Nghiên cứu tính toán mố cầu

CHƯƠNG 5 : TÍNH TOÁN MỐ CẦU XÁC ĐỊNH TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN KẾT CẤU Tĩnh tải Chiều dài nhịp: L = 35.2 m Chiều dài nhịp tính toán: Ltt = 34.5 m Số lượng dầm dọc: n = 6 Trọng lượng riêng đất đắp: 18 kN/m3 Tĩnh tải do kết cấu phần trên : Số lượng dầm chủ: Nb = 6 dầm Khoảng cách giữa 2 dầm chủ: S = 1840 mm Dầm chủ: Đoạn dầm cắt khấc: Diện tích tiết diện Tỷ trọng bêtông dầm chủ Trọng lượng đoạn dầm: Đoạn dầm đặc: Diện tích tiết diện Trọng lượng đoạn dầm: Đoạn dầm còn lại: Diện tích tiết diện Trọng lượng đoạn dầm: Tĩnh tải dầm chủ coi là tải trọng rải đều suốt chiều dài dầm: Bản mặt cầu: Dầm ngang: Ván khuôn lắp ghép: Vách ngăn: Với dầm có chiều dài 35.2 m , ta dùng 2 vách đứng mỏng dày 15 cm chia dầm làm 3 khoang. Vách ngăn này có tác dụng tăng độ ổn định khi cẩu lắp dầm. Tải trọng lan can và lề bộ hành Ta giả thiết tải trọng lan can, lề bộ hành được qui về bó vỉa và truyền xuống dầm biên và dầm giữa là khác nhau, phần nằm ngoài bản hẩng sẽ do dầm biên chịu, còn phần nằm trong sẽ chia cho dầm biên và dầm trong chịu theo tỉ lệ khoảng cách từ diểm đặt lực đến mỗi dầm. Tĩnh tải do thanh lan can (đã tính ở phần lan can, tay vịn): Trọng lượng của một cột lan can: , mỗi cột lan can cách nhau 2000mm, phân bố trên chiều dài toàn cầu (35200 mm), nên có tổng cộng 18 cột. Suy ra tĩnh tải do cột lan can qui về lực phân bố là: Tĩnh tải bó vỉa và ½ lề bộ hành đã tính ở phần tải trọng tác dụng vào bản mặt cầu : Tĩnh tải lan can tay vịn và một nửa lề bộ hành. Khoảng cách từ tim dầm biên đến mép trong bó vỉa là de = 850 mm Dầm giữa: Dầm biên: Vậy Dầm biên: Dầm giữa: Tĩnh tải lớp phủ mặt cầu và tiện ích công cộng Lớp phủ bê tông atfan Lớp phòng nước Lớp mui luyện Tiện ích và trang thiết bị trên cầu Vậy : Phản lực gối không có hệ số do một dầm chủ tác dụng lên xà mũ Dầm biên: = Dầm giữa: = Tĩnh tải do kết cấu phần dưới Bệ mố: Tường thân : Tường đầu (trên) : Mấu đỡ bản quá độ : m3 Tường cánh (phần đuôi): m3 Tường cánh (phần thân): Đá kê gối và gối kê: Tổng cộng : Quy tĩnh tải về tim dọc của mố Tỉnh tải do kết cấu phần trên truyền xuống kết cấu mố sẽ gây ra nội lực thẳng đứng Pi, mô men quay quanh trục ngang cầu My (trường hợp này bằng 0 vì các dầm đối xứng), và mômen quay quanh trục dọc cầu Mx, tùy theo khoảng cách giữa vị trí tim gối và trọng tâm của các bộ phận tính toán nội lực. - Những mặt cắt cần tính toán thân mố là: mặt cắt A-A (đáy bệ) ; B-B (đáy tường thân) ; C-C (đỉnh tường thân) Quy ước moment hướng ra sông mang dấu âm, hướng vào bờ mang dấu dương Bảng tính nội lực cho tiết diện A-A bởi tĩnh tải phẩn trên Tĩnh tải phần trên DC (N) DW (N) x (mm) MyDC (Nmm) MyDW (Nmm) Dầm 1 624518 72829 950 593292100 69187550 Dầm 2 508165 72829 950 482756750 69187550 Dầm 3 508165 72829 950 482756750 69187550 Dầm 4 508165 72829 950 482756750 69187550 Dầm 5 508165 72829 950 482756750 69187550 Dầm 6 624518 72829 950 593292100 69187550 Tổng 3281696 436974 3117611200 415125300 Bảng tính nội lực cho tiết diện B-B bởi tĩnh tải phần trên Tĩnh tải phần trên DC (N) DW (N) x (mm) MyDC (Nmm) MyDW (Nmm) Dầm 1 624518 72829 402 251056236 29277258 Dầm 2 508165 72829 402 204282330 29277258 Dầm 3 508165 72829 402 204282330 29277258 Dầm 4 508165 72829 402 204282330 29277258 Dầm 5 508165 72829 402 204282330 29277258 Dầm 6 624518 72829 402 251056236 29277258 Tổng 3281696 436974 1319241792 175663548 Bảng tính nội lực cho tiết diện A-A bởi trọng lượng bản thân Kết cấu Tiết diện A-A P(N) e (mm) M(N.mm) Bệ mố 2970000 0 0 Tường thân 716500 -725 -519462500 Tường đầu 171200 -300 -51360000 Mấu đỡ bản quá độ 33900 81 2745900 Tường cánh (đuôi) 57800 3277 189410600 Tường cánh (phần thân) trước tim bệ 116719 -25 -2917975 Tường cánh (phần thân) sau tim bệ 2381 1225 2916725 Đá kê gối 22450 950 21327500 Tổng cộng 4090950 -968002 Bảng tính nội lực cho tiết diện B-B bởi trọng lượng bản thân Kết cấu Tiết diện B-B P(N) e (mm) M(N.m) Tường thân 716500 0 0 Tường đầu 171200 425 72760000 Mấu đỡ bản quá độ 33900 806 27323400 Đá kê gối 22450 225 5051250 Tổng cộng 944050 105134650 Bảng tính nội lực cho tiết diện C-C bởi trọng lượng bản thân Kết cấu Tiết diện C-C P(N) e (mm) M(N.m) Tường đầu 171200 0 0 Mấu đỡ bản quá độ 33900 381 12915900 Tổng cộng 205100 12915900 Hoạt tải (LL) Xếp tải dọc cầu Theo phương dọc cầu đặt cả ba làn xe trên 1 nhịp để gây ra phản lực gối V và mômen My lớn nhất. Phản lực gối do xe 3 trục: Phản lực tại gối do xe tandem: Phản lực tại gối do tải trọng làn gây ra Phản lực tại gối do tải trọng người bộ hành gây ra So sánh các tổ hợp do hoạt tải gây ra: Tổ hợp 1: Tổ hợp 2: Chọn tổ hợp 2 để tính toán, lực nén lớn nhất không hệ số được tính như sau : Bảng kết quả tính toán hoạt tải Truck y1 1.0000 145000 298208 y2 0.8754 145000 y3 0.7507 35000 Tandem y1 1.0000 110000 216172 y4 0.9652 110000 Lane Ωlan (mm2) 17250 9.3 160425 People ΩPL (mm2) 17250 4.5 77625 Tổ hơp 1 (1 làn chất tải) 490395 Tổ hơp 2 (1 làn chất tải) 416562 Tổng (n làn chất tải) 1114983 Xếp tải theo phương ngang cầu Sơ đồ xếp 1 làn chất tải Tính toán nội lực chưa nhân hệ số tải trọng : Gối 1: (1 làn chất tải) Ta có Vậy : Gối 2: (1 làn chất tải) Ta có Vậy : Gối 3 : (1 làn chất tải) Ta có Vậy : Bảng tổng hợp phản lực gối khi xét 1 làn chất tải Gối 1 2 3 4 5 6 Ωlan (mm2) 266.31 1643.7 1082 0 0 0 ΩPL (mm2) 1418.5 196.4 0 0 0 0 ∑yi 0.212 1.0217 0.7663 0 0 0 Lane 17089 105476 69432 0 0 0 PL 88089 12196 0 0 0 0 TR 37932 182807 137110 0 0 0 Tổng 137608 271651 185888 0 0 0 e 4600 2760 1840 -1840 -2760 -4600 Mxi 6.33E+08 7.5E+08 3.42E+08 0 0 0 Mx 1724787480 Sơ đồ xếp 2 làn chất tải Gối 1: (2 làn chất tải) Ta có Vậy : Gối 2: (2 làn chất tải) Ta có Vậy : Gối 3 : (2 làn chất tải) Ta có Vậy : Gối 4 : (2 làn chất tải) Ta có Vậy : Gối 5 : (2 làn chất tải) Ta có Vậy : Bảng tổng hợp phản lực gối khi xét 2 làn chất tải Gối 1 2 3 4 5 6 Ωlan (mm2) 266.31 1643.7 1840 1769.3 481 0 ΩPL (mm2) 1418.5 196.4 0 0 0 0 ∑yi 0.212 1.0217 1.3478 1.0218 0.3967 0 Lane 14241 87897 98394 94613 25721 0 PL 73407 10164 0 0 0 0 TR 31610 152340 200962 152354 59150 0 Tổng 114673 226377 269420 222270 76384 0 e 4600 2760 1840 -1840 -2760 -4600 Mxi 5.27E+08 6.25E+08 4.96E+08 -4E+08 -2E+08 0 Mx 1028232480 Xét sơ bộ ta thấy trường hợp xếp 1 làn chất tải tạo ra momen uốn quanh trục ngang cầu Mx lớn hơn nên ta dùng trường hợp này để tính toán. Bảng tổng hợp nội lực do hoạt tải gây ra chưa có hệ số tải trọng. Lực hãm xe (BR) Lực hãm xe đựơc truyền từ kết cấu trên xuống trụ qua gối đỡ. Tuỳ theo từng loại gối cầu và dạng liên kết mà tỉ lệ truyền của lực ngang xuống trụ khác nhau. Do các tài liệu tra cứu không có ghi chép về tỉ lệ ảnh hưởng của lực ngang xuống trụ nên khi tính toán, lấy tỉ lệ truyền bằng 100%. Có nghĩa là toàn bộ lực ngang gây ra do lực hãm xe được truyền hết xuống gối cầụ. Điểm đặt của lực hãm xe tại cao độ gối cầu của trụ thiết kế. Lực hãm được lấy bằng 25% trọng lượng của các trục xe tải hay xe hai trục thiết kế cho mỗi làn được đặt trong tất cả các làn thiết kế được chất tải theo quy trình và coi như đi cùng một chiều. Các lực này được coi như tác dụng theo chiều nằm ngang cách phía trên mặt đường 1800mm theo cả chiều dọc để gây ra hiệu ứng lực lớn nhất. Tất cả các làn thiết kế phải được chất tải đồng thời đối với cầu và coi như đi cùng một chiều trong tương lai. Phải áp dụng hệ số làn quy định trong điều 3.6.1.1.2. Lực hãm do 2 làn xe tác dụng. Lực ma sát (FR) Do tại mố ta sử dụng gối cao su nên bỏ qua lực ma sát. Lực li tâm (CE) Do ở đây ta thiết kế mố của cầu thẳng nên không có lực li tâm Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu (WS) Tải trọng gió ngang Diện tích hứng gió của kết cấu thượng tầng bxh được xác định như sau: và Diện tích hứng gió của kết cấu mố được xác định như sau : Tải trọng gió ngang PB phải được lấy theo chiều tác dụng nằm ngang và đặt tại trọng tâm của các phần diện tích thích hợp, được tính như sau: Trong đó : Tốc độ gió giả sử được lấy trong vùng 4 do đó tốc độ gió Trong đó: VB - Tốc độ gió giật cơ bản trong 3 giây với chu kỳ xuất hiện 100 năm thích hợp với vùng tính gió có đặt cầu đang nghiên cứu, như quy định trong bảng 3.8.1.1- 1. S : hệ số điều chỉnh đối với khu đất chịu gió và độ cao mặt cầu theo quy định trong bảng 3.8.1.1.2 Cd : Hệ số cản được quy định trong A3.8.1.2.1.1, phụ thuộc vào tỉ số b/d. b = 10500 Chiều rộng toàn bộ của cầu giữa các bề mặt lan can (mm) d = 1370 Chiều cao kết cấu phần trên bao gồm cả lan can đặc, nếu có (mm). Trong bài, ta lấy hệ số cản gió Tương tự với sức gió tiêu chuẩn là 25 m/s thì ta có Giả sử mặt hứng gió vuông góc phương gió, khi đó gió ngang là: Lực gió: Lực gió theo phương dọc bằng 0 Bảng tải trọng gió ngang WS xét tới mặt cắt A-A Kết cấu ez (mm) Aw.sup (mm2) WS (N) Mx (Nmm) WS25 (N) Mx25 (Nmm) Mố 3458 25815500 59298 205052484 10649 36824242 KCPT 4710 57552000 132197 622647870 23740 111815400 Tổng 191495 827700354 34389 148639642 Bảng tải trọng gió ngang WS xét tới mặt cắt B-B Kết cấu ez (mm) Aw.sup (mm2) WS (N) Mx (Nmm) WS25 (N) Mx25 (Nmm) Mố 1658 25815500 59298 98316084 10649 17656042 KCPT 2910 57552000 132197 384693270 23740 69083400 Tổng 191495 483009354 34389 86739442 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ (WL) Tải trọng gió ngang Theo A3.8.1.3, khi xét tổ hợp tải trọng cường độ III, phải xét tải trọng gió tác dụng vào cả kết cấu và xe cộ. Tải trọng ngang của gió lên xe cộ bằng tải phân bố 1.5 N/mm, tác dụng theo hướng nằm ngang, ngang với tim dọc kết cấu và đặt ở 1.8m trên mặt đường. Chiều dài tham gia tải trọng gió tác dụng lên xe được lấy bằng chiều dài dầm tác dụng lên trụ Tải trọng gió dọc Tải trọng gió dọc lên xe cộ bằng tải trọng phân bố 0.75 N/mm tác dụng nằm ngang, song song với tim dọc kết cấu và đặt ở cao độ 1800 mm so với mặt đường. Lấy trường hợp xếp xe hết toàn bộ mặt cầu. Nội lực do trọng lượng đất đắp Chiều cao đất đắp sau mố = 4900 mm Chiều rộng mố chịu tác dụng của các lớp (không kể tường cánh) = 10400 m Diện tích tác dụng của các lớp = 31720000 mm2 Trọng lượng riêng của đất đắp sau mố = 18 KN/m3 Chiều cao đất đắp trước mố =920 Diện tích chịu tác dụng = 17600000 mm2 Bảng tính nội lực cho tiết diện A-A bởi trọng lượng đất đắp Kết cấu Tiết diện A-A P (N) e (mm) M(Nmm) Đất sau mố 2797704 1475 4126613400 Đất trước mố 291456 -2200 -641203200 Tổng cộng 3089160 3485410200 Nội lực do áp lực đất EH , LS Aùp lực ngang đất EH Aùp lực ngang của đất đắp lên mố tính theo công thức Trong đó b = 10.4 m H : chiều cao áp lực đất H1 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện A-A = 6.7 m H2 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện B-B = 4.9 m H3 chiều cao áp lực đất tác dụng tại tiết diện C-C =2.97 m K : Hệ số áp lực ngang của đất. Đối với tường có dịch chuyển K được lấy bằng Ka là hệ số áp lực chủ động của đất. Trong đó: Góc ma sát giữa đất đắp và tường Góc của đất đắp với tường nằm ngang Góc của đất đắp sau tường với phương thẳng đứng Góc nội ma sát có hiệu Ta co Độ cao đặt lực tác dụng : trừ khi có quy định khác, tổng tải trọng ngang của đất do trọng lượng bản thân đất lấp phải giả định tác dụng ở độ cao 0.4 H. H là tổng chiều cao tường tính từ mặt đất đắp đến đáy móng. Tiết diện Aùp lực ngang của đất đắp lên tường (EH) H P(N) e(mm) M(Nmm) A-A 6700 1361352 2680 3648423617 B-B 4900 728137 1960 1427148253 C-C 2970 267506 1188 317797296 Áp lực ngang do hoạt tải chất thêm LS Khi hoạt tải đứng sau mố trong phạm vi bằng chiều cao tường chắn ,tác dụng của hoạt tải có thể thay bằng lớp đất tương đương có chiều cao hcq Aùp lực ngang do hoạt tải sau mố tính theo công thức : Vị trí đặt hợp lực là 0.5H Trong đó : K = 0.324 Hcq Chiều cao lớp đất tương đương phụ thuộc vào chiều cao tường chắn (m) Tiết diện Aùp lục ngang do hoạt tải sau mố (Ls) H(mm) hcq(mm) LS(N) M(Nmm) A-A 6700 725 294621 -986980350 B-B 4900 921 273720 -670614000 C-C 2970 1,210 217968 -323682480 Ngoài áp lực ngang LS nói trên, còn phải tính đến áp lực thẳng đứng (VS) do lớp đất tương đương tác dụng tới mặt cắt A-A khi thiết kế mố. Trị số VS được tính như sau : Bảng hệ số tải trọng Tên tải trọng CĐ I CĐ II CĐ III SD Tĩnh tải nhịp và mố DC 1.25 1.25 1.25 1 Lớp phủ DW 1.5 1.5 1.5 1 Áp lực ngang của đất EH 1.5 1.5 1.5 1 Tĩnh tải đất đắp EV 1.35 1.35 1.35 1 Hoạt tải xe ô tô LL 1.75 0 1.35 1 Áp lực ngang do hoạt tải sau mố LS 1.75 0 1.35 1 Gió lên công trình WS 0 1.4 0.4 0.3 Gió lên xe cộ WL 0 0 1 1 Lực hãm xe BR 1.75 0 1.35 1 Hệ số điều chỉnh tải trọng η 1.05 1.05 1.05 1 Bảng tóm tắt tải trọng xét tới mặt cắt A-A Tên tải trọng ΣV (N) ΣHx (N) ΣMy (Nmm) ΣHy (N) ΣMx (Nmm) Tĩnh tải nhịp và mố DC 7372646 0 -3118579202 0 0 Lớp phủ DW 436974 0 -415125300 0 0 Áp lực ngang của đất EH 0 1361352 -3648423617 0 0 Tĩnh tải đất đắp EV 3089160 0 3485410200 0 0 Hoạt tải xe ô tô LL 1114983 0 -1059233850 0 1934334040 Áp lực ngang do hoạt tải sau mố LS 0 294621 -986980350 0 0 Áp lực thẳng đứng do hoạt tải sau mố LS 413946 0 305285175 0 0 Gió lên công trình Ngang cầu WS 0 0 0 191495 827700354 Dọc cầu WS 0 0 0 0 0 Gió lên xe cộ Ngang cầu WL 0 0 0 26400 182899200 Dọc cầu WL 0 13200 -91449600 0 0 Lực hãm xe BR 