Đồ Án Thiết Kế Cầu Bê Tông Cốt Thép Dự Ứng Lực L=28m

4.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải Sơ đồ tính vμ vị trí tính nội lực Theo Điều A.4.6.2.1 : Khi áp dụng theo phương pháp giải phải lấy mô men dương cực trị để đặt tải cho tất c

2 Chiều cao kết cấu nhịp tối thiểu (A2.5.2.6.3-1)

3 Xác định chiều rộng bản cánh hữu hiệu (A.4.6.2.6)

3.1 Đối với dầm giữa

3.2 Đối với dầm biên

4 Tính toán bản mặt cầu

4.1 Phương pháp tính toán nội lực bản mặt cầu

4.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải

4.3 Xác định nội do hoạt tải và người đi bộ

4.4 Vật liệu thiết kế cho bản mặt cầu

4.5 Tính toán cốt thép chiu lực

5 Tính toán nội lực dầm chủ do tĩnh tải

5.1 Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ

5.2 Các hệ số cho tĩnh tải γp (Bảng A.3.4.1-2)

5.3 Xác định nội lực

6 Nội lực dầm chủ do hoạt tải

6.1 Tính toán hệ số phân phối hoạt tải theo làn

6.2 Tính toán hệ số phân phối của tải trọng người đi bộ

6.3 Xác định nội lực

7 Các đặc trưng vật liệu cho dầm chủ

9.3 Mất mát do tụt neo

9.4 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

9.5 Mất mát ứng suất do co ngót (A.5.9.5.4.2)

9.6 Mất mát ứng suất do từ biến

9.7 Mất mát do dão thép ứng suất trước

10 Kiểm toán theo - Trạng thái giới hạn cường độ I

10.1 Kiểm toán Cường độ chịu uốn

10.2 Kiểm tra hàm lượng cốt thép ứng suất trước

10.3 Tính cốt đai và kiểm toán cắt theo trạng thái giới hạn CĐ1

10.4 Kiểm toán dầm theo trạng thái giới hạn sử dụng

11 Tính toán dầm ngang

11.1 Nội lực do tải trọng cục bộ (hoạt tải) gây ra

11.2 Nội lực do tải trọng phân bố (tĩnh tải)

11.3 Bố trí cốt thép

11.4 Duyệt cường độ kháng uốn

11.5 Duyệt cường độ kháng cắt

12 Tính độ võng cầu

12.1 Tính độ võng lực DƯL

12.2 Tính độ võng do tải trọng thường xuyên (tĩnh tải)

12.3 Tính độ võng tức thới do hoạt tải có xét lực xung kích

1 Chọn tiết diện mặt cắt dầm chủ

1.1 Bố trí chung mặt cắt ngang cầu

Tổng chiều dμi toμn dầm lμ 28 mét, để hai đầu dầm mỗi bên 0.3 mét để kê gối Như vậy chiều dμi nhịp tính toán của nhịp cầu lμ 27.4 mét

Cầu gồm 6 dầm có mặt cắt chữ I chế tạo bằng bêtông có fc’=40MPa, bản mặt cầu có chiều dμy 18cm, được đổ tại chỗ bằng bêtông fc’=35MPa, tạo thμnh mặt cắt liên hợp Trong quá trình thi công, kết hợp với thay đổi chiều cao đá kê gối để tạo dốc ngang thoát nước Lớp phủ mặt cầu gồm có 3 lớp: lớp phòng nước có chiều dμy 0,4cm,, lớp bêtông Asphalt trên cùng

có chiều dμy 7cm Lớp phủ được tạo độ dốc ngang bằng cách kê cao các gối cầu

Dầm chủ có tiết diện hình chữ I với các kích thước sau:

- Chiều cao toμn dầm: 1600mm

- Chiều dμy sườn dầm: 200mm

- Chiều rộng bầu dầm: 600mm

- Chiều cao bầu dầm: 250mm

- Chiều cao vút của bụng bầu dầm: 200mm

- Chiều rộng cánh dầm: 800mm

- Phần gờ dỡ bản bêtông đổ trước: 100mm (mỗi bên)

Các kích thước khác như hình vẽ:

20

60

80 60

Mặt cát dầm chủ Mặt cắt tại gối (Mở rộng sườn dầm)

2 Chiều cao kết cấu nhịp tối thiểu (A2.5.2.6.3-1)

Yêu cầu: hmin=0,045.L Trong đó ta có:

L: Chiều dμi nhịp tính toán L=27400mm

hmin: chiều cao tối thiểu của kết cấu nhịp k cả bản mặt cầu,

hmin=1600+180=1780mm

suy ra: hmin=0,045.L=0,045.27400=1233mm< h= 1600mm => Thỏa mãn

3 Xác định chiều rộng bản cánh hữu hiệu (A.4.6.2.6)

3.1 Đối với dầm giữa

Bề rộng bản cánh hữu hiệu có thể lấy giá trị nhỏ nhất của

= 2560

+ Khoảng cách trung bình giữa các dầm kề nhau (S= 2500)- Khống chế

3.2 Đối với dầm biên

Bề rộng cánh dầm hữu hiệu có thể được lấy bằng 1/2 bề rộng hữu hiệu của dầm kề trong(=2500/2=1250) cộng trị số nhỏ nhất của

+ 1/8 chiều dμi nhịp hữu hiệu(= 3425

2/200

=1280

+ Bề rộng phần hẫng( =750) Khống chế

Kết luận: Bề rộng bản cánh dầm hữu hiệu Bảng 3

Dầm giữa (bi) 2500 mm Dầm biên (be) 2500 mm

4 Tính toán bản mặt cầu

13000

Mặt cắt ngang cầu(TL:1:20)

4.1 Phương pháp tính toán nội lực bản mặt cầu

áp dụng phương pháp tính toán gần đúng theo Điều 4.6.2(AASHTO98)

Mặt cầu có thể phân tích như một dầm liên tục trên các gối lμ các dầm chủ

4.2 Xác định nội lực bản mặt cầu do tĩnh tải

Sơ đồ tính vμ vị trí tính nội lực

Theo Điều (A.4.6.2.1) : Khi áp dụng theo phương pháp giải phải lấy mô men dương cực trị

để đặt tải cho tất cả các vùng có mô men dương, tương tự đối với mô men âm do đó ta chỉ cần xác định nội lực lớn nhất của sơ đồ Trong dầm liên tục nội lực lớn nhất tại gối vμ giữa nhịp

Do sơ đồ tính lμ dầm liên tục 3 nhịp đối xứng, vị trí tính toán nội lực lμ: a, b, c, d, e,f như hính

vẽ

Theo Điều (A.4.6.2.1.6): “Các dải phải được coi như các dầm liên tục hoặc dầm giản đơn chiều dμi nhịp phải được lấy bằng khoảng cách tâm đến tâm giữa các cấu kiện đỡ Nhằm xác

định hiệu ứng lực trong các dải , các cấu kiện đỡ phải được giả thiết lμ cứng vô hạn

Các tải trọng bánh xe có thể được mô hình hoá như tải trọng tập trung hoặc như tải trọng vệt mμ chiều dμi dọc theo nhịp sẽ lμ chiều dμi của diện tích tiếp xúc được chỉ trong điều (A.3.6.1.2.5) cộng với chiều cao của bản mặt cầu, ở đồ án nμy coi các tải trọng bánh xe như tải trọng tập trung

Xác định nội lực do tĩnh tải

Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo Bảng (A.3.5.1.1) AASSHTO

Tĩnh tải tác dụng lên bản mặt cầu gồm các tĩnh tải rải đều do TTBT của bản mặt cầu, TTBT của lớp phủ, lực tập trung do lan can tác dụng lên phần hẫng

Đối với tĩnh tải, ta tính cho 1 mét dμi bản mặt cầu

Thiết kế bản mặt cầu dμy 180mm, tĩnh tải rải đều do TTBT bản mặt cầu:

gDC(bmc)=180.1000.24.10-6= 4,32 KN/m

Thiết kế lớp phủ dμy 74mm, tĩnh tải rải đều do TTBT lớp phủ:

gDW=74.1000.22,5.10-6=1,665 KN/m

Tải trọng do lan can cho phần hẫng: Thực chất lực tập trung quy đổi của lan can không đặt

ở mép bản mặt cầu nhưng để đơn giản tính toán vμ thiên về an toμn ta coi đặt ở mép

gDC(Lan can)= 4,148 KN/m

+ Để tính nội lực cho các mặt cắt a, b, c, d, e,f ta vẽ đường ảnh hưởng của các mặt cắt rồi xếp tải lên đương ảnh hưởng Do sơ đồ tính toán bản mặt cầu lμ hệ siêu tĩnh bậc cao nên ta sẽ dùng chương trình MIDAS để vẽ DAH vμ từ đó tính toán nội lực tác dụng lên bản mặt cầu + Công thức xác định nội lực tính toán:

MU=η (γP.M DC1 + γP M DC2 +γP M DW )

η : Hệ số liên quan đến tính dẻo, tính dư, vμ sự quan trọng trong khai thác xác định theo

Điều 1.3.2

η=ηiηDηR≥ 0,95

Hệ số liên quan đến tính dẻo ηD = 0,95 (theo Điều 1.3.3)

Hệ số liên quan đến tính dư ηR = 0,95 (theo Điều 1.3.4)

Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác ηi = 1,05 (theo Điều 1.3.5)

=> η = 1,05.0,95.0,95 = 0,95

γp: Hệ số tĩnh tải (Bảng A.3.4.1-2)

