thiết kế cầu theo đà giáo di động

Chiều cao hộp H: 2 L Chiều dài phần côngsol BMC C: Chiều dài C hợp lý là cân bằng được momen tại giữa nhịp và gối của dầm liên tục khi xét tiết diện 1m dãi bản của BMC.. − Mô hình hóa kế

CHƯƠNG 1:

CẤU TẠO SƠ BỘ

1 Tiết diện ngang

Chiều cao hộp (H):

2 L

Chiều dài phần côngsol BMC (C):

Chiều dài C hợp lý là cân bằng được momen tại giữa nhịp và gối của dầm liên tục khi xét tiết diện 1m dãi bản của BMC

1

4

=Chiều dầy bản nắp thay đổi từ mỏng đến dầy theo tiết diện đầu mút congsol đến gối, thông thường lấy khoảng 175mm > 250mm Ta chọn vị trí dầy nhất 600, vị trí mỏng nhất 250 Chiều dày sườn, là bộ phận chính chịu cắt, có bề rộng đủ cho việc đổ vàđầm betông, đủ để đặt các bó cáp DUL, được lấy theo công thức:

ong gen

350 400 max

3284 996 4940 996 3284

13500

6324 MẶT CẮT TẠI GỐI

Hình : Tiết diện ngang dầm hộp

Ngoài ra phải chọn kích thước dầm ngang để giữ ổn định cho 2 vách dầm hộp, và chịu lực tập trung truyền từ kết cấu nhịp xuống trụ cầu

+ Dầm ngang giữa nhịp chỉ có tác dụng cấu tạo: giữ ổn định sừơn dầm, ta chỉ đặt theo cấu tạo Kích thước 2200 x 300

+ Dầm ngang tại gối được kiểm toán chặt chẽ theo các trạng thái GH, để đảm bảo sự làm việc an toàn Kích thước 2200 x 2000

2000

dầm ngang giữa nhịp

300

dầm ngang tại trụ

Hình : Tiết diện dầm ngang

- Lắp dựng và hiệu chỉnh giàn MSS (hệ ván khuôn ngoài, thử tải hệ giàn)

- Cân chỉnh ván khuôn thành ngoài, cánh dầm

- Lắp đặt cốt thép đáy dầm hộp, cốt thép tường ngăn, cốt thép tường ngoài

- Lắp dựng ván khuôn trong

- Lắp đặt cốt thép, ống gen cho toàn bộ dầm

- Kiểm tra hiệu chỉnh lần cuối, nghiệm thu ván khuôn, cốt thép, ống gen

- Đổ bê tông dầm

- Bảo dưỡng bề mặt bê tông vừa đổ

- Sau khi bê tông đạt cường độ cho phép (khoảng 02 ngày) tiến hành tháo ván khuôn trong, cẩu xuống mặt đất, gia công chuẩn bị cho đoạn tiếp theo

- Sau khi có kết quả nén mẫu bê tông, sẽ căng kéo cáp ngang, cáp dọc

- Di chuyển hệ giàn MSS đến nhịp dầm tiếp theo

TÍNH TOÁN CHI TIẾT

CHƯƠNG 1:

BẢN MẶT CẦU Bản mặt cầu là phần bản nắp trên của dầm hộp đổ cùng lúc với dầm hộp Bêtong sử dụng là betông cấp 45 có pha thêm phụ da để đông cứng nhanh nhằm làm tăng tiến độ thi công Nhận xét :

− Khoảng cách giữa các dầm ngang khá lớn (>20m) => BMC làm việc theo phương ngang cầu Ta xét một dãi bản dài 1m theo phương dọc cầu

− Mô hình hóa kết cấu là một hệ khung để tính toán thiết kế cốt thép làm việc theo phương ngang cho toàn bộ mặt cắt ngang của dầm hộp

− Xem như toàn bộ hệ khung được kê lên 3 gối và có tiết diện tính toán là tiết diện nguy hiểm nhất : mặt cắt giữa nhịp ( tiết diện giữa nhịp có chiều dầy vách mỏng nhất )

Để đơn giản trong tính toán, ta quy đổi bản cánh về dạng cĩ tiết diện đều:

Việc quy đổi chiều dày cánh dựa trên sự tương đương về tiết diện, đồng thời giữ nguyên bề rộng cánh, còn chiều dày quy đổi được tính theo công thức :