0 162500 -1125800000 0 0 Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt A-A Tổ hợp tải trọng N(N) Hướng dọc Hướng ngang Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm) TTGH CĐI 17553123 2984089 -10820270372 0 3554338799 TTGH CĐII 14743716 2144130 -5552655788 281498 1216719520 TTGH CĐIII 16910973 2805959 -9712266261 42163 2996391311 TTGH SD 12013763 1537052 -5973201369 110249 2548442546 Bảng tóm tắt tải trọng xét tới mặt cắt B-B Tên tải trọng ΣV ΣHx ΣMy ΣHy ΣMx (N) (N) (Nmm) (N) (Nmm) Tĩnh tải nhịp và mố DC 4225746 0 -1214107142 0 0 Lớp phủ DW 436974 0 -175663548 0 0 Áp lực ngang của đất EH 0 728137 -1427148253 0 0 Tĩnh tải đất đắp EV 0 0 0 0 0 Hoạt tải xe ô tô LL 1114983 0 -448223166 0 1934334040 Áp lực ngang do hoạt tải sau mố LS 0 273720 -670614000 0 0 Áp lực thẳng đứng do hoạt tải sau mố LS 0 0 0 0 0 Gió lên công trình Ngang cầu WS 0 0 0 191495 483009354 Dọc cầu WS 0 0 0 0 0 Gió lên xe cộ Ngang cầu WL 0 0 0 26400 135379200 Dọc cầu WL 0 13200 -67689600 0 0 Lực hãm xe BR 0 162500 -833300000 0 0 Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt B-B Tổ hợp tải trọng N(N) Hướng dọc Hướng ngang Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm) TTGH CĐI 8283307 1948370 -7704996253 0 3554338799 TTGH CĐII 6234526 1146816 -4117944210 281498 710023750 TTGH CĐIII 7815014 1779017 -6956172723 42163 2920497227 TTGH SD 5777703 1177557 -4836745709 83849 2214616046 Bảng tóm tắt tải trọng xét tới mặt cắt C-C Tên tải trọng ΣV ΣHx ΣMy ΣHy ΣMx (N) (N) (Nmm) (N) (Nmm) Tĩnh tải nhịp và mố DC 205100 0 12915900 0 0 Lớp phủ DW 0 0 0 0 0 Áp lực ngang của đất EH 0 267506 -317797296 0 0 Tĩnh tải đất đắp EV 0 0 0 0 0 Hoạt tải xe ô tô LL 0 0 0 0 0 Áp lực ngang do hoạt tải sau mố LS 0 217968 -323682480 0 0 Áp lực thẳng đứng do hoạt tải sau mố LS 0 0 0 0 0 Gió lên công trình Ngang cầu WS 0 0 0 0 0 Dọc cầu WS 0 0 0 0 0 Gió lên xe cộ Ngang cầu WL 0 0 0 0 0 Dọc cầu WL 0 0 0 0 0 Lực hãm xe BR 0 0 0 0 0 Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt C-C Tổ hợp tải trọng N(N) Hướng dọc Hướng ngang Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm) TTGH CĐI 269194 821838 -1078345179 0 0 TTGH CĐII 269194 421322 -483578622 0 0 TTGH CĐIII 269194 730292 -942398538 0 0 TTGH SD 205100 485474 -628563876 0 0 THIẾT KẾ CỐT THÉP CHO CÁC MẶT CẮT Tính cốt thép cho mặt cắt B-B Cường độ chịu nén của bê tông Phương dọc cầu Kiểm tra độ mảnh của cột : Diện tích tiết diện : Mômen quán tính theo phương y: Bán kính quán tính: Trong đó: K : là hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết 1 đầu ngàm 1 đầu tự do () L : chiều dài thân trụ => Thiết kế cột không xét đến ảnh hưởng độ mảnh Thiết kế như bài toán cột ngắn có : , Chiều cao có hiệu của tiết diện Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng : Cường độ nén thép ở trạng thái phá hoại cân bằng : Do đó Sức kháng thiết kế ở trạng thái phá hoại cân bằng : Do đó cấu kiện phá hoại dẻo, xác định lượng cốt thép thông qua phương trình của Whitney: Trong đó: Kiểm tra điều kiện cốt thép tối thiểu: Vậy ta sẽ bố trí thép theo cấu tạo với Phương ngang cầu Kiểm tra độ mảnh của cột : Diện tích tiết diện : Mômen quán tính theo phương y: Bán kính quán tính: Trong đó: K : là hệ số phụ thuộc vào điều kiện liên kết 1 đầu ngàm 1 đầu tự do () L : chiều dài thân trụ => Thiết kế cột không xét đến ảnh hưởng độ mảnh Thiết kế như bài toán cột ngắn có : , Chiều cao có hiệu của tiết diện Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng : Cường độ nén thép ở trạng thái phá hoại cân bằng : Do đó Sức kháng thiết kế ở trạng thái phá hoại cân bằng : Do đó cấu kiện phá hoại dẻo, xác định lượng cốt thép thông qua phương trình của Whitney: Trong đó: Vậy ta sẽ bố trí thép theo cấu tạo với Thiết kế cốt đai cho thân Mố Khả năng chịu cắt của dầm phải thoả mãn: Trong đó lực cắt do ngoại lực tác dụng hệ số sức kháng sức kháng cắt của dầm Sức kháng cắt của dầm Trong đó sức kháng cắt của bêtông (5.8.3.3-3) Trong đó hệ số chỉ khả năng của bêtông bị nứt chéo cường độ chịu nén của bêtông bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao chiều cao chịu cắt hữu hiệu khả năng chịu cắt của cốt đai (5.8.3.3-4) Trong đó diện tích cốt thép đai chịu cắt trong cự ly S cường độ chịu cắt của cốt đai chiều cao chịu cắt hữu hiệu cự ly cốt thép đai Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi góc nghiêng của vết nứt và , do đó để đơn giản trong thiết kế lực cắt, bước thép đai sẽ tính trong trường hợp này Chiều cao vùng nén: Kiểm tra điều kiện Xác định chiều cao chịu cắt hữu hiệu Khả năng chịu cắt của bê tông: (5.8.3.3-3) Trong đó : hệ số chỉ khả năng của bêtông bị nứt chéo cường độ chịu nén của bêtông bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv chiều cao chịu cắt hữu hiệu Yêu cầu khả năng chịu cắt của thép đai: - Ta thấy chỉ riêng bê tông đã đủ khả năng chịu cắt Vậy ta bố trí cốt đai theo cấu tạo 20 nhánh Ø16 Kiểm tra theo điều kiện cấu tạo Trong đó ta có Vậy: Vậy chọn khoảng cách cốt đai là 200 mm Kiểm tra điều kiện chống nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng : Mômen ở trạng thái giới hạn sử dụng quay quanh trục dọc cầu Công thức kiểm tra: (22TCN-272-05 Điều 5.7.3.4-1) Trong đó: : chiều cao bê tông tính từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép gần nhất, . A : Diện tích bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịu kéo, và được bao bởi các mặt của mặt cắt ngang và đường thẳng song song với trục trung hòa. Z: thông số bề rộng vết nứt, đối với khí hậu khắc nghiệt thì Z=23000. . Do đó ta dùng giá trị 233 MPa để so sánh với . Tính theo công thức: Trong đó: Ta thấy: nên đảm bảo điều kiện về nứt. Kiểm toán tường đỉnh mố mc C –C Tổ hợp tải trọng N(N) Hướng dọc Hướng ngang Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm) TTGH CĐI 269194 821838 -1078345179 0 0 TTGH CĐII 269194 421322 -483578622 0 0 TTGH CĐIII 269194 730292 -942398538 0 0 TTGH SD 205100 485474 -628563876 0 0 Thiết kế cốt thép theo trạng thái giới hạn cường độ I Kiểm tra điều kiện chịu uốn : Thép chịu mômen âm Sức kháng danh định Chiều cao vùng nén: Kiểm tra điều kiện vậy thoả điều kiện Diện tích cốt thép: Kiểm tra điều kiện cốt thép tối thiểu: Vậy chọn Ta chọn Thiết kế cốt đai cho đỉnh mố Khả năng chịu cắt của dầm phải thoả mãn: Trong đó lực cắt do ngoại lực tác dụng hệ số sức kháng sức kháng cắt của dầm Sức kháng cắt của dầm Trong đó sức kháng cắt của bêtông (5.8.3.3-3) Trong đó hệ số chỉ khả năng của bêtông bị nứt chéo cường độ chịu nén của bêtông bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao chiều cao