4.2.1 Nôi lực mặt cắt a

Mômen tại mặt cắt a lμ mômen phần hẫng

lan can

Bản mặt cầu Lớp phủ

Sơ đồ tính dạng công xon chịu uốn

10.2

)5001250.(

10

.2

1250.1250

6

2

Ư 6

) (

W D p bmc

DC

γ

η

Trong THGH C§1

10.2

5,1.750.750.665,110

.2

25,1.1250.1250.32

1.750.750.665,110

.2

1.1250.1250.32

M =η (γ.M + γ M +γ M )

Trên phần Đah dương:

Với bản mặt cầu lấy hệ số γp= 1,25 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD

Với lớp phủ lấy hệ số γp= 1,5 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD

Trên phần Đah âm:

Với bản mặt cầu lấy hệ số γp= 0,9 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD

Với lớp phủ lấy hệ sô γp= 0,65 trong THGH CĐ1, bằng 1 trong THGH SD

Sau khi giải sơ đồ bằng MIDAS kết quả mô men Mb trong bảng dưới đây

f + 2.3079 0.8895 2.8848 1.3343

4.3 Xác định nội do hoạt tải và người đi bộ

Tải trọng thiết kế dùng cho bản mặt cầu vμ quy tắc xếp tải

áp dụng quy định của Điều 3.6.1.3.3 (AASHTO98) :

Do nhịp của bản S=2500<4600mm phải được thiết kế theo các bánh xe của trục 145KN Tải trọng bánh xe phải được giả thiết lμ bằng nhau trong phạm một đơn vị trục xe vμ sự tăng tải trọng bánh xe do các lực ly tâm vμ lực hãm không cần đưa vμo tính toán bản mặt cầu

Xe tải thiết kế hoặc xe hai bánh thiết kế phải bố trí trên chiều ngang sao cho tim của bất kỳ tải trọng bánh xe nμo cũng không gần hơn (3.6.1.3.1) :

+ 300mm tính từ mép đá vỉa hay lan can: Khi thiết kế bản mút thừa

+ 600mm tính từ mép lμn xe thiết kế: Khi thiết kế các bộ phận khác

Do cầu không có dải phân cách xe thiết kế có thể đi vμo phần bộ hμnh

Khi xếp xe lên đường ảnh hưởng sao cho gây ra hiệu ứng lực cực hạn cả âm vμ dương

Bề rộng dải tương đương :áp dụng Điều 4.6.2.1.3

X = Khoảng cách từ tải trọng đến điểm gối tựa (mm), X=450 mm

S = Khoảng cách của trục cấu kiện đỡ

4.3.1 Néi lùc do Truck Load

Do TruckLoad vμ TendomLoad cã kho¶ng c¸ch 2 trôc theo chiÒu ngang cÇu nh− nhau(1800mm) nh−ng TruckLoad cã trôc sau(145 KN) nÆng h¬n TendomLoad(110 KN) nªn

ta chØ tÝnh néi lùc trong b¶n mÆt cÇu do TruckLoad

VÏ §−êng ¶nh h−ëng vμ xÕp t¶i

d

e

f

Sơ đồ tính mômen phần hẫng của bản mặt cầu

+ Công thức xác định mômen trong THGH CĐ1 cho 1 mét

dμi bản mặt cầu:

MTruckLoad+=

035.2

.25,1.5,72.75,195,0)

1(

SW

y IM

γη

MTruckLoad-=

845,1

.25,1.5,72.75,195,0)

1(

SW

y IM

=

∑+

ư

γη

MTruckLoadhẫng=

515,1.2

.5,72.25,1.75,195,0

2

)

1(

SW

x IM

P i

=

++

γη

Trong đó γ=1,75 (Xem phần 7), η=0,95

yi: Tung độ đường ảnh hưởng

515.1.2

450,0.25,1.5,72.75,195,

)092.05.0.(

25,1.5,72.75,195,

845,1

)184.0250.0.(

25,1.5,72.75,195,

035.2

)074.0433.0.(

25,1.5,72.75,195,

845,1

)197.0201.0.(

25,1.5,72.75,195,

035.2

)074.0428.0.(

25,1.5,72.75,195,

Bảng kết quả mômen tại các mặt cắt do TruckLoad Bảng 4.3.1-a

Trạng thái gới hạn cường độ 1 Mặt cắt

Giá trị(KNm) -22,376 17.26 -35.44 26.58 -32.5 14.97

+ Công thức xác định mômen trong THGH SD cho 1 mét dμi bản mặt cầu:

3 00 P=72,5/2

035.2

.25,1.5,72.195,0)

=

∑+

+

γη

MTruckLoad-=

845,1

.25,1.5,72.195,0)

1(

SW

y IM

=

∑+

ư

γη

MTruckLoadhẫng=

515,1.2

.5,72.25,1.195,0

2

)