− Chiều dày cánh quy đổi: 4780600 354

− Chiều cao mặt cắt ngang quy đổi: 1600 354 1954mm+ =

Ở đây ta không cần quan tâm tới chiều cao tiết diện bị thay đổi vì mục đích qui đổi là để đưa về mô hình tính toán dạng khung, chứ không phải để tính đặc trưng hình học

Trong đó:

4780600 là diện tích phần nắp như mô tả ở hình dưới (mm2)

Hình : Tiết diện sau qui đổi

Sơ đồ tính như sau :

Hình : Sơ đồ tính của bản mặt cầu

1 Tải trọng tác dụng :

1.1 Tải trọng ở TTGH CĐ :

a.Tỉnh tải :

Trọng lượng bản thân kết cấu (DC):

Tải trọng lớp phủ (DW):

Lớp phủ BT nhựa dày trung bình 70mm, trọng lượng lớp phủ tác dụng lên BMC dưới dạng lực phân bố:

70.1000.γDW 70.1000.2, 25.10 − 1, 575N mm/

Tải trọng của lan can, bó vỉa, gờ chắn bánh:

Plcan: TLBT của cột và thanh lan can

P1 : TLBT của lề bộ hành

P2 : TLBT của bó vỉa

P3 : TLBT của dãi phân cách

Hình : Lề bộ hành, bó vỉa, dãi phân cách

1 cột lan can nặng F .γs l 4800.7,85.10 660 − 5 248, 688N

s tt

F l L

-TLBT dãi phân cách (P3):

Trọng lượng của tường bêtông chia làm 3 phần:

Thanh lan can:

2 2

BMC có nhịp tính toán = 6,491m >4,6m => phải xét đến tải trọng làn

Vậy BMC phải xét tổ hợp hoạt tải như sau :

+ Xe 3 trục + tải trọng làn

+ Tải trọng người (Ppl)

Trong đó tải trọng người (PL) được qui đổi như sau :

Hoạt tải người đi bộ từ lề bộ hành truyền xuống BMC Tải trọng người là 1 tải phân bố trên

1 đơn vị diện tích bằng 3.10-3 N/mm2

Hình 3.3 : Tải trọng người

Tải phân bố theo phương ngang cầu trên phần bản lề bộ hành dài 1.2m, truyền xuống bản mặt cầu tại 2 gờ chắn bánh dưới dạng 2 lực tập trung được tính gần đúng như sau :

1.2 Tải trọng ở trạng thái giới hạn đặc biệt :

BMC phải được kiểm toán trong trường hợp xe va vào dãi phân cách, lực va xe được lấy theo tiêu chuẩn 22TCN272-05 Trong đồ án này, tải trọng tác dụng lên lan can cấp L-3 theo bảng 13.7.3.3-1, là lan can trên đường cao tốc, đường ôtô và các vùng kết hợp xe nặng và có tốc độ lớn nhất:

Các lực thiết kế và các Các mức độ thiết kế của lan can

Fv Thẳng đứng (kN) hướng xuống

Trong các bộ phận của lan can thì tường lan can có sức kháng lớn nhất, ta sẽ thiết kế bản hẫng theo sức kháng của tường lan can

2 Tổ hợp nội lực :

Kết quả nội được tính bằng phần mềm Midas Civil

Hình 3.3 : Mô hình hóa hệ khung trong Midas

Ta chỉ xét một số mặt cắt nguy hiểm sau :

4 4

1 1

2 2

6 6

5 5

3 3

Kết quả nội lực do các trường hợp tải :

2.1 Tĩnh tải :

Tỉnh tải giai đoạn 1 : (giai đoạn thi công)

Hình 3.3 : Biểu đồ momen do TLBT gây ra (MDC)

Bảng : Tổng kết momen do tĩnh tải giai đoạn 1 :

Moment-y (N*mm)

Tỉnh tải giai đoạn 2 : (giai đoạn sử dụng)

Hình 3.3 : Biểu đồ momen do DW gây ra (MDW)

Hình 3.3 : Biểu đồ momen do TLBT lan can+bó vỉa+dãi phân cách (Mp)

Bảng : Tổng kết momen không hệ số của tĩnh tải giai đoạn 2

Moment-y (N*mm)

8tinh tai gd2 J[8] -2581131.00

2.2 Hoạt tải :

Bảng: Tổng hợp momen không hệ số do tải trọng người (PL)

• Bánh xe phải cách bó vĩa - nằm ngoài bản hẫng - ít nhất 0.3m

• Khoảng cách giữa 2 xe ít nhât là 1.2m (cầu có 2 làn xe )

