Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến chuỗi mối nối liên tục nhiệt trong hệ dầm bê tông cốt thép dự ứng lực lắp ghép nhịp giản đơn

Đặc tính nổi bật của kết cấu này là thi công đơn giản, thay thế được số lượng khe co giãn, giảm thiểu chi phí duy tu, bảo dưỡng, đảm bảo êm thuận khi xe lưu thông trên cầu, chống được nư

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM

TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HỒ CHÍ MINH

Thành phần Hội đồng đánh giá luận văn thạc sĩ gồm:

1 Chủ tịch hội đồng : PGS.TS NGUYỄN MẠNH TUẤN

2 Thư ký hội đồng : TS NGUYỄN XUÂN LONG

3 CB Phản biện 1 : TS LÊ BÁ KHÁNH

4 CB Phản biện 2 : PGS TS LÊ ANH THẮNG

5 Uỷ viên hội đồng : TS PHAN TÔ ANH VŨ

Xác nhận của Chủ tịch Hội đồng đánh giá luận văn và Trưởng Khoa quản lý chuyên ngành sau khi luận văn đã được sửa chữa (nếu có)

PGS.TS NGUYỄN MẠNH TUẤN PGS.TS LÊ ANH TUẤN

ĐẠI HỌC QUỐC GIA TP HCM CỘNG HÒA XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM TRƯỜNG ĐẠI HỌC BÁCH KHOA Độc lập – Tự do – Hạnh phúc

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ

Họ và tên học viên : Đinh Phát Tiến MSHV : 1870074

Ngày tháng năm sinh : 09/06/1995 Nơi sinh : Đồng Tháp

Chuyên ngành : Kỹ thuật xây dựng công trình giao thông

Mã số ngành : 8580205

I TÊN ĐỀ TÀI:

Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến chuỗi mối nối liên tục nhiệt trong hệ

dầm BTCT DƯL lắp ghép nhịp giản đơn NHIỆM VỤ VÀ NỘI DUNG:

❖ Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến kết cấu bản liên tục nhiệt như: tĩnh tải, hoạt tải, nhiệt độ, co ngót, từ biến,…

❖ Nghiên cứu cơ sở lý thuyết trong tính toán kết cấu bản liên tục nhiệt

❖ Mô hình hóa sự làm việc của bản liên tục nhiệt bằng phần mềm Midas Civil

❖ So sánh, đánh giá kết quả giữa: phương pháp dải bản và phương pháp phần

tử hữu hạn (mô phỏng bằng phần mềm Midas Civil)

❖ Đề xuất phương án sử dụng chiều dài bản liên tục nhiệt hợp lý ứng với các chiều dài dầm giản đơn khác nhau

❖ Kết luận và nêu kiến nghị về việc sử dụng kết cấu bản liên tục nhiệt trong cầu bê tông cốt thép dự ứng lực lắp ghép nhịp giản đơn

II NGÀY GIAO NHIỆM VỤ: 10/02/2020

IV CÁN BỘ HƯỚNG DẪN: PGS TS Lê Văn Nam

Tp HCM, ngày 23 tháng 09 năm 2020

CÁN BỘ HƯỚNG DẪN CN BỘ MÔN ĐÀO TẠO

PGS TS LÊ VĂN NAM PGS TS NGUYỄN MẠNH TUẤN

TRƯỞNG KHOA KỸ THUẬT XÂY DỰNG

PGS TS LÊ ANH TUẤN

LỜI CẢM ƠN

Trong quá trình học tập, nghiên cứu và hoàn thiện luận văn, học viên đã nhận

được sự động viên, khuyến khích và tạo điều kiện giúp đỡ nhiệt tình của các Thầy

giáo, Cô giáo, anh chị em, bạn bè đồng nghiệp và gia đình

Học viên bày tỏ lòng cảm ơn đến các Thầy Cô giáo trong Bộ môn Xây dựng

Cầu đường trường Đại Học Bách Khoa Tp Hồ Chí Minh đã tạo điều kiện, đóng góp

ý kiến cho học viên trong suốt quá trình học tập và hoàn thành luận văn thạc sĩ

Đặc biệt, học viên xin bày tỏ lòng biết ơn sâu sắc đến Thầy PGS TS Lê Văn

Nam – Người trực tiếp hướng dẫn, tận tình chỉ bảo, góp ý cho học viên rất nhiều về

cách nhìn đúng đắn trong vấn đề nghiên cứu, cũng như tiếp cận nghiên cứu hiệu quả

Cuối cùng, học viên xin kính gửi đến Quý Thầy Cô, đến gia đình và bạn bè lời

cảm ơn chân thành và lời chúc tốt đẹp nhất

TÓM TẮT

Cầu dầm giản đơn sử dụng kết cấu bản liên tục nhiệt đã được ứng dụng rất rộng rãi ở nước ta cũng như các nước trên thế giới Đặc tính nổi bật của kết cấu này là thi công đơn giản, thay thế được số lượng khe co giãn, giảm thiểu chi phí duy tu, bảo dưỡng, đảm bảo êm thuận khi xe lưu thông trên cầu, chống được nước thâm nhập từ bản mặt cầu xuống gối cầu, tận dụng hiệu quả khả năng làm việc của dầm giản đơn,… Tuy nhiên, từ tính toán lý thuyết đến thực tế sử dụng cho thấy bản liên tục nhiệt

đã xuất hiện nhiều hư hỏng bởi các nguyên nhân khác nhau như: chọn chiều dài chưa hợp lý, góc xoay tại đầu dầm do hoạt tải, thay đổi nhiệt độ, các ảnh hưởng do co ngót,

từ biến,…

Thông qua nghiên cứu này, học viên mong muốn xác định được chiều dài bản liên tục nhiệt hợp lý tương ứng với các chiều dài dầm giản đơn và các loại dầm khác nhau Trong quá trình nghiên cứu, học viên sẽ tính toán kết cấu bản liên tục nhiệt bằng phương pháp dải bản và phương pháp phần tử hữu hạn (mô hình kết cấu bằng phần mềm Midas Civil) để từ đó rút ra các kết luận

ABSTRACT

Multi-span simply bridge by using deboned link slabs has been widely applied

in our country as well as other countries in the world The outstanding feature of this structure is simple construction, replaces the number of expansion joints, minimizing maintenance costs, ensure smoothness when vehicles are traveling on the bridge, resistant to water penetration from the deck to the bridge, take advantage of the simple beam working ability,…

However, from theoretical calculations to practical use, it shows that the bridges using the deboned link slabs have appeared some damage by various reasons such as: choose the unreasonable length, specified displacement of supports due to live load, creep and shrinkage effects,…

Through this study, students wish to determine a reasonable link slab length to simple beam lengths and different types of beams In this study, students will calculate the link slab structure by strip method and finite element method (structure model by Midas Civil software) to draw conclusions

LỜI CAM ĐOAN

Học viên xin cam đoan đây là công trình nghiên cứu của bản thân Các số liệu, kết quả nghiên cứu nêu trong luận văn là trung thực và chưa từng được ai công bố trước đây Các thông tin tham khảo trong luận văn đều được học viên trích dẵn một cách đầy đủ và cẩn thận