1(

SW

x IM

P i

=

++

γη

Trong đó γ=1(Bảng A3.4.1-2), η=0,95, yi: tung độ đường ảnh hưởng

Bảng kết quả mômen tại các mặt cắt do TruckLoad Bảng 4.3.1-b

Trạng thái gới hạn sử dụng Mặt

Đối với cấu kiện chịu uốn khi sự phân bố ứng suất gần đúng theo hình chữ nhật như quy

định của Điều 5.7.2.2 thì Mn xác định Điều 5.7.3.2.3

(85.02

'2

' '

r w c s

y s s

y s ps

ps

n

h a h b b f

a d f A

a d f A

a d f

Trong đó:

AS = Diện tích cốt thép chịu kéo không ứng suất trước (mm2)

f = Giới hạn chảy qui định của cốt thép (Mpa)

dS = Khoảng cách tải trọng từ thớ nén ngoμi cùng đến trọng tâm cốt

thép chịu kéo không ứng suất trước (mm)

A'S = Diện tích cốt thép chịu nén (mm2)

f'y = Giới hạn chảy qui định của cốt thép chịu nén (Mpa)

d'p = Khoảng cách từ thớ ngoμi cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép

chịu nén (mm)

f'

c = Cường độ chịu nén qui định của bê tông ở tuổi 28 ngμy (Mpa)

b = Bề rộng của mặt chịu nén của cấu kiện (mm)

bw = Chiều dμy của bản bụng hoặc mặt cắt tròn (mm)

β1 = Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất qui định trong điều (A.5.7.2.2)

h1 = Chiều dμy cánh chịu nén của cấu kiện dầm I hoặc T(mm)

a = cβ1 ; chiều dμy của khối ứng suất tương đương (mm) điều (A.5.7.2.2)

b f

f A b

f

f A f A f A c

a

c

y s

w c

y c y s ps ps

' 1

1 '

' ' 1

85.085

Theo trạng thái giới hạn cường độ I Cốt thép phải bố trí sao cho mặt cắt đủ khả năng chịu lực

4.5.1 Bố trí cốt thép chịu mômen âm của bản mặt cầu(cho 1 mét dài bmc) và kiểm toán theo THGH Cường độ 1

+ Không xét đến cốt thép chịu nén (sẽ bố trí cho mômen dương của bản mặt cầu)

+ Mômen tính toán cho mômen âm của bản mặt cầu

=1005,312mm2

=

f c

y s

b f

f A c

Mr=φ.Mn=0,9 46.091 = 41.482 KNm > Mu=35.32KNm => (Thoả mãn)

Vậy mặt cắt thoả mãn về cường độ

+ Kiểm tra lượng cốt thép tối đa (A.5.7.3.3.1)

Phải thoả mãn điều kiện ≤0.42

e d c

de = dP =112 mm (Do coi Aps = 0 (A.5.7.3.3.1-2))

c: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoμi cùng đến trục TH, c=7,096 mm

e d

c

=112

096,7

= 0.063 < 0,42 => Thoả mãn

Vậy mặt cắt giữa nhịp thoả mãn về hμm lượng thép tối đa

+ Lượng cốt thép tối thiểu

Mr > min ( 1,2Mcr, 1,33Mu) (Điều A.5.7.3.3.2)

Trong đó Mcr : Sức kháng nứt được xác định trên cơ sở phân bố phân bố ứng suất đμn hồi

vμ cường độ chịu kéo khi uốn, fr (A.5.4.2.6)

fr =0.63 f c' =0.63 35=3.727Mpa

Trong trạng thái GHSD, ở trạng thái cuối cùng(mc liên hợp), ƯS kéo BT ở đáy dầm do các loại tải trọng lμ:

312,1005180

.1000

68.312,100590

.1000.180+

312,1005)

126.8790.(

180.100012

180

1000

ư+

ư

7.487854524

126.87

*005.23

Mcr=

126.87

10.7.487854524

224

=1.254 KNm

Vậy min ( 1.2Mcr, 1.33Mu)=min(1.505 ,30.596)= 1.505 KNm

=> Mr > 1.505 Thoả mãn

Vậy mặt cắt thoả mãn về hμm lượng thép tôi thiểu

Cự ly tối đa giữa các thanh cốt thép

Theo Điều (A.5.10.3.2) Trong bản cự ly giữa các cốt thép không được vượt quá 1,5 chiều dμy cấu kiện hoặc 450mm

Smax ≤ 1,5x180=270 (mm)

4.5.2 Bố trí cốt thép dương cho bản mặt cầu( cho 1 mét dài bmc) và kiểm toán theo THGH Cường độ 1

+ Không xét đến cốt thép chịu nén (bố trí cho mômen âm của bản mặt cầu)

