Thiết kế cầu dầm super t

Đề tài tốt nghiệp thiết kế cầu dầm Super-T là một để tài thực tế, phù hợp với định hướng phát triển ngành xây dựng của đất nước hiện nay cũng như giúp em quen dần với công tác thiết kế s

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP NGÀNH XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG

THIẾT KẾ CẦU DẦM SUPER-T

GVHD: TS NGUYỄN DUY LIÊM SVTH: LÊ QUANG ĐÍNH

MSSV: 15127006

SKL 0 0 6 8 3 7

TRƯỜNG ĐH SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP.HCM

Khoa Đào tạo Chất Lượng Cao

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP

TP.HCM Ngày 10 Tháng 2 Năm 2020

Giáo viên hướng dẫn: TS NGUYỄN DUY LIÊM Sinh viên thực hiện: LÊ QUANG ĐÍNH

LỜI CẢM ƠN

- -

Đầu tiên, em xin gửi lời cảm ơn chân thành đến các thầy cô giáo trường Đại học Sư Phạm Kỹ Thuật thành phố Hồ Chí Minh, đặc biệt là quý thầy cô khoa Kỹ thuật Xây Dựng bộ môn Cầu Đường,

đã mang đến cho em những nền tảng kiến thức chuyên môn vững tốt Những bài giảng những lời chia sẽ kinh nghiệm sẽ là những hành trang quý báu cho những chặn đường tiếp theo khi em rời khỏi

ghế nhà trường

Em xin cảm ơn thầy Nguyễn Duy Liêm, thầy Trần Vũ Tự, thầy Nguyễn Huỳnh Tấn Tài, thầy Đỗ Tiến Thọ và thầy Lê Anh Thắng cùng một số thầy cô bộ môn khác, những người đã uốn nén và bổ sung cho em rất nhiều lỗ hổng kiến thức thông qua đồ án môn học cũng như đồ án tốt nghiệp Thầy đã tạo cho em điều kiện thuận lợi để học tập, tham gia nghiên cứu khoa học để từng bước cải thiện

những kiến thức chuyên môn và kỹ năng sống

Luận văn tốt nghiệp là cơ hội để em tổng hợp và bổ sung các kiến thức đã học trong những năm học đại học Đề tài tốt nghiệp thiết kế cầu dầm Super-T là một để tài thực tế, phù hợp với định

hướng phát triển ngành xây dựng của đất nước hiện nay cũng như giúp em quen dần với công tác thiết kế sau này

Trong thời gian thực hiện đồ án mặc dù đã nổ lực rất nhiều, nhưng vì chưa có kinh nghiệm và thời gian thực hiện đề có hạn nên không thể tránh khỏi sai sót Em mong nhận được sự đóng góp ý

kiến và chỉ dẫn từ các thầy cô

Trước khi ra trường, em xin gửi lời chúc sức khoẻ tới Ban giám hiệu nhà trường, Ban lãnh đạo khoa công trình cùng toàn thể các thầy cô giáo trong bộ môn Cầu Đường

Em xin chân thành cảm ơn!

Tp Hồ Chí Minh, ngày … tháng … năm …

Sinh viên

Lê Quang Đính

TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT

THÀNH PHỐ HỒ CHÍ MINH

- -

NHẬN XÉT CỦA GIÁO VIÊN HƯỚNG DẪN ………

………

………

………

………

………

………

………

………

………

………

Tp.HCM, ngày …… tháng …… năm……

Giáo viên hướng dẫn

Khoa: Chất lượng cao

Bộ môn: Xây Dựng CÔNG TRÌNH GIAO THÔNG

MỤC LỤC

Trang

Lời cảm ơn 1

Nhận xét của giáo viên 2

Mục lục 3

PHẦN I: SƠ BỘ PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ Chương I: Đặc điểm vị trí thiết kế 4

Chương II: Các số liệu thiết kế 5

PHẦN II: THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN KỸ THUẬT A Kết cấu phần trên

Chương I: Tính toán dầm chính 9

I Số liệu thiết kế 9

II Thiết kế cấu tạo 9

III Tính toán đặc trưng hình học 10

IV Tính hệ số phân bố tải trọng 12

V Xác định nội lực tại các mặt cắt 13

VI Tính toán và bố trí thép dưl 20

VII Đặc trưng hình học sau khi bố trí dưl 21

VIII Mất mát ứng suất 24

IX Tính duyệt theo momen 26

X Tính duyệt theo lực cắt 32

B Kết cấu phần dưới

Chương II: Tính toán trụ cầu 35

I Giới thiệu chung 35

II Kích thước cơ bản của trụ 35

III Vật liệu sử dụng 35

IV Tải trọng tác dụng 35

V Kiểm toán các mặt cắt 38

VI Tính toán móng trụ 50

Chương III: Tính toán mố cầu 56

I Giới thiệu chung 56

II Kích thước cơ bản 56

III Vật liệu sử dụng 56

IV Tải trọng tác dụng 56

V Kiểm toán các mặt cắt 60

VI Tính toán móng mố 66

PHẦN III: BẢN VẼ KỸ THUẬT Tài liệu tham khảo 85

PHẦN I

SƠ BỘ PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ

CHƯƠNG I ĐẶC ĐIỂM VỊ TRÍ THIẾT KẾ 1.1 ĐẶC ĐIỂM ĐỊA HÌNH:

Địa hình tương đối bằng phẳng, dân cư thưa thớt, xung quanh là vườn tràm mới trồng Khu vực xây

dựng ngập lũ Nói chung địa hình thuận lợi cho việc xây dựng và bố trí công trường

1.2 ĐẶC ĐIỂM KHÍ TƯỢNG THUỶ VĂN:

Sông Vàm Cỏ Tây là một trong những con sông tương đối lớn trong hệ thống kinh tiêu thoát lũ của khu

vực Đồng Tháp Mười của tỉnh Long An Có quan hệ rất nhiều đến hoạt động sản xuất nông Nghiệp của

vùng này Hằng năm chịu ảnh hưởng chủ yếu của thủy triều biển Đông với chế độ bán nhật triều không

đều

Theo tài liệu từ nhiều năm cho thấy các tháng có mực nước ảnh hưởng lũ, không ảnh hưởng bởi thủy

triều từ giữa tháng 8 đến hết tháng 12 hàng năm Các tháng có mực nước giao động theo thủy triều từ

tháng 1 đến đầu tháng 8 hằng năm Những năm có lũ lớn 1996, 2000, 2001 thì thời gian không ảnh

hưởng của thủy triều sẽ kéo dài thêm

Theo thống kê số liệu quan trắc thu thập được mực nước cao nhât quan trắc tại vị trí trạm vào ngày

23/9/2007 Cao độ mực nước thiết kế:

Mực nước thấp nhất : + 3.29 m

Mực nước cao nhất : + 7.3 m

Mực nước thông thuyền : + 5.6 m

1.3 ĐẶC ĐIỂM ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH:

Qua công tác khảo sát hiện trường và thí nghiệm trong phòng cấu trúc địa tầng của khu vực xây dựng

cầu gồm các lớp sau:

Lớp 1: Đất lấp, chiều dày lớp 3.2m

Lớp 2: Bụi cát màu xám đen, trạng thái chày Chiều dày lớp 1.1m

Lớp 3: Cát chứa sét màu xám xanh, trạng thái dẻo Chiều dày lớp 2.4m

1 Yêu cầu thiết kế

- Quy mô công trình: Cầu vĩnh cửu BTCT dự ứng lực

- Dạng dầm: Super T dự ứng lực căng sau

- Tải trọng thiết kế: Đoàn xe tiêu chuẩn HL93, tải trọng làn

- Mặt cắt ngang kết cấu nhịp gồm 6 dầm Super Tee, khoảng cách các dầm là 2.005m

- Chiều cao mỗi dầm là 1.2m Bản mặt cầu dầy 20cm

- Dầm ngang bằng bêtông cốt thép, cường độ 30MPa đổ tại chỗ

- Lớp phủ mặt cầu bằng bêtông asphalt dày 75 mm

- Thanh và trụ lan can làm bằng thép có mạ kẽm

- Gối cầu sử dụng gối cao su có bản thép

- Giới hạn chảy (TCN 5.9.4.4.1): fpy 0.9fpu = 1674106 MPa

- Ứng suất trong thép dự ứng lực khi kích: fpj 0.75fpu = 1395 Mpa

- DT 1 tao cáp: Aps1 = 143.3 mm2 Có 30 tao

- Modul đàn hồi của cáp: Eps = 197000 Mpa

- Đường kính ống gen là  = 90 mm2

PHẦN II

THIẾT KẾ PHƯƠNG ÁN KỸ THUẤT

A KẾT CẤU PHẦN TRÊN

CHƯƠNG I TÍNH TỐN DẦM CHÍNH

I SỐ LIỆU THIẾT KẾ

Khoảng cách đầu dầm đến tim gối: a = 0.3 m

Loại cốt thép DƯL: tao thép 7 sợi xoắn đường kính: D = 15.2 mm

Cường độ chịu kéo tiêu chuẩn fpu = 1860 MPa

fy = 420 MPa Quy trình thiết kế: 22TCN 272 – 05

II THIẾT KẾ CẤU TẠO

1 Kích thước mặt cắt ngang cầu

Khoảng cách giữa hai dầm chủ S = 2.005 m

Bố trí dầm ngang tại vị trí hai gối:

Số lượng dầm ngang Nn = (Nb – 1)2 = 10 m Phần cánh hẫng Sk = (B – (N – 1)S)/2 = 0.9875 m Chiều dày trung bình của bản hf = 20 cm

Lớp bê tơng atphalt t1 = 75 cm

Chiều cao bầu dưới: h6 = 240 mm

Bề rộng bầu dầm dưới: b1 = 650 mm

b'1 = 770 mm b2 = 1975 mm

b4 = 80 mm

Bề rộng bản cánh trên: b5 = 194 mm

b6 = 629 mm b7 = 718 mm b8 = 100 mm

3 Cấu tạo dầm ngang

Chiều cao dầm ngang Hdn = H' = 600 mm

Bề dầy dầm ngang tdn = 800 mm Chiều dài dầm ngang a'dn = S – b'2 = 945 mm

Bề rộng vút trên adn = S –b'1 = 1235 mm

avdn = 100 mm

yb0 = Sb0/A0 = 159930000/ = 308.51 mm Khoảng cách từ trục trung hòa đến biên trên:

Yt0 = 600 – 308.51 = 291.49 cm Momen quán tính của tiết diện đối với trục trung hòa:

g4 1

= ht4 bt4 + hb4 bb4 + (H - ht4 - hb4)bw4 = 473301 mm2 = 0.4733 m2

BẢNG TỔNG HỢP ĐTHH TẠI TỪNG MẶT CẮT Mặt cắt A(cm2) Sb(cm3) yb(cm) yt(cm) I(cm4)

S3 S4

IV TÍNH HỆ SỐ PHÂN BỐ TẢI TRỌNG

Cường độ chịu nén của bêtơng làm dầm: f c1 = 50 MPa

Modul đàn hồi của dầm:

Ecd = 0.043 c1.5 √fc1 = 0.043 25001.5 √50 = 38007

Cường độ chịu nén của bêtơng bản: f c2 = 30 MPa

Modul đàn hồi của bản:

E = 0.043×γ × f = 0.043 2500   30 29440 MPa

4.2.1 Hệ số phân bố hoạt tải đối với momen trong các dầm giữa

Với một làn thiết kế chịu tải:

4.2.2 Hệ số phân bố hoạt tải đối với momen của dầm biên

+ Một làn thiết kế: dùng phương pháp địn bẩy

1800<= S < =3500: 2005 mm 450<= H <=1700: 1200 mm 6000<= Ltt <=43000: 24400 mm

Nb >= 3: 6 dầm Thoả các phạm vi áp dụng nên:

(m.g)VI = max(m.gVSI, m.gVMI)= 0.674

4.3.2 Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm biên

+ Một làn thiết kế: dùng phương pháp địn bẩy

Đã tính ở phần trên:

(m.g)VSE = 0.594 + Hai hay nhiều làn thiết kế:

Chiều dày lớp bê tông asphalt t1 = 75 mm = 0.075m

Tỷ trọng bê tông asphalt 1 = 2400 kg/m3

Tải trọng lớp phủ:

DW1 = 2.005 0.075 2400 = 360.9 kg/m – Lớp phòng nước:

Chiều dày lớp phòng nước t1 = 5 mm = 0.005 m

Tỷ trọng lớp phòng nước 2 = 1800 kg/m3

Tải trọng lớp phòng nước:

DW1 = 2.005 0.005 1800 = 18.05 kg/m – Tổng trọng lượng lớp phủ mặt cầu:

DW = 360.9 + 18.05 = 378.95 kg/m + Trọng lượng DW do dầm biên chịu: DWb = 281.71 kg/m + Trọng lượng DW do dầm giữa chịu: DWg = DW = 378.95 kg/m

5.1.8 Tổng cộng tĩnh tải tác dụng lên các dầm dọc chủ 5.1.8.1 Dầm giữa

+ Giai đoạn chưa liên hợp bản mặt cầu

DCdc = DCd0 + DCd1 + DCd

L = 1320 kg/m + Giai đoạn khai thác: đã đổ bản mặt cầu:

DCb = DCdc + DCbmb + DCdn + DCgc + DCvk + DCvn = 3233.39 kg/m

DWg = DW = 281.705 kg/m

5.2 Hoạt tải HL93 5.2.1 Xe tải thiết kế:

Xe tải thiết kế: gồm trục trước nặng 35kN, hai trục sau mỗi trục nặng 145kN, khoảng cách giữa hai trục trước là 4300mm, khoảng cách giữa hai trục sau thay đổi từ 4300 – 9000mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

5.3.2 Xác định đường ảnh hưởng nội lực tại các mặt cắt

+ Tại mặt cắt gối x0:

+ Tại mặt cắt giữa nhịp L/2 x4 = 12.2 m:

5.4 Tính nội lực do tĩnh tải tác dụng lên dầm

5.4.1 Momen do tĩnh tải tác dụng lên dầm biên

5.4.1.1 Giai đoạn chƣa đổ bản bê tông

X2 6.10 3233.39 281.71 193.49 16.86

X3 3.50 3233.39 281.71 111.02 9.67

X4 0.00 3233.39 281.71 0.00 0.00

5.4.4 Lực cắt do tĩnh tải tác dụng lên dầm giữa

5.4.4.1 Giai đoạn chƣa đổ bê tông

5.5.1.5 Tổ hợp momen do hoạt tải

Hệ số xung kích: 1 + IM = 1 + 0.33 = 1.33

+ Dầm biên

(m.g)M–LLE = 0.594

BẢNG TỔNG HỢP Mặt cắt (1 + IM) (m.g)M–LLE Mxetk (m.g)M–LLE Mlan Mllb (kN.m)

Mặt cắt (1 + IM) (m.g)V–LLE Vxetk (m.g)V–LLE Vlan Vllb (kN.m)

Mặt cắt (1 + IM) (m.g)V–LLI Vxetk (m.g)V–LLI Vlan Vllg (kN.m)

5.6.1.5 Trạng thái giới hạn đặc biệt

Bảng tổng hợp nội lực tính toán của dầm biên và dầm giữa:

DẦM TRONG Moment 5242.05 2688.10 4658.29 3554.55 3417.80

Lực cắt 1025.53 440.68 891.85 677.67 607.78 DẦM BIÊN Moment 6184.54 3259.20 5515.89 4237.85 4095.01

Lực cắt 1095.67 534.31 967.36 741.48 694.70

Max(MuCD1b) 6184.54 Max(MuCD1g) 5242.05 Max(MuSDb) 4237.85 Max(MuSDg) 3554.55 Max(MuDBb) 4095.01 Max(MuDBg) 3417.80

 Chọn dầm biên làm dầm để tính duyệt

VI TÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP DƯL Tính toán diện tích cốt thép

– Dùng loại tao có độ tự chùng thấp Dps = 15.2mm – Loại tao thép DƯL: tao thép có độ tự chùng thấp – Cường độ tiêu chuẩn fpu = 1860000 kN/m2 – Hệ số quy đổi ứng suất 1 = 0.9

– Cấp của thép: 270 – Giới hạn chảy: fpy = 0.9fpu = 1.674 103 MPa – Ứng suất trong thép DƯL khi kích (TCN 5.9.3.1): fpj = 0.75 fpu = 1395 MPa – Diện tích 1 tao cáp: ps1 = 140 mm2

– Môdun đàn hồi cáp: Ep = 197000 MPa – Bê tông dầm cấp: fc1 = 50 MPa

– Mômen tính toán: Mu = 6198.99 kN.m – Đối với cấu kiện BTCT chịu uốn và kéo DƯL thì hệ số sức kháng: = 1 + Aps: Diện tích mặt cắt ngang cốt thép DƯL

+ Apsg: Diện tích mặt cắt ngang cốt thép DUL tính theo kinh nghiệm

Có thể tính gần đúng diện tích cốt thép theo công thức kinh nghiệm sau:

psg = Mu0.85fpu0.9H = 0.00363 m2 = 3630.492 mm2

Số tao cáp DUL cần thiết theo công thức trên là:

ncg = psg

ps = 25.93

Ta chọn nc = 30 tao thép Dps = 15.2mm Đường kính ống gen = 90mm

Y – toạ độ trọng tâm của ống gen tính tới đáy tiết diện đang xét (xem như trọng tâm ống gen trùng với

trọng tâm của bó cáp)

Y' – toạ độ trọng tâm của các ống gen (tính đến đáy tiết diện)

a – góc hợp bởi phương lực căng cáp và phương tiếp tuyến của điểm khảo sát (rad)

b – góc hợp bởi phương ngang và phương tiếp tuyến với điểm khảo sát

x – tổng chiều dài bó cáp DƯL đo từ đầu kích đến tiết diện đang xét (mm)

Bảng toạ độ cáp tại từng mặt cắt

Bó

cáp

Mặt cắt α (độ) α (rad) (độ) β (rad) β x (mm)

Y (mm)

Y' (mm) βtb (rad)

Tiết diện sẽ làm việc qua 3 giai đoạn :

Giai đoạn 1: chưa có cáp chịu lực, có các lỗ rỗng là các ống gen Giai đoạn 2: khi đã có cáp DƯL

Giai đoạn 3: tiết diện liên hợp tức là bản mặt cầu tham gia chịu lực

Hệ số qui đổi từ bêtông bản mặt cầu sang bê tông dầm chính:

12hf + max(b5 /2,bw) b5/2 = 0.3145 m

hf = 0.2 m Tại mặt cắt 0–0:

bw = 0.77m  12hf + max(b5 /2,bw) = 120.2 + max(0.3145; 0.77) = 3.17

bhh.g = min(3.17; 6.1; 2.005) = 2.005 m Tương tự ta tính cho các mặt cắt khác:

Mặt cắt x(m) (m) bw

12*hf + max (b5/2,bw)

Ltt/4 (m)

S (m) bhh.g = min(m)

1

1/8Ltt(m)

Sk(m)

min (m)

bhh.b (m)

Ai(mm2) – Diện tích ban đầu của tiết diện

Ki(mm3) – Momen quán tính tĩnh của tiết diện ban đầu đối với đáy dầm

ybi (mm) – khoảng cách từ trục trung hoà ban đầu của tiết diện đến đáy dầm

yti (mm) – khoảng cách từ trục trung h ban đầu của tiết diện đến mép trên dầm

Ii (mm4) – Momen quán tính của tiết diện ban đầu

Hi (mm) – Chiều co tiết diện

Đăc trưng hình học của tiết diện dầm tại các mặt cắt (chỉ có bêtông)

(tính ở phần trên) Mặt cắt A (cm2) Sb (cm3) yb (cm) yt (cm) I (cm4)

yt0 = H – y0b = 600 – 310.21 = 289.79 mm Mơment qun tính của tiết diện với trục trung hoa (trục 0–0)

I0 = I + A (yb0 – yb)2 – Agen (yb0 – Y)2 = 16175984375 + 518400 (310.21 – 308.5)2 – 12732.4 (310.21 – 241)2

= 16116554553 mm4

7.2.2 Giai đoạn 2:

Diện tích tiết diện tính đổi

Ag = A0 + n2 Aps = 505676.55 + 5.34272866 = 520988.83 mm2Momen quán tính tĩnh của tiết diện đối với trục 0–0:

K = n2Aps (yb0 –Y) = 5.34272866(310.21 – 241) = 1059693.96 mm3

Độ lệch tâm của tiết diện giữa giai đoạn 1 và giai đoạn 2

c = K/Ag = 1059693.96/520988.83 = 2.03 mm Toạ độ trục trung hoà (khoảng cách từ trục trung hoà I–I đến mép dưới của tiết diện):

ybg = yb0 – c = 310.21 – 2.03 = 308.17 mm Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép trên tiết diện

ytg = H – ybg = 600 – 308.17 = 291.83 mm Môment quán tính của tiết diện với trục trung hoà

Ig = I0 + A0 2 + n2Aps (ybg – Y)2 = 16116554553 + 505676.552.032 + 5.34272866(308.17 – 241)2 = 16187735783 mm4

7.2.3 Giai đoạn 3:

Diện tích tiết diện tính đổi

Ac = Ag + n1 bf hf

= 520988.83 + 0.79842005200 = 841159.04 mm2Momen quán tính tĩnh của tiết diện đối với trục I–I:

K = n1 bf hf (hf/2 + ytg) = 0.79842005200(200/2 + 291.83) = 125451814 mm3

Độ lệch tâm của tiết diện giữa giai đoạn 1 và giai đoạn 2

c = K/Ac = 125451814/841159.04 = 149.14 mm Toạ độ của trục trung hoà (khoảng cách từ trục trung hoà I–I đến mép dưới của tiết diện):

ybc = ybg + c = 308.17 + 149.14 = 457.31 mm Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép trên tiết diện

ytc = H + hf – ybc = 600.0 + 200 – 457.31 = 342.69 mm Môment quán tính của tiết diện với trục trung hoà

Ic = Ig + Ag 2 + n1(bfhf3/12+bfhf(ytc – hf/2)2) = 16187735783 + 520988.83149.142 +

0.7984(20052003/12 + 2005200(342.69 – 200/2)2) = 36189712520 mm4

7.3 Đặt trưng hình học tại mặt cắt 4–4

0.7984(20052003/12 + 2005200(526.8 – 200/2)2) = 159992434726 mm4

Các mặt cắt cịn tại ta tính tương tự Ta lập bảng tính sau:

Mặt cắt 0–0 (2 bó) 1–1 (2 bó) 2–2 (3 bó) 3–3 (3 bó) 4–4 (3 bó)

A0(mm2) 505676.55 1000526.55 454215.82 994164.82 454215.82 K(mm3) 156863648.5 656512462.1 276527768.2 655965353.7 276585023.7

I0(mm4) 16116536922 134018018667 95921630303 131975830182 95862811440

Giai đoạn 2

Ag(mm2) 520988.83 1015838.83 477184.24 1017133.243 477184.24 K(mm3) 1059693.96 7260576,65 10469064.39 11709655.44 10540864.89

