BTCT dưl THI CÔNG THEO PHƯƠNG PHÁP đúc HẪNG cân BẰNG

Chiều dài nhịp phải được lấy bằng khoảng cách tâmđến tâm giữa các cấu kiện đỡ... Kiểm toán theo điều kiện kháng uốn... Kiểm toán theo hàm lượng cốt thép... Kiểm toán

Trang 1

Lan can bằng thép kết cấu theo tiêu chuẩn AASHTO M270M giới hạn chảy fy = 250MPa,

Các bộ phận của lan can có tiết diện như sau:

Thanh lan can: Đường kính ngoài D = 108 mm

Đường kính trong d = 100 mm

Trọng lượng riêng Ws = 7850 kg/m3 Khoảng cách giữa 2 trụ lan can l = 1500mmCột lan can sử dụng thép tấm tổ hợp hàn, chiều dày các thép tấm cơ bản  = 6 mm

Hình 1.1 Chi tiết lan can.

1.2 THIẾT KẾ TƯỜNG CHẮN XE VA.

1.2.1 Kích thước tường chắn.

Trang 2

Hình 1.2 Tiết diện hệ lan can quy đổi.

Bảng thông số hình học của tường chắn (mm)

1.2.2 Các thông số thiết kế.

Cường độ bê tông sử dụng f 'c = 30 MPa

Khối lượng riêng của bê tông WC = 2400 Kg/m3

Module đàn hồi của bê tông Ec = 27691 MPa

Cốt thép có giới hạn chảy Fy = 420 MPa

Module đàn hồi của thép Es = 200000 MPa

Bước cốt đai @ = 200 mm

Cường độ các lực thiết kế cấp L – 3 như sau: 13.7.3.3-1)

1.2.3 Yêu cầu thiết kế.

Lan can thiết kế phải thỏa mãn điều kiện sau:

t F

R  (Điều kiện 1)

và Y  H e (Điều kiện 2)

Hình 1.3 Các lực thiết kế lan can đường ô tô

Trang 3

Trong đó:

- 

R là sức kháng cực hạn của tường chắn ôtô.

- Ft là lực va ngang của xe vào lan can

- 

Y Chiều cao của R về phía trên mặt cầu

- H Chiều cao lực va ngang của xe vào lan can phía trên mặt cầu e

1.2.4.1 Sức kháng danh định của tường chắn khi va trong 1 phần đoạn tường.

w b

t c w

2

882

2

Trong đó:

 Rw – sức kháng của gờ chắn

 Lt – chiều dài phân bố của lực theo hướng dọc, cấp L3 có Lt = 1070mm

 Lc – chiều dài tới hạn của kiểu phá hoại theo đường chảy

 Mw – sức kháng uốn của tường theo phương đứng

 Mc – sức kháng của tường đối với trục ngang

 Mb – sức kháng uốn phụ thêm của dầm cộng thêm với Mw tại đỉnh tường

 H – chiều cao của tường bê tông

Chiều dài tường tới hạn Lc trên đó xảy ra cơ cấu đường chảy phải lấy bằng:

t c

M

H M M H L

L

2 2

2

Hình 1.4 Sự phá hoại của tường chắn bê tông.

* Sức kháng uốn của tường theo cốt thép nằm ngang (d = 10) tính theo phân đoạn như sau:Bố trí cốt thép chịu lực trong tường chắn với chiều dài các đoạn thép neo lneo ≥ 30d (mm)Bề dày của lan can thay đổi nên ta chia lan can làm 3 đoạn khác nhau, chiều cao hi mỗiphân đoạn như phần trên, sức kháng uốn của tường theo phân đoạn lấy như sau:

Mw – sức kháng uốn của tường

H – chiều cao tường (mm)

 – hệ số kháng uốn,  = 0.9

As – diện tích cốt thép chịu kéo

ds – trung bình khoảng cách từ mép ngoài vùng bê tông chịu nén đến tim cốt thép chịukéo

Trang 4

ds = chiều rộng tiết diện – lớp bê tông bảo vệ – ddoc - dngang/2 (mm)

a – chiều dày của khối ứng suất tương đương

0.85 '

s y c

A f a

f b

 + Phân đoạn 1 có 2 thanh d10 chịu uốn, tiết diện 300 x 275

+ Phân đoạn 2 có 1 thanh d10 chịu uốn, tiết diện quy về hình chữ nhật 400 x 275

+ Phân đoạn 3 có 1 thanh d10 chịu uốn, tiết diện 500 x 260

Diện tíchcốt thépAs(mm2)

Chiềucao

có hiệu

d (mm) 0.85 '

s y c

A f a

f b

2(d a f

A H

M wi i  s y (KNmm)

A f a

f B

 với B = 1000mmCác thông số khác tương tự như trên

+ Xét dải 1m theo chiều dài của lan can có 5 thanh d14, @200 chịu uốn

+ Chiều cao có hiệu ds = chiều rộng tiết diện – lớp bê tông bảo vệ – ddọc/2

Chiềucao cóhiệu d

19 35915 0

810 8 2

1070 2

c

* Tính sức kháng cực hạn của tường chắn:

GIÁ TRỊ Rw KHI VA XÔ TRONG ĐOẠN TƯỜNG

f A a

c

y s

' 85 0

M ci  s y M c (M ci b i) /H w

Trang 5

w b t c w

2

22

t c

M

H M M H L

L

2 2

2

Các thông số tương tự như trên

GIÁ TRỊ Rw KHI VA XÔ Ở ĐẦU TƯỜNG HOẶC MỐI NỐI

1.3 THIẾT KẾ TRỤ LAN CAN VÀ TAY VỊN.

1.3.1 Trường hợp va xe vào giữa nhịp lan can.

Khi xe va vào giữa nhịp lan can, dạng phá hoại gồm số lượng nhịp lan can là lẻ

Sức kháng của hệ dầm và cột:

t

P p

R

L NL

L P N N M R

1(16

L chiều dài phân bố của lực va xe theo hướng dọc (mm)

Hệ số sức kháng uốn: φr = 1

Với N = 1 có:

t

P R

L NL

M R



216

1.3.2 Trường hợp va xe vào trụ lan can.

Khi xe va vào cột lan can, dạng phá hoại gồm số lượng nhịp lan can N là chẵn (N=2).Sức kháng của hệ dầm và cột:

t

P P

L P N M R





2

Ý nghĩa của các thông số giống như trên

Trang 6

H P H R

1.4 KIỂM TOÁN TƯỜNG CHẮN.

1.4.1 Kiểm toán theo điều kiện 1: R  F t 1)

(13.7.3.3-BẢNG TỔNG HỢP KIỂM TOÁN LAN CAN THEO ĐIỀU KIỆN (1)

Tổ hợp va xô

Sức khánggờ bê tông Sức khángcột+dầm Sức khánghệ lan can Chiều caokháng ĐK kiểm

toán (1)

RW(kN) RR(kN) R (kN) 

Y (mm)

1 đầu tường hoặc mối nốiGiữa nhịp lan can + 220.644 110.686 331.329 993.402 THỎA

2 một phần đoạn tườngGiữa nhịp lan can + 221.065 110.686 331.750 993.169 THỎA

3 tường hoặc mối nốiCột lan can + đầu 91.516 163.678 255.194 1162.122 THỎA

4 Cột lan can + một phầnđoạn tường 91.984 163.678 255.663 1161.476 THỎA

R

H R H R





; H e 810 mm

Tổ hợp va xô

Sức khángtối thiểulan can

Sức khángcột+dầm

Sức khánggờ bê tông

Chiều caokháng ĐK kiểm

toán (1)R(kN) RR(kN) Rw (kN) 