chịu cắt hữu hiệu khả năng chịu cắt của cốt đai (5.8.3.3-4) Trong đó diện tích cốt thép đai chịu cắt trong cự ly S cường độ chịu cắt của cốt đai chiều cao chịu cắt hữu hiệu cự ly cốt thép đai Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi góc nghiêng của vết nứt và , do đó để đơn giản trong thiết kế lực cắt, bước thép đai sẽ tính trong trường hợp này Chiều cao vùng nén: Xác định chiều cao chịu cắt hữu hiệu Khả năng chịu cắt của bê tông: (5.8.3.3-3) Trong đó : hệ số chỉ khả năng của bêtông bị nứt chéo cường độ chịu nén của bêtông bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv chiều cao chịu cắt hữu hiệu Yêu cầu khả năng chịu cắt của thép đai: - Ta thấy chỉ riêng bê tông đã đủ khả năng chịu cắt Vậy ta bố trí cốt đai theo cấu tạo cốt đai 20 nhánh Ø16a200 Kiểm tra theo điều kiện cấu tạo Trong đó ta có Vậy: Vậy chọn bước cốt đai là 200 mm Kiểm tra điều kiện chống nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng: Mômen ỡ trạng thái giới hạn sữ dụng quay quanh trục dọc cầu Công thức kiểm tra: (22TCN-272-05 Điều 5.7.3.4-1) Trong đó: : chiều cao bê tông tính từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép gần nhất, . A : Diện tích bê tông có cùng trọng tâm với cốt thép chủ chịu kéo, và được bao bởi các mặt của mặt cắt ngang và đường thẳng song song với trục trung hòa. Z: thông số bề rộng vết nứt, đối với khí hậu khắc nghiệt thì Z=23000. . Do đó ta dùng giá trị 233 MPa để so sánh với . Tính theo công thức: Trong đó: Ta thấy: nên đảm bảo điều kiện về nứt. TÍNH TOÁN THIẾT KẾ PHẦN TƯỜNG CÁNH Mặt cắt G1 Bảng tóm tắt tải trọng xét tới mặt cắt G1 Tên tải trọng Công thức tính SVy kN e m SMz kNm Áp lực ngang của đất (EH) Vy = Kaxgđx0.5x(b5-b1-a2)^2xa2 3321506 1250 4151882500 Hoạt tải sau mố (LS) Vy=Kaxgđxheqxa2x(b5-b1-a2) 16730550 1250 20913187500 Trong đó : heq =1.7 Chiều cao lớp đất tương đương với chiều cao tường là 675 mm Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt G1 Trạng thái giới hạn Hệ số tải trọng SVy (N) SMz (N mm) EH LS Cường độ I 1.5 1.75 34260722 42825901875 Cường độ II 1.5 0 4982259 6227823750 Cường độ III 1.5 1.35 27568502 34460626875 Sử dụng 1 1 20052056 25065070000 Mặt cắt G2 Bảng tóm tắt tải trọng xét tới mặt cắt G2 Tên tải trọng Công thức tính SQy (N) e (mm) SMz (Nmm) Áp lực ngang của đất (EH) Qy = Kaxa2^2xgđx(b5-b1-2xa2/3) x0.5 27489375 833 22898649375 Hoạt tải sau mố (LS) Qy= Kaxgđ xheqxa2^2/2 28394550 833 23652660150 Trong đó : heq =1558 m : Chiều cao lớp đất tương đương với chiều cao tường là 3175 mm. Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt G2 Trạng thái giới hạn Hệ số tải trọng SVy (N) SMz (Nmm) EH LS Cường độ I 1.5 1.75 90924525 75740129325 Cường độ II 1.5 0 41234063 34347974063 Cường độ III 1.5 1.35 79566705 66279065265 Sử dụng 1 1 55883925 46551309525 Mặt cắt H3 Bảng tóm tắt tải trọng xét tới mặt cắt H3 Tên tải trọng Công thức tính SVy e SMz kN m kNm Áp lực ngang của đất (EH) Qy = Kaxa2^2xgđx (b5-b1-a2/3)x0.5 63,1 1,03 64,99 Hoạt tải sau mố (LS) Qy = Kaxgđxheqxa2^2 /2 22,92 1,03 23,61 Trong đó : heq = 1.05 m: Chiều cao lớp đất tương đương với chiều cao tường là 3,99m Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt H3 Ứng với hệ số tải trọng max Trạng thái giới hạn Hệ số b SVy SMz b EH b LS kN kNm I 1.50 1.75 134,76 138,8 II 1.50 0.00 94,65 97,49 III 1.50 1.35 125,59 129,36 Sử dụng 1.00 1.00 86,02 88,6 KIỂM TOÁN MẶT CẮT G1 Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt G1 Trạng thái giới hạn SVy SMz kN kNm I 30,03 46,55 II 4,29 6,65 III 24,5 37,43 Sử dụng 17,57 27,23 Kích thước mặt cắt kiểm toán Chiều rộng mặt cắt: bw = 675 mm. Chiều cao mặt cắt: h = 300 mm. Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 50 mm. Cường độ chịu nén của bê tông f’c = 35 MPa. Cường độ thép: fy = 280 MPa. Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn cường độ I. Kiểm tra cấu kiện chịu uốn: - Công thức kiểm toán: Mr : Sức kháng uốn tính toán (N.mm) Mr = j.As.fy.(ds - a/2) Trong đó: j : Hệ số sức kháng, với cấu kiện chịu uốn: j = 0.9. As: Diện tích thép: Chọn thép 6f16 => As = 1206 mm2. fy = 280 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 50 mm ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 300 – 50 – 16/2 = 242 mm. a= cb1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương. b1 : Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất: + Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén: => a = c.b1 = 23,89.0,84 = 20,07mm. => Trị số sức kháng uốn tính toán: Mr = j.As.fy.(ds – a/2) = 131,26 kN.m Mu : Mô men tính toán: Mu = 166 KNm(xem bảng tổ hợp tải trọng). Kiểm tra: Mu = 46,55 kN.m < Mr = 131,26 kN.m Vậy cốt thép dọc đủ sức kháng uốn. Kiểm tra giới hạn cốt thép: Lượng cốt thép tối đa: Hàm lượng thép dự ứng lực và không dự ứng lực phải được giới hạn sao cho: Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 23,89 mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo, de = ds = 442mm Ta có < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn. Lượng cốt thép tối thiểu : Đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu: Trong đó: Pmin là tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo với diện tích nguyên f’c là cường độ của bê tông(MPa) fy giới hạn chảy của thép (MPa) Ta có: => Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu thỏa mãn. Kiểm tra cấu kiện chịu cắt Kiểm toán theo công thức: V = fVn Hệ số sức kháng: fv = 0.9 Diện tích cốt thép ngang: Av = 0 mm2. Vu là lực cắt tính toán: Vu = 30,03 KN. Vn là sức kháng danh định: Sức kháng danh định Vn phải được lấy trị số nhỏ hơn của: Vn = Vc + Vs Vn = 0.25f’cbvdv Trong đó: Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = Vs : Sức kháng cắt của cốt thép ngang. bv : Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv (xác định theo điều 5.8.2.7 – 22 TCN 272 – 05). dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu (xác định theo điều 5.8.2.7 – 22 TCN 272 – 05). : Hệ số biểu thị khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo (xác định theo điều 5.8.3.4 – 22 TCN 272 – 05) : . : Góc nghiêng của ứng suất nén chính (xác định theo điều 5.8.3.4 – 22 TCN 272 – 05) . : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc. Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2). Kết quả tính toán: Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = = 265,24 kN. Sức kháng cắt của cốt thép ngang : Vs = 0 kN. => Vn1 = Vc + Vs = 265,24+ 0 = 265,24 kN. Vn2 = 0.25 f'c bv dv = 0,25.30.0,66.0,442.1000 = 2187,9 kN. => Lấy sức kháng cắt danh định: Vn = 265,24 kN. => Sức kháng cắt tính toán : Vr = fvVn = 0,9.265,24 = 238,72 kN. Kiểm tra: Vu = 30,03 kN < Vr = 238,72 kN. Kết luận: Tiết diện đủ sức kháng cắt. Kiểm tra nứt Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn sử dụng. Ứng suất trong cốt thép chịu kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng không được vượt quá 0,6fy (điều 5.7.3.4 – 22 TCN 272 – 05) Ms = 27,23 kN.m lớp bảo vệ: Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép: Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: Diện tích cốt thép đặt trong 660 mm là: Diện tích phần bêtông bọc quanh thép là: Diện tích trung bình phần bêtông bọc quanh 1 cây thép: Tỷ số môđun đàn hồi thép trên môđun đàn hồi bêtông: Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén của bêtông là: Mômen quán tính của tiết diện : Ứng suất của thép khi chịu mômen là: Ứng suất cho phép trong cốt thép : Thông số bề rộng vết nứt : Z=30000 N/mm. Ứng suất cho phép trong cốt thép là: Mặt khác ta lại có : 0.6fy = 0.6.280 = 168 Mpa Theo điều kiện khả năng chịu nứt: Vậy thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng. Kiểm toán mặt cắt G2 Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt G2 Trạng thái giới hạn SVy SMz kN kNm I 108,22 111,47 II 53,97 55,59 III 95,82 98,7 Sử dụng 66,98 68,99 Kích thước mặt cắt kiểm toán Chiều rộng mặt cắt: bw = 3330 mm. Chiều cao mặt cắt: h = 500 mm. Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 50 mm. Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 442 mm. Cường độ chịu nén của bê tông f’c = 30 MPa. Cường độ thép: fy = 280 MPa. Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn cường độ I. Kiểm tra cấu kiện chịu uốn: Công thức kiểm toán: Mr : Sức kháng uốn tính toán (N.mm) Mr = j.As.fy.(ds - a/2) Trong đó: j : Hệ số sức kháng, với cấu kiện chịu uốn: j = 0.9. As: Diện tích thép: Chọn thép 26f16 => As = 5228 mm2. fy = 280 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 50mm ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 500 – 50 – 16/2 = 442 mm. a= cb1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương. b1 : Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất: + Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén: => a = c.b1 = 20,52.0,84 = 17,24mm. => Trị số sức kháng uốn tính toán: Mr = j.As.fy.(ds – a/2) = 570,96N.m Mu : Mô men tính toán: Mu = 111,47 kNm (xem bảng tổ hợp tải trọng). Kiểm tra: Mu = 111,47 kN.m < Mr = 570,96 kN.m Vậy cốt thép dọc đủ sức kháng uốn. Kiểm tra giới hạn cốt thép: Lượng cốt thép tối đa: Hàm lượng thép dự ứng lực và không dự ứng lực phải được giới hạn sao cho: Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 19mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo, de = ds = 442mm Ta có < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn. Lượng cốt thép tối thiểu : Đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu: Trong đó: Pmin là tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo với diện tích nguyên f’c là cường độ của bê tông(MPa) fy giới hạn chảy của thép (MPa) Ta có: => Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu thỏa mãn. Kiểm tra cấu kiện chịu cắt Kiểm toán theo công thức: V = fVn Hệ số sức kháng: fv = 0.9 Diện tích cốt thép ngang: Av = 0 mm2. Vu là lực cắt tính toán: Vu = 108,22 KN. Vn là sức kháng danh định: Sức kháng danh định Vn phải được lấy trị số nhỏ hơn của: Vn = Vc + Vs Vn = 0.25f’cbvdv Trong đó: Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông Vc = Vs : Sức kháng cắt của cốt thép ngang. bv : Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv (xác định theo điều 5.8.2.7 – 22 TCN 272 – 05). dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu (xác định theo điều 5.8.2.7 – 22 TCN 272 – 05). : Hệ số biểu thị khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo (xác định theo điều 5.8.3.4 – 22 TCN 272 – 05) : . : Góc nghiêng của ứng suất nén chính (xác định theo điều 5.8.3.4 – 22 TCN 272 – 05) . : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc. Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2). Kết quả tính toán: Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = = 1338,24 kN. Sức kháng cắt của cốt thép ngang : Vs = 0 kN. => Vc + Vs = 1338,24 + 0 = 1338,24 kN. Vn = 0,25 f'c bv dv = 0,25.30.3,33.0,442.1000 = 11038,95kN. => Lấy sức kháng cắt danh định: Vn = 1338,24 kN. => Sức kháng cắt tính toán : Vr = fvVn = 0.9.1338,24 = 1204,42 kN. Kiểm tra: Vu = 108,22 kN < Vr = 1204,42 kN. Kết luận: Tiết diện đủ sức kháng cắt. Kiểm tra nứt Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn sử dụng Ứng suất trong cốt thép chịu kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng không được vượt quá 0,6fy (điều 5.7.3.4 – 22 TCN 272 – 05) Ms = 68,99 kN.m lớp bảo vệ: Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép: Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: Diện tích cốt thép đặt trong 3330mm là: Diện tích phần bêtông bọc quanh thép là: Diện tích trung bình phần bêtông bọc quanh 1 cây thép: Tỷ số môđun đàn hồi thép trên môđun đàn hồi bêtông: Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén của bêtông là: Mômen quán tính của tiết diện : Ứng suất của thép khi chịu mômen là: Ứng suất cho phép trong cốt thép : Thông số bề rộng vết nứt : Z=30000 N/mm. Ứng suất cho phép trong cốt thép là: Mặt khác ta lại có : 0,6fy = 0,6.280 = 168 Mpa Theo điều kiện khả năng chịu nứt: Vậy thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng. Kiểm toán mặt cắt H3 Bảng tổ hợp tải trọng xét tới mặt cắt H3 Trạng thái giới hạn SVy SMz kN kNm I 134,76 138,8 II 94,65 97,49 III 125,59 129,36 Sử dụng 86,02 88,6 Kích thước mặt cắt kiểm toán Chiều rộng mặt cắt: bw = 3100 mm. Chiều cao mặt cắt: h = 300 mm. Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 75 mm. Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 417 mm. Cường độ chịu nén của bê tông f’c = 30 MPa. Cường độ thép: fy = 280 MPa. Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn cường độ I. Kiểm tra cấu kiện chịu uốn: Công thức kiểm toán: Mr : Sức kháng uốn tính toán (N.mm) Mr = j.As.fy.(ds - a/2) Trong đó: j : Hệ số sức kháng, với cấu kiện chịu uốn: j = 0.9. As: Diện tích thép: Chọn thép 24f16 => As = 4825 mm2. fy = 280 Mpa : Cường độ thép dc: Chiều dày lớp phủ bê tông: dc = 75mm ds : Chiều cao có hiệu của mặt cắt: ds = 500 – 75 – 16/2 = 417 mm. a= cb1 : Chiều dày của khối ứng suất tương đương. b1 : Hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất: Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén: => a = c.b1 = 20,35.0,84 = 17,09 mm. => Trị số sức kháng uốn tính toán: Mr = j.As.fy.