Thiết kế cầu bê tông cốt thép dầm liên tục nhịp 2x22m thi công bằng phương pháp đà giáo

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI CHƯƠNG II: TÍNH TOÁN BẢNG HẪNG Tính toán bảng hẩng tại 2 mặt cắt d D / 351... ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI - Kiểm toán s

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP NGÀNH KỸ THUẬT XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG

GVHD:NGUYỄN HUỲNH TÂN TÀI SVTH: TRẦN BÁ SƠN

MSSV: 15127093

SKL 0 0 6 8 3 5

THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP DẦM LIÊN TỤC NHỊP 2X22M THI CÔNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÀ GIÁO

THIẾT KẾ CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP DẦM LIÊN TỤC NHỊP 2x22m

THI CÔNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÀ GIÁO

GVHD : TS Nguyễn Huỳnh Tân Tài GVPB : TS Đỗ Tiến Thọ

SVTH : Trần Bá Sơn MSSV : 15127093

Số liệu thiết kế……… ……… 1

CHƯƠNG 1:TÍNH TỐN LAN CAN 1

1.1.Tính tốn lan caná 1

1.1.1.Thanh lan can 1

1.1.2 Cột lan can 2

CHƯƠNG 2: TÍNH TỐN BẢNG HẪNG 5

2.1.Tại mặt cắt A-A 5

2.2.Tại mạt cắt B-B 7

CHƯƠNG 3: TÍNH TỐN DẦM CHỦ 9

3.1.Mặt cắt ngang tiết diện dầm hộp 9

3.2.Tải trọng tác dụng 9

3.3Tính tốn sơ bộ số lượng cáp DUL 11

3.3.1.Tính tốn sơ bộ nội lưc phục vụ cho việc tính tốn cáp DUL 11

3.3.2.Tính tốn sơ bộ số lượng bĩ cáp DUL 12

3.3.3.Bố trí cáp cho dầm 13

3.4.Đặc trưng hình học 13

3.5.Tính tốn mất mát ứng suất 14

3.5.1.Các mất mát ứng suất tức thời 15

3.5.2.Các mất mát ứng suất theo thời gian 17

3.6 Kiểm tốn 18

3.6.1.Kiểm tốn khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn truyền lực 18

3.6.2.Kiểm tốn khả năng chịu uốn của dầm trong giai đoạn khai thác 18

3.6.3.Kiểm tốn khả năng chịu uốn của dầm ở trạng thái giới hạn cường độ 19

3.6.4.Kiểm tra hàm lượng cốt thép tại mặt cắt V-V 20

3.6.5.Kiểm tốn về lực cắt 20

CHƯƠNG 4: THIẾT KẾ TRỤ CẦU 21

4.1.Giới thiệu chung 21

4.2.Các tải trọng tác dụng lên trụ và nội lực 21

4.3.Kiểm toán trụ cầu 30

D6 A.N T6T NGmeP

s6 utu THIET KE

K€t ciu �p du(Jc thi cong phan do11-n theo cong ngh� da giao di d(>ng (MSS), dli'.y

dudi due tren

Toan b(> �p du(Jc chia lam 1 phan do11-n thi cong, phan do11-n thi cong xong se dli'.y

van khuon tdi dE thi cong phan do11-n ti€p theo ThcJi gian thi cong phan do11-n la 14 ngay

• Tieu chuli'.n thi€t k€ : 22TCVN 272-05

• Qui mo k€t du : 2x24m (2 nhip lien t1,1c)

• Tai tr<,mg thi€t k€: - Ho11-t tiii HL93

• M�t xe ch11-y: Bl = 14m

• Lan can + 1� cong Vl_l: B2 = lm

• T6ng b�r9ngdu: B = B1+2xB2 = l6m

• D11-ng k€t ciu nmp: Ciu dim

• D11-ng m�t ca'.t: Ban khoet 16 tron

• V�t li�u k€t ciu: BTCT di;i ung h,tc

• Cong ngh� ch€ t11-o: Cling sau

• Cip betong: Dim chu: f', = 50Mpa

• Ty tr<;mg be tong: y C = 25 kN/ m 3

• Lo11-i co't thep DUL: tao thep cucJng d(> cao theo tieu chuli'.n ASTM A416-99 Grace 270 (Liuzhou

OVM Construction Machinery Co., Ltd)

• Thep thucJng:

+ Thep c6 gel CII:

+ Thep c6 gel CIII:

fyv= 280MPa

f y=420MPa

CHUO'NG I: TiNH TOAN LAN CAN 1.1 Tinh toan Ian can

1.1.1 Thanh Ian can:

GVHD TS.NGUYӈN HUǣNH TҨN TÀI

Ch9n thanh Ian can thep 6ng duang kinh ngoai D = 200mm, duang kinh trong d = 184mm Khoang each 2 c(>t Ian can la : L = 2000mm

Kh6i luqng rieng thep Ian can Y, = 7.85xl0-5 N/mm3 Thep cacbon s6 hi�u CT3: f,, = 240 MPa

a Tai trong tac dung len thanh Ian can:

- theo phmmg thil.ng dung:

+ tinh tai: tr9ng luqng tinh toan cua ban than Ian can

D 2 -d 2

200 2 -184 2

* Theo phudng h<Jp h;tc ciia Mx va My:

-Momen do ho11-t tai t�p trung P tl!,i mijt c�t gii'ta nbip:

M = PxL = 890x2000 =445000N.mm p 4 4

* T6 h<Jp n(li h;tc tac dl}ng len thanh Ian can:

M = rt-[ J<Yoc·M� + Yu.,M;:,)2 + (Yu.,M::,) 2 + Yu.,Mp]

+ Yoe = 1.25: h� so' tai tr9ng cho finh tai

+ Yu.= 1.75: h� s6 tai tr9ng cho ho11-t tai

+ M: la momen ldn nha't do finh va ho11-t tai

+ Mn: sue khang ciia tie't di�n

1.1.2 C9t Ian can:

Ta tinh toan v6i CQt lan can CJ gifra, v6i SIJ d6 tai tr9ng tac dl}llg vao CQt lan can

De ddn gian tinh toan ta chi kiem tra kha nling chju h;tc h;tc xo ngang vao c(lt va kiem tra di;\ manh, bo qua h;tc th�ng dung va tr9ng lu(Jng ban than

* Kiem tra kha nling emu h;tc ciia CQt lan can:

- Ll;ic tac dl}ng: (chi c6 ho11-t tai) + Ll;ic phan bo': w = 0.37 N/mm cl 2 thanh Ian can cl hai ben ci;lt truy�n vao ci;lt 1 ll;ic �P trung: P'= w.L = 0.37 x 2000 = 740 N

Ki€m tra tl/,i vi tri chan c(\t ti€p xuc v6i l� b(\ hanh:

Momen tl/,i chan c(lt:

M = P"*(270 + 620 + 970) = 1630*(270 + 620 + 970) = 3031800 N.mm Mijt cilt chan c(\t dam bao kha niing chiu lgc khi <l>M � 11-YIL M

- Sue khang cu.a titt dil;n: <liM = f, X s

+ S momen khang uo'n cu.a titt dil;n

⇒M�t d'.t chlin c{lt dil.m bil.o khil niing chju h;tc!

* Kilm tra d(l mil.nh cu.a c(lt Ian can:

K.J:' :s 250r

Trongd6:

+ K = 0.75: hi; s6 chi�u dai ht'i'u hil;u

+ L = I070 mm : chi�u dai khong du<;Jc gihng ( £ = h)

+ r : ban kinh h6i chuyln nho nha't

iem tra sue

GVHD TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Khi P = 890 KN d�t nhm ngang tac d1amg len thanh Ian can se gay h;tc nhd va h;tc cil:t ldn nha't trong than bu long

w+qlc

w+P

qlc w+P qlc w+P

�

N=�-�� -�� � 187.5 ( 740 + 890) x( 270 + 620 + 970 )-(3 X 740 + 0.46 X 1120) X 125

�

N=� �� -�� -� 187.5

�N=14346 N ChQn bu long cu'clng d(l cao du'clng kinh 20 mm ta c6:

A, = n:' = 1e.!o2

= 314 mm 2 la dil;n tich bu long theo duclng ldnh danh djnh

Pub= 830 MPa la cu'clng d(l chju keo nho nha't quy djnh cu.a bu long cu'clng d(l cao c6 16 mm<d<27 mm (22TCN272-05)

Xet !: :

Pu = 3(W+P) = 3x(740+890) = 4890 N

So sanh ta tha'y h!c keo trong bu long do cac til.i trQng tac d�ng N= 14346 N nho hdn kha

nling chju keo ciia bu long Tn = 198071.2 N, cho nen bu long v�n lam vi�c an toan!