Tác giả luận văn

Đinh Phát Tiến

MỤC LỤC

NHIỆM VỤ LUẬN VĂN THẠC SĨ I LỜI CẢM ƠN III TÓM TẮT IV ABSTRACT V LỜI CAM ĐOAN VI MỤC LỤC VII DANH MỤC BẢNG X DANH MỤC HÌNH ẢNH XVI DANH MỤC VIẾT TẮT XIX

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN 1

1.1 ĐẶTVẤNĐỀNGHIÊNCỨU 1

1.2 KẾTCẤUBẢNLIÊNTỤCNHIỆT 2

1.3 TÌNHHÌNHNGHIÊNCỨUTRÊNTHẾGIỚI 3

1.4 TÌNHHÌNHNGHIÊNCỨUTRONGNƯỚC 3

1.5 MỤCTIÊU,NHIỆMVỤ,ĐỐITƯỢNG,PHẠMVIVÀPHƯƠNGPHÁP NGHIÊNCỨUCỦAĐỀTÀI 4

1.5.1 Mục tiêu nghiên cứu của đề tài: 4

1.5.2 Nhiệm vụ nghiên cứu của đề tài: 4

1.5.3 Đối tượng nghiên cứu của đề tài: 4

1.5.4 Phạm vi nghiên cứu của đề tài: 5

1.5.5 Phương pháp nghiên cứu của đề tài: 5

1.6 DỰKIẾNKẾTQUẢ 5

CHƯƠNG 2 CƠ SỞ LÝ THUYẾT 6

2.1 TÍNHTOÁNNỘILỰCTRONGBẢNLIÊNTỤCNHIỆT 6

2.1.1 Sơ đồ tính toán: 6

2.1.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến bản liên tục nhiệt: 6

2.1.3 Các loại tải trọng trong bản liên tục nhiệt: 7

2.1.4 Xác định nội lực cưỡng bức: 7

2.1.5 Xác định nội lực cục bộ: 12

2.1.6 Xác định các nội lực phát sinh: 16

2.1.7 Tổ hợp nội lực: 21

2.1.8 Kiểm toán BLTN: 22

2.2 CƠSỞLÝTHUYẾTCHỌNCHIỀUDÀIBẢNLIÊNTỤCNHIỆT 24

2.3 CẤUTẠOCHUỖILIÊNTỤCNHIỆTHỢPLÝ 25

2.3.1 Cơ sở lý thuyết chọn chiều dài chuỗi hợp lý: 25

2.3.2 Cơ sở lý thuyết xác định kích thước gối cao su: 27

2.4 NHẬNXÉTCHƯƠNG2 33

CHƯƠNG 3 TÍNH TOÁN BẢN LIÊN TỤC NHIỆT 34

3.1 THÔNGSỐCHUNG 34

3.1.1 Vật liệu: 34

3.1.2 Thông số dầm chính: 35

3.1.3 Thông số khác: 37

3.2 TÍNHTOÁNTHEOPHƯƠNGPHÁPDẢIBẢN 38

3.2.1 Tính toán chiều dài bản liên tục nhiệt hợp lý: 38

3.2.2 Tính toán chiều dài chuỗi liên tục nhiệt hợp lý: 59

3.3 TÍNH TOÁN THEO PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN (PHẦN MỀMMIDASCIVIL) 79

3.3.1 Trình tự mô phỏng: 79

3.3.2 Quá trình mô phỏng: 79

3.3.3 Tính toán chiều dài BLTN hợp lý: 81

3.3.4 Tính toán chiều dài chuỗi liên tục nhiệt hợp lý: 86

3.4 SOSÁNHKẾTQUẢGIỮACÁCPHƯƠNGPHÁP 92

3.4.1 Chiều dài BLTN hợp lý: 92

3.4.2 Chuyển vị lớn nhất của gối trong chuỗi liên tục nhiệt: 93

3.4.3 Kết quả tính toán gối cầu cao su: 94

3.4.4 Kết quả bố trí cốt thép BLTN: 95

3.5 NHẬNXÉTCHƯƠNG3 96

CHƯƠNG 4 KẾT LUẬN, KIẾN NGHỊ 98

4.1 KẾTLUẬN 98

4.2 KIẾNNGHỊ 99

4.3 NHỮNGHẠNCHẾVÀHƯỚNGNGHIÊNCỨUTIẾPTHEO 100

TÀI LIỆU THAM KHẢO 101

PHỤ LỤC A 102

PHỤ LỤC B 135

DANH MỤC BẢNG

Bảng 2.1: Biên độ nhiệt độ (TCVN 11823-5:2017) 21

Bảng 2.2: Các tổ hợp tải trọng và hệ số tải trọng (mục 4.1 TCVN 11823-3:2017) 22 Bảng 2.3: Bảng tra trị số chuyển vị do co ngót và từ biến của bê tông đối với dầm thiết kế định hình (Nguyễn Viết Trung 2004) 26

Bảng 3.1: Bảng tổng hợp thông số vật liệu bê tông 34

Bảng 3.2: Thông số cốt thép bố trí trong BLTN 35

Bảng 3.3: Tiêu chuẩn cơ lý của cốt thép cường độ cao (TCVN 11823-5:2017) 35

Bảng 3.4: Bảng tổng hợp kích thước dầm 36

Bảng 3.5: Thông số chung thiết kế 37

Bảng 3.6: Bảng tổng hợp các giá trị nội lực cho trường hợp Dầm I24,54, chiều dài BLTN 2,2 (m) 50

Bảng 3.7: Tổ hợp nội lực tại mặt cắt ngàm BLTN cho trường hợp Dầm I24,54, chiều dài BLTN 2,2m 51

Bảng 3.8: Bảng tổng hợp nội lực cưỡng bữc đối với các chiều dài BLTN còn lại cho trường hợp Dầm I24,54, chiều dày BLTN 0,18m 52

Bảng 3.9: Bảng tổng hợp nội lực cục bộ đối với các chiều dài BLTN còn lại khi chiều dày BLTN 0,18m 52

Bảng 3.10: Bảng tổ hợp nội lực ở TTGH Cường độ 1 đối với các chiều dài BLTN còn lại khi KCN là Dầm I24,54 và chiều dày BLTN 0,18m 52

Bảng 3.11: Kết quả chiều dài BLTN hợp lý đối với các chiều dày BLTN còn lại khi KCN là Dầm I24,54 54

Bảng 3.12: Bảng tổ hợp nội lực ở TTGH Cường độ 1 khi KCN là Dầm I33 và chiều dày BLTN 0,18m 55