Ac(mm2) 841159.04 1336009.039 797354.45 1337303.45 797354.45 K(mm3) 125451814 208424536 228325116.2 297653939.4 228332932.7

Ic(mm4) 36189694889 217076367510 159984739318 217699270641 159992434726

Tổng hợp tải trọng tác dụng qua các giai đoạn

VIII TÍNH TOÁN CÁC MẤT MÁT ỨNG SUẤT

Tổng mất mát ứng suất trong dầm DƯL kéo sau :

 fPT     fPF fPA  fPES  fPSR  fPCR  fPR2

Trong đó :  fPT – tổng mất mát ứng suất (MPa)

 fPF – mất mát ứng suất do ma sát (MPa)

 fPA– mất mát do thiết bị neo (MPa)

 fPES– mất mát do đàn hồi (MPa)

 fPSR– mất mát do co ngót (MPa)

 fPCR– mất mát do từ biến của bêtông (MPa)

 fPR2– mất mát do tự chùng nhão của cốt thép dự ứng lực (MPa)

Ta tính toán tại mặt cắt giữa dầm (5–5), còn các mặt cắt còn lại do tương tự nên ta lập bảng tính

tb

L E f

L

 

L – độ ép sít neo, L = 6 mm

Eps – modul đàn hồi của cáp DƯL, Eps = 197000 MPa

Ltb – chiều dài xảy ra mất mát do ép sít neo, chính là chiều dài trung bình của 3 bó cáp

Tổng chiều dài của các bó cáp:

Ep – modul đàn hồi của cáp DƯL, Ep =197000 MPa

Eci – Modul đàn hồi của bểtông lúc truyền lực

fcgp – tổng ứng suất bêtông ở trọng tâm các bó thép DƯL do DƯL sau khi kích và tự trọng của cấu kiện

ở các mặt cắt momen max (MPa)

Cường độ của bê tông theo thời gian:

t – tuổi của bê tông, t = 5 ngày

Bêtông dầm được bảo dưỡng trong điều kiện bảo dưỡng bằng hơi nước, nên ta có:

H là độ ẩm tương đối của môi trường lấy trung bình hằng năm (%), H = 70%

fcgp – ứng suất bêtông tại trọng tâm thếp DƯL lúc truyền lực (Mpa)

Dfcdp – thay đổi ứng suất bêtông tại trọng tam cốt thép DƯL do tải trọng thường xuyên, tính ở mặt cắt giữa nhịp (Mpa)

Với MDC2, MDC3, MDW – momen do tĩnh tải gây ra tại giữa nhịp ở GĐ2 đối với dầm giữa

8.2.3 Mất mát do trùng nhão: f PR2

Mất mát ứng suất do chùng nhão trung bình trên tồn dầm được lấy bằng mất mát ứng suất do chùng

9.1.1 Giới hạn ứng suất bê tơng:

(1) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu và tải trọng thường xuyên:

Giới hạn ứng suất nén của BMC: fcf1.nd = -0.45 fc1 = -13.5 MPa Giới hạn ứng suất nén thớ trên dầm: fcf1.nb = -0.45 fc2 = -22.5 MPa

(2) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu và tải trọng thường xuyên:

Giới hạn ứng suất nén của BMC: fcf2.nd = -0.4 fc1 = -12 MPa Giới hạn ứng suất nén thớ trên dầm: fcf2.nb = -0.4 fc2 = -20 MPa

(3) Do tổng dự ứng lực hữu hiệu, tải trọng thường xuyên, nhất thời và vận chuyển:

Giới hạn ứng suất nén của BMC: fcf3.nd = -0.6 fc1 = -18 MPa Giới hạn ứng suất nén thớ trên dầm: fcf3.nb = -0.6 fc2 = -30 MPa

(4) Ứng suất kéo thớ dưới dầm:

fcf4.kb = -0.5 √fc1 = 2.739 MPa

fcf4.kd = -0.5 √fc2 = 3.536 MPa Lực trong tao cáp thớ trên dầm:

Ta tính đại diện mặt cắt L/2

fpe = fpj - fpt = 1395 - 411.03 = 983.97 MPa

Fpe = fpe ps = 983.93 4299 10-3 = 4230.09 kN Mặt cắt fpT (MPa) fpe (MPa) Aps (mm2) Fpe (kN)

-3 = -2.41 MPa

fPT  fPF fPA fPES fPSR  fPCR fPR2

9.1.2 Kiểm tra ứng suất nén trong bê tông khi khai thác

Fn: Ứng suất nén lớn nhất ở biên chịu nén của dầm

9.1.2.1 Do tác động của ứng suất do DƯL và tải trọng thường xuyên

(kN.m) Ic (m

4

) ytc(m)

ybc(m)

f2tb(MPa)

f2td(MPa)