(ds – a/2) = 497 kN.m Mu : Mô men tính toán: Mu = 138,8 KNm (xem bảng tổ hợp tải trọng). Kiểm tra: Mu = 138,8 kN.m < Mr = 497 kN.m Vậy cốt thép dọc đủ sức kháng uốn. Kiểm tra giới hạn cốt thép: Lượng cốt thép tối đa: Hàm lượng thép dự ứng lực và không dự ứng lực phải được giới hạn sao cho: Trong đó: c là khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trục trung hoà: c = 16,96 mm de làkhoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm lực kéo của cốt thép chịu kéo, de = ds = 417mm Ta có < 0.42 Điều kiện hàm lượng thép tối đa thỏa mãn. Lượng cốt thép tối thiểu : Đối với cấu kiện không cốt thép dự ứng lực thì lượng cốt thép tối thiểu quy định ở đây có thể coi là thỏa mãn nếu: Trong đó: Pmin là tỷ lệ giữa cốt thép chịu kéo với diện tích nguyên f’c là cường độ của bê tông(MPa) fy giới hạn chảy của thép (MPa) Ta có: => Điều kiện hàm lượng cốt thép tối thiểu thỏa mãn. Kiểm tra cấu kiện chịu cắt Kiểm toán theo công thức: V ≤ fVn Hệ số sức kháng: fv = 0.9 Diện tích cốt thép ngang: Av = 0 mm2. Vu là lực cắt tính toán: Vu = 134,76 KN. Vn là sức kháng danh định: Sức kháng danh định Vn phải được lấy trị số nhỏ hơn của: Vn = Vc + Vs Vn = 0.25f’cbvdv Trong đó: Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = Vs : Sức kháng cắt của cốt thép ngang. bv : Bề rộng bản bụng hữu hiệu lấy bằng bề rộng bản bụng nhỏ nhất trong chiều cao dv (xác định theo điều 5.8.2.7 – 22 TCN 272 – 05). dv : Chiều cao chịu cắt hữu hiệu (xác định theo điều 5.8.2.7 – 22 TCN 272 – 05). : Hệ số biểu thị khả năng của bê tông bị nứt chéo truyền lực kéo (xác định theo điều 5.8.3.4 – 22 TCN 272 – 05) : . : Góc nghiêng của ứng suất nén chính (xác định theo điều 5.8.3.4 – 22 TCN 272 – 05) . : Góc ngang của cốt thép nghiêng đối với trục dọc. Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2). Kết quả tính toán: Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông: Vc = ==1175 kN Sức kháng cắt của cốt thép ngang : Vs = 0 kN. => Vc + Vs = 1175 + 0 = 1175 kN. Vn = 0.25 f'c bv dv = 0,25.30.3,1.0,417.1000 =9695 kN. => Lấy sức kháng cắt danh định: Vn = 1175 kN. => Sức kháng cắt tính toán : Vr = fvVn = 0,9.1175 = 1058 kN. Kiểm tra: Vu = 134,76 kN < Vr = 1058 kN. Kết luận: Tiết diện đủ sức kháng cắt. Kiểm tra nứt Tổ hợp dùng để kiểm toán: Trạng thái giới hạn sử dụng. Ứng suất trong cốt thép chịu kéo ở trạng thái giới hạn sử dụng không được vượt quá 0,6fy (điều 5.7.3.4 – 22 TCN 272 – 05) Ms = 88,6 kN.m lớp bảo vệ: Khoảng cách từ mép bêtông chịu kéo đến trọng tâm cốt thép: Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép đến mép chịu nén của bê tông là: Diện tích cốt thép đặt trong 3100mm là: Diện tích phần bêtông bọc quanh thép là: Diện tích trung bình phần bêtông bọc quanh 1 cây thép: Tỷ số môđun đàn hồi thép trên môđun đàn hồi bêtông: Khoảng cách từ trục trung hoà đến mép chịu nén của bêtông là: Mômen quán tính của tiết diện : Ứng suất của thép khi chịu mômen là: Ứng suất cho phép trong cốt thép : Thông số bề rộng vết nứt : Z=30000 N/mm. Ứng suất cho phép trong cốt thép là: Mặt khác ta lại có : 0,6fy = 0,6.280 = 168 Mpa Theo điều kiện khả năng chịu nứt: Vậy thoả mãn điểu kiện kiểm toán nứt ở trạng thái giới hạn sử dụng. THIẾT KẾ MÓNG TRỤ Số liệu địa chất – thủy văn Địa chất : Lớp 1(lớp bề mặt) : Cát mịn, màu xám trắng, trạng thái kém chặt. Bề dày lớp 4,5 m. Lớp 2 : Sét cát hạt mịn lẫn bụi, màu xám trắng xám nâu, trạng thái dẻo cứng đến nửa cứng. Bề dày lớp 8,7m; cao độ đáy lớp -10,4m. Các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của lớp đất này như sau: + Độ ẩm tự nhiên W : 21.8% + Dung trọng tự nhiên gw : 1.967 g/cm3 + Chỉ số dẻo Ip : 14.1 + Độ sệt B : 0.37 + Góc ma sát trong j : 19019’ + Lực dính c : 0.169 kG/cm2 Nhận xét : Đây là lớp chịu lực trung bình, không thích hợp cho việc đặt móng của kết cấu mố-trụ cầu. Lớp 3 : Cát sét lẫn bụi, màu xám ghi lẫn xám trắng, trạng thái chặt vừa. Bề dày lớp 11,3m; cao độ đáy lớp -21,7 m. Các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của lớp đất này như sau: + Độ ẩm tự nhiên W : 21.2% + Dung trọng tự nhiên gw : 1.966 g/cm3 + Góc ma sát trong j : 36019’ + Lực dính c : 0.067 kG/cm2 Nhận xét: Đây là lớp chịu lực yếu, không thích hợp cho việc đặt móng của kết cấu mố-trụ cầu. Lớp 4 : Sét lẫn bụi,màu xám tím loang nâu hồng,trạng thái nửa cứng. Bề dày lớp 6,7m; cao độ đáy lớp -28,4m. Các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của lớp đất này như sau: + Độ ẩm tự nhiên W : 27.8% + Dung trọng tự nhiên gw : 1.924 g/cm3 + Chỉ số dẻo Ip : 26.1 + Độ sệt B : 0.05 + Góc ma sát trong j : 15043’ + Lực dính c : 0.383 kG/cm2 Nhận xét : Đây là lớp chịu lực trung bình đến tốt, tuy nhiên cần phải xem xét kỹ khi đặt móng mố, trụ cầu vào lớp này do chiều dày lớp khá mỏng. Lớp 5 : Cát mịn đến trung lẫn bụi sét, màu nâu vàng đến hồng nhạt, trạng thái chặt vừa đến chặt. Bề dày lớp 18,8 m. Các chỉ tiêu cơ lý chủ yếu của lớp này như sau: + Độ ẩm tự nhiên W : 21,5% + Dung trọng tự nhiên gw : 1,961 g/cm3 + Góc ma sát trong j : 27039’ + Lực dính c : 0,067 kG/cm2 Nhận xét : Đây là lớp đất chịu lực tốt, thích hợp cho việc đặt móng của kết cấu mố – trụ cầu. Kết luận : Đối với kết cấu móng của mố trụ cầu sử dụng giải pháp móng cọc là thích hợp. Cao độ mực nước thiết kế: Mực nước thấp nhất : + 4.0 m Mực nước cao nhất : + 7.3 m Mực nước thông thuyền : + 5.5 m Số liệu về móng thiết kế Vật liệu làm móng Cốt thép thường - Mô đun đàn hồi: Es = 200000 Mpa. - Cường độ kéo của cốt thép có gờ: fy = 420 MPa. Bê tông - Tỷ trọng của bê tông: = 25kN/m3 - Cường độ nén lý thuyết của bê tông ở 28 ngày: f'c = 35 MPa. - Mô đun đàn hồi: Phương án móng Chọn phương án móng là móng cọc đài cao, dùng cọc khoan nhồi, đường kính cọc là 1.0m, chiều dài cọc dự kiến 35 m, mũi cọc hạ sâu vào tầng cát hạt mịn tối thiểu 6m, thi công theo phương pháp đổ bêtông dưới nước có dung dịch Bentonite để giữ ổn định thành vách. - Chọn cọc khoan nhồi có đường kính D = 1.0 m. - Cao độ đỉnh móng: CĐIM = +3.455 m. - Cao độ đáy móng: CĐAM = +1.455 m. - Cao độ mặt đất tự nhiên : MĐTN = +3.162 m. - Chiều dài cọc dự kiến L = 33m (Tính từ đáy bệ) - Chiều dài cọc ngàm vào đài: 0.2 m. - Chiều dài đập bỏ bê tông đầu cọc: 1m. - Tổng chiều dài cọc: 34.2 m. - Chiều dài của cọc trong đất: 33 m (tính từ đường xói lở giả thiết = 1.5 m dưới MĐTN) - Chiều dài tự do của cọc: - Cường độ bêtông thân cọc: f’c = 35 MPa - Trọng lượng riêng của bêtông: gc = 2500 kg/m3 - Modul đàn hồi của bêtông: - Diện tích mặt cắt ngang cọc: - Momen quán tính: - Chu vi mặt cắt ngang cọc: - Cường độ của thép