Bảng 3.13: Kết quả chiều dài BLTN hợp lý đối với các chiều dày BLTN còn lại khi KCN là Dầm I33 56Bảng 3.14: Bảng tổ hợp nội lực ở TTGH Cường độ 1 khi KCN là Dầm Super – T 38,3 và chiều dày BLTN 0,18m 57Bảng 3.15: Kết quả chiều dài BLTN hợp lý đối với các chiều dày BLTN còn lại khi KCN là Dầm Super – T 38,3 58Bảng 3.16: Bảng tổng hợp chiều dài BLTN hợp lý theo phương pháp dải bản 59Bảng 3.17: Chuyển vị do thay đổi nhiệt độ tại Giai đoạn 1 khi chuỗi liên tục nhiệt gồm có 3 nhịp Dầm I24,54 60Bảng 3.18: Chuyển vị do nhiệt độ tại Giai đoạn 2 khi chuỗi liên tục nhiệt gồm có 3 nhịp Dầm I24,54 60Bảng 3.19: Bảng tổng hợp chuyển vị do nhiệt độ sau hai Giai đoạn khi chuỗi liên tục nhiệt gồm có 3 nhịp Dầm I24,54 61Bảng 3.20: Bảng tổng hợp chuyển vị cho các trường hợp thay đổi nhiệt độ khi chuỗi liên tục nhiệt gồm có 3 nhịp Dầm I24,54 61Bảng 3.21: Kết quả chuyển vị do thay đổi nhiệt độ cho các trường hợp khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các nhịp Dầm I24,54 62Bảng 3.22: Bảng tổng hợp kết quả tính toán chuyển vị do từ biến, co ngót khi chuỗi liên tục nhiệt gồm có 3 nhịp Dầm I24,54 64Bảng 3.23: Kết quả chuyển vị do từ biến, co ngót khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các nhịp Dầm I24,54 65Bảng 3.24: Kết quả chuyển vị do thay đổi nhiệt độ, co ngót và từ biến gây ra khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I24,54 m 66Bảng 3.25: Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt BLTN khi KCN là Dầm I24,54 67Bảng 3.26: Tổ hợp nội lực tại mặt cắt giữa BLTN có xét đến từ biến của bê tông khi KCN là Dầm I24,54 67

Bảng 3.27: Giá trị lực cắt tại gối 68

Bảng 3.28: Kích thước sơ bộ gối cao su phân lớp đối với chuỗi Dầm I24,54 69

Bảng 3.29: Kích thước các phân lớp của gối cao su 69

Bảng 3.30: Kiểm tra chiều dày của lớp cao su bảo vệ 69

Bảng 3.31: Kiểm tra biến dạng cắt của gối cao su phân lớp 70

Bảng 3.32: Kiểm tra ứng biến cắt của gối cao su phân lớp 70

Bảng 3.33: Kiểm tra nén, quay và cắt kết hợp của gối cao su phân lớp 70

Bảng 3.34: Kiểm tra ổn định của gối cao su phân lớp 71

Bảng 3.35: Kiểm tra ứng suất do tải trọng gây ra 71

Bảng 3.36: Kiểm tra chiều dày tối thiểu của dải cốt thép tăng cường 71

Bảng 3.37: Kiểm tra chiều dày của cốt thép tăng cường ở TTGH sử dụng 72

Bảng 3.38: Kiểm tra chiều dày của cốt thép tăng cường ở TTGH mỏi 72

Bảng 3.39: Kiểm tra độ lún do nén 72

Bảng 3.40: Bảng chọn sơ bộ đường kính thép bố trí BLTN 73

Bảng 3.41: Kiểm toán theo TTGH Cường độ 1 73

Bảng 3.42: Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối đa 74

Bảng 3.43: Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu 74

Bảng 3.44: Kiểm tra ứng suất kéo xuất hiện trong cốt thép 75

Bảng 3.45: Kiểm tra điều kiện khống chế nứt 75

Bảng 3.46: Bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I24,54 76

Bảng 3.47: Kích thước gối cao su đối với chuỗi Dầm I33 76

Bảng 3.48: Bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi liên tục gồm các Dầm I33, chiều dày BLTN 0,18m 77

Bảng 3.49: Kết quả bố trí cốt thép BLTN cho các chiều dày BLTN còn lại khi chuỗi liên tục gồm các Dầm I33 77Bảng 3.50: Kích thước gối cao su đối với chuỗi Dầm Super – T 38,3 78Bảng 3.51: Bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm Super – T 38,30 78Bảng 3.52: Bảng tổ hợp nội lực ở TTGH Cường độ 1 khi KCN là Dầm I24,54 và chiều dày BLTN 0,18m từ kết quả mô hình mô phỏng 81Bảng 3.53: Kết quả chiều dài BLTN hợp lý từ kết quả mô hình mô phỏng đối với các chiều dày BLTN còn lại khi KCN là Dầm I24,54 82Bảng 3.54: Bảng tổ hợp nội lực ở TTGH Cường độ 1 khi KCN là Dầm I33 và chiều dày BLTN 0,18m từ kết quả mô hình mô phỏng 83Bảng 3.55: Kết quả chiều dài BLTN hợp lý từ kết quả mô hình mô phỏng đối với các chiều dày BLTN còn lại khi KCN là Dầm I33 84Bảng 3.56: Bảng tổ hợp nội lực ở TTGH Cường độ 1 khi KCN là Dầm Super – T 38,3 và chiều dày BLTN 0,18m từ kết quả mô hình mô phỏng 84Bảng 3.57: Kết quả chiều dài BLTN hợp lý từ kết quả mô hình mô phỏng đối với các chiều dày BLTN còn lại khi KCN là Dầm Super – T 38,3 85Bảng 3.58: Bảng tổng hợp chiều dài BLTN hợp lý theo phương phần tử hữu hạn 86Bảng 3.59: Kết quả chuyển vị lớn nhất tại gối của chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I24,54 theo mô hình mô phỏng 86Bảng 3.60: Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt BLTN khi KCN là Dầm I24,54 theo mô hình mô phỏng 87Bảng 3.61: Kích thước gối cao su đối với chuỗi Dầm I24,54 (m) 87Bảng 3.62: Kết quả bố trí cốt thép BLTN đối với chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I24,54 theo mô hình mô phỏng 88

Bảng 3.63: Kết quả chuyển vị lơn nhất tại gối của chuỗi liên tục nhiệt các Dầm I33 (m) theo mô hình mô phỏng 88Bảng 3.64: Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt BLTN khi KCN là Dầm I33 theo mô hình

mô phỏng 89Bảng 3.65: Kích thước gối cao su đối với chuỗi Dầm I33 (m) 89Bảng 3.66: Bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi liên tục gồm các Dầm I33, chiều dày BLTN 0,18m 90Bảng 3.67: Kết quả bố trí cốt thép BLTN cho các chiều dày BLTN còn lại khi chuỗi liên tục gồm các Dầm I33 90Bảng 3.68: Kết quả chuyển vị lơn nhất tại gối của chuỗi liên tục nhiệt các Dầm Super – T 38,3 (m) theo mô hình mô phỏng 91Bảng 3.69: Tổ hợp nội lực tại các mặt cắt BLTN khi KCN là Dầm Super – T 38,3 theo mô hình mô phỏng 91Bảng 3.70: Kích thước gối cao su đối với chuỗi Dầm Super – T 38,3 92Bảng 3.71: Kết quả bố trí cốt thép BLTN đối với chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm Super – T 38,3 theo mô hình mô phỏng 92Bảng 3.72: Bảng so sánh chiều dài BLTN hợp lý khi KCN là Dầm I24,54 93Bảng 3.73: Bảng so sánh chiều dài BLTN hợp lý khi KCN là Dầm I33 93Bảng 3.74: Bảng so sánh kết quả BLTN hợp lý khi KCN là Dầm Super – T 38,3 93Bảng 3.75: Bảng so sánh chuyển vị lớn nhất của gối khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I24,54 93Bảng 3.76: Bảng so sánh chuyển vị lớn nhất của gối khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I33 94Bảng 3.77: Bảng so sánh chuyển vị lớn nhất của gối khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm Super – T 38,3 94