Y (mm)

1 Giữa nhịp dầm lancan + gờ bê tông 240 110.686 129.314 1105.807 THỎA

2 Cột lan can + gờ bê

Kết luận: Tường chắn đảm bảo mức độ ngăn chặn cấp L-3

1.5 THIẾT KẾ BU LÔNG NỐI.

Trang 7

Sử dụng loại bu lông thường có cường độ chịu kéo 420MPa, ASTM A307 (6.4.3.1)Giới hạn chảy của bu lông Fub = 420 MPa

Chiều dày bản đế t = 10 mm

Đường kính bu lông d = 20 mm

Diện tích tiết diện Ab = 314.16 mm2

Số mặt chịu cắt Ns = 1

Số bu lông cho 1 trụ nb = 4

Bố trí các kích thước và vị trí lỗ bu lông như bản vẽ

Đối với bu lông A307 thì sức kháng cắt của 1 bu lông tính theo công thức

Rn = 0.38AbFubNs = 0.38×314.16×420×1 = 50140 N

Trong đó: Ab: diện tích của bulong tương ứng với đường kính danh định (mm2)

Fub: cường độ kéo nhỏ nhất quy định của bulong (MPa)

Ns: số lượng các mặt phẳng chịu cắt tính cho mỗi mặt cắt

Lực cắt 1 bu lông:

b

p b

Sức kháng kéo danh định của bu lông

Tn = 0.76AbFub = 0.76×314.16×420 = 100280 N

Lực kéo lớn nhất trong 1 bu lông

  2

max max

i

p L m

L M

2

1002

1008192343



 = 40962 N

Trong đó: Lmax = 100 mm – khoảng cách lớn nhất giữa các hàng bulong

Li = 100 mm – khoảng cách các hàng bulong

m = 2 – số bulong trên 1 hàng

Kết luận: Tn > Nmax Bu lông đảm bảo khả năng chịu kéo

1.6 SỰ TRUYỀN LỰC CẮT VÀO BẢN HẪNG MẶT CẦU.

Lực kéo dọc trục do tường chắn truyền vào bản mặt cầu với trường hợp nguy hiểm, trườnghợp va vào 1 phần đoạn tường, lấy như sau:

w c

RT





Trong đó: Sức kháng lớn nhất của tường Rw = 221.065 kN

Chiều dài đường chảy Lc = 1072.334 mm Chiều cao tường chắn H = 810 mm





 810 2 334 1072

1000 221.065

82.109 N/mm

Trang 8

Chọn ống thoát nước dọc cầu có đường kính trong Dd = 200mm

Ống thoát nước ngang có đường kính trong 150 mm

Diện tích MCN một ống thoát nước ngang A1 = 314.16 cm2

Chiều dài cầu dầm liên tục và nhịp dẫn L = 56+84+56 + 2×34×3 = 400mDiện tích bề mặt cần thoát nước A2 = 12.5×400 = 5000m2

Diện tích tiết diện ống thoát nước yêu cầu Ad = 5000cm2 (2.6.6.3)Số lượng ống thoát nước tối thiểu yêu cầu nd = Ad /A1 = 15.91 ống

Chọn số lượng ống thoát nước là 16 ống

Vì cầu làm nghiêng một mái với độ dốc ngang cầu là 2% nên ta bố trí một hàng ống thoátnước tại vị trí cuối mái dốc trong bản mặt cầu

Khoảng cách yêu cầu giữa 2 ống thoát nước kề nhau 1

1.8 THIẾT KẾ CHIẾU SÁNG MẶT CẦU.

Chiều cao và khoảng cách giữa các cột đèn chiếu sáng mặt cầu tham khảo trong Bài giảng

“Thiết kế đường đô thị” của Th.S Nguyễn Văn Mùi

Các cột đèn được bố trí so le qua tim mặt cầu đối với mặt cầu nhằm để ánh sáng tương đốiđồng đều

 Chọn công suất đèn 250W, chiều cao cộtđèn tương ứng sẽ là Hđèn = 7500mm Khoảng cách giữa 2 đèn trong cùng hàng e = 24m

CHƯƠNG 2:

THIẾT KẾ HỆ MẶT CẦU

-oOo -2.1 SỐ LIỆU THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

2.1.1 Kích thước mặt cắt ngang và sơ đồ tính toán

Phương pháp thi công đúc hẫng cân bằng phù hợp với nhiều dạng mặt cắt ngang khácnhau Trong đồ án thiết kế này, mặt cắt hộp bê tông cốt thép có vách nghiêng được đề nghị Dựavào yêu cầu này, ta chọn các kích thước tiết diện dầm phù hợp với chiều dài nhịp và điều kiện thicông

Chiều dài các nhịp cầu như sau:

 Chiều dài nhịp chính Lc = 78000mm

 Chiều dài mỗi nhịp biên Lb = 52000mm

Trang 9

Bề rộng mặt cầu B = 17600mm bao gồm:

 Dải phân cách cứng 600mm

 Phần xe cơ giới 17000mm

 Chiều rộng lan can 2×500mm

Dạng mặt cắt ngang hộp bê tông cốt thép

2.1.1.1 Tiêu chí chọn lựa các kích thước của mặt cắt ngang cầu ([1]5.14.2.3.10)Chiều cao dầm tại vị trí trụ H ≈ 1/18Lc = 4333mm

H ≥ Hmin = 0.055Lc = 4290mm ([1]2.5.2.6.3)

Do đó chọn H = 5000mmBề rộng mặt cầu 13m ≤ B = 18m ≤ 18m thông thường theo kinh nghiệm trước đây thì nênchọn hộp 2 khoang có 3 sườn đứng.Ta chọn một hộp có 3 vách như bản vẽ kèm theo

Khoảng cách giữa tim các sườn dầm L2 = 6100mm

Chiều dài cánh hẫng L1 = 2700mm

Chọn chiều dày của sườn dầm biên khi không có thép dự ứng lực theo phương đứng t =500mm, chiều dày của sườn dầm giữa t = 400 mm.`

Chiều dày bản mặt cầu được chọn lớn hơn trong các trị số sau: ([4] trang 105)

g

b tt1

Chiều dày đáy dầm tại nhịp giữa chọn 250mm

Chiều cao dầm tại giữa nhịp thông thường h ≈ 1/50Lc = 1560mm và chiều cao lòng hộpnên ≥ 1600mm để thuận tiện trong thi công, chọn chiều cao dầm tại giữa nhịp h = 2500mm.Độ dốc ngang của bản mặt cầu 2% để thoát nước tự nhiên cho mặt cầu, nhằm làm giảm chiphí cho lớp phủ dày và giảm tĩnh tải không cần thiết trên bản mặt cầu

2.1.1.2 Sơ đồ tính toán

Ngày nay, sự phát triển của các công cụ tính toán giúp việc giải quyết bài toán thiết kếđược thuận tiện và nhanh chóng hơn Bản mặt cầu có thể mô hình hóa theo phương pháp phần tửhữu hạn hay sử dụng sơ đồ tính phù hợp trong cơ học kết cấu cổ điển Trong phần trình bày sauđây, bản mặt cầu được thiết kế theo sơ đồ khung với sự hỗ trợ của phần mềm Midas

Có thể dùng dự ứng lực sau hoặc trước theo phương ngang khi khoảng cách tịnh giữa cácbụng dầm hoặc nách dầm bằng hoặc lớn hơn 4500 mm ([1]5.14.2.3.10a)Tuy nhiên, theo một số dự án đã thực hiện ở Việt Nam trong thời gian gần đây thì với tiếtdiện dầm đã chọn như trên ta không nhất thiết thực hiện dự ứng lực theo phương ngang cầu, nếucác kiểm toán là đạt yêu cầu khi sử dụng cốt thép thường, và theo một số chuyên gia nước ngoài,

Trang 10

thực hiện dự ứng lực ngang với nhịp tính toán như trên sẽ kém kinh tế và thi công phức tạp hơn.