GVHD: TS NGUYEN HUỲNH TẤN TÀI

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

CHƯƠNG II: TÍNH TOÁN BẢNG HẪNG Tính toán bảng hẩng tại 2 mặt cắt

d D

/ 351 0 4

184 200 10

85 7 3

4 3

2 2 5

2 2 1

DC DC

m kN L

P n DC

P P

lancan

P

/ 51 0 16 0 35 0

/ 16 0 22

10 71 292 12

2 1

3 cot

1 cot 2

b

DC gc  bt   25  1  0 3  7 5 /Lớp phủ bê tông nhựa

m kN h

b

DW  at   24  0 5  0 075  0 9 /Trọng lượng bản thân

m kN A

M lc  lc 1 375  0 51  1 375  0 7

 Do gờ chắm

kNm DC

M gc  gc 1  7 5  1  7 5

 Do lớp phủ

kNm DC

M DW  DW 0 25  0 9  0 25  0 225

 Do bản thân

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

kNm DC

M bt  bt 0 75  9 375  0 75  7 03

 Do xe

kNm L

PL M

mm mm

x L

ah xe

ah

05 9 315 1602

200 5 72

4300 315

1602 555

833 0 1140 833

0 1140

M M M

37

05 9 75 1 225 0 5 1 03 7 5 7 7 0 25 1 05

.

1

75 1 5

1 25

1 05 1

M M M

5

24

05 9 225 0 03 7 5 7 7 0 1

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Bố trí cốt thép cho bản hẫng

Thiết kế cốt thép cho 1m chiều dài bản mặt cầu khi đó giá trị nội lực trong 1 m bản

mặt cầu như sau:

- Momen âm: Mu = 92kNm

- Chiều rộng tiết diện tính toán: b=1000mm

- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 400mm

- Cường độ cốt thép ( cấp G40 ): fy = 420 MPa

- Cường độ chịu nén cảu bê tông ( cấp bê tông ): fc ‘ = 40 MPa

- Tải trọng tác dụng: M = 92 kNm

- Chọn khoảng cách từ mép chịu nén ngoài cùng của tiết diện đến trọng tâm vùng cốt thép

chịu kéo là: ( theo bảng 5.12.3-1 trong 22TCN-05 quy định veefe lớp bê tông bảo vệ đối

với bản mặt cầu đỗ tại chỗ > 25) ta có a’= 35 mm

- Chiều cao làm việc của thép trong tiết diện là: d s h ca'  250  35  215mm

- Chiều cao vùng bê tông chịu nén của bê tông

s c

n s

d b f

M d

10 37 2

1 1

28 40 05 0 85 0 7

28 05

0 85

12 5

42 0 03 0 215

7 6

bài toán thuộc trường hợp phá hoại dẻo

- Diện tích cốt thép chịu kéo cần thiết là

2 '

47 414 420

1000 12 5 40 85 0 85

0

mm f

b a f A

28 714 420

40 1000 250 03 0 03

.

f

f b h A

28 714 62

2010 4

16 10

f

f A a

c

y s

51 32 1000 764 0 40 85 0

420 62 2010 85

42 764 0

51 32

c mm

a c

40 03 0 03

0 009

0 215 1000

62

s

f

f d

b



=> Thỏa mãn hàm lượng cốt thép tối thiểu

- Sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu

Nmm

a d f A

M n s y s ) 167832282 2

2

51 32 215 ( 420 62 2010 )

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

- Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu:

=> Thỏa điều kiện

 Kiểm tra nứt của bản hẫng

Sở đồ bố trí thép đồi bản hẫng chịu momen âm

Điều kiện kiểm tra nứt: f c  0 8f r

- Momen quán tính chính trung tâm

4 6 3

3

10 1302 12

250 1000

h b

) 125 250 ( 250

10 5 24

MPa f

MPa f

f

r c

c r

2 3 98 3 8 0 8

0 35

2

98 3 40 63 0 63

d D

/ 351 0 4

184 200 10

85 7 3

4 3

2 2 5

2 2 1

DC DC

m kN L

P n DC

P P

lancan

P

/ 51 0 16 0 35 0

/ 16 0 22

10 71 292 12

2 1

3 cot

1 cot 2

b

DC gc  bt   25  1  0 3  7 5 /Lớp phủ bê tông nhựa

m kN h

b

DW  at   24  3  0 075  5 4 /

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI Trọng lượng bản thân

m kN A

2

1 4 25 0 (

M lc  lc 3 875  0 51  3 875  1 97

 Do gờ chắm

kNm DC

M gc  gc 3 5  7 5  3 5  26 25

 Do lớp phủ

kNm DC

M DW  DW 1 5  5 4  1 5  8 1

 Do bản thân

kNm L

DC

M bt ( bt )  25  2  17 2  0 83  64 28

 Do xe

kNm L

PL M

mm mm

x L

ah xe

ah

14 64 735 3051

2700 5 72

4300 735

3051 2295

833 0 1140 833

0 1140

M M M

252

14 64 75 1 1 8 5 1 28 64 25 26 97 1 25 1 05

.