Bảng 3.78: Kết quả tính toán gối cầu cao su khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I24,54 94Bảng 3.79: Kết quả tính toán gối cầu cao su khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm I33 95Bảng 3.80: Kết quả tính toán gối cầu cao su khi chuỗi liên tục nhiệt gồm các Dầm Super – T 38,3 95Bảng 3.81: Kết quả bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi gồm các Dầm I24,54 95Bảng 3.82: Kết quả bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi gồm các Dầm I33 96Bảng 3.83: Kết quả bố trí cốt thép BLTN khi chuỗi gồm các Dầm Super – T 38,3 96Bảng 4.1: Bảng đề xuất chiều dài BLTN hợp lý cho Dầm I24,54 98Bảng 4.2: Bảng đề xuất chiều dài BLTN hợp lý cho Dầm I33 99Bảng 4.3: Bảng đề xuất chiều dài BLTN hợp lý cho Dầm Super – T 38,3 99

DANH MỤC HÌNH ẢNH

Hình 1.1: Cấu tạo mối nối BLTN 2

Hình 1.2: Sơ đồ bố trí BLTN (Nguyễn Viết Trung 2010) 2

Hình 2.1: Sơ đồ tính toán BLTN dưới tác dụng của chuyển vị tại mặt cắt ngàm BLTN (Nguyễn Viết Trung 2004) 6

Hình 2.2: Sơ đồ tác dụng của tĩnh tải phần II lên KCN 8

Hình 2.3: Sơ đồ phần tử mẫu dưới tác dụng của chuyển vị tại mặt cắt ngàm 9

Hình 2.4: Biểu đồ moment và đường ảnh hưởng do hoạt tải tác dụng lên KCN 9

Hình 2.5: Biểu đồ moment của BLTN có tác dụng của góc xoay và chuyển vị do hoạt tải đặt trên KCN gây ra 10

Hình 2.6: Biểu đồ moment, đường ảnh hưởng do tải trọng làn tác dụng lên KCN 11

Hình 2.7: Biểu đồ moment của BLTN có tác dụng của góc xoay và chuyển vị do tải trọng làn 11

Hình 2.8: Sơ đồ moment do tĩnh tải tác dụng trực tiếp lên BLTN 12

Hình 2.9: Sơ đồ xếp hoạt tải xe theo phương ngang cầu khi SW > 1800 (mm) (Mai Lựu 2017) 13

Hình 2.10: Sơ đồ xếp hoạt tải xe theo phương ngang cầu khi SW ≤ 1800 (mm) (Mai Lựu 2017) 13

Hình 2.11: Sơ đồ xếp hoạt tải xe theo phương ngang cầu khi SW > 1200 (mm) (Mai Lựu 2017) 14

Hình 2.12: Sơ đồ xếp hoạt tải xe theo phương dọc cầu (Mai Lựu 2017) 14

Hình 2.13: Sơ đồ moment do tải trọng làn tác dụng lên BLTN 15

Hình 2.14: Cấu tạo chuỗi liên tục nhiệt 25

Hình 2.15: Sơ đồ bố trí gối cầu trong chuỗi liên tục nhiệt 25

Hình 2.16: Sơ đồ tính chuyển vị do co ngót, từ biến 27

Hình 2.17: Cấu tạo gối cao su phân lớp (nguồn Internet) 27

Hình 3.1: Tiết diện Dầm I và Dầm Super - T 36

Hình 3.2: Mặt cắt ngang cầu trường hợp Dầm I24,54m 38

Hình 3.3: Sơ đồ tác dụng của xe hai trục lên KCN 39

Hình 3.4: Sơ đồ tác dụng của xe ba trục lên KCN 40

Hình 3.5: Sơ đồ moment BLTN do tác dụng của tải trọng bản thân 47

Hình 3.6: Sơ đồ moment BLTN do tác dụng của tải trọng bản thân lớp phủ 47

Hình 3.7: Sơ đồ xếp 2 trục xe 2 trục tại giữa BLTN cách nhau 1,2m 49

Hình 3.8: Biểu đồ xác định chiều dài BLTN hợp lý (Dầm I24,54m, chiều dày BLTN 0,18m) 53

Hình 3.9: Mặt cắt ngang trường hợp Dầm I33 (m) 54

Hình 3.10: Biểu đồ xác định chiều dài BLTN hợp lý (Dầm I33m, chiều dày BLTN 0,18m) 55

Hình 3.11: Mặt cắt ngang trường hợp Dầm Super - T 38,30m 56

Hình 3.12: Biểu đồ xác định chiều dài BLTN hợp lý (Dầm Super-T 38,3m, chiều dày BLTN 0,18m) 58

Hình 3.13: Sơ đồ tính chuyển vị do co ngót, từ biến cho chuỗi có 3 nhịp 63

Hình 3.14: Chi tiết gối cao su phân lớp 68

Hình 3.15: Mô hình mô phỏng KCN 79

Hình 3.16: Mô hình mô phỏng BLTN 80

Hình 3.17: Mô phỏng chuỗi liên tục nhiệt gồm có ba dầm 80

Hình 3.18: Chuyển vị của dầm khi chịu tác dụng của tải trọng 81

Hình 3.19: Biểu đồ xác định chiều dài BLTN hợp lý (Dầm I24,54m, chiều dày BLTN 0,18m) từ kết quả mô hình mô phỏng 82Hình 3.20: Biểu đồ xác định chiều dài BLTN hợp lý (Dầm I33m, chiều dày BLTN 0,18m) từ kết quả mô hình mô phỏng 83Hình 3.21: Biểu đồ xác định chiều dài BLTN hợp lý (Dầm Super-T 38,3m, chiều dày BLTN 0,18m) từ kết quả mô hình mô phỏng 85

CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN 1.1 ĐẶT VẤN ĐỀ NGHIÊN CỨU