Phạm vi tác dụng của tải trọng bánh xe không phải không đổi trên suốt chiều dài truyền lực mà mở rộng ra, gọi là SW Vì thực chất bản mặt cầu là cấu kiện tấm làm việc 1 phương, nhưng ta qui về gần đúng là cấu kiện dầm Bề rộng ảnh hưởng của bánh xe (SW) được tính như sau :

X là khoảng cách từ vi trí ngàm đến trọng tâm bánh xe

Dầm liên tục :

1 1

1968

-P=72.5KN 1800

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng của mặt cắt 1-1 Ứng với mỗi bánh xe ta tính được một bề rộng ảnh hưởng :

1 congsol 2 congsol

1 1

2

P=1

-P=72.5KN

1800 3000

72.5KN p=3,1 N/mm

1012 2816 1016

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng của mặt cắt 2-2 Ứng với mỗi bánh xe ta tính được một bề rộng ảnh hưởng :

1 congsol 2 congsol

congsol congsol 3

1

1

3 3

1800 72.5KN

_

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng của mặt cắt 3-3 Ứng với mỗi bánh xe ta tính được một bề rộng ảnh hưởng :

1 congsol 2 congsol

4 4

384

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng của mặt cắt 4-4 Bề rộng ảnh hưởng :

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng của mặt cắt 5-5

Ứng với mỗi bánh xe đặt trong phạm vi cánh hẫng ta tính được một bề rộng ảnh hưởng :

Xe bên phải :

1 congsol 2 congsol

57 53

379

1800 72.5KN

3000

p=3,1 N/mm

-427 -190

6 6

-466 +

_

Hình 3.3 : Đường ảnh hưởng của mặt cắt 6-6

Ứng với mỗi bánh xe đặt trong phạm vi cánh hẫng ta tính được một bề rộng ảnh hưởng :

1 congsol 2 congsol

T =R =417kN

2.4 Tổng hợp nội lực cho BMC :

Hệ số điều chỉnh tải trọng :

D R i

η = η η η

Các hệ số η η ηD, R, i lấy như sau :

+η =D 0.95 với kết cấu có bộ phận dẻo

+η =R 1.05 với các bộ phận không dư thừa

+ η =i 1.05 với kết cấu quan trọng

D R i 0, 95.1, 05.1, 05 1, 045

Momen sau khi tổ hợp xong sẽ được nhân với hệ số điều chỉnh tải trọng

2.4.1 Tổ hợp tải trọng ở TTGH CĐ (Mu), TTGH SD (Ms):

Hệ số tải trọng :

DC DW LL,PL

1, 251,5

1, 75

Bảng :Tổng hợp momen tại các mặt cắt tính toán

Mặt cắt tỉnh tải Gð1 M (DC) Tỉnh tải Gð2 M (DW) M (PL) M (LL) Mu Ms

2.4.2 Tổ hợp tải trọng ở TTGH đặc biệt (Me):

Hệ số tải trọng :

DC DW LL,PL CV

1, 25

1, 750,5

3 Chọn và bố trí cáp DUL :

Cáp sử dụng là loại tao cáp cường độ cao theo tiêu chuẩn ASTM A416-99 Grace 270 có các chỉ tiêu sau :

+ Đường kính danh định tao cáp : 15.2mm

+ Diện tích tao cáp : 140mm2

+ Giới hạn kéo đứt: 1850MPa

+ Mođun đàn hồi : 195 Gpa

+ Lực căng 1 tao dự kiến : 195kN

Số bó cáp được chọn sơ bộ theo công thức :

u pu

Diện tích ống gen:

+ Hệ số qui đổi thép DUL sang BT :

pu c

EnE

=+ Modun đàn hồi của betông :

E =0, 043.γ f =0, 043.(2,5.10 ) 45=36056 Mpa

3 pu

4 4

2 2

+Giai đoạn 2 (giai đoạn sử dụng ): Tiết diện bít lỗbởi cáp DUL :

Momen quán tính tĩnh của cáp DUL lấy đối với TTH của tiết diện giai đoạn 1 :

A =A +A =598420 420+ =598840 mmĐộ lệch tâm :

0 0 g1

4

I =I =I =18000000000 mm

3.2 Mặt cắt 4-4 :

Tương tự tính cho các mặt cắt 4-4 :