fy = 420 Mpa. - Modul đàn hồi của thép: Es = 200000 Mpa. Tải trọng tác dụng lên móng Bảng tổ hợp tải trọng tại đỉnh bệ trụ Tổ hợp tải trọng N(N) Hướng dọc Hướng ngang Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm) TTGH CĐI 16436519 298594 3499799704 0 5572376555 TTGH CĐII 12477577 38808 248215968 78308 404232566 TTGH CĐIII 15397102 241432 2770764334 308523 4908909536 TTGH SD 11358352 170420 1955309220 288551 3586296161 TTGH ĐB 9621750 85313 999942773 4158692 10095924569 Tải trọng nước tác dụng lên trụ (tính đến đáy bệ) Lực đẩy nổi B Theo như bố trí cấu tạo thì bệ trụ được đặt dưới mực nước thấp nhất , do đó ta tính áp lực nước đẩy nổi tác dụng lên phần trụ ngập trong nước và ta tính với mực nước thông thuyền. Lực đẩy nổi của nước là một lực đẩy hướng lên trên, được lấy bằng tổng của các thành phần thẳng đứng của áp lực tĩnh tác dụng lên tất cả các bộ phận nằm dưới mực nước thiết kế. Aùp lực tĩnh được xác định theo công thức : Trong đó: V0 : Thể tích phần ngập nước. : Trọng lượng riêng của nước. Aùp lực nước tĩnh tại mặt cắt đỉnh bệ: Trong đó: H = 2000 mm Áp lực dòng chảy p : (A3.7.3.1) Áp Lực dòng chảy theo phương dọc: Trong đó : p : áp lực dòng chảy (MPa) CD: Hệ số cản của trụ theo phương dọc . Với trụ đầu tròn CD = 0.7 V : Vận tốc nước thiết kế , V = 0.8 m/s = 0.00023 N/mm2 Diện tích chắn của bệ trụ Vậy áp lực dòng chảy theo phương dọc : Điểm đặt của lực : Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ: Áp Lực dòng chảy theo phương ngang: CL = 0 - hệ số cản của trụ theo phương ngang Tải trọng   V(N) Hx(N) Hy(N) Mx(N.mm) My(N.mm) Lực đẩy nổi - 0 0 0 0 Aùp lực dòng chảy 0 0 2760 2760000 0 Tổ hợp tải trọng tại đáy bệ Chuyển tổ hợp tải trọng từ đỉnh bệ về đáy bệ trụ : Lực ngang dọc cầu : Lực ngang phương ngang cầu Lực nén thẳng đứng : Momen quay quanh trục dọc cầu Momen quay quanh trục ngang cầu Trong đó : Bảng tổ hợp tải trọng tới mặt cắt đáy bệ trụ Tổ hợp tải trọng N(N) Hướng dọc Hướng ngang Hx(N) My(N.mm) Hy(N) Mx(N.mm) TTGH CĐI 16436519 298594 4096987204 0 5572376555 TTGH CĐII 11256952 38808 325831968 81206 563746466 TTGH CĐIII 14176477 241432 3253627834 311421 5528852636 TTGH SD 10195852 170420 2296149220 291311 4166158161 TTGH ĐB 8401125 85313 1170567773 4161590 18416206469 Thiết kế móng cọc Tính toán nội lực trong cọc khoan nhồi Mặc dù đài nằm trong đất nhưng do áp lực ngang bị động sinh ra tại thành bệ cọc nhỏ hơn ALN chủ động và lực ngang nên ta tính toán đài vẫn theo nguyên lý đài cao với chiều dài tự do L0 = 0 (m) , Ln = Lcọc Thông số cần xác định tính toán cọc Diện tích một cọc Momen quán tính Momen chống uốn Độ cứng khi nén Độ cứng khi uốn Hệ số tỉ lệ của đất nền trung bình m = 1245 (KN/m4) Hệ số tỉ lệ của đất nền ở mũi cọc mh = 8000 (KN/m4) Trường hợp đặt tải để nội lực phát sinh theo PDC lớn nhất Tính toán nội lực của cọc chịu tải trọng theo PDC Xác định chiều rộng tính toán của cọc Trong đó : Hệ số kinh nghiệm xét tới ảnh hưởng MC ngang của móng đối với sự chống đỡ của đất Đối với móng có MC ngang vuông k1 = 1.00 Hệ số kể đến sự làm việc khác nhau giữa bài toán không gian và bài toán phẳng k2 = 1.00 Khi móng chịu tải trọng theo PDC Suy ra : k2 = 1.07 Hệ số kể đến sự làm việc chung của nhóm cọc (k3) xác định như sau 1 : Khi Lp ≥ 0,6.htt k3 Với : Khoảng cách giữa hai mép trong của 2 cọc ngoài cùng theo phương vuông góc với phương lực tác dụng Lp = 7 (m) Và htt được xác định như sau Hệ số phụ thuộc số cọc trong móng (k4) tính như sau n 1 2 3 ≥4 k4 1.00 0.60 0.50 0.45 - Với số cọc trong móng n = 6 cọc , tìm được : k4 = 0.45 Suy ra : k3 = 1.00 Bề rộng tính toán btt = 1.07 (m) Xác định hệ số tính đổi α Xác định các chuyển vị đơn vị tại cao trình mặt đất Trong đó : Với Hệ số đất nền ở mũi cọc Id/I = 1 Các giá trị hàm ảnh hưởng A1, A2, A3, A4, …, D1, D2, D3, D4 được tra từ h' = α Với Lấy : h' = 4.000 (m) Tra đó tra được A1 -5.8533 C1 -0.9268 A2 -6.5331 C2 -10.6084 A3 -1.6143 C3 -17.9186 A4 9.2437 C4 -15.6105 B1 -5.941 D1 4.5477 B2 -12.1579 D2 -3.7665 B3 -11.7306 D3 -15.0755 B4 -0.3578 D4 -23.1403 Các chuyển vị đơn vị tại cao trình mặt đất Xác định các chuyển vị đơn vị tại đỉnh cọc Với : kd = D/5= 0.2 (m) Các chuyển vị đơn vị tại đỉnh cọc Xác định các phản lực đơn vị tại đỉnh cọc Thế các giá trị tìm trên ta tìm được các phản lực đơn vị tại đỉnh cọc Xác định các phản lực đơn vị tại các liên kết của hệ cơ bản Đặt : + Bố trí cọc cho móng Số nhóm cọc bố trí theo PDC Nnh = 2 Nhóm Số cọc KC Góc xiên Sin(α ) Cos(α ) Sin2(α ) Cos2(α ) cọc của nhóm x (m) α (°) 1 3 2 0 0 1 0 1 2 3 2 0 0 1 0 1 Xác định các phản lực đơn vị tại các liên kết của hệ cơ bản Xác định các chuyển vị v, u, w cho đài Tải trọng tác dụng tại đỉnh bệ theo PDC gồm Trường hợp tính toán Xe đặt trên cầu Tính toán cho tổ hợp TTGHCĐ I Các chuyển vị v, u, w là nghiệm hệ 3 PT sau Giải hệ 3 PT trên ta được Xác định nội lực tại đỉnh các cọc Công thức xác định Ni = ρPP.[ u.sin(αi) + (v+xi.w) ] Qi = ρHH.[ u.cos(αi) - (v+xi.w).sin(αi) ] - ρHM.w Mi = - ρHM.[ u.cos(αi) - (v+xi.w).sin(αi) ]+ρMM.w Bảng thống kê các nội lực tại đỉnh cọc cho một cọc điển hình trong nhóm Nhóm Ni Qi Mi cọc (KN) (KN) (KNm) 1 2814.136 497.35 -2076.92 2 2925.521 497.35 -2076.92 Kiểm tra sai số tính toán + Kiểm tra lực thẳng đứng + Kiểm tra lực ngang + Kiểm tra momen Vẽ biểu đồ nội lực cho cọc để xác định nội lực lớn nhất trong cọc Tên cọc của nhóm cần vẽ biểu đồ Nhóm cọc 1 Lực ngang tại đỉnh cọc Q = 100,1 (KN) Momen tại đỉnh cọc M = -343,42 (KNm) Lực ngang của cọc tại mặt đất Q0 = Q = 100,41 (KN) Momen của cọc tại mặt đất M0 = Q.L0 + M = -343,42 (KNm) Xác định chuyển vị ngang và chuyển vị xoay của cọc tại mặt đất = 0.00492 (m) =-(0,0000749.100,41+0000011.