Trong xây dựng cầu hiện nay, dầm giản đơn được áp dụng rất phổ biến bởi tính chất cơ giới hóa, tiêu chuẩn hóa, dễ lắp đặt, thi công nhanh và có thể sản xuất hàng loạt theo module để giảm giá thành Các mặt cắt dầm đúc sẵn cũng đa dạng như mặt cắt dạng chữ I, T,… và hiện nay loại dầm Super – T đang được dùng phổ biến ở nước

ta với chiều dài có thể lên đến 40m

Với công trình cầu có nhiều nhịp giản đơn nối lại với nhau thì khu vực đỉnh trụ

có thể có nhiều hình thức khác nhau để liên kết như sử dụng khe co giãn, đúc dầm ngang liền khối, liên tục bản mặt cầu bê tông cốt thép hay còn gọi là liên tục nhiệt, Khe co giãn thường là giải pháp được chọn tại các vị trí đầu dầm của các nhịp dầm giản đơn, bởi vì cho phép chuyển vị thẳng và xoay của đầu dầm do biến dạng võng, co ngót, từ biến và sự thay đổi nhiệt độ của dầm Tuy nhiên, việc lắp đặt các khe co giãn cũng đồng nghĩa với việc tăng chi phí xây lắp, giảm độ êm thuận xe chạy, tăng chi phí duy tu, bảo dưỡng Trong quá trình khai thác, sự làm việc không tốt của khe co giãn do nhiều nguyên nhân khác nhau có thể dẫn đến sự hư hại nghiêm trọng đối với kết cấu phần trên cầu và kể cả kết cấu phần dưới cầu, gối cầu,…

Một trong các giải pháp để thay thế khe co giãn là liên tục hóa các nhịp dầm giản đơn bằng cách sử dụng kết cấu liên tục nhiệt Mục đích của việc liên tục nhiệt các nhịp dầm giản đơn là sử dụng các giải pháp liên tục nhiệt để tận dụng các ưu điểm trong quá trình thi công của KCN giản đơn, nhưng sau khi liên tục nhiệt thì kết cấu

sẽ làm việc tốt hơn KCN giản đơn

Hiện nay, trên thế giới đang áp dụng loại kết cấu BLTN cho hàng loạt công trình cầu BTCT, BTCT liên hợp Tại Việt Nam, kết cấu BLTN lần đầu tiên áp dụng tại cầu Thăng Long ở hạng mục mặt cầu dẫn đường ô tô Từ đó đến nay, bản mặt cầu liên

tục nhiệt đã được đưa vào rất nhiều công trình cầu, đặc biệt là đối với các công trình cầu trên đường cao tốc

1.2 KẾT CẤU BẢN LIÊN TỤC NHIỆT

Kết cấu BLTN là dạng kết cấu được tạo ra bằng cách nối KCN dầm ở mức độ bản mặt cầu, sao cho dưới tác dụng của lực theo phương ngang và nhiệt độ thì cầu làm việc như hệ dầm liên tục, còn dưới tác dụng của tải trọng thẳng đứng thì làm việc như dầm giản đơn Kết cấu BLTN có thể dùng cho những kết cấu dầm đứt rời hoặc KCN bản của bất kỳ nhịp nào với các dạng hình chiếu khác nhau Cấu tạo mối nối BLTN được thể hiện ở hình (1.1)

Hình 1.1: Cấu tạo mối nối BLTN

Các dạng bố trí gối cầu trong công trình cầu có sử dụng kết cấu BLTN được thể hiện ở hình (1.1)

Hình 1.2: Sơ đồ bố trí BLTN (Nguyễn Viết Trung 2010)

1.3 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU TRÊN THẾ GIỚI

Tại nước Mỹ, nhóm nghiên cứu của Alampalli và Yannotti đã khảo sát 105 công trình cầu sử dụng kết cấu BLTN, trong đó có 72 cầu dầm BTCT và 33 cầu dầm thép liên hợp đã cho thấy các cầu đều đảm bảo điều kiện khai thác theo các yêu cầu thiết

kế, trừ một số hiện tượng bị nứt trên bản mặt cầu Mặc dù Alampalli và Yannotti đã

đề xuất nghiên cứu kỹ hơn nhằm hoàn thiện việc tính toán thiết kế và thi công BLTN, nhưng đa số các kết luận đều cho rằng các cầu sử dụng kết cấu BLTN có tình trạng làm việc tốt hơn nhóm các cầu sử dụng khe co giãn [13]

Nhóm nghiên cứu của Caner và Zia (1998), đã tiến hành phân tích thực nghiệm đối với sự làm việc của bản mặt cầu sử dụng kết cấu BLTN và đề xuất phương pháp tính toán cho loại kết cấu này Các kết quả nghiên cứu đã cho thấy, BLTN chịu biến dạng uốn dưới tác dụng của tải trọng nhiều hơn là biến dạng dọc, đã xuất hiện các vết nứt ở phía trên của BLTN do tác động của co ngót, từ biến và nhiệt độ [13]

1.4 TÌNH HÌNH NGHIÊN CỨU TRONG NƯỚC

Theo tác giả Lê Bá Anh và Ngô Văn Minh, sau 10 đến 20 năm khai thác, các công trình sử dụng kết cấu BLTN đã xuất hiện các hư hỏng liên quan đến gối cầu, các bộ phận kết cấu gần gối, một số trường hợp gối cầu có thể bị rơi ra khỏi bệ đá trên trụ, mố cầu [8]

Theo tác giả Mai Lựu, từ tính toán lý thuyết đến thực tế sử dụng cho thấy BLTN chịu lực kéo uốn rất lớn do nhiều nguyên nhân gây ra như góc xoay đầu dầm do hoạt tải trên KCN, thay đổi nhiệt độ, các ảnh hưởng thứ cấp do co ngót, từ biến,…tạo nên một hệ kết cấu làm việc khá phức tạp và khó kiểm soát Vì vậy, rất nhiều công trình sau khi đưa vào sử dụng vẫn xuất hiện nhiều vết nứt tại BLTN mặc dù đã sử dụng một lượng cốt thép gia cường gần như gấp đôi so với cốt thép thông thường của BMC Nguyên nhân chính là do ứng suất kéo xuất hiện trong bản nối vượt quá khả năng chịu lực của bê tông thông thường [9]

Vào ngày 29/12/2017, Bộ Khoa Học và Công Nghệ đã công bố tiêu chuẩn thiết

kế cầu đường bộ TCVN 11823 : 2017 chia làm 13 phần dựa trên cơ sở của AASHTO

2007 (xuất bản lần thứ năm), một số phần có cập nhật AASHTO 2012 và một phần

của phần 10 có cập nhật AASHTO 2014 So với tiêu chuẩn 22TCN 272-05 thì tiêu chuẩn TCVN 11823 : 2017 vẫn cùng triết lý thiết kế theo hệ số phân bố tải trọng và

hệ số sức kháng nhưng đã bổ sung nhiều tiến bộ kỹ thuật và kết quả thực nghiệm Tuy nhiên, tính đến nay vẫn chưa có nhiều nghiên cứu chuyên sâu về việc thiết kế, lựa chọn chiều dài BLTN hợp lý cũng như các yếu tố ảnh hưởng đến chuỗi mỗi nối liên tục nhiệt theo tiêu chuẩn TCVN 11823 : 2017

Kết hợp tất cả các yêu tố đó, học viên lựa chọn đề tài: “Nghiên cứu các yếu tố

ảnh hưởng đến chuỗi mối nối liên tục nhiệt trong hệ dầm BTCT DƯL lắp ghép nhịp giản đơn”

1.5 MỤC TIÊU, NHIỆM VỤ, ĐỐI TƯỢNG, PHẠM VI VÀ PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU CỦA ĐỀ TÀI

1.5.1 Mục tiêu nghiên cứu của đề tài:

Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến chuỗi mối nối liên tục nhiệt trong hệ dầm BTCT DƯL lắp ghép nhịp giản đơn