+ Mômen tính toán cho mômen dương của bản mặt cầu

420.312,100585

=

f c

y s

b f

f A c

Mr=φ.Mn=0,9 46.091 = 41.182 KNm > Mu=26.53KNm => (Thoả mãn)

Vậy mặt cắt thoả mãn về cường độ

+ Kiểm tra lượng cốt thép tối đa (A.5.7.3.3.1)

Phải thoả mãn điều kiện ≤0.42

e d c

de =dP =112 mm (Do coi Aps = 0 (A.5.7.3.3.1-2))

c: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoμi cùng đến trục TH, c=9,952

e d

c

=112

096.7

=0,051<0,42 Thoả mãn

Vậy mặt cắt thoả mãn về hμm lượng thép tối đa

+ Lượng cốt thép tối thiểu

Mr > min ( 1.2Mcr, 1.33Mu) (Điều A5.7.3.3.2)

Trong trạng thái GHSD, ở trạng thái cuối cùng(mc liên hợp), ƯS kéo BT ở đáy dầm do các

200000

312,1005180

.1000

68.312,100590

.1000.180+

312,1005)

126.8790.(

180.100012

180

1000

−+

−

7.484754524

126.87

*7.16

Mcr=

126.87

10.7.484754524

747

=4.182 KNm

Vậy min ( 1.2Mcr, 1.33Mu)=min(5.019 ; 22.21)= 5.019 KNm

=> Mr > 5.019 Thoả mãn

Vậy mặt cắt thoả mãn về hμm l−ợng thép tôi thiểu

Cự ly tối đa giữa các thanh cốt thép

Theo Điều 5.10.3.2 Trong bản cự ly giữa các cốt thép không đ−ợc v−ợt quá 1.5 chiều dμy cấu kiện hoặc 450mm

Smax ≤ 1,5x180=270 (mm)

4.5.3 Bố trí cốt thép âm cho phần hẫng của bản mặt cầu( cho 1m dài bmc) và kiểm toán theo THGH CĐ 1

Để thận tiên cho thi công: Bố trí 2 mặt phẳng lưới cốt thép cho bản mặt cầu nên cốt thép

âm cho phần hẫng được bố trí giống cốt thép âm(5 thanh φ16) Chỉ tiến hμnh kiểm toán

+ Mômen tính toán cho mômen âm của bản mặt cầu

Mu=25.002 (Xem bảng trên)

Do mômen tính toán Mu < Mômen tính toán của mômen âm của bản mặt cầu nên chắc chắn các kiểm toán trong kiểm toán về cường dộ thoả mãn

4.5.4 Bố trí cốt thép co ngót và nhiệt độ

Theo Điều A.5.10.8 cốt thép cho các ứng suất co ngót vμ nhiệt độ phải được đặt gần bề mặt

bê tông lộ ra trước các thay đổi nhiệt độ hμng ngμy Đối với các cấu kiện mỏng hơn 1200mm diện tích cốt thép mỗi hướng không được nhỏ hơn:

y

g S

A A

4.5.5 Kiểm tra bản mặt cầu theo trạng thái giới hạn sử dụng (kiểm toán nứt)

Theo Điều A.5.5.2 các vấn đề phải kiểm tra theo trạng thái giới hạn sử dụng lμ nứt , biến dạng vμ ứng suất trong bê tông

Do nhịp của bản nhỏ vμ không có thép dự ứng lực nên trong đồ án nμy chỉ kiểm toán nứt

đỗi với bản mặt cầu theo Điều 5.7.3.4

Các cấu kiện phải được cấu tạo sao cho ứng suất kéo trong cốt thép ở trạng thái giới hạn sử dụng fsa không được vượt quá

Z f

f

c sa

s ≤ = 1/3 ≤0,6 (A.5.7.3.4-1) Trong đó :

dc =chiều cao phần bê tông tính từ thớ ngoμi cùng chịu kéo cho đến tâm của thanh hay sợi

đặt gần nhất ; nhằm mục đích tính toán phải lấy chiều dμy tĩnh của lớp bê tông bảo vệ dckhông lớn hơn 50 mm

Z = Thông số bề rộng vết nứt (N/mm)

Lấy Z= 23000 N/mm đối với các cấu kiện trong môi trường khác nghiệt vμ khi thiết kế theo phương ngang

+fsa = ứng suất kéo trong cốt thép ở trạng thái giới hạn sử dụng

+A = Diện tích phần bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịu kéo vμ được bao bởi các mặt cắt cuả mặt cắt ngang vμ đường thẳng song song với trục trung hoμ, chia cho

số lượng của các thanh hay sợi (mm2)

4.5.5.1 Kiểm tra nứt đối với mô men dương

Mô men dương lớn nhất lμ M = 16.7KNm/m (Xem bảng 4-b)

Xác định vị trí trục trung hoμ :