+ Ứng suất thớ dưới dầm

f3bd = f1bd + MLL

Ic ytc

Bảng đặc trưng hình học tại các mặt cắt và ứng suất Mặt cắt MLL

(kN.m) Ic (m

4

) ytc(m)

9.1.3 Kiểm tra ứng suất kéo trong bê tông khi khai thác

Trong TTGH sử dụng, khi dầm đang chịu tải, thớ dưới sẽ chịu kéo

9.1.4 Kiểm toán ứng suất trong bê tông giai đoạn thi công

9.1.4.1 Kiểm toán ứng suất thớ trên trong quá trình thi công

f’ci = 43.478 MPa Ứng suất kéo cho phép:

Qui ước: Độ võng xuống mang dấu dương, vồng lên mang dấu âm

Momen quán tính của mặt cắt nguyên đối với trọng tâm (không xét cốt thép)

+ Dầm chưa liên hợp (không xét thép DƯL)

9.1.5.8 Độ võng của dầm khi khai thác dưới tác dụng các hoạt tải

Điều kiện kiểm toán

fv.LL Ltt

800 Trong đó:

Ltt: chiều dài nhịp tính toán

Fv.LL: Độ võng lớn nhất tại giữa nhịp do xe Lấy bằng trị số lớn hơn của

Kết quả tính của xe tải thiết kế 25% của xe tải thiết kế cùng tải trọng làn

Fv.LLvPL: độ võng lớn nhất tại giữa nhịp do xe và người đi bộ

Hệ số phân bố độ vng cĩ thể lấy bằng số ln/số dầm, vì tất cả các làn thiết kế đều chất tải và tất cả các

dầm đỡ đều giả thiết võng như nhau

fv.PL = 0 mm

Độ võng do 25% xe tải thiết kế với tải trọng làn thiết kế:

fv.xe = 25%fv.truck + fv.lan = 11 mm

 fv.tk = max(fv.xe; fv.truck) = 16 mm

Kiểm tra độ võng do xe:

Sức kháng uốn tính toán Mr được tính như sau: Mr = Mn

Trong đó: Mn: Sức kháng uốn danh định

: Hệ số sức kháng uốn = 1 Coi thớ dưới chỉ có cốt thép DƯL chịu lực Với mặt cắt hình chữ T thì qui đổi sức kháng danh

5.7.3.2.3)

MnT = * ps fps (ds - a

2)+ + sfy(ds - a

2) Trong đó:

Aps: Diện tích cốt thép DƯL

Bỏ qua diện tích coat thép thường s = 0, As ’

= 0

Dp: Khoảng cách từ thớ nén mép trên dầm liên hợp đến trọng tâm cốt thép DƯL

bf: Bề rồng mặt cắt chịu nến của cấu kiện b = bt

bw: Bề rộng bản bụng

hf_qđ: Chiều dày quy đổi bản cánh chịu nén, hf_qđ = hti + hf*n

β1: Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất qui định trong điều 5.7.2.2

β1{

0.85 nếu fc1 28MPa 0.65 nếu fc1 56MPa 0.85 - 0.05(fc1 - 28)

7 nếu 28 < fc1 < 56

 β1 = 0.7

fpu: Cường độ chịu kéo qui định của thép DƯL = 1860 MPa

fpy: Giới hạn chảy của thép DƯL = 1674 MPa c: khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hòa và giả thiết là thép DƯL của bó tao thép

đã bị chảy dẻo

c1 = ps fpu0.85fc1 β1 bt + k psd fpu

fps = fpu(1 - k c

dp) = 1860 (1 - 0.28

0.111.159) = 1811 MPa

9.2.1.2 Ñieàu kieän duyeät momen uoán

Ñieàu kieän: Mr Mutd

Mặt cắt Mutd Mr Kiểm tra

Coi diện tích cốt thép thường s = 0 ta có:

de = psfpsdp + sfyds

psfps + sfy = dpÑieàu kieän: c/de 0.42

c (m) 0.110 0.110 0.163 0.163 0.163

de (m) 0.559 0.618 1.247 1.250 1.250 c/de 0.191 0.174 0.131 0.131 0.131 Kiểm tra Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt

9.2.2.2 Cốt thép tối thiểu

Điều kiện kiểm tra

Cường độ chịu kéo khi uốn:

fr = 0.63f’c1 = 4.455 MPa Tổng momen gây nứt:

Mcr = fr Ic

ybc= 4.455 10

3 0.15990.8732= 816.2 kN.m 1.22Mcr = 995.8 kN.m

1.33Mutd = 8225.4 kN.m Mômen kháng uốn yêu cầu:

Mr.yc = min(1.2Mcr; 1.33MuCD1) = 995.8 kN.m

Ứng biến dọc trong cốt thép phía chịu uốn:

x1 = 0.0005 0.045 = 0.00002 Tra bảng ta đƣợc:

= 24.3

β = 3.2 Vậy giả định thỏa Lập bảng cho các mặt cắt:

B KẾT CẤU PHẦN DƯỚI

CHƯƠNG II TÍNH TOÁN TRỤ CẦU

I GIỚI THIỆU CHUNG

Cầu qua sông Vàm Cỏ Tây

Loại cầu: Cầu bêtông cốt thép DƯL

Khối lượng riêng của bêtông   2500 KG m / 3, khi tính cường độ   2400 KG m / 3

0, 043.2400 30 29440

c

Cường độ chảy dẻo của cốt thép fy  400 MPa

Giới hạn ứng suất ở trạng thái sử dụng:

Giới hạn ứng suất nén 0, 45 fc' 0, 45.30 13,5  MPa

Giới hạn ứng suất kéo 0, 5. f c'  0, 5 30  2, 739MPa

IV TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN KẾT CẤU

2 =

0.281 25 10

2 = 35.21 kN 8000

4.2 Hoạt tải (theo TCVN 272-05 3.6.1.2)

HOẠT TẢI HL93

4.2.1 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

Xe hai trục: gồm có hai trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai trục không đổi là 1200mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

4.2.3 Tải trọng làn:

Tải trọng làn: bao gồm tải trọng rải đều 9,3kN/m xếp theo phương dọc cầu, theo phương ngang cầu tải trọng này phân bố theo chiều rộng 3m, tải trọng làn có thể xe dịch theo phương ngang để gây ra nội lực lớn nhất

4.2.4 Tải trọng người đi bộ:

Là tại trọng phân bố được qui định độ lớn là 3.10-3

1.33RTR(1-left) = 343.67 kN Phản lực tại gối do xe tandem:

Rtandem = 110.(1 + 0.95) = 214.59 kN Phản lực tại gối do tải trọng làn gây ra:

4.2.6 Hoạt tải tác dụng lên các gối

PLL-G1right = mgtruck-G1 (1.33RTR(1-right) + 0.9Rlane) = 0.594 (58.11 + 226.92) = 155.83 kN

PLL-G1left = mgtruck-G1 (1.33RTR(1-left) + 0.9Rlane) = 0.594 (343.67 + 226.92) = 325.45 kN

Bảng tổng hợp hoạt tải tác dụng lên từng gối

Kết cấu nhịp trái Lan can bản, mặt cầu 26.63 47.93

+ Gió dọc

Tải phân bố: 0,75 kN/m

B= 12 m Lực gió lên xe theo phương dọc cầu: 0.75 12 = 9 kN Lực tác dụng lên mỗi gối: 9/6 = 1.5 kN

Lực hãm xe: 0.25 (145*2+35) = 81.25 kN

Lực hãm trên tổng làn xe(tính cho 3 làn): 0.85 3 81.25 = 207.19 kN

Lực hãm trên tổng làn xe(tính cho 3 làn) trên mỗi gối: 207.19/6 = 34.53 kN

Hệ số làn Lực hãm kN Lực hãm trên mỗi gối kN

Lực va tàu theo chiều ngang: Ps = 1247 kN

Lực va tàu theo chiều ngang: 0,5.Ps = 624 kN

V KIỂM TOÁN CÁC MẶT CẮT

1 Kiểm toán mặt cắt xà mũ A-A

Chọn 1828 bố trí như hình vẽ, diện tích cốt thép:

As = 183.143232/4 = 14469.12 mm2Chiều cao mặt cắt: h = 1.7 m

Khoảng cách từ trọng tâm lớp thứ nhất đến mép tiết diện: 80 mm Khoảng cách từ trọng tâm lớp thứ hai đến mép tiết diện: 160 mm Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu kéo của tiết diện:

dc = (160 + 80)/2 = 120 mm Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = h - dc = 1.7 – 0.12 = 1.58 m Cường độ của thép: fy = 420 MPa

Modul đàn hồi của thép: Es = 200000 MPa Cường độ bêtông: fc = 30 MPa

Trọng lường riêng của bêtông: c = 2500 kg/m3

Modul đàn hồi của bêtông Ec = 0.043 c1.5

fc1/2 = 29440.1 MPa Bảng nội lực xuất từ midas:

Element Load Shear-y

(kN)

Shear-z (kN)

Moment-y (kN*m)

Moment-z (kN*m)

Mu - momen do ngoại lực tác dụng ở trạng thái giới hạn cường độ

Mn - momen sức kháng danh định của vật liệu

 - là hệ số sức kháng, lấy  = 0.9 Diện tích cốt thép thường chịu kéo, s = 14469.12 mm2