1

75 1 5

1 25

1 05 1

M M M

74 164

14 64 1 8 28 64 25 26 97 1 1

- Chiều rộng tiết diện tính toán: b=1000mm

- Chiều cao tiết diện tính toán: h = 800mm

- Chiều cao làm việc của thép trong tiết diện là: d s h ca'  800  35  765mm

- Chiều cao vùng bê tông chịu nén của bê tông

s c

n s

d b f

M d

10 252 2

1 1

28 40 05 0 85 0 7

28 05

0 85 0

mm

a

764 0

75 9

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

76

.

12

bài toán thuộc trường hợp phá hoại dẻo

- Diện tích cốt thép chịu kéo cần thiết là

2 '

28 789 420

1000 75 9 40 85 0 85

0

mm f

b a f A

71 2285 420

40 1000 800 03 0 03

.

f

f b h A

28 714 62

2010 4

16 10

4

thỏa

Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện

Chiều cao khối ứng suất sau khi bố trí cốt thép

mm b

f

f A a

c

y s

51 32 1000 764 0 40 85 0

420 62 2010 85

42 764 0

51 32

c mm

40 03 0 03

0 009

0 215 1000

62

s

f

f d

b



=> Thỏa mãn hàm lượng cốt thép tối thiểu

- Sức kháng uốn của tiết diện A của bản mặt cầu

Nmm

a d f A

M n s y s ) 632285502 2

2

51 32 765 ( 420 62 2010 )

=> Thỏa điều kiện

 Kiểm tra nứt của bản hẫng

Sở đồ bố trí thép đồi bản hẫng chịu momen âm

Điều kiện kiểm tra nứt: f c  0 8f r

- Momen quán tính chính trung tâm

4 10 3

3

10 26 4 12

800 1000

h b

) 400 800 ( 800

10 74 164

MPa f

MPa f

f

r c

c r

2 3 98 3 8 0 8

0 55

1

98 3 40 63 0 63

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

CHƯƠNG III: TÍNH TỐN DẦM CHỦ

3.1 Mặt cắt ngang tiết diện dầm hộp

Đối với việc áp dụng công nghệ ĐGDĐ, do dầm BTCT được đúc trong một bộ

ván khuôn cố định liên kiết cứng với hệ thống ĐGDĐ Vì vậy dầm BTCT có

chiều cao cố định trên suốt chiều dài từ đầu đến cuối.Theo kinh nghiệm của

các nước đã thi công theo phương pháp này thì chiều cao hợp lý so với chiều

dài nhịp cầu được thể hiện bảng sau:

Khẩu độ nhịp (m) 35  40 40  50 45  60

Chiều cao dầm (m) 1.8  2.3 2.3  2.5 2.4  3.0

Bề dày bản đáy không dùng để đặt bó cáp DUL nên chỉ cấu tạo khoảng 20

 25 cm Bề dày mặt hộp lấy theo kết quả tính toán cục bộ, nhưng thường

không nhỏ hơn 20cm

STT Giá trị Phạm vi Giá trị đđược

chọn

Giá trị cuối cùng

2

1 8 , 1

Từ các nguyên lý chọn dầm như trên ta có thể chọn kích thước dầm như sau:

Chi tiết mặt cắt ngang dầm

L2

t4

t2

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Sơ đồ xếp tĩnh tải lên chiều dọc cầu

Trọng lượng bản thân dầm chủ (DC1) :

m kN A

DC 1  bt  mc  25  13 9794  349 5 /

Trong đó :

bt

 =25 kN/m3 : Trọng lượng riêng của betông

Amc = 13.9794 m2 : Diện tích phần bê tông của mặt cắt ngang tiết diện

Tỉnh tải lớp phủ bản mặt cầu(DW):