+ Lấy mômen tĩnh với trục qua cạnh dưới của mặt cắt:

''

2 h h n A d n A d

b

=1000.180.90+

202.29910

200000

.1005,312.(180-62)+

202.29910200000

1005,312.28

=17184441.4 mm3

+ Diện tích mặt cắt

'

.h n A s n A s

b

202.29910

200000

.1005,312+

202.29910

2 3

)'(')

()

2.(

h y h b

bh

2 2

3

)8185.88118.(

312,1005202.29910

200000)

8185.8890.(

180.100012

312,1005202

10)

288185.88.(

7.16202.29910

23000

3 / 1 3

/

=

do vậy lấy fsa=0.6fy =252 Mpa > fS = 13.14 Mpa (Thoả mãn)

4.5.5.2 Kiểm tra nứt đối với mô men âm

Mô men âm lớn nhất lμ M= -23.005 KNm/m

Khoảng cách từ TTH đến mép trên của mặt cắt: y=180-88.8185=91.1815 mm

ứng suất trong cốt thép ở mép trên bản :

Mpa I

10)

621815.91.(

005.23202.29910

(

23000

3 / 1 3

/

=

do vậy lấy fsa=207 Mpa > fS = 8.685 Mpa Thoả mãn

Vậy bản mặt cầu thoả mãn điều kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng

4.5.6 Kiểm tra bố thép theo thiết kế kinh nghiệm

Phải đặt lớp cốt thép đảng hướng ,fy ≥ 400Mpa

Cốt thép phải cμng gần các mặt ngoμi cμng tốt

Lớp đáy : Số lượng thép tối thiểu cho mỗi lớp bằng 0,57 mm2/mm Theo thiết kế trên cốt thép theo phương chính 1,11mm2/mm vμ theo phương dọc lμ 0,8 mm2/mm > 0,57mm2/mm ( thoả mãn)

Lớp đỉnh : Số lượng thép tối thiểu cho mỗi lớp bằng 0,38 mm2/mm Theo thiết kế trên cốt thép theo phương chính 1,11mm2/mm vμ theo phương dọc lμ 0,22 mm2/mm < 0,38mm2/mm

=>phải bố trí cốt thép theo phương dọc, chọn No10 @200 As= 0.5mm2/mm

Khoảng cách lớn nhất giữa cốt thép lμ 450mm

No15 @250 số thanh 804/25+1 =33 thanh =>tổng diện tích 330.200 = 6600mm2

>4824mm2

Lớp trên bố No10@250

Cốt thép theo phương ngang cầu:

Tổng diện cốt thép As= 0.5%(diện tích của cánh ) = 0.5(150)(8 040) = 6300mm2

Tĩnh tải : Tĩnh tải giai đoạn 1 DC1vμ tĩnh tải giai đoạn 2 (DC2+ DW)

Hoạt tải gồm cả lực xung kích(IL+IM) : Xe HL 93

Nội lực do căng cáp ứng suất trước

Ngoμi ra còn các tải trọng: Co ngót, từ biến, nhiệt độ, lún, gió, động đất

Trong khuôn khổ đồ án sinh viên không xét đến các tải trọng nμy

5.1 Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ

Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo bảng (A.3.5.1.1) AASHTO,giả thuyết tĩnh tĩnh tải phân

bố đều cho mỗi dầm, riêng lan can thì một mình dầm biên chịu

γ Trọng lượng riêng của dầm, γ=24 KN/m3

γ Ag – Diện tích mặt cắt ngang của dầm khi chưa mở rộng Với kích thước đã chọn như trên, ta tính được Ag=594000 mm2 Do dầm có mở rộng về 2 phía gối(xem bản vẽ) nên tính thêm phần mở rông ta có được trọng lượng bản thân của dâm chủ gDC1(dc) = 14,3394 KN/m

+ Tải trọng do dầm ngang: DC1 dn

Theo chiều dọc cầu bố trí 5 dầm ngang(xem bản vẽ), theo chiều ngang cầu bố trí 4 dầm

ngang, suy ra tổng số dầm ngang = 5.4=20

696.12

*20

24.10.28000)

80.9505.80.1900

+ Tải trọng do bản mặt cầu

Bản mặt cầu dμy 180mm, rộng 15000mm

gDC(bmc)=

6

10.24.15000

200 300

+ T¶i träng do lan can

DC2 : Träng l−îng lan can xuÊt hiÖn ë giai ®o¹n

khai th¸c sau c¸c mÊt m¸t

Ta sö dông lo¹i lan can theo tiªu chuÈn AASHTO

=> TÜnh t¶i DC2 t¸c dông cho dÇm biªn

5.2 C¸c hÖ sè cho tÜnh t¶i γp (B¶ng A3.4.1-2) B¶ng 5.2

DC: Cấu kiện vμ các thiết bị phụ 1,25/0,9 1

5.3 Xác định nội lực

Ta tính toán nội lực dầm chủ tại 4 mặt cắt: MC giữa nhịp, MC 1/4 nhịp, MC cách gối 0,8m

vμ MC gối

Để xác định nội lực, ta vẽ đường ảnh hưởng cho các MC cần tính rồi xếp tĩnh tải rải đều lên