(-343,42) =- 0,00016 (rad) Khi đó chuyển vị, góc xoay, momen và lực cắt của cọc tại li độ z được xác định như sau Bảng giá trị để vẽ biểu đồ nội lực cho cọc Biểu đồ mô men và bảng giá trị tính mô men h (m) h’ A3 B3 C3 D3 Mz (kN,m) 0 0 0 0 1 0 -343.42 0.80928 0.2 -0.001 0 1 0.2 -262.59 1.61857 0.4 -0.011 -0.002 1 0.4 -185.57 2.42785 0.6 -0.036 -0.011 0.998 0.6 -113.96 3.23714 0.8 -0.085 -0.034 0.992 0.799 -51.011 4.04642 1 -0.167 -0.083 0.975 0.994 1.25404 4.85571 1.2 -0.287 -0.173 0.938 1.183 43.803 5.66499 1.4 -0.455 -0.319 0.866 1.358 75.0557 6.47428 1.6 -0.676 -0.543 0.739 1.507 96.0986 7.28356 1.8 -0.956 -0.867 0.53 1.612 107.55 8.09284 2 -1.295 -1.314 0.207 1.646 110.752 8.90213 2.2 -1.693 -1.906 -0.271 1.575 107.236 9.71141 2.4 -2.141 -2.663 -0.949 1.352 98.4198 10.5207 2.6 -2.621 -3.6 -1.877 0.917 85.7782 11.33 2.8 -3.103 -4.717 -3.108 0.197 70.8834 12.1393 3 -3.541 -6 -4.688 -0.891 54.9856 14.1625 3.5 -3.919 -9.544 -10.34 -5.854 19.2131 16.1857 4 -1.614 -11.73 -17.91 -15.07 2.1349 Biểu đồ lực cắt và bảng giá trị lực cắt h (m) h’ A4 B4 C4 D4 Qz (kN) 0 0 0 0 0 1 100.406 0.80928 0.2 -0.02 -0.003 0 1 98.3015 1.61857 0.4 -0.08 -0.021 -0.003 1 92.3716 2.42785 0.6 -0.18 -0.072 -0.016 0.997 83.1646 3.23714 0.8 -0.32 -0.171 -0.051 0.989 71.7113 4.04642 1 -0.499 -0.333 -0.125 0.967 58.8713 4.85571 1.2 -0.716 -0.575 -0.259 0.917 45.3702 5.66499 1.4 -0.967 -0.91 -0.479 0.821 32.2213 6.47428 1.6 -1.248 -1.35 -0.815 0.652 19.8597 7.28356 1.8 -1.547 -1.906 -1.299 0.374 8.83104 8.09284 2 -1.848 -2.578 -1.966 -0.057 -0.5948 8.90213 2.2 -2.125 -3.36 -2.849 -0.692 -8.0322 9.71141 2.4 -2.339 -4.228 -3.973 -1.592 -13.639 10.5207 2.6 -2.437 -5.14 -5.355 -2.821 -17.307 11.33 2.8 -2.346 -6.023 -6.99 -4.449 -19.689 12.1393 3 -1.969 -6.765 -8.84 -6.52 -19.609 14.1625 3.5 1.074 -6.789 -13.692 -13.826 -14.415 16.1857 4 9.244 -0.358 -15.611 -23.14 -1.1665 Tính toán nội lực của cọc chịu tải trọng theo PNC Do khi xet với tổ hợp TTGHCĐ I thì tải trọng tác dụng xuống đáy bệ là nhỏ nhất nên ta tính toán với các TTGH khác. Giá trị nội lực lớn nhất trong TH đặt tải để nội lực theo PDC max Nmax = 1038,87 (KN) Qmax = 100,41 (KN) Mmax = -343,42 (KNm) Chiều dài cọc tham gia chịu uốn Lu = 10 (m) 3.Trường hợp đặt tải để nội lực phát sinh theo PNC lớn nhất 4. Thiết kế cốt thép dọc cho cọc Việc thiết kế này được tính với cọc chịu momen và lực dọc max, trong đó momen được lấy căn cứ vào biểu đồ nội lực Tại vị trí momen cọc đạt giá trị max đến mặt đất là Lu ( chiều dài chịu uốn ), nên chiều dài cọc làm việc : L = L0 +Lu Xem cọc làm việc như cột có chiều cao H chịu nén lệch tâm với M, N vừa mới tìm được. Trong trường hợp này giá trí N, M max là N = 1038,87 (KN) M = -343,42 (KNm) Và : Lu = 10 Giá trị thiết kế Nu = N + 1,25.γc.Ac.(Lu + L0) = 3323,3 (KN) Mu = -343,42 (KNm) Kiểm tra độ mãnh của cọc Để đơn giản trong việc tính toán ta quy đổi tiết diện cọc về tiết diện hình vuông có cạnh là : b = 0,886.D = 1,063 (mm) Bán kính quán tính của cọc r = 0,25.D =250 (mm) Chiều cao làm việc của cọc L = L0+Lu = 10 (m) Kiểm tra độ mãnh của thân mố theo PNC thông qua = =84> 22 : Thiết kế cột cần xét đến độ mãnh. ( Với cọc được xem là 1 đầu ngàm cố định, một đầu ngàm trượt nên K = 1 ) * Thiết kế cột phải xét đến độ mãnh. Mômen khuếch đại do ảnh hưởng của độ mãnh Mc = δb.M2b + δs.M2s Với Đối với mố cầu được xem là kết cấu không giằng nên Cm = 1 Xác định lực Euler Trong đó độ cứng Với βd = MxDC+DW /Mxmax = 0,132 Ec = 29440 (MPa) Ix = 0,049087 (m4) Suy ra : E.I = 549,05 (KN.m2) Lực Euler Pe = 1563,76 (KN) Pe = 1563,76 (KN) Với giá trị Φ Φ = 0.75 Khi đó δb = 10,719 ( Pu = Nz ) Trong thiết kế mố cầu , do Cm ≈ 1 nên δb = δs và Mc = δb.M2b + δs.M2s Mc = δb.Mu Suy ra được Mc = 3681 (KNm) Lấy 2 giá trị Pu và Mc vừa tìm được để đi thiết kế mố Pu = 1039 (KN) Mu = 3681 (KNm) Chọn as bố trí cốt thép as = 70 (mm) KC từ TTCT đến thớ chịu nén ds = b - as ds = 816 (mm) Chiều cao vùng nén ở trạng thái phá hoại cân bằng ab = 0,6.β1.ds Với hệ số quy đổi vùng nén 0.85 : Nếu f'c ≤ 28 (MPa) β1 = 0.65 : Nếu f'c ≥ 56 (MPa) 0.85 - 0.05( f'c - 28 Mpa )/7 Mpa β1 = 0.836 Suy ra : ab = 409,306 (mm) Sức kháng thiết kế ở trạng thái phá hoại cân bằng Pb = Φ.Pn Pb = Φ.(0,85.f'c.ab.b) Pb = 6935581,07 (N) Pb = 6935,581 (KN) > Pu =1039 (KN) Với giá trị Φ Φ = 0.75 Do đó cấu kiện phá hoại dẻo Giả sử : f's = fy Chiều cao vùng nén a = = = 61,3 (mm) Cường độ thép nén ở trạng thái phá hoại cân bằng f's = ( Với d's = as ) f's = 514 (MPa) > fy = 420 (MPa) Do đó cấu kiện phá hoại dẻo và f's ≥ fy , ta xác định cốt thép thông qua CT sau As = A's = A's = -0,48 (mm2) ( Bố trí cốt thép theo cấu tạo ) Hàm lượng cốt thép tối thiểu As(min) = 0,5.b.ds.0,01 As(min) = 3614,88 (mm2) Hàm lượng thép tối đa As(max) = 0,5.b.ds.0,08 As(max) = 29919,4 (mm2) Chọn cốt thép bố trí 12 Þ 25 As = 5890,5 (mm2) Kiểm tra hàm lượng cốt thép : Thỏa ĐK 4. Thiết kế cốt thép đai cho cọc Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi : Góc nghiêng của vết nứt θ = 45 (0) Và hệ số β = 2 Do đó để đơn giản trong thiết kế ta sẽ tính cốt đai trong trường hợp này Giá trị lực cắt cần tính toán Qmax = 100,41 (KN) ( Được lấy bằng giá trị lớn nhất của lực cắt trong cọc từ vị trí ngàm tính lên ) Xác định cánh tay đòn dv là giá lớn nhất của 3 giá trị (ds -0,5.a ;0,72.b ;0,9.ds ) Để đơn giản trong tính toán ta có thể lấy dv bằng max của 2 giá trị sau : 0,72.b = 720 (mm) 0,9.ds = 734,4 (mm) Suy ra : dv = 734,4 (mm) Khả năng chịu cắt của BT Vc = Vc = 247292,7518 (N) Khả năng chịu cắt của thép đai Vs = Vn - Vc Vs = Vu/Φ - Vc Với : Vu = Qmax Vu = 100405,7 (N) Φ = 0.9 Suy ra : Vs = -135731 (N) ( Bố trí cốt đai theo cấu tạo ) Bố trí thép đai Φ 14 Số nhánh đai nd = 2 Diện tích thép đai Av = nd.π.Φ2/4 Av = 307.9 (mm2) Khoảng cách cốt đai yêu cầu theo tính toán s = s = 600 (mm) Kiểm tra cốt đai theo cấu tạo s ≤ : Nếu : Nếu Với 0,0099 < 0.1 321 mm 0.8*dv = 587,5 mm sct = 600 mm Khoảng cách cốt đai tối thiểu bố trí cho trụ 268 mm Chọn s = 200 mm Kiểm tra Thỏa ĐK 5. Thiết kế cốt thép cho bệ cọc 5.1. Theo PDC Tổng momen tác dụng tại ngàm do phản lực tại đầu cọc Mx = ∑Mxi - Hm/2.∑Qyi + ey.∑Nzi - q.L2/2 Với ∑Mxi = nx.Mxi = -8489,06 (KNm) ∑Qyi = nx.Qyi = 2630,13 (KN) ∑Nzi = nx.Nzi = 32879,62 (KN) KC từ mép mố đến tim cọc biên ey = 1.25 m (PDC) Lực phân bố do TLBT bệ móng q = Lm.Hm.γc =1500 (KN/m) Suy ra : L = Bm - Btm - Bc2= 2.50 (m) Tổng momen tại ngàm Mx = 31855,33 (KNm) Sức kháng danh định Mn = Mu/Φ Với Φ = 0.9 Suy ra : Mn = 35394,78 (KNm) Chọn giá trị as bố trí CT as = 200 (mm) KC từ TTCT đến thớ chịu nén ds = Hm - as = 1800 (mm) Chiều cao vùng nén a = a = 32,42 (mm) Kiểm tra điều kiện amax = 0.75.ab amax = Suy ra : amax = 663,66 (mm) > a : Thỏa ĐK Với hệ số quy đổi vùng nén 0.85 : Nếu f'c ≤ 28 (MPa) β1 = 0.65 : Nếu f'c ≥ 56 (MPa) 0.85 - 0.05( f'c - 28 Mpa )/7 Mpa β1 = 0.836 Diện tích cốt thép As = As = 47244 ( mm2 ) Chọn cốt thép bố trí 190 Þ 25 As = 93266 ( mm2 ) : Thỏa ĐK Kiểm tra giới hạn cốt thép Giới hạn tối đa c/de = a/(β1.ds) c/de = 0.022 < 0.42 : Thỏa ĐK Giới hạn tối thiểu ρ = As/(Lm.ds) ρ = 0.00216 ρ < 0.03.f'c/fy = 0.00214 ( Không ) Diện tích cốt thép tối thiểu As(min) = (0.03.f'c/fy).Lm.ds As(min) = 92571 ( mm2 ) Giới hạn tối thiểu ρ = As/(Lm.ds) ρ = 0.002886 ρ > 0.03.f'c/fy = 0.00214 : Thỏa ĐK 5.2. Theo PNC Không cần tính toán do cọc nằm trong phạm vi của thân trụ không gây nội lực cho bệ. 6. Thiết kế cốt đai cho bệ cọc Trường hợp đặt tải