Lớp phủ bê tông nhựa : DW hy atb 0 075  22  14  23 1kN/m

Tỉnh tải lan can (DC2):

Trọng lượng gờ chắn:

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 :

Xếp 1 làn xe :m 1, 2 

Xếp 2 làn xe :m 1 

Xếp 3 làn xe : m =0.85 Xếp 4 làn xe : m =0.65 Tải trọng trục xe được nhân thêm hệ số xung kích (IM) để xét tới tính chất quán tính của tải trọng xe Lấy theo 22TCN272-05 : Đối với TTGH khác (khác mỏi và đứt gãy):IM=33% Tải trọng làn không có hệ số xung kích

Xe tải thiết kế:

Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35 KN , hai trục sau mỗi trục nặng 145KN, khoảng cách giữa 2 trục trước là 4300mm, khoảng cách hai trục sau thay đổi từ 4300 – 9000 mm sao cho gây ra nội lực lớn nhất, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

Hình 3.5 : Xe tải thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05

Xe hai trục thiết kế:

Xe hai trục thiết kế gồm một cặp trục 110KN cách nhau 1.2m, cự ly của các bánh xe theo chiều ngang lấy bằng 1.8m

Hình 3.6: Xe 2 trục thiết kế theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05

Tải trọng làn thiết kế:

1800 1200

DỌC CẦ U NGANG CẦ U

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI Gồm tải trọng 9.3N/mm phân bố đều theo chiều dọc Theo chiều ngang cầu

được giả thiết là phân bố đều trên chiều rộng 3000mm Hiệu ứng lực của

tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích

Hình 3.7: Đặc trưng tải trọng làn thiết kế

Các hệ số

Hệ số tải trọng :

Loại tải trọng

max p

Các TTGH khác 1 Hệ số điều chỉnh tải trọng :

Tổ hợp tải trọng theo trạng thái ghới hạn cường độ, với các hệ số tải trọng :

Biểu đồ bao momen giai đoạn khai thác ở TTGH cường độ

Biểu đồ bao momen giai đoạn khai thác ở TTGH sử dụng

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Biểu đồ lực cắt giai đoạn khai thác ở TTGH cường độ

Biểu đồ lực cắt giai đoạn khai thác ở TTGH sử dụng

Dựa trên biểu đồ momen, ta biết được giá trị momen lớn nhất trên dầm (chỉ

là gần đúng) Sử dụng giá trị này để chọn số lượng cáp DUL cần thiết cho

Mô hình hóa trong midas

3.3.2 Tính toán sợ bộ số lượng bó cáp dự ứng lực:

Vật liệu cáp dự ứng lực:

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

+ Đường kính danh định tao cáp : 15.2mm

+ Diện tích tao cáp: Aps =140mm2

+ Giới hạn chảy fpy =1670MPa + Giới hạn kéo đứt: fpu =1860MPa + Mođun đàn hồi : Ep=195 Gpa + Lực căng 1 tao dự kiến : 195kN + Ứng suất ban đầu trong cáp : fpj 195000 1393Mpa 0,9.fpy 1674

140

Kích thước đầu neo: chọn bó cáp 19 tao, với mác bê tông C50 ta có:

+ A x B x C = 310 x 250 x 164 (mm) + D = 100 mm

+ E = 217 mm + F = 90 mm + Lò xo gia cố (Spiral reinforcement): G = 310 mm

H = 20mm

I = 60mm

N = 7

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Tính số bó cáp:

Số bó cáp được tính sơ bộ theo công thức:

Trong đó :

Mu: momen lớn nhất trên chiều dài dầm ở trạng thái cường độ

Nmm kNm

Fpu: lực kéo đứt nhỏ nhất của bó cáp DUL Chọn loại bó 19 tao đường kính

15.2mm, có cường độ kéo đứt nhỏ nhất :Fpu= 1860.140.19 = 4947600 N

h=1660 mm : Chiều cao dầm

Thay vào :

7 4 1660 4947600 855

0

10 5 32956 1

Do còn nhiều mặt chưa xét đến được : Độ dốc dọc của cầu, lún lệch gối, vì

vậy nội lực có thể lớn hơn giá trị tính toán Để an toàn cho kết cấu, ta chọn

bố trí 8 bó cáp

Các thông số cáp DUL:

+ Diện tích ống gen:

A  8.19.140  21280 mm

+ Hệ số qui đổi thép DUL sang BT :

pu c

3.3.3 Bố trí cáp cho dầm:

Cường độ kéo đứt nhỏ nhất: Fpu= 1860.140.19 = 4947600 N = 4.94 MN, tra biểu đồ ta được Lmin = 1m, Rmin = 6.5m

Bố trí cáp DUL đầu dầm

Bố trí cáp DUL tại giữa nhịp

u pu

M

n 1,1.