1.5.2 Nhiệm vụ nghiên cứu của đề tài:

❖ Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến kết cấu bản liên tục nhiệt như: tĩnh tải, hoạt tải, nhiệt độ, co ngót, từ biến,…

❖ Nghiên cứu cơ sở lý thuyết trong tính toán kết cấu bản liên tục nhiệt

❖ Mô hình hóa sự làm việc của bản liên tục nhiệt bằng phần mềm Midas Civil

❖ So sánh, đánh giá kết quả giữa: phương pháp dải bản và phương pháp phần

tử hữu hạn (mô phỏng bằng phần mềm Midas Civil)

❖ Đề xuất phương án sử dụng chiều dài bản liên tục nhiệt hợp lý ứng với các chiều dài dầm giản đơn khác nhau

❖ Kết luận và nêu kiến nghị về việc sử dụng kết cấu bản liên tục nhiệt trong cầu dự ứng lực lắp ghép nhịp giản đơn

1.5.3 Đối tượng nghiên cứu của đề tài:

Đối tượng nghiên cứu: Kết cấu bản liên tục nhiệt

1.5.4 Phạm vi nghiên cứu của đề tài:

Qua phân tích và kết hợp với nhu cầu thực tiễn, trong khuôn khổ đề tài nghiên cứu này sẽ tập trung vào các yêu tố sau:

❖ Tiết diện dầm chính: Dầm I BTCT DƯL căng trước có chiều dài 24,54m và 33,00m; dầm Super – T BTCT DƯL căng trước có chiều dài 38,3m

❖ Chiều dày bản mặt cầu: 0,18 ÷ 0,22m

1.5.5 Phương pháp nghiên cứu của đề tài:

Tính toán BLTN dựa trên lý thuyết tính toán về kết cấu (theo tiêu chuẩn TCVN 11823:2017)

Mô hình kết cấu BLTN bằng phần mềm Midas Civil

Phân tích, đánh giá kết quả, so sánh các kết quả và đưa ra các kiến nghị

1.6 DỰ KIẾN KẾT QUẢ

❖ Nêu ra được các yếu tố ảnh hưởng đến kết cấu BLTN

❖ So sánh, đánh giá kết quả giữa: phương pháp dải bản và phương pháp phần

tử hữu hạn (mô phỏng bằng phần mềm Midas Civil)

❖ Đề xuất chiều dài hợp lý của BLTN ứng với mỗi chiều dài dầm BTCT DƯL lắp ghép nhịp giản đơn khác nhau

❖ Đề xuất số nhịp hợp lý ứng với từng loại dầm để sử dụng và khai thác hiệu quả kết cấu BLTN trong hệ dầm BTCT DƯL lắp ghép nhịp giản đơn

là chiều dài của chuỗi liên tục nhiệt

BLTN thường được sử dụng trong dầm có tiết diện liên hợp

BLTN là dải bản làm việc theo phương dọc cầu, cho nên khi tính toán có thể cắt một đơn vị chiều dài theo phương ngang cầu để tính toán

Sơ đồ cơ bản để tính toán BLTN là dầm bản ngàm 2 đầu, có chiều dài tính toán bằng chiều dài của BLTN cách ly khỏi kết cấu nằm phía dưới (hình 2.1)

Hình 2.1: Sơ đồ tính toán BLTN dưới tác dụng của chuyển vị tại mặt cắt ngàm

BLTN (Nguyễn Viết Trung 2004)

2.1.2 Các yếu tố ảnh hưởng đến bản liên tục nhiệt:

Các yếu tố ảnh hưởng đến BLTN được dự đoán sẽ có các yếu tố như sau:

❖ Module đàn hồi của vật liệu (bê tông): dầm chính, bản mặt cầu, BLTN;

❖ Kích thước hình học của dầm chính, bao gồm chiều dài dầm, tiết diện ngang dầm, bề rộng bản mặt cầu hữu hiệu

❖ Khoảng hở giữa 2 đầu dầm

❖ Kích thước hình học của BLTN bao gồm 3 thông số chính là chiều dài, chiều dày, chiều rộng của BLTN;

❖ Độ lớn giá trị của các tải trọng đặt trên KCN

2.1.3 Các loại tải trọng trong bản liên tục nhiệt:

2.1.3.1 Nội lực cưỡng bức:

Nội lực cưỡng bức bao gồm chuyển vị xoay và chuyển vị thẳng đứng tại mặt cắt ngàm của BLTN Bao gồm:

❖ Tĩnh tải chất thêm khi thi công xong BLTN (lan can, lề bộ hành, lớp phủ);

❖ Hoạt tải trên dầm chính;

Nội lực cục bộ bao gồm tĩnh tải và hoạt tải đặt trực tiếp lên BLTN

Trong đó, tĩnh tải phân bố đều theo chiều ngang cầu được tính cho một đơn vị chiều dài, còn theo phương dọc cầu được tính trên chiều dài BLTN (LLS)

2.1.4 Xác định nội lực cưỡng bức:

Khi tính toán BLTN không xét đến tác dụng của co ngót và từ biến của bê tông dầm vào trạng thái ứng suất, vì tuổi của bê tông dầm và bê tông BLTN chênh lệch với nhau nhiều (Nguyễn Viết Trung 2004)

Các chuyển vị cưỡng bức được tạo ra bởi các dầm chính Tính các chuyển vị cưỡng bức sẽ tính độc lập cho một dầm (cho cả tĩnh tải và hoạt tải) dùng để quy đổi

biến dạng xoay và biến dạng đứng cho một đơn vị chiều dài theo phương ngang của BLTN

Nội lực trong BLTN do chuyển vị của góc xoay và chuyển vị thẳng đứng tại mặt cắt ngàm bản được xác định theo công thức sức bền vật liệu Nội lực do tĩnh tải phần II, xét tác dụng trên cả hai nhịp kề nhau và xét cả hoạt tải Khi nối ở những khẩu

độ khác nhau, thì tiến hành chất tải lần lượt ở từng khẩu độ và tính toán bản với nội lực lớn nhất

2.1.4.1 Do tĩnh tải phần II:

Sơ đồ thể hiện chuyển vị xoay ở hai đầu dầm dưới tác dụng của tĩnh tải phần II (hình 2.2)

Hình 2.2: Sơ đồ tác dụng của tĩnh tải phần II lên KCN

Giá trị góc xoay, chuyển vị tại mặt cắt ngàm của BLTN dưới tác dụng của tĩnh tải phần II lên KCN được xác định bởi các công thức (2.1), công thức (2.2)

3

124

DC tt DC

Trong đó: q DC - tải trọng gây ra bởi tĩnh tải phần II tác dụng lên KCN; L tt -

chiều dài dầm tính toán; E c.B - module đàn hồi bê tông dầm; J B - moment quán tính của tiết diện dầm; L LS - chiều dài BLTN; c - khoảng cách giữa hai tim gối của hai

nhịp kề nhau

Moment uốn phát sinh tại mặt cắt ngàm BLTN khi có tác dụng của góc xoay

và chuyển vị của tĩnh tải phần II được xác định bằng sơ đồ phần tử mẫu (hình 2.3)