Để đơn giản ta có thể bỏ qua cáp DUL

5 Tính mất mát ứng suất :

Lực căng 1 tao dự kiến : 195kN

US trong cáp tại thời điểm căng cáp (chưa bị mất mát US):

f

pj 1tao ps

∆ :mất mát do đàn hồi(MPa)

Mất mát dài hạn :

α :Tổng giá trị tuyệt đối của thay đổi góc của đường trục cáp DUL tính từ đầu kích chủ động đến vị trí đang xét

4 4

2 2

5.2 Ma sát do ép sít neo ∆ fpA:

Khi đóng chêm (nêm) vào ụ neo để giữ cáp DUL, các bó cáp sẽ cho phép trượt trong ụ neo một đoạn nhất định tùy theo loại neo mà nhà sản xuất cung cấp Đọan trượt cáp này sẽ gây

ra mất mát do ép sít neo

Độ sít neo tạm lấy bằng : ∆ =6mm

Chiều dài ảnh hưởng (gọi là x hay lset) của cáp do ép sít neo đại diện cho vùng cáp bị mất mát US Chiều dài này bị chi phối bởi ma sát giữa cáp và ống gen, nếu tại 1 vị trí ma sát đủ lớn để kẹp cáp lại thì phần phía sau vị trí này của cáp DUL không bị mất mát US do ép sít neo

Khi biết được chiều dài ảnh hưởng (x), mất mát do ép sít được tính :

pF pA

Giả thuyết là mất mát ma sát và ép sít neo là tuyến tính trên chiều dài cáp Xem như độ dốc của đường∆ fpA và ∆ fpFlà bằng nhau (hình) :

.L.E x

Ta phải thử dần từng vị trí L để thỏa mãn phương trình (*), phương pháp này nếu dùng máy tính sẽ cho kết quả tin cậy, trong tính tay ta chỉ có thể ước chừng vị trí của L, dựa trên đường cong mất mát US (tendon time depend loss Ghrap) trong Midas để tính

Quan sát biểu đồ ta thấy điểm gãy của đường mất mát US không rõ ràng, chứng tỏ mất mát

do ép sít neo xảy ra trên toàn dầm Ta sử dụng cơng thức tính gần đúng sau:

Gọi L là chiều dài bó cáp : L = 13504mm

5.3 Mất mát do nén đàn hồi ∆fpES :

Bản chất của mất mát do nén đàn hồi là các tao cáp kéo sau sẽ làm dầm co ngắn đàn hồi, gây nên mất mát US trong các bó căng trước đó Trong trường hợp này do chỉ có 1 bó cáp trong phạm vi dãi bản đang xét nên không có mất mát do nén đàn hồi

pES

5.4 Mất mát do co ngót của BT (không đổi trên toàn tiết diện ):

Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu H = 80

5.6 Mất mát do chùng nhão trong giai đoạn khai thác :

pF

f

∆ Là mất mát do ma sát dưới mức 0,7fpu =0,7.1850=1295 Mpa

Trên toàn dầm thì mất mát do ma sát luôn nhỏ hơn giá trị này, nên ta lấy giá trị trung bình tại 3 mặt cắt : ∆ fpF = 17, 757 MPa

5.7 Tổng hợp mất mát US cho từng tiết diện :

Bảng 5.5 :Tổng hợp mất mát US

loại mất mát US kí hiệu Mặt cắt 1-1 Mặt cắt 4-4 Mặt cắt 2-2

mất mát do chùng

nhảo trong quá trính

Bảng : Tổng hợp mất mát US tính trong Midas

Elem Part Stress (Immediate Loss) (N/mm^2)

Elastic Deform

Loss (N/mm^2)

Stress(Elastic Loss)/ Stress (Immediate Loss)

Creep/Shrinka

ge Loss (N/mm^2)

Relaxation Loss (N/mm^2)

Stress(All Loss)/

Stress (Immediate Loss)

Bảng : Mất mát tại các mặt cắt tính bằng Midas

Mặt cắt ma sát

+ ép sít neo

Nén đàn hồi

Mất mát tức thời

co ngót + từ biến

chùng nhão trong gđ sử dụng

Mất mát dài hạn

Tổng mất mát 132.350 1.256 133.606 21.332 16.235 37.567 171.174 133.637 0.376 134.013 21.031 16.142 37.173 171.186 132.350 1.233 133.583 21.297 16.235 37.533 171.115