0,855.F h



ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Bố trí cáp DUL tại trụ

Bố trí cáp theo chiều dài dầm

3.4 Đặc trưng hình học

Giai đoạn 1: Tiết diện bị giảm yếu do có đặt ống gen

Xét tại mặt cắt đầu dầm:

Tọa độ trọng tâm cáp so với mép dưới dầm hộp :

mm n

h

Diện tích đặc của mặt cắt (tính trong Midas): A= 13979400 mm2

Diện tích ống gen :

2 2

2

62832 4

100 8 4

A A

Gọi x’ :là trọng tâm của tiết diện betông đặc –không khoét lỗ tính từ mép dưới dầm (kết quả xuất ra từ Midas)

x’ =864.8 mm

Ioo : Momen quán tính của tiết diện betông đặc – không khoét lỗ đối với trục

đi qua mép dưới dầm (kết quả xuất ra từ Midas)

Ioo =2.98x1012 mm4

Momen tĩnh của lỗ rỗng đôí với trục X’ :

3 '

6.3443193)

8108.864(62832))

6 3443193

Tọa độ trọng tâm của tiết diện bị giảm yếu:

95.79405.8651660

05.86525.08.864'

bo

y h y

C x y

Momen quán tính:

12 2

12 2

1098.225.06283210

98

Giai đoạn 2 : Tiết diện bít lỗbởi cáp DUL :

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

3

32.6009610)

95.794850(2128013

.5).(

n

K oo  ps ps  to     

Với n=5,13 : hệ số qui đổi từ cáp DUL sang betông

Diện tích tiết diện gđ 2 :

Độ lệch tâm :

mm A

K C

Tọa độ trọng tâm của tiết diện giai đoạn 2:

62 864 38

795 1660

38 795 43

0 95 794

to tg

y h y

C y y

Momen quán tính:

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

Khi tạo DƯ L trong quá trình căng cáp thì ứng suất trong cáp sẽ bị mất mát

một phần Do đầy là dầm căng sau nên tổng các mất mát ứng suất được tính

 : Mất mát ứng suất do biến dạng từ biến (Mpa)

3.5.1 Các mất mát ứng suất tức thời:

a Mất mát ứng suất do ma sát: f PF

Ta tính mất mát ứng suất tai các vị trí các mặt cắt

Hệ số ma sát: Sử dụng tao cáp có ống thép mạ cứng nên

7

k     (bảng 5.9.5.2.2.b-1 Mục 5.9.5.2.2b tiêu chuẩn)

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: TS.NGUYỄN HUỲNH TẤN TÀI

b Mất mát ứng suất do ép sát neo:f PA

Gọi độ tụt neo là   3 12mm

Chọn độ tụt neo  6mmđể tính

Mất mát ứng suất do ép sát neo ở đầu là lớn nhất và nó giảm dần vào

trong

Gọi x là chiều dài ảnh hưởng của ứng suất ép sát neo,tại mặt cắt II-II được

xác định theo công thức:

mm

L mm f

E L

x

PF

P

22000 2

44000 2

78 102144 98

4

195000 5

44409 6

L

2

44340 92

44478 2

L

75 22204

6 2

MC IV-IV

c Mất mát ứng suất do nén đàn hồi f PES

Mất mát ứng suất do nén đàn hồi trên dải bản được xem là bằng nhau và bằng mất mát tại mặt cắt V-V và được xác định theo công thức:

ci

P cpg PES

E

E f

Với:

N là số lần căng cáp: N=8

Eci: modun đàn hồi của bê tông sau thời gian t=5 ngày

MPa f

t

t

5 85 0 4

5 85

0 4

f : ứng suất trong bê tông tại trọng tâm của cáp DƯ L do lực căng cáp

và trọng lựơng bản thân dải bản gây ra và được xác định:

e I

M I

e P A

P f

o DC o

i o

i

+ :M DC  2084110000 0Nmm Mô men lớn nhất tại mặt cắt V-V do tĩnh tải giai đoạn 1 gây ra

+ Độ lệch tâm:e 1470  950 8  519 2mm

+ Pi lực căng cáp được xác định

cos (cos III+cos III)