Hình 2.3: Sơ đồ phần tử mẫu dưới tác dụng của chuyển vị tại mặt cắt ngàm

Giá trị moment uốn phát sinh tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN khi có tác dụng của góc xoay, chuyển vị của tĩnh tải phần II đặt trên KCN được xác định theo công thức (2.3) và công thức (2.4)

.F

2 c LS LS

II DC

LS

E J K M

.M

2 c LS LS

II DC

LS

E J K M

Trong đó: E c.LS - module đàn hồi của bê tông BLTN; J LS - moment quán tính của

tiết diện BLTN; K - hệ số triết giảm độ cứng, K = 1; φ DC - góc xoay tại mặt cắt ngàm BLTN

2.1.4.2 Do hoạt tải tác dụng lên KCN:

Dưới tác dụng của hoạt tải đặt trên KCN, thì biểu đồ moment và đường ảnh hưởng được thể hiện ở hình (2.4)

Hình 2.4: Biểu đồ moment và đường ảnh hưởng do hoạt tải tác dụng lên KCN

Dùng phương pháp nhân biểu đồ, ta có giá trị góc xoay và chuyển vị tại mặt cắt ngàm BLTN được xác định qua các công thức (2.5), công thức (2.6) (Mai Lựu 2018)

( 2 2)

tt ML

c B B tt

P L x DF

Trong đó: DF - hệ số phân bố ngang của hoạt tải; P - tải trọng các trục xe thiết

kế (HL-93), đối với xe hai trục thì P 1 = P 2 =110 (kN) và đối với xe ba trục thì P 1 =

35 (kN), P 2 = P 3 = 145 (kN); x - khoảng cách từ đầu dầm đến vị trí tải trọng trục xe tác dụng, đối với xe hai trục thì x 1 = 0 (m), x 2 =1,2 (m) và đối với xe ba trục thì x 1 =

0 (m), x 2 = 4,3 (m), x 3 = 8,6 (m); E c.B - module đàn hồi bê tông dầm; J B - moment

quán tính của tiết diện dầm

Moment uốn phát sinh tại mặt cắt ngàm BLTN khi có tác dụng của góc xoay và chuyển vị của hoạt tải đặt trên KCN được xác định theo sơ đồ sau (hình 2.5):

Hình 2.5: Biểu đồ moment của BLTN có tác dụng của góc xoay và chuyển vị do

hoạt tải đặt trên KCN gây ra

Giá trị moment uốn phát sinh tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN khi có tác dụng của góc xoay và chuyển vị của hoạt tải đặt trên KCN được xác định theo các công thức (2.7) và công thức (2.8)

c LS LS

LL M LL

E J K M

L 

Trong đó: E c.LS - module đàn hồi của bê tông BLTN; J LS - moment quán tính của

tiết diện BLTN; K - hệ số triết giảm độ cứng, K = 1; φ LL - góc xoay do hoạt tải đặt

trên KCN gây ra tại mặt cắt ngàm BLTN; Y LL – chuyển vị do hoạt tải đặt trên KCN gây ra tại mặt cắt ngàm BLTN

2.1.4.3 Do tải trọng làn tác dụng lên KCN:

Dưới tác dụng của tải trọng làn đặt trên KCN, thì biểu đồ moment và đường ảnh hưởng được thể hiện ở hình (2.6)

Hình 2.6: Biểu đồ moment, đường ảnh hưởng do tải trọng làn tác dụng lên KCN

Giá trị góc xoay, chuyển vị tại mặt cắt ngàm của BLTN dưới tác dụng của tải trọng làn đặt trên KCN được xác định theo các công thức (2.9), công thức (2.10)

3

124

lane tt lane

Moment uốn phát sinh tại mặt cắt ngàm BLTN khi có tác dụng của góc xoay và chuyển vị của tải trọng làn đặt trên KCN được xác định theo sơ đồ hình sau hình (2.7):

Hình 2.7: Biểu đồ moment của BLTN có tác dụng của góc xoay và chuyển vị do

tải trọng làn

Giá trị moment uốn phát sinh tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN khi có tác dụng của góc xoay và chuyển vị của tải trọng làn đặt trên KCN được xác định theo các công thức (2.11) và công thức (2.12)

c LS LS

M lane

LS

E J K M

Trong đó: E c.LS - module đàn hồi của bê tông BLTN; J LS - moment quán tính của

tiết diện BLTN; K - hệ số triết giảm độ cứng, K = 1; φ Lane - góc xoay do tải trọng làn

đặt trên KCN gây ra tại mặt cắt ngàm BLTN; Y Lane – chuyển vị do tải trọng làn đặt trên KCN gây ra tại mặt cắt ngàm BLTN

2.1.5 Xác định nội lực cục bộ:

2.1.5.1 Do tĩnh tải tác dụng lên BLTN:

Dưới tác dụng của tĩnh tải đặt trực tiếp lên BLTN, thì moment do tĩnh tải gây ra được trình bày ở hình (2.8)

Hình 2.8: Sơ đồ moment do tĩnh tải tác dụng trực tiếp lên BLTN

Giá trị moment tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN do tác dụng của tĩnh tải đặt trực tiếp lên BLTN được xác định theo công thức (2.13), công thức (2.14)

2

2.1.5.2 Do tác dụng của xe tải đặt cục bộ lên BLTN:

Dưới tác dụng của xe tải thiết kế đặt cục bộ lên BLTN, ta tính toán theo mô hình dải bản tương đương

Dải bản chịu lực theo phương ngang cầu, chiều rộng của dải bản tương đương theo phương dọc cầu được tính theo công thức (2.15), công thức (2.16) (theo bảng 3, mục 6.2.1.3, TCVN 11723-4:2017):

❖ Đối với trường hợp moment dương:

Trong đó: L LS - chiều dài BLTN, mm

a Xếp xe theo phương ngang cầu (Mai Lựu 2017):

Hình 2.11: Sơ đồ xếp hoạt tải xe theo phương ngang cầu khi SW > 1200 (mm)

(Mai Lựu 2017)

Trong đó: P – tải trọng trục xe thiết kế, P = 110 (kN) đối với xe 2 trục, P = 145 (kN) đối với xe 3 trục; m – hệ số làn, m =1,2 đối với một làn xe chất tải, m = 1 đối

với hai làn xe chất tải (mục 6.1.1.2 TCVN 11823:2017)

b Xếp xe thương phương dọc cầu (Mai Lựu 2017):

Hình 2.12: Sơ đồ xếp hoạt tải xe theo phương dọc cầu (Mai Lựu 2017)

Giá trị moment tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN do hoạt tải đặt cục bộ lên BLTN được xác định theo công thức (2.17), công thức (2.18) (Mai Lựu 2017)

dài BLTN; SW n , SW p - bề rộng dải bản tương đương, được xác định theo công thức (2.15) và công thức (2.16)