1_1 125.394 2.881 128.274 20.243 16.709 36.952 165.226

125.394 2.397 127.791 20.600 16.694 37.294 165.085 117.958 0.946 118.904 20.730 17.118 37.847 156.752 117.958 0.964 118.923 20.779 17.117 37.896 156.819

4_4 109.933 0.534 110.467 21.031 17.603 38.634 149.101

4_4 109.933 0.534 110.467 21.031 17.603 38.634 149.101

103.676 -0.063 103.613 21.303 17.978 39.281 142.893 103.676 -0.062 103.614 21.218 17.979 39.197 142.810 97.034 -0.031 97.004 21.241 18.398 39.639 136.643

2_2 97.034 0.431 97.465 20.857 18.414 39.270 136.736

89.364 0.410 89.774 21.349 18.896 40.245 130.018 89.364 0.411 89.775 21.366 18.896 40.262 130.036 89.009 0.408 89.417 21.353 18.919 40.272 129.688

Bảng : So sánh mất mát tính tay và Midas

mặt cắt 1-1 mặt cắt 4-4 mặt cắt 2-2 Loại mất mát US Tính tay Midas Tính tay Midas Tính tay Midas

ma sát + ep sít neo 98.554 125.394 104.109 109.933 110.532 97.034

Mất mát tức thời 98.554 128.274 104.109 110.467 110.532 97.465 từ biến + co ngót 47.000 20.243 47.000 21.031 47.000 20.857 chùng nhão 128.557 16.709 128.557 17.603 128.557 18.414 Mất mát dài hạn 175.557 36.952 175.557 38.634 175.557 39.271

Nhận xét :

Tính tay cho giá trị mất mát US lớn hơn Midas, kết quả tính tay thiên về an toàn ở thớ chịu kéo, nhưng nguy hiểm tại những vị trí có thớ chịu nén Ta sử dụng kết quả trong Midas để kiểm toán cho các giai đoạn thi công BMC

6 Kiểm toán theo TTGH sử dụng :

6.1 Giai đoạn truyền lực căng :

Cáp DUL ngang sẽ được căng sau khi cáp dọc căng xong Tại thời điểm căng cáp DUL ngang, tuổi của BT dầm được 5 ngày

Cường độ chịu nén của BT khi truyền lực căng (5 ngày):

Với α=1; β=0,95 ( bảo dưỡng hơi nước)

Ứng suất nén cho phép : 0,6.f’ci=0,6.41,176= 24,706 Mpa

Ứng suất kéo cho phép : 0,25 f 'ci =1,604 Mpa

Ta chỉ cần kiểm tra US tại 2 mặt cắt 1-1, 2-2, 4-4

Bảng 5.6 :Tổng hợp momen do các tải trọng không hệ số Mặt cắt tỉnh tải Gð1 M (DC) Tỉnh tải Gð2 M (DW) M (PL) M (LL) Ms

Trọng tâm cáp DUL đến trục trung hoà : e1=dps1–yt01=70–300=-230mm <0

Ứng suất trong cáp sau mất mát tức thời :

fpi=fpj –∆ fpT1=1393 – 128= 1265 N/mm2 Giá trị lực căng cáp tại mặt cắt 1-1 (ứng với góc lệch α=0):

Ta thấy thớ trên chịu nén ft=0,692 < 24,706 MPa

Vậy thớ trên thoả đk sử dụng giai đoạn truyền lực

Ta thấy thớ dưới chịu nén ft=0,268 < 24,706 MPa

Vậy thớ dưới thoả đk sử dụng

Tính tương tự ta cũng được US tại thớ trên và thớ dưới cho các mặt cắt còn lại

Bảng 5.7 :Ứng suất tại các mặt cắt ở giai đoạn truyền lực

MẶT CẮT mặt cắt 1-1 mặt cắt 2-2 mặt cắt 4-4

Giai đoạn này BT dầm đã đủ cường độ : f’c = 45 MPa

Ứng suất nén cho phép trong giai đoạn 2: 0,45.f’c=0,45.45=20,25 N/mm2

Ứng suất kéo cho phép trong giai đoạn 2: 0,5 f 'c =3,354 N/mm2

1 Mặt cắt 1-1 :

Ứng suất trong cáp sau mất mát dài hạn:

fpf=fpj–∆ fpT1–∆ fpT 2=1393 – 165= 1228 N/mm2 Lực căng cáp sau khi mất mát dài hạn :