đường ảnh hưởng Nội lực được xác định theo công thức:

+ Mômen: Mu= η.γp.ω.g

+ Lực cắt: Vu= η.g(γp.ω+-.γp.ω

-) (Tương tự như tính toán bản mặt cầu với mục đích tạo ra hiệu ứng tải lớn nhất)

Trong đó: ω- Diện tích đường ảnh hưởng mômen tại mặt cắt đang xét

ω+

-Diện tích đường ảnh hưởng lực cắt dương tại mặt cắt đang xét

ω+-Diện tích đường ảnh hưởng lực cắt âm tại mặt cắt đang xét

η: Hệ số liên quan đến tính dẻo, tính dư, vμ sự quan trọng trong khai thác xác định theo Điều (A.1.3.2)

η=ηiηDηR ≥ 0,95

Hệ số liên quan đến tính dẻo ηD = 0,95 theo Điều (A.1.3.3)

Hệ số liên quan đến tính dư ηR = 0,95 theo Điều (A.1.3.4)

Hệ số liên quan đến tầm quan trọng khi khai thác ηi = 1,05theo Điều (A.1.3.5)

Vậy: η = 0,95

5.3.1 Tính Mômen

+ Đường ảnh hưởng mômen mặt cắt giữa nhịp

- Trạng thái giới hạn cường độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn sử dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn cường độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn sủ dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn cường độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn sủ dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn cường độ 1

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

- Trạng thái giới hạn sử dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Vu=0,95[1.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC1(dn)+gDC1(đỡ))ω+- 1.(gDC1(bmc)+gDC1(dc)+gDC1(dn)+

+gDC1(đỡ))ω-+ (1.gDW.ω+ - 1.gDW.ω-)]

Vu= 0,95[1.(10,8+14,3394+1,5445+3,344)3,425 –

- 1.(10,8+14,3394+1,5445+3,344)3,425+(1.3,885.3,425 -1.3,885.3,425)] = 0 KN Dầm ngoμi (chịu toμn bộ tải trọng do lan can)

TTGH

SD

TTGH CĐ1

TTGH

SD

TTGH CĐ1

TTGH

SD Dầm

trong 44.94 0 293.41 246.35 530.65 413.26 564.36 631.84

Dầm

ngoμi 49.665 0 328.33 247.68 594.61 466.04 441.37 495.36

6 Nội lực dầm chủ do hoạt tải

6.1 Tính toán hệ số phân phối hoạt tải theo làn

Quy trình AASHTO (1998) đề cập đến phương pháp gần đúng được dùng để phân bố hoạt

tải cho từng dầm (AASHTO LRFD 4.6.2.2.2) Không dùng hệ số lμn của Điều 3.6.1.1.2 với

phương pháp vì các hệ số đó đã được đưa vμo trong hệ số phân phối ,trừ khi dùng phương

pháp mô men tĩnh hoặc các phương pháp đòn bẩy

Những kích thước liên quan :

Chiều cao dầm: H = 1600mm; Khoảng cách của các dầm: S=2500mm; Chiều dμi nhịp:

L=27400mm; Khoảng cách từ tim của dầm biên đến mép trong của lan can: de=1250- 500 = 750mm

Dầm I thuộc phạm vi áp dụng những công thức gần đúng của qui định AASHTO(Theo

bảng 4.6.2.21 vμ 4.6.2.2a-1) Hệ số phân bố hoạt tải được tính như sau

a Hệ số phân phối hoạt tải theo lμn đối với mô men uốn

+ Đối với dầm giữa (AASHTO bảng 4.6.2.2.2b-1):

Một lμn thiết kế chịu tải :

430006

,0

(

1 , 0 3

3 , 0 4 , 0

s

g

Lt

K L

S S

2 , 0 6 , 02900

K L

S S

n= s 7

c

E

E = Es :modun đần hồi của thép

I momen quán tính của dầm

+ Đối với dầm biên (AASHTO Bảng 4.6.2.2.2.c-1)

Một lμn thiết kế chịu tải

Do cự ly theo chiều ngang cầu

của xe Truck vμ Tendom đều lμ 1800mm

nên ta có sơ đồ xếp tải nh− hình vẽ cho cả 2 xe

gm=

2

1,18)1,2.(0,46+

= 0.984 Khống chế Hai lμn thiết kế chịu tải

gm=e gbên trong trong đó

2800

e 0,77

2800 0,77 750

+ = 1.0378

gm=0.6417.1,0378= 0.666

b Hệ số phân phối hoạt tải theo lμn đối với lực cắt

+ Đối với dầm giữa (ASSHTO Bảng 4.6.2.2.3a-1):

Một lμn thiết kế chịu tải

25007600

25002,

0 =0.2953 Khống chế

+ Đối với dầm biên (AASHTO bảng 4.6.2.2.3b-1):

Một lμn thiết kế chịu tải

Sử dụng quy tắc đòn bẩy, tương tự như tính hệ số phân bố cho mômen ở trên ,ta có

gv=0.984 Khống chế

Hai lμn thiết kế chịu tải

gv = e gbên trong Trong đó

30006

2500

2000

1250 1

6.2 Tính toán hệ số phân phối của tải trọng người đi bộ

Sử dụng phương pháp đòn bẩy,

tính cho cả mômen vμ lực cắt, coi tải trọng phân bố người lμ lực tập trung:

g= 2*(1.3+0.5)/2=1.8 Vây hệ số phân phối của hoạt tải vμ người đi bộ:

Bảng 6.2 Dầm giữa Dầm biên

- Hoạt tải xe ôtô trên mặt cầu hay kết cấu phụ trợ (HL- 93) sẽ gồm một tổ hợp của :

+ Xe tải thiết kế hoặc hai trục thiết kế

+ Tải trọng lμn thiết kế

- Hiệu ứng lực của tải trọng lμn thiết kế không xét lực xung kích

- Quy tắc xếp tải (A.3.6.1.3)

• Hiệu ứng lực lớn nhất phải được lấy theo giá trị lớn hơn của các trường hợp sau :

+ Hiệu ứng của xe hai trục thiết kế tổ hợp với hiệu ứng tải trọng lμn thiết kế(HL93M) + Hiệu ứng của một xe tải thiết kế có cự ly trục bánh thay đổi như trong điều (A.3.6.1.2.2) tổ hợp với hiệu ứng của tải trọng lμn thiết kế (HL93K)

• Đối với các mômen âm giữa các điểm uốn ngược chiều khi chịu tải trọng rải đều trên các nhịp vμ đối phản lực gối giữa thì lấy 90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế có khoảng cách trục bánh trước xe nμy đến trục bánh sau xe kia lμ 15000mm tổ hợp 90% hiệu ứng của tải trọng lμn thiết kế ; khoảng cách giữa các trục 145KN của mỗt

xe tải phải lấy bằng 4300mm(HL93S)

• Các trục bánh xe không gây hiệu ứng lực lớn nhất đang xem xét phải bỏ qua

• Chiều dμi của lμn xe thiết kế hoặc một phần của nó mμ gây ra hiệu ứng lực lớn nhất phải được chất tải trọng lμn thiết kế

Tải trọng người đi bộ (PL)

- Tải trọng người đi bộ 3 KN/m2 (Điều A.3.6.1.5) phân bố trên 2m nên tải trọng rải đều của người đi bộ lμ 3.2 = 6 KN/m vμ phải tính đồng thời cùng hoạt tải xe thiết kế

* Sơ đồ tính: Sơ đồ tính của dầm chủ lμ dầm giản đơn nên khoảng cách giữa các trục của xe tải thiết kế Truck đều lấy = 4,3 m

110 KN

110 KN

1,2mx=0,6mHợp lực

* Cách xếp xe tải lên đường ảnh hưởng: Xếp xe sao cho hợp lực của các trục xe vμ trục

xe gần nhất cách đều tung độ lớn nhất của đường ảnh hưởng

6.3.1.1Do hoạt tảI xe HL93 gây ra

+ Đường ảnh hưởng mômen tại các mặt cắt

L/2 6.85 4.3363 6.4888 5.0638 35 145 145 1826.8975

6.3.1.2 Do hoạt tảI xe 2 truc gây ra (Tandem)

Vẽ đường ảnh hưởng tại các mặt cắt tính toán vμ tién hμnh xếp tảI ta cũng có bangr giá trí

6.3.1.3 Do hoạt tảI lμn gây ra

TảI trọng lμn la tảI trọg rảI đều trên toμn dầm với trị số P=9,3 KN/m

Vẽ đah tại các mặt cắt vμ tính momen tại các mặt cắt theo công thức sau: Mlane =9,3*w

trong đó w lμ diện tích đah

0.8 0.7766 10.64 9.3 98.952 6.3.1.4 Do tảI người gây ra

TảI trọng nguời lμ tảI trọng rảI đều trên toμn bộ chiều dμi dầm Mngười =6*w

Trong đó w lμ diện tích đah

6.3.2.1 DO hoạt tảI xe HL93 gây ra

Vẽ đah mômen tại các mặt cắt tính toán rồi tiến hành xếp tảI V truck =∑piyi

Trong đó Pi la trong lượng các trục xe

mặt cắt cách gối 0.8