2.1.5.3 Do tác dụng của tải trọng làn lên BLTN:

Tải trọng làn thiết kế gồm tải trọng 9,3 (N/mm) phân bố đều theo chiều dọc Theo chiều ngang cầu được giả thiết là phân bố đều trên chiều rộng 3000 (mm) Ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích (mục 6.1.2.4 TCVN 11823:2017)

Vì vậy, tải trọng làn (q Lane.LS ) được tính theo các trường hợp khác nhau theo

công thức (2.19a), công thức (2.19b)

❖ Nếu SW ≥ 3 (m) thì q Lane.LS = 9,3 (kN/m); (2.19a)

❖ Nếu SW < 3 (m) thì q Lane.LS = 3,1.SW (kN/m) (2.19b) Dưới tác dụng của tải trọng làn đặt trực tiếp lên BLTN, thì sơ đồ moment của BLTN do tải trọng làn gây ra được trình bày ở hình (2.13)

Hình 2.13: Sơ đồ moment do tải trọng làn tác dụng lên BLTN

Giá trị moment tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN do tải trọng làn đặt cục

bộ lên BLTN được xác định theo công thức (2.20), công thức (2.21)

2 F

12

Lane LS n LS n Lane LS

24

Lane LS n LS n Lane LS

B n = 1 (m); q Lane.LS.n , q Lane.LS.p - tải trọng làn tác dụng lên BLTN đối với moment âm

và moment dương, tải trọng làn được xác định theo các công thức (2.19a), (2.19b);

L LS - chiều dài BLTN; SW n , SW p - bề rộng dải bản tương đương, được xác định theo công thức (2.15) và công thức (2.16)

2.1.6 Xác định các nội lực phát sinh:

2.1.6.1 Do lực hãm xe gây ra trên BLTN

Vì kết cấu trụ cầu là trụ cứng, nên lực dọc trục trong BLTN lấy bằng lực hãm của tải trọng đặt giữa mặt cắt đang xét đến đầu chuỗi (Nguyễn Viết Trung 2004) Lực hãm được lấy bằng 25% trọng lượng của trục xe tải thiết kế đặt trên nhịp

và được xác định theo công thức (2.22) (mục 6.4 TCVN 11823:2017)

0, 25 L L max( Ptruck; Ptendom)

Nội lực tính trên 1 (m) bề rộng của BLTN được xác định theo công thức (2.23)

BR

BR N

B

Trong đó: n L - số làn xe thiết kế; m L - hệ số làn tương ứng với số làn xe thiết kế;

P truck – tổng trọng lượng các trục xe của xe 3 trục, P truck = 325 (kN); P tendom – tổng trọng lượng các trục xe của xe 2 trục, Ptendom = 220 (kN), max ( P truck, P tendom )

= 325 (kN); B - bề rộng toàn cầu

2.1.6.2 Do từ biến bê tông:

Chuyển vị tại mặt cắt ngàm của BLTN do từ biến gây ra với tải trọng tác dụng bao gồm: trọng lượng bản thân của KCN chính và cáp dự ứng lực Do đó, tính toán chuyển vị ta tính 2 thành phần chuyển vị do trọng lượng bản thân của KCN chính và

do cáp DƯL Sau đó, lấy tổng chuyển vị do 2 thành phần này gây ra

Chuyển vị xoay tại mặt cắt ngàm của BLTN được xác định theo công thức (2.24) (Mai Lựu 2017)

❖ k s - hệ số kích thước được xác định theo công thức (2.26)

1, 45 0, 0051 ( / ) 1, 0

s

Với V/S là tỷ lệ giữa thể tích với bề mặt cấu kiện (mm)

❖ k hc - hệ số độ ẩm cho quá trình từ biến được xác định theo công thức (2.27)

1,56 0,008

hc

Với H là độ ẩm tương đối (%)

❖ k f - hệ số xét đến cường độ bê tông khi kết cấu chịu tải được xác định theo công thức (2.28)

'

357

Với f’ ci là cường độ chịu nén của mẫu bê tông dầm (Mpa)

❖ k td - hệ số xét đến phát triển cường độ bê tông lên biến dạng co ngót được xác định theo công thức (2.29)

' '

100 0.5812

td

ci ci

t k

f t f

Với t là tuổi của bê tông (ngày)

❖ t i - tuổi của bê tông tại thời điểm tác dụng của tải trọng

Tổng biến dạng đàn hồi do bản thân kết cấu gây ra (φ cr) bao gồm biến dạng do

trọng lượng bản thân KCN (φ DC ) và biến dạng do cáp DƯL (φ Cable)

Biến dạng do trọng lượng bản thân KCN được xác định theo công thức (2.30)

2

24

tt DC

2

tt Cable

Trong đó: P – lực căng cáp DƯL; e – độ lệch tâm của cáp DƯL; L tt – chiều dài

KCN tính toán; E c.B – module đàn hồi của bê tông dầm; J B – moment quán tính của dầm liên hợp

Tổng biến dạng đàn hồi do bản thân kết cấu gây ra được xác định theo công thức (2.32)

2 c LS LS

CR F cr

LS

E J M

L 

.

2 c LS LS

CR M cr

LS

E J M

L 

Trong đó: E c.LS - module đàn hồi của bê tông BLTN; J LS - moment quán tính tiết

diện BLTN; L LS - chiều dài BLTN; φ cr - góc xoay do từ biến gây ra

❖ k s , k f , k td - được xác định lần lượt theo các công thức (2.26), (2.28), (2.29);

❖ k sh - hệ số ảnh hưởng của độ ẩm co ngót được xác định theo công thức (2.36)

2 0,014

sh

Với H là độ ẩm tương đối (%)

Ứng suất do biến dạng co ngót gây ra trên các phần tử được xác định theo công thức (2.37) (Mai Lựu 2018)

in sh E c DS

Trong đó: sh – biến dạng do co ngót được xác định theo công thức (2.35); E c.DS

- module đàn hồi của bê tông bản mặt cầu

Độ cong do co ngót gây ra được xác định theo công thức (2.38) (Mai Lựu 2018)

in i i sh

Trong đó: σ in - ứng suất do biến dạng co ngót gây ra, được xác định theo công

thức (2.37); y i - khoảng cách từ trục trung hòa dầm chính đến trọng tâm bản mặt cầu;

A i - diện tích bản mặt cầu (tính cho bề rộng 1m); E c.LS - module đàn hồi của bê tông

BLTN; J LS - moment quán tính tiết diện BLTN; E c.B - module đàn hồi của bê tông

dầm chính; J B - moment quán tính tiết diện dầm liên hợp

Góc xoay tại mặt cắt ngàm của BLTN do co ngót được xác định theo công thức (2.39)

2

tt sh

L R

Trong đó: L LS - chiều dài BLTN; c - khoảng cách giữa hai tim gối của hai nhịp

kề nhau; sh – góc xoay do co ngót gây ra, được xác định ở công thức (2.39)

Giá trị moment tại mặt cắt ngàm và mặt cắt giữa BLTN do co ngót gây ra trên BLTN được xác định theo công thức (2.41), công thức (2.42)

.

2 c LS LS

SH F sh

LS

E J M

L 

.

2 c LS LS

SH M sh

LS

E J M

L 