Ta thấy thớ trên chịu kéo ft=1,543 < 3,354 MPa

Vậy thớ trên thoả đk nứt trong giai đoạn sử dụng

Ta thấy thớ dưới chịu nén fb=3,267 < 20,25MPa

Vậy thớ dưới thoả đk nứt trong giai đoạn sử dụng

Tính tương tự ta cũng được US tại thớ trên và thớ dưới cho các mặt cắt còn lại

Bảng 5.8 : Ứng suất tại các mặt tính toán trong giai đoạn sử dụng

MẶT CẮT mặt cắt 1-1 mặt cắt 2-2 mặt cắt 4-4

US thớ trên 1,543 3.084 -3,01

US thớ dưới -3,267 -4,849 -1.197

Kết luận : Vậy dầm đảm bảo không nứt trong giai đoạn sử dụng

7 Kiểm toán ở trạng thái cường độ :

Cốt thép thường sử dụng là thép CI : fy = 300 MPa

Cường độ chảy dẻo của cáp DUL bằng 75% cường độ kéo đứt của cáp DUL:

fpy=0,75.fpu=0,75.1850=1387 Mpa Hệ số :

py pu

1 Xét mặt cắt 2-2 :

Cốt thép DUL có diện tích : Aps=420 mm2

Cốt thép thường φ 20a150(thớ trên) có diện tích : 1cays 2 2

Cân bằng lực theo phương ngang :

Vậy tiết diện giữa nhịp thoả điều kiện cường độ

* Kiểm tra hàm lượng cốt thép :

+ Hàm lượng thép tối đa :

5.3.1 Tính momen phụ thêm (M):

Tỉnh tải giai đọan 1 : tt1

Cường độ chịu kéo khi uốn: fr =0, 63 f 'c =4,226 Mpa

Momen phụ thêm :

Thay vào điều kiện (**) : 1536348669 > 490526609 (đúng )

Vậy thoả điều kiện cốt thép min

* Kết luận : Mặt cắt 2-2 thoả điều kiện cường độ

Kiểm tốn tương tự với mặt cắt 4-4

Mặt cắt

chiều cao

KT điều kiện sức kháng Mn > 0.9.Mu

ps

c

d Kiểm tra hàm

lượng thép max

Momen phụ thêm (M) Mcr

Mr = 0,9.Mn

Kiểm tra hàm lượng thép min 0,215 thoa 325.232.746 408.772.174 490526608 1536348669 thoa

2 Xét mặt cắt 5-5 :

Trong mặt cắt này khơng cĩ cáp DUL, ta kiểm tra với tiết diện chịu uốn, cốt thép thường.Cốt thép thường φ22a160 có diện tích : 1cays 2 2

Chiều cao chịu nén :

s y c

102

0, 218 0, 45 470

Thay vào điều kiện bền : Mu < φ.Mn

Hệ số sức khán : φ = 0, 9 (cấu kiện dầm BTCT thường chịu uốn)

Vậy dầm thỏa điều kiện cường độ

5.3.3. Kiểm tra hàm lượng thép min :

Momen ở TTSD tại mặt cắt 5-5 : Ms = 137698225 Nmm

Kết cấu BT thường, ta kiểm tra nứt theo mô hình đàn hồi nứt (xem như BT vùng kéo đã nứt không làm việc )

E =0, 043.γ f =0, 043.(2,5.10 ) 45 =36057 MPaHệ số qui đổi từ BT sang thép : 20000

5, 547 36057

c

E n E

Gọi x là khoảng từ trục trung hoà đến thớ trên mép BT Cân bằng momen quanh trục trung hoà :

xb.x n.A (x d ) n.A (d x)

 2

1000.x +19006.x - 49837015 = 0 Từ phương trình trên ta giải tìm x : x= 140mm

Momen quán tính của tiết diện đàn hồi nứt đối với trục trung hoà x :

5,547.9503.(140 470) 5, 547.9503.(470 140) 3

sa 3 c

zf

d A

=Vùng khí hậu khắc nghiệt : z= 23000

Chiều cao BT bọc quanh thép dc=30+11=41 < 50

Diện tích BT bọc quanh 1 cây thép : A = b.2.dc/7=1000.2.41/7 = 11714

3 3

Vậy tiết diện 5-5 thoả DK về nứt

Kết luận : Cốt thép được bố trí tại các mặt cắt như sau:

8 Kiểm tra ở TTGH đặt biệt :

Chỉ kiểm tra TTGH đặt biệt cho mặt cắt 2-2

Sức kháng uốn của tiết diện : Ms = 1707054077 Nmm

Momen tổ hợp ở TTGH đặt biệt : Me = 207657494 Nmm

BMC làm việc an toàn khi:

9 Độ dãn dài của cáp DUL :

Trong quá trình căng cáp DUL, thì độ giãn dài của cáp DUL và lực căng chính là 2 chỉ tiêu quyết định nên căng tiếp hay ngừng căng Các trường hợp thường xảy ra trong khi căng cáp: + Độ dãn dài thực tế nhỏ hơn giá trị tính toán : Nguyên nhân thường do cáp bố trí đường cáp không đúng với thiết kế và có nhiều điểm thay đổi cục bộ, không êm thuận Khi đó ta phải bơm hỗn hợp dầu tan được với nước, than chì cho vào ống gen để giảm ma sát trong quá trình căng kéo cáp

+ Trị số độ dãn dài lớn hơn giá trị tính toán : Nguyên nhân là do ma sát giữa ống gen và cáp nhỏ hơn trong tính toán, hoặc có hiện tượng trượt cáp và nên neo Vì vậy cần phải kiểm tra khống chế sự trượt cáp trong quá trình căng Hoặc phải xem xét, điều chỉnh lại các giá trị hệ số ma sát đưa vào tính toán độ dãn dài của cáp

+ Nhiệt độ môi trường cũng ảnh hưởng nhiểu đến độ dãn dài của cáp, vì vậy chỉ căng cáp khi nhiệt độ môi trừơng là bình thừơng (25độ)

+ Căng đủ lực căng nhưng độ giãn dài vẫn chưa đủ : Nguyên nhân là do cáp bị xoắn trong ống gen, có thể quá trình căng so cáp làm còn sơ sài Trường hợp này nếu

nghiêm trọng thì fải so cáp lại, và căng lại

Kết quả độ dãn dài của cáp được tính bằng phần mềm Midas :

độ dãn dài của cáp biến dạng của dầm Tổng biến dạng trên cáp Tendon

CHƯƠNG 3:

DẦM NGANG 5.3.5 Đặc điểm của dầm ngang :

+ Dầm ngang được lắp cốt thép và đổ betông cùng lúc với hệ dầm hộp

+ Sử dụng BT cấp 45 f’c=45 Mpa

+ Cốt thép chịu lực CIII: fy=400 Mpa, cốt đai CII: fyv=300 Mpa

+ Dầm ngang tại giữa nhịp chỉ có tác dụng giữa ổn định vách cho dầm hộp nên cốt thép được đặt theo cấu tạo

+ Dầm ngang tại gối có tác dụng truyền lực từ kết cấu bên trên xuống kết cấu trụ (chịu phản lực tập trung từ trụ cầu truyền lên)

+ Mỗi dầm ngang được nối với trụ bằng 1 gối di động (chỉ cho chuyển vị theo phương dọc cầu) Riêng dầm ngang tại mố được kê lên 3 gối, có tác dụng giữ thăng bằng cho dầm hộp nhờ khả năng chống xoắn rất tốt của dầm hộp

Có tất cả 6 dầm ngang trên suốt hệ dầm, ta chọn dầm ngang tại dầm ngang thứ 5 đếm từ đầu dầm bên trái để kiểm toán (nút số 35 trong mô hình Midas)

Ta chỉ kiểm toán trong 2 giai đoạn :Giai đoạn thi công, và giai đoạn sử dụng

Mặt cắt giữa trụ

Hình 4.1 : Cấu tạo dầm ngang

Thực ra dầm ngang chỉ được kê lên trụ bằng 1 gối di động, nhưng dưới tác dụng chống xoắn rất tốt của dầm hộp, ta có thể xem như góc xoay tại mặt cắt giữa trụ là không đổi, vậy ta có thể đưa sơ đồ tính của dầm ngang về ngàm consol:

1 1

6932

trụ cầu

P P

2P 2P

Mặt cắt 1-1

2000

Hình 4.1 : Sơ đồ tính dầm ngang

1 Tính toán nội lực trong dầm ngang :

1.1 Tải trọng tác dụng trong quá trình thi công :

Thời điểm bất lợi nhất của dầm ngang là khi đúc xong phân đoạn thứ 4, bắt đầu thi công phân đoạn thứ 5 Sơ đồ tính gồm có 4 phân đoạn đã thi công xong trước đó :

vị trí dầm ngang đang xét

WC5DC

R35

3000

Hình 4.1 : Tải trọng tác dụng trong quá trình thi công

Trong quá trình thi công chỉ có trọng lượng bản thân dầm hộp (DC1), và trọng lượng bêtông ướt (WC5) của phân đoạn đúc tiếp theo

5.3.6 Tính WC5 :

Trọng lượng bản thân dầm được tính tự động dựa trên tiết diện đã khai báo trong Midas Riêng phần trọng lượng betông ướt và đà giáo của phân đoạn thi công 5(WC5) ta phải tính trên sơ đồ sau :

SECTION SECTION NAME MATERIAL NAME DENSITY

LENGTH (mm)

WEIGHT (N)

WEIGHT/đvchiều dài (N/mm)

4 dam ngang lon Grade C4500 2.50E-05 11750 4826000 411

6 be->lon Grade C4500 2.50E-05 9000 1924000 214

Khai báo trong Midas sơ đồ tính trên, ta được kết quả sau :

Bảng : Giá trị phản lực WC5

Node Load FX (N) FY (N) FZ (N) MX (N·mm) MY (N·mm) MZ (N·mm)

Hình 4.1 : Giá trị phản lực gối

Ta được giá trị phản lực gối WC5 = 4319871 N

Quay trở lại với sơ đồ tính Hình : , ta tính giá trị phản lực tại vị trí dầm ngang thứ 5 (nút 35) :

Khai báo trong Midas theo sơ đồ H , ta được kết quả sau :

Bảng : Giá trị phản lực gối do tải trọng thi công

γ = (xem như làtải trọng thi công)

1.2 Tải trọng tác dụng trong giai đoạn sử dụng :

Hình 4.1 : Sơ đồ tính giai đoạn sử dụng 5.3.7. Tải trọng tháo dàn giáo:

Khi đốt thứ 5 khô , ta tháo dàn giáo xuống, tải trọng tác dụng là lực WC5 (đã tính ở trên), ngược với chiều ban đầu :

vị trí dầm ngang đang xét

R 35

WC5 3000

Hình 4.1 : Sơ đồ tính tải trọng tháo dàn giáo

5.3.8. Tải trọng bản thân lớp phủ :

Tải trọng lớp phủ qui đổi theo phương ngang :

70 .bγDW = 70.11700.2, 25.10− = 18, 428N mm/ 5.3.9. Tải trọng của lan can, bó vỉa, gờ chắn bánh:

Như đã tính ở phần BMC, ta có được tổng tải trọng do lan can, bó vỉa, gờ chắn bánh tác dụng trên 1m dài của dãi BMC :

MY (N·mm)

MZ (N·mm)

35 DC3 0 0 274138 0 0 0

5.3.10 Hoạt tải xe HL93 :

Tổ hợp 1 : xe 2 trục + tải trọng làn

Tổ hợp 2 : xe tải 3 trục + tải trọng làn

Tổ hợp hoạt tải xe theo phương dọc cầu bằng Midas với hệ số làn :

Tải người được qui đổi thành 2 lực tập trung đặt tại chân bó vỉa (điểm A, B), và một momen xoắn Mx (đặt tại điểm C):

Bảng: Kết quả phản lực do PL và HL93 tính trong Midas

1.3 Tổng hợp nội lực :

Ta chỉ tổng hợp phản lực theo phương đứng (Fz) tại vị trí dầm ngang trên trụ thứ 5 (nút số 35)

Hệ số điều chỉnh tải trọng :

D R i

η = η η η

Các hệ số η η ηD, R, i lấy như sau :

+η =D 0.95 với kết cấu có bộ phận dẻo

+η =R 1.05 với các bộ phận không dư thừa

+ η =i 1.05 với kết cấu quan trọng

D R i 0, 95.1, 05.1, 05 1, 045

Bảng : Tổng hợp phản lực gối tại vị trí dầm ngang thứ 5

Giai đoạn TC Giai đoạn sử dụng Reaction at

Node 35 DC + WC5 tháo WC5 DW DC3 HL93 PL Tổng hợp

KQ chưa nhân hệ số 10604870 -4388547 780926 274138 2271261152558

hệ số tải trọng 1.25 1.50 1.25 1.75 1.75

TTGH CD 13256087 -5485684 1171389 342673 3974707266977 14,134,825 TTGH SD 10604870 -4388547 780926 274138 2271261152558 10,131,490

1.4 Vẽ biểu đồ nội lực :

Đặt lực vào sơ đồ tính của dầm ngang, ta được biểu đồ nội lực như sau :