Do đó, ta thiết kế bản không có cốt thép dự ứng lực ngang.

Theo phương pháp tính mặt cầu theo qui định của điều 4.6.2.1.6 thì các dải phải được coinhư các dầm liên tục hoặc dầm giản đơn Chiều dài nhịp phải được lấy bằng khoảng cách tâmđến tâm giữa các cấu kiện đỡ Nhằm xác định hiệu ứng lực trong các dải , các cấu kiện đỡ phảiđược giả thiết là cứng vô hạn

Mặt cắt thiết kế cho các moment âm và lực cắt được lấy như sau:

 Cho dầm hộp bêtông và đúc liền khối : Ở mặt cấu kiện đỡ

_ Mỗi bản bụng dầm của dầm hộp thép hoặc bê tông có thể coi như là một cấu kiện đỡ riêngbiệt.([1]4.6.2.1.6)

2.1.2 Số liệu thiết kế

Chiều dày trung bình lớp bê tông Asphalt to = 70mm

Chiều dày lớp phòng nước t1 = 4mm

Khối lượng riêng trung bình của lớp phủ WFWS = 2250Kg/m3 = 2.25e-5 N/mm3

Cường độ chịu nén của bê tông f ‘c = 44Mpa, WC = 2400Kg/m3

Module đàn hồi của bê tông E c  0 043W c1.5 f c' 33536MPa

Giới hạn chảy của cốt thép fy = 420MPa

Khối lượng riêng BTCT WRC = 2500Kg/m3= 2.5e-5 N/mm3

Khối lượng riêng của thép Ws = 7850Kg/m3 = 7.85e-5 N/mm3

Module đàn hồi của thép Es = 200000Mpa

Tỉ số quy đổi từ thép sang bê tông s 5.964

c

E n E

2.1.3 Hệ số dùng trong thiết kế

Những quy định của Điều này không được áp dụng cho TTGH mỏi, trong trường hợp đóchỉ dùng với một xe tải thiết kế, bất kể số làn xe thiết kế Khi dùng hệ số phân phối gần đúng của

1 làn xe đơn như trong Điều 4.6.2.2 và 4.6.2.3, khác với quy tắc đòn bẩy và phương pháp tĩnhhọc, ứng lực phải được chia cho 1.20

Ứng lực cực hạn của hoạt tải phải xác định bằng cách xét mỗi tổ hợp có thể của số làn chịutải nhân với hệ số tương ng trong B ng 1.ứng trong Bảng 1 ảng 1

Cường độ I 1.25 0.9 1.5 0.65 1.75

Mỏi và phá hoại giòn 15%

Trang 11

2.1.3.4 Hệ số điều chỉnh tải trọng, η ([1]1.3.2.1)

η = ηD.ηR.ηI = 1.00Đối với tải trọng sử dụng giá trị γmax thì η = 1/(ηR.ηD.ηI) = 1.00, trong đó:

ηD = 1.00 cho các thiết kế thông thường

ηR = 1.00 cho các mức dư thông thường

ηI = 1.00 cho các cầu điển hình

2.2 NỘI LỰC BẢN MẶT CẦU:

2.2.1 Tính toán tải trọng:

2.2.1.1 Bề rộng tính toán của dải bản tương đương

Bản hẫng mặt cầu được thiết kế theo các tải trọng quy định trong Điều 3.6.1 các tải trọngnày chất lên phần hẫng ở trạng thái giới hạn Cường độ 1

Áp dụng điều 3.6.1.3.3 trong 22TCN 272 – 05 khi thiết kế bản đỉnh của dầm tiết diện hộptheo phương pháp dải bản tương đương Bố trí xe thiết kế cách mép tường chắn va xe 1 đoạn là300mm đối với bản hẫng và 600mm cho các bộ phận khác Bề rộng dải bản t ương đương lấytheo điều 4.6.2.1.3 Nhịp tính toán lớn nhất của bản S = 5500mm

 Khi tính moment dương E = 660 + 0.55S = 660 + 0.55×6100 = 4015mm

 Khi tính moment âm E = 1220 + 0.25S = 1220 + 0.25×6100 = 2745mm

 Tải trọng làn thiết kế ω = 9.3/3000N/mm phân bố trên 1mm theo phương ngang cầu

 Xe tải thiết kế như qui định của điều 3.6.1 có các đặc trưng như sau:

Hình 2.3 Đặc trưng của xe tải thiết kế

Tải trọng của bánh Xe tải Ptr = 72500 N

Xe 2 trục Pta = 55000 N

Trang 12

Áp lực do bánh xe truyền xuống bản mặt cầu tính theo mỗi loại xe như sau:

a) Đối với bản bên trong:

- Đối với xe 3 trục :

72.5

18.0574.015

tr P

 Trọng lượng lớp phủ DW = (t1+t0).WFWS.1m = 1.665 N/mm

 Trọng lượng tường chắn xe giữa cầu

 DCwall = Awall.WRC.1mm với Awall là diện tích tiết diện tường chắn xe va, đo từ phầnmềm AutoCad ta được Awall = 0.250685m2 Từ đó,

Trang 13

b/ Do trọng lượng lan can gờ chắn:

c/ Do trọng lượng lớp phủ:

Kết qủa moment do tĩnh tải ( chưa có hệ số tải trọng) được tổng hợp trong các bảng tính sau :

Mặt cắt

MTLBT MLCGC MLOPPHU

Bản hẫng -26260296 -33676755 -4968567Gối ngoài -40573891 -10233088 -7854099Gối trong -26193493 2869112 -6492425

2.2.2.2.Moment do hoạt tải:

a/ Tại cánh hẫng:

Trang 14

b/ Tại gối ngoài:

c/Tại gối trong:

d/Tại giữa nhịp:

Trang 15

Kết qủa moment do hoạt tải ( chưa có hệ số tải trọng)

 MLL = ∑yi x LL

Mlàn = 9.3/3 x SĐAH

 Trường hợp 1 : 1 làn xe

 Trường hợp 2 : 2 làn xe Mặt cắt SĐAH(m2) y1(m) y2(m) y3(m) y4(m) MLL(kNm) Mlan(kNm)Gối ngoài BMC -4.569 -0.774 -0.25 -0.98 -1.036 -78.82 -13.008

Mlan(kNm)Gối ngoài -4.57 -0.77 -0.25 -0.98 -1.04 0.00 0.00 0.00 0.00 -84.76 -14.16Giữa nhịp 0.91 0.00 0.14 0.47 0.07 0.00 0.04 0.00 0.00 15.02 2.82Gối trong -4.21 -0.08 -0.60 -0.93 -0.36 -0.31 -0.28 -0.04 -0.19 -77.99 -13.06

Mặt cắt SĐAH(m2) y1(m) y2(m) MLL(kNm) Mlan(kNm)Gối ngoài BMC -3.083 -0.98 -1.036 -56.212128 -9.5573

Giữa nhịp BMC 0.636 0.467 0.068 11.284755 1.9716

Gối trong BMC -2.336 -0.761 -0.725 -41.434138 -7.2416

Trang 16

Bản hẫng -1.64 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 -97.40

 Tổ hợp moment :

M = (DC.MTLBT + DC.MLCGC + DW.MLOPPHU + m.LL.(1+IM).MLL + m.LL.Mlàn)

Gối ngoài

-95.360 -70.130 -285.499 -178.780 -253.967 -160.762 -211.926 -136.739Giữa nhịp

38.615 23.006 40.608 24.145 36.968 22.065 29.411 17.746Gối trong

-162.866 -100.658 -182.711 -111.998 -189.731 -116.009 -164.637 -101.670Bản hẫng

-338.041 -211.001 -295.430 -186.652 -263.472 -168.390 -220.861 -144.041

2.2.3 Lực cắt:

2.2.3.1.Lực cắt do tĩnh tải:

a/ Do trọng lượng bản thân dầm:

b/ Do trọng lượng lan can gờ chắn:

Trang 17

b/ Do trọng lượng lớp phủ:

* Kết qủa lực cắt do tĩnh tải ( chưa có hệ số tải trọng) được tổng hợp trong các bảng tính sau :

b/ Tại gối ngoài:

c/ Tại gối trong:

Trang 18

* Kết qủa moment do hoạt tải ( chưa có hệ số tải trọng)

QLL = ∑yi x LL

Qlàn = 9.3/3000 x SĐAH

 Trường hợp 1 : 1 làn xe

Mặt cắt SĐAH (m2) y1(m) y2(m) QLL (kN) Qlan (kN)

Tổ hợp lực cắt :

Q = (( DC.QTLBT + DC.QLCGC + DW.QLOPPHU + m.LL.(1+IM).QLL + m. LL.Qlàn)

2.2.4 Nội lực thiết kế.

Sau khi tổ hợp nội lực tại các mặt cắt ở hai trạng thái giới hạn CĐ1 và Sử Dụng, tachọn nội lực lớn nhất để thiết kế chung cho cả Bản Mặt Cầu, kết quả như sau :

Thiết kế M + ( kNm) M- (kNm) Q (kN) M (kNm) Q (kN)

Trang 19

CD1 40.608 -285.499 -217.385 -338.041 209.952

2.3 THIẾT KẾ CỐT THÉP BẢN MẶT CẦU.

2.3.1 Thiết kế cốt thép phần hẫng mặt cầu

Moment tính toán bản hẫng Mu = 338041 Nmm/mm

2.3.1.1 Xác định cốt thép hướng chính.

- Lớp bê tông bảo vệ a0 = 50 mm

- Đường kính danh định cốt thép bar_Dia = 22 mm

- Diện tích mcn cốt thép bar_Area = 380.13 mm2

- Chiều cao của tiết diện đang xét hbh = 600mm

- Chiều cao làm việc của tiết diện de = 600 – 50 - 22/2 = 539 mm

- Hệ số sức kháng f = 0.9

- Sức kháng danh định: f e2

u n

d b

M R

.211 85.0

c

n y

c

f

R f

2.3.1.2 Kiểm tra cự ly cốt thép.

 Cự ly tối thiểu các thanh cốt thép : ([1]5.10.3.1.1) Đối với Bêtông đúc tại chỗ, cự ly giữa các thanh song song trong 1 lớp không được nhỏ hơn

 1.5 lần đường kính danh định của thanh = 1.522 = 33mm

 1.5 lần kích thước tối đa của cấp phối thô, hoặc

Đã chọn Bar_sp = 200 mm  (33mm; 38mm) (THỎA)

 Cự ly tối đa các thanh cốt thép : ([1]5.10.3.2)

 1.5 lần chiều dày bản = 1.5 x 600 = 900 mm

Đã chọn 200  Min (450mm; 900mm ) (THỎA)

2.3.1.3 Kiểm toán theo điều kiện kháng uốn.

-Sức kháng uốn của bản: M r  M n

Trong đó :

-  : hệ số sức kháng theo (TTGH CĐ1, 0.9) ([1]5.5.4.2.1)

- Mr: sức kháng uốn tính toán

- Mn: sức kháng uốn danh định

Tính toán cho cốt đơn thì Mn xác định như sau: 

M n s y e

Trong đó:

Trang 20

- fy: giới hạn chảy quy định của cốt thép.(Mpa)

- de: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo

- b: bề rộng của mặt cắt chịu nén của cấu kiện

- 1: hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất ([1]5.7.2.2.) 1 = 0.85 – 0.05(44-28)/7 = 0.7357

Không xét đến cốt thép chịu nén

- T : Lực hóa dẻo của cốt thép

M  379578 Nmm > Mu = 338041 Nmm => Thỏa điều kiện về sức kháng uốn

2.3.1.4 Kiểm toán theo hàm lượng cốt thép

* Hàm lượng thép dự ứng lực và thép không dự ứng lực tối đa phải được giới hạn sao cho:

- de : Khoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm của

cốt thép chịu kéo

- c : Khoảng cách từ trục trung hòa đến mặt chịu nén ngoài cùng

Vậy 29.012539 0.0538 0.42

e

c

d    (THỎA)

* Đối với các cấu kiện không có thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có

thể coi là thỏa mãn nếu:

' min 0.03 c

y

f P

f

 ([1] 1)

Trong đó:

-P : Tỷ lệ giữa thép chịu kéo và diện tích nguyênmin

- '

c

f : cường độ quy định của bê tông bản mặt cầu

- fy: giới hạn chảy quy định của cốt thép.(Mpa)

min

1.901 600 1

s A P

f f

Vậy

' min 0.03 c

y

f P

f

 => THỎA

2.3.1.5 Thiết kế cốt thép hướng phụ của cánh hẫng

Chiều dài hữu hiệu của bản hẫng lấy theo điều 9.7.2.3 S = 2700 mm

Lượng cốt thép bố trí hướng phụ khi hướng chính vuông góc làn xe: 3840 67 %

S (9.7.3.2)

Trang 21

Ta có: 3840 3840

2700

S   73.9% > 67% do đó hàm lượng cốt thép theo hướng phụ chiếm

67% của cốt thép hướng chính: As_per = 67 %As

Chọn lượng cốt thép hướng phụ As_per = 1.273 mm2/mm

Đường kính côt thép hướng phụ D_per = 18 mm

Diện tích tiết diện thanh thép Abar_per = 254.47 mm2

Bước cốt thép yêu cầu bar_space_req = Abar_per/As_per = 199.90 mm

Bước cốt thép hướng phụ @_per = 200 mm

2.3.2 Thiết kế bản phía trong chịu moment âm tại ngàm.

Moment tính toán Mu = 285499 Nmm/m

2.3.2.1 Xác định cốt thép hướng chính

- Diện tích mcn cốt thép bar_Area = 380.13 mm2

- Chiều cao làm việc của tiết diện de = 600 – 50 - 22/2 = 539 mm

u n

d b

M R



 = 1.0919 N/mm2 với b = 1mm

.85.0

.211).[

.(

85

'

c

n y

c

f

R f

f

- Lượng cốt thép cần thiết /1mm BMC: A S   d e = 1.4224 mm2/mm

- Khoảng cách tính toán giữa các thanh cốt thép : Bar_sp* = bar_Area/As = 267.2564mm Chọn bước cốt thép hướng chính lưới dưới Bar_sp = 200 mm

2.3.2.2 Kiểm tra cự ly cốt thép

 Cự ly tối thiểu các thanh cốt thép : ([1]5.10.3.1.1) Đối với Bêtông đúc tại chỗ, cự ly giữa các thanh // trong 1 lớp 

Trang 22

Diện tích cốt thép thực/1mm bản mặt cầu: As = bar_Area/ bar_sp = 1.901 mm2

=> Mn = 421753 Nmm



* Hàm lượng cốt thép tối đa:

y

f P

s A P

h b

2.3.2.5 Thiết kế cốt thép hướng phụ lớp dưới ở giữa nhịp

Chiều dài hữu hiệu của nhịp giữa lấy theo điều 9.7.2.3 S = 6100 mm

S

Ta có: 3840 3840

6100

S   49.17% < 67% do đó hàm lượng cốt thép theo hướng phụ chiếm

50.42% của cốt thép hướng chính: As_per = 49.17 %As

Đường kính côt thép hướng phụ d_per = 16 mm

2.3.3 Thiết kế bản chịu moment dương giữa nhịp.

Moment tính toán bản chịu moment dương tại giữa nhịp

Mu = 40608Nmm/mmMặt cắt thiết kế cốt thép: mặt cắt ở giữa hộp

2.3.3.1 Xác định cốt thép hướng chính

- Diện tích mcn cốt thép bar_Area = 254.469mm2

- Chiều cao làm việc của tiết diện de = 250 - 25 - 18/2 = 216 mm

u n

d b

M R



 = 0.9671 N/mm2 với b = 1mm

Trang 23

   ]

.85.0

.211).[

.(

85

'

c

n y

c

f

R f

f

- Lượng cốt thép cần thiết /1mm BMC: A S   d e = 0.504 mm2/mm

- Khoảng cách tính toán giữa các thanh cốt thép : Bar_sp* = bar_Area/As = 505mm

Chọn bước cốt thép hướng chính lưới dưới Bar_sp = 250 mm

2.3.3.2 Kiểm tra cự ly cốt thép

 Cự ly tối thiểu các thanh cốt thép : ([1]5.10.3.1.1) Đối với Bêtông đúc tại chỗ, cự ly giữa các thanh // trong 1 lớp 

M n s y e

Ý nghĩa các thông số như trên

sp bar f

f Area bar sp bar f

T a

c

y

85

* Hàm lượng cốt thép tối đa:

y

f P

s A P

h b

2.3.3.5 Thiết kế cốt thép hướng phụ lớp dưới ở giữa nhịp

Chiều dài hữu hiệu lấy theo điều 9.7.2.3 S = 6100 mm

S

Trang 24

Ta có: 3840 3840 49.17

6100

S   % < 67% do đó hàm lượng cốt thép theo hướng phụ chiếm

50.422% của cốt thép hướng chính: As_per = 49.17 %As

Đường kính côt thép hướng phụ d_per = 14 mm

2.4 KIỂM TOÁN ĐIỀU KIỆN KHÁNG CẮT BẢN MẶT CẦU.

Kiểm toán sức kháng cắt của BMC theo công thức:

Vu ≤ Vr = ɸVn

Trong đó: Vu (N) lực cắt tính toán tại tiết diện đang xét

ɸ = 0.9 hệ số sức kháng cắt của bê tông có tỉ trọng thông thường ([1]5.5.4.2.)

Vn (N) sức kháng cắt danh định của mặt cắt ([1]5.8.3.3)Sức kháng cắt danh định của mặt cắt là trị số nhỏ hơn trong 2 giá trị sau:

A f d (cot g cot g )sinV

s

   

 , bản không có cốt đai nên không tính Vs

Vp = 0 (N) bản không cốt thép dự ứng lực

Chiều cao chịu cắt hữu hiệu dv lấy bằng khoảng cách giữa hợp lực gây kéo vàlực nén do uốn theo hướng vuông góc với trục trung hòa Trị số dv lấy theo điều kiện: (5.8.2.7)

bv = 1mm chiều rộng tiết diện tính toán BMC

Đối với các mặt cắt bê tông không ứng suất trước, không chịu kéo dọc trục, có thể dùngcác giá trị sau đây:

 = 2.0 hệ số chỉ khả năng của bê tông bị nứt chéo khi truyền lực kéo

 = 45o góc nghiêng của ứng suất nén chéo (5.8.3.4)

Từ đó ta có: V c 0 083 f c' b v.d v



 = 0.083 2  44 1 528.328  = 581.752N/mm

Vn = 0.25fc’bvdv = 0.25× 44 × 1× 528.328= 5812N/mmSức kháng cắt danh định của BMC Vn = min{581.752; 5812} = 581.752N/mm

Sức kháng cắt tính toán Vr = ɸVn = 0.9×581.752= 523.5768N/mm

Lực cắt tính toán lớn nhất tại bản hẫng Vu = 209.952N/mm < Vr = 523.5768N/mm Thỏa

2.5 KIỂM TOÁN BẢN MẶT CẦU Ở TTGH SỬ DỤNG.

Theo điều 5.7.3.4 thì các cấu kiện phải được cấu tạo sao cho ứng suất kéo trong cốt thép ởtrạng thái giới hạn sử dụng, fsa, không được vượt quá trị số sau đây:

sa

A d

Z f

f   1/3 0.6 = 0.6 × 420 = 252 Mpa (5.7.3.4-1)

Trang 25

Trong đó:

2

0

d a

d c   (mm) chiều cao phần bê tông tính từ thớ ngoài cùng chịu kéo cho đếntâm của thanh cốt thép đặt gần nhất Theo qui định, dc ≤ 50mm

a0 và d (mm) lần lượt là chiều dày lớp bê tông bảo vệ và đường kính thanhthép Nhằm mục đích tính toán chiều dày tịnh của lớp bê tông bảo vệ thỏa mãn a0 ≤ 50mm

Z = 23000N/mm thông số bề rộng vết nứt Điều kiện Z ≤ 23000N/mm khi thiếtkế theo phương ngang đối với dầm hộp bê tông phân đoạn khi chịu tải trọng bất kỳ trước khi đạttới toàn bộ sức kháng danh định của bê tông Ngoại trừ đối với cống hộp bê tông cốt thép đúc tạichỗ, đại lượng Z không được lấy vượt quá 30000N/mm đối với các cấu kiện trong môi trườngthông thường, 23000N/mm đối với các cấu kiện trong môi trường khắc nghiệt và 17500 đối vớicấu kiện vùi trong đất

A = 2×@×dc (mm2): diện tích bê tông cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịukéo

@ (mm): khoảng cách giữa các thanh thép chịu kéo

Tỉ số quy đổi từ thép sang bê tông

c

s E

E

Hệ số qui đổi biểu đồ ứng suất 1 = 0.85 – 0.05(44-28)/7 = 0.7357 (mục 2.5.2.3)

2.5.2 Kiểm toán các ứng suất ở TTGH Sử dụng.

2.6.2.1 Bản hẫng mặt cầu.

Thông s b r ng v t n tố bề rộng vết nứt ề rộng vết nứt ộng vết nứt ết nứt ứng trong Bảng 1 Z = 23000 N/mm

Moment tính toán ở TTGH SD Mu = 211001 Nmm/mm

Chiều cao làm việc của tiết diện de = 539 mm

Diện tích tiết diện thanh thép Abar = 380.13 mm2

Lượng cốt thép chịu kéo As = Abar / @ = 1.901 mm2/mm

Chiều cao phần bê tông dc = ao + d/2 ≤ 50 50 mm

Diện tích bê tông A = 2×@×dc 20000 mm2

Ta tính được:

d A1 / 3

Z f

c

sa  = 230MPa < 252 MPa

Sử dụng giá trị fsa = 230MPa

Hàm lượng cốt thép ρ = As/de = 0.00353

Tỉ số quy đổi từ thép sang bê tông

c

s E

E

2( ) 2

k  n  n n = 0.185Moment quán tính của tiết diện ( ) 3 ( ) 2

3

1

e e s e

y = de – k.de = 439.285 mmỨng suất ở TTGH Sử dụng

t

u s

I

y M n

f  . . = 219.512MPaKiểm tra điều kiện: fsa = 219.512MPa ≥ fs =24 MPa THỎA

Trang 26

Bản chịu moment dương Bản chịu moment âm

-oOo -3.1 CÁC THÔNG SỐ CHUNG VỀ KẾT CẤU NHỊP ĐÚC HẪNG

3.1.1 Trắc dọc cầu

Bán kính đường cong đứng phụ thuộc vào cao độ đường đầu cầu, khổ thông thuyền, độ dốcdọc tối đa cho phép… Cầu càng dài thì bán kính đường cong đứng càng lớn Trong phạm vi đồán này, ta xét trên cơ sở của cấp đường và các thông số đã được giao trong nhiệm vụ thiết kế.Sông cấp III, khổ thông thuyền của cầu qua sông B × H = 50m × 7m

Tốc độ thiết kế theo tiêu chuẩn thiết kế đường ô tô TCVN 4054 – 2005: V = 60km/h

Bán kính đường cong đứng R = 3600m

sp bar d

A



n n n

1

e e s e

t

tot s

I

y M n

Trang 27

Độ dốc dọc của các nhịp dẫn và đường dẫn vào cầu: i= 4%

Mặt cắt dọc cầu bao gồm đường đầu cầu, 3 nhịp biên cho mỗi bên và phần dầm hộp liêntục Kết cấu nhịp như sau: 30m × 4 + 52m + 78m + 52m + 30m × 4

Chiều dài cầu L = 30m × 4 + 182m + 30m × 4 = 408m

Chiều cao dầm tại vị trí trụ T3 và T4 là H = 5000mm

Chiều cao dầm tại giữa nhịp và tại các trụ T2, T5 là h = 2500mm

3.1.2 Đường cong biên dưới dầm

Nhằm phù hợp với biểu đồ moment của dầm chịu tải trọng bản thân trong quá trình thicông hẫng và làm giảm tĩnh tải bản thân dầm, tạo vẻ đẹp kiến trúc riêng, ta xây dựng biên dướidầm có dạng đường cong parabol bậc 2 có phương trình như sau:

y = ax2 + bTọa các điểm khống chế A(0;2500), B(-43500;5000) và C(43500;5000) Thay tọa độ cácđiểm khống chế vào phương trình đường cong đáy dầm, giải hệ phương trình, ta tìm được các hệsố: a = 1.231178 x e-6 , b = 2500

Từ đây phương trình đường cong biên dưới dầm là:

y = 1.231178e-6x2 + 2500, đường cong biên dưới dầm như hình 3.1

Hình 3.1 Đường cong biên dưới dầm

3.1.4 Nhịp dẫn

Dựa theo nhiệm vụ luận văn được giao, nhịp dẫn sử dụng dầm bê tông cốt thép dự ứng lựcđúc sẵn Trong trường hợp này, ta chọn loại dầm I33 của Công ty CP Bê tông 620 Châu Thới,các thông số kỹ thuật như sau:

 Số lượng dầm trên mặt cắt ngang 8 dầm

 Khoảng cách giữa hai dầm 210000mm

 Tải trọng thiết kế HL – 93

3.2 PHÂN ĐOẠN KẾT CẤU NHỊP PHỤC VỤ ĐÚC HẪNG

3.2.1 Thông số xe đúc hẫng

Trong điều kiện hiện nay, việc thi công cầu theo phương pháp đúc hẫng cân bằng có thểthực hiện với nhiều loại xe đúc khác nhau Xe đúc hẫng đặt trên hoặc kiểu tự treo bao gồm bộván khuôn leo đảm bào các yêu cầu sau:

 Đảm bảo các kích thước hình học và cao độ thiết kế của các đốt dầm

 Bộ xe đúc hẫng bao gồm ván khuôn treo và khung đỡ bằng thép được kiên kết chắcchắn để đảm bảo chịu lực trong thời gian bê tông hóa cứng

Ngày nay, một số nước đã áp dụng xe đúc hẫng có bộ ván khuôn cùng chịu lực chung vớikhung đỡ nhằm làm giảm sự xuất hiện các vết nứt tại vị trí tiếp giáp giữa 2 đốt dầm do biến dạngcủa xe đúc gây ra

Để đảm bảo các yếu tố nói trên và nhằm phù hợp với điều kiện thi công, chiều rộng mặt cắtdầm hộp cũng như khả năng cung ứng trang thiết bị cần thiết, ta chọn loại xe đúc có các chỉ tiêukỹ thuật như sau:

Chỉ mục Thông số kỹ thuật

Trang 28

Khả năng chịu lực (max) M = 710Tm

Độ dài đốt đúc (max) L = 5m

Chiều rộng dầm hộp (max) B = 17.6m

Trọng lượng đốt đúc (max) Q = 200 T

Trọng lượng xe đúc G = 98 T

Hình 3.3 Xe đúc hẫng kiểu dàn hình thoi của Công ty OVM, Trung QuốcVới xe đúc đã chọn, ta phân chia các đốt đúc hẫng sao cho phát huy hết khả năng chịu lựccủa xe như sau:

 Đốt trên đỉnh trụ đổ bê tông trên đà giáo mở rộng dài 13m ( đốt K0)

 Các đốt đúc hẫng Ki có chiều dài 3m ; 3.5m và 4m như hình 3.4

 Đốt hợp long giữa và hợp long biên có chiều cao không đổi h = 2.5m, chiều dài 2m

 Phân đoạn dầm đúc trên đà giáo ở nhịp biên có chiều dài 12m

3.2.2 Phân đoạn các đốt dầm

3X3000=9000 3X3500=10500 3x4000=12000

K0 K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K1

13000

32500 39000

K8

1 2 3 4 5 6 7 8 9

0 0

1000

K9

Hình 3.4 Phân đoạn kết cấu nhịp đúc hẫng

3.3 THI CÔNG CÁC ĐỐT DẦM

3.3.1 Khối trên đỉnh trụ K0

Khối K0 trên đỉnh trụ là khối lớn nhất của kết cấu nhịp dầm và được thi công đầu tiên saukhi đã đặt các gối kê tạm và các thanh neo cường độ cao PC bar thẳng đứng để liên kết khối đỉnhtrụ và thân trụ đồng thời giữ ổn định trong suốt quá trình thi công các cánh hẫng tiếp theo Khốitrên đỉnh trụ được đúc trên đà giáo mở rộng trụ, đà giáo này được cấu tạo từ thép hình đã giacông trong công xưởng và được lắp đặt sau khi thi công xong thân trụ

Chiều dài khối K0 là 13m, đoạn dầm đặc phía trên đỉnh trụ có chiều dày 3m

3.3.2 Khối thi công đúc hẫng K1, K2, …

Các đốt dầm còn lại được đúc đối xứng nhau qua trụ nhờ ván khuôn treo trên xe đúc, haibộ ván khuôn này có thể truợt để thay đổi chiều dài và chiều cao các đốt dầm

Các đoạn dầm gần mố có chiều cao không đổi h = 2.5m, chiều dài 12 m được thi công trênđà giáo cố định và các trụ tạm

Sau khi thi công xong các đốt dầm trên đà giáo cũng như trên các xe đúc ta tiến hành hợplong kết cấu nhịp thành kết cấu dầm liên tục theo sơ đồ công nghệ tóm lược như sau:

Trang 29

 Đốt K0 đúc trên đà giáo cố định, khi đốt K0 đạt cường độ thì tiến hành căng cáp dựứng lực rồi lắp đặt xe đúc và lần lượt đúc hẫng các đốt dầm từ K1 đến K9.

 Tiến hành hợp long nhịp biên, căng cáp dự ứng lực chịu moment dương, điều chỉnhđộ vồng, độ võng dầm, …

 Tháo dỡ các thanh neo tạm, hạ kết cấu nhịp lên gối vĩnh cửu, chuẩn bị và tiến hànhhợp long nhịp giữa, căng kéo cáp chịu moment dương giữa nhịp Hoàn thiện kếtcấu nhịp và thi công hệ mặt cầu

Sơ đồ công nghệ chi tiết được trình bày trong bản vẽ thi công

Nội lực trong giai đoạn thi công hẫng nguy hiểm nhất là giai đoạn thi công xong đốt cuốicùng chuẩn bị hợp long Sơ đồ tính trong thi công hẫng là dạng khung T tĩnh định, tải trọng tácdụng lên dầm bao gồm trọng lượng bản thân các đốt dầm, tải trọng thi công, tải trọng của xe đúc

Hình 3.6 Tải trọng thi công hẫng trên các đốt dầmTrình tự thi công chi tiết như mô tả trong các bản vẽ kèm theo

3.3.3 Các đốt hợp long

Ta chọn hình thức hợp long như sau:

 Hợp long nhịp biên trước rồi tháo dỡ đà giáo, hệ trụ tạm, giải phóng liên kết cứng giữatrụ với dầm và hạ dầm lên gối vĩnh cửu

 Hợp long nhịp giữa thực hiện sau khi đã hoàn thành hạ dầm lên gối vĩnh cửu

 Thi công hệ mặt cầu và hoàn thiện

3.3.3.1 Hợp long nhịp biên

Hợp long nhịp biên xảy ra các tình huống sau:

3.3.3.1.1 Bê tông chưa đông cứng – HLB1

Khi bê tông chưa đông cứng, trọng lượng của ván khuôn hợp long, của hỗn hợp bê tôngdẻo, của cốt thép đốt hợp long được coi như chia đôi để tác dụng lên hai sơ đồ hệ thống kết cấutách biệt nhau, một là sơ đồ của phần đúc trên đà giáo nhịp biên, nghĩa là tác dụng lên đà giáonày một tải trọng tập trung; hai là tác dụng lên sơ đồ khung cứng T của phần đúc hẫng từ trụ củanhịp biên, nghĩa là tác dụng lên đầu đầu mút cánh hẫng phía nhịp biên

Tải trọng tác dụng bao gồm: trọng lượng bản thân của đốt hợp long nhịp biên, trọng lượngván khuôn và thiết bị để hợp long, tải trọng thi công rải đều

Trang 30

K0 K1

K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9 Đốt hợp long biên FT

Hình 3.7 Tải trọng trên đớt hợp long biên khi bê tơng chưa đơng cứng3.3.3.1.2 Bê tơng đã đơng cứng – HLB2

Khi đĩ xe đúc và ván khuơn đúc đớt hợp long được tháo ra, tương ứng với hai lực tập trungđặt tại hai đầu đớt hợp long Tải trọng tác dụng lên hệ thớng lúc này bao gờm:

 Trọng lượng bản thân các đớt đúc trên đà giáo

 Tải trọng xe đúc và ván khuơn đã được dỡ bỏ thay vào đĩ là hai lực tập trung hướngngược lên

K0 K1

K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9 Đốt hợp long biên

FT DC

Hình 3.8 Tải trọng trên đớt hợp long biên khi bê tơng đã đơng cứng3.3.3.1.3 Giải phĩng liên kết cứng giữa trụ và nhịp dầm – HLB3

Khi giải phĩng liên kết tạm ở đỉnh trụ, tải trọng tác dụng lúc này là moment uớn khi tháo

dỡ liên kết tạm và hạ dầm lên gới Sơ đờ tính như sau:

M

Hình 3.9 Tải trọng khi tháo liên kết tạm ở đỉnh trụ

3.3.3.2 Hợp long nhịp giữa

Trang 31

Cần điều chỉnh 2 mút hẫng về cùng cao độ trước khi hợp long, lắp đặt ván khuôn và đổ bêtông hợp long nhịp giữa, ta xét 2 tình huống sau đây:

3.3.3.2.1 Bê tông đốt hợp long giữa chưa đông cứng – HLG1

Sơ đồ tính là dầm giản đơn có đầu thừa, tải trọng bao gồm:

 Trọng lượng xe đúc FT

 Trọng lượng bản thân của nửa đốt hợp long chưa đông cứng

 Trọng lượng thiết bị thi công rải đều CLL

Hình 3.10 Tải trọng khi bê tông đốt hợp long giữa chưa đông cứng3.3.3.2.2 Bê tông đốt hợp long giữa đã đông cứng – HLG2

Khi bêtông đạt cường độ tiến hành căng kéo cáp dự ứng lực chịu momen dương và tiếnhành tháo dỡ xe đúc Khi bê tông đốt hợp long đã đông cứng, tại thời điểm dỡ bỏ tải trọng thicông rải đều và tải trọng xe đúc thì trong dầm có sự thay đổi nội lực Dầm chịu phản lực do tháo

dỡ xe đúc, phản lực có độ lớn bằng phân nửa trọng lượng xe đúc như mô tả trong mục 3.4.3.2.2,

sơ đồ tính toán là dầm liên tục 3 nhịp đối xứng và chịu tải trọng đối xứng

Khi đó sơ đồ tính là dầm liên tục 3 nhịp chịu tải trọng tác dụng là phản lực từ dưới lên dotháo dỡ xe đúc

Hình 3.11 Tải trọng khi bê tông đốt hợp long giữa đã đông cứng

3.4 DIỄN BIẾN NỘI LỰC TRONG QUÁ TRÌNH ĐÚC HẪNG CÁC ĐỐT DẦM

3.4.1 Tải trọng

3.4.1.1 Tĩnh tải giai đoạn 1, DC1

Tĩnh tải giai đoạn 1 bao gồm trọng lượng bản thân các đốt dầm, thiên về bất lợi, coi như làtải trọng phân bố đều trên suốt chiều dài đốt đúc

1 RC tb

3.4.1.2 Tải trọng thi công rải đều, CLL

Tải trọng thi công rải đều lấy bằng 4.8×10-4MPa trên một bản cánh hẫng và 2.4×10-4 MPa

Tương ứng 4.8×10-4MPa = 0.48kN/m2 Trong đồ án thiết kế này, ta tính nội lực cho từngmặt cắt khi thi công đúc hẫng dần từ trụ đến hợp long nhịp Ta lấy tải trọng thi công rải đều0.48kN/m2 Như vậy, vì chiều rộng bản nắp dầm hộp B = 17.6m, tải trọng thi công rải đều trênphương dọc cầu có cường độ CLL = 0.48×17.1 = 8.448kN/m [1]5.14.2.3.23.5.1.3 Tải trọng hệ xe đúc

Với loại xe đúc đã chọn như trình bày trong mục 3.2.1, tải trọng xe đúc : xe đúc 98T, tảitrọng hệ xe đúc là lực tập trung có độ lớn FT = 98x10 = 980kN

Trang 32

Trong thiết kế sơ bộ, thiên về an toàn, xem như điểm lực FT ở giữa đốt dầm đang đúc(theo một số tài liệu khác, có thể đặt lùi 1m phía sau vị trí tiếp giáp giữa đốt dầm đang đúc và đốt

đã đông cứng trước đó)

F m diện tích trung bình của đốt đúc

3.4.2 Hệ số tải trọng dùng trong thi công

Hệ số tải trọng dùng cho tải trọng kết cấu và các phụ kiện không được lấy nhỏ hơn 1.25Trừ khi có quy định khác của Chủ đầu tư, hệ số tải trọng cho các tải trọng thi công cho cácthiết bị và các tác động xung kích không được lấy nhỏ hơn 1.5

Hệ số tải trọng gió không được lấy nhỏ hơn 1.25

Hệ số tải trọng khác phải lấy bằng 1.0 [1]3.4.2

3.4.3 Nội lực tại các mặt cắt trong quá trình đúc hẫng các đốt dầm

3.5.3.1 Nội lực do tải trọng bản thân và bê tông ướt đang đúc

Moment do khối đúc thứ i gây ra tại mặt cắt thứ j:

Trong đó: li (m) chiều dài của khối đúc thứ i

lj (m) khoảng cách từ điểm giữa khối đúc thứ i đến mặt cắt thứ j

3.4.3.2 Nội lực do hoạt tải thi công

Đối với khối K0 thì hoạt tải thi công không gây ra nội lực trong khối, vì toàn bộ tải trọngđược truyền xuống hệ đà giáo mở rộng trụ Khi thi công các khối đúc hẫng còn lại thì hoạt tảicủa xe đúc và tải trọng thi công mới gây ra nội lực trong các khối đúc kể cả trên đốt K0

Hoạt tải thi công bao gồm tải trọng xe đúc FT = 980kN, đặt giữa khối đúc đang thi công,tải trọng thi công phân bố theo chiều dọc cầu CLL = 8.448kN/m

Moment do hoạt tải thi công trên khối đúc thứ i gây ra tại mặt cắt thứ j:

Trang 33

3.4.4 Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt trong quá trình đúc hẫng các đốt dầm

Tồ hợp moment tại các mặt cắt  DC CLL,CE

Trong đó: γCLL = 1.5, γDC,max = 1.25, γDC,min = 0.9

Nội lực trong quá trình đúc hẫng (kNm) (CS1 ÷ CS10)

Mô hình tính toán với phần mềm cho ta kết quả

* Khi đúc đốt K1: (CS1)

Sơ đồ tải trọng

Trang 34

Kết quả nội lực:

Tương tự cho tới khi thi công xong đốt K10

Tĩnh tải thi công :

Hoạt tải thi công :

Kết quả nội lực :

Biểu đồ moment

Trang 35

Biểu đồ lực cắt

3.4.5 Hạ gối hiệu chỉnh nội lực dầm :

Do nội lực trong quá trình đúc hẫng khi tổ hợp có sự bất hợp lý so với sơ đồ làm việc củadầm liên tục ( giữa nhịp chịu moment âm ) Do đó, cần hạ gối cưỡng bức để đưa nội lực về đúng

lý thuyết ( giữa nhịp chịu moment dương ) Ở thiết kế này ta hạ gối một đoạn là 200mm

* Ta có bảng kết quả nội lực trong giai đoạn thi công hẫng:

Trang 36

Momen max tương giai đoạn:

Trang 37

3900 0 3900

Hình 3.14 Biểu đồ moment trong quá trình đúc hẫng các đốt dầm

3.5 DIỄN BIẾN NỘI LỰC TRONG QUÁ TRÌNH HỢP LONG

Với trình tự thi công như đã nêu trong mục 3.4, ta tiến hành xác định nội lực trong kết cấu nhịp ứng với các tình huống thay đổi sơ đồ kết cấu khi hợp long như sau đây

3.5.1 Hợp long nhịp biên

Đối với hợp long nhịp biên, ta lần lượt xác định nội lực trong các tình huống bê tông của đốt hợp long có trạng thái như mô tả bên dưới đây

3.5.1.1 Bê tông chưa đông cứng – HLB1

Sơ đồ tính toán trong tình huống này vẫn là sơ đồ khung T, nội lực xác định như bên dưới:

Moment do tải trọng hợp long biên gây ra tại mặt cắt thứ j’:

Trong đó: li (m) chiều dài của khối đúc thứ i

lHLB = 2m chiều dài đốt hợp long biên

j’ mặt cắt đối xứng với mặt cắt thứ j qua đường tim trụ cầu

Moment và lực cắt tại các mặt cắt khi bê tông đốt long biên chưa đông cứng – HLB1

Sơ đồ làm việc trong giai đoạn này

Trang 38

Biểu đồ moment :

Biều đồ lực cắt

Hình 3.15 Biểu đồ moment trong tình huống HLB1

3.5.1.2 Bê tông đã đông cứng – HLB2

Trong tình huống này, sơ đồ tính toán là khung T siêu tĩnh có 1 mút hẫng liên kếtkhớp di động Sử dụng phần mềm MIDAS Civil 2006, tính theo phương pháp phần tửhữu hạn

Biều đồ moment

Trang 39

Biều đồ lực cắt

Trang 40

Biểu đồ lực cắt :

3.5.2 Hợp long nhịp giữa

3.5.2.1 Khi bê tông đốt hợp long chưa đông cứng – HLG1

Sơ đồ tính là dầm giản đơn có đầu thừa, như đã trình bày, tải trọng bao gồm:

 Trọng lượng xe đúc FT = 980kN

 Trọng lượng bản thân của nửa đốt hợp long chưa đông cứng và trọng lượng thiết

bị thi công rải đều CLL qui về lực tập trung tại mặt tiếp giáp giữa đốt K11 và đốtHLG

Hình 3.17 Sơ đồ tính khi bê tông đốt hợp long giữa chưa đông cứng

Sơ đồ làm việc trong giai đoạn này

Biểu đồ moment :

Định dạng
Số trang	118
Dung lượng	4,49 MB
File đính kèm	Thiet-ke-cau-dam-lien-tuc-btct-dul-thi-c.rar (14 MB)

THIẾT kế cầu dầm LIÊN tục BTCT dưl THI CÔNG THEO PHƯƠNG PHÁP đúc HẪNG cân BẰNG

THI CƠNG KẾT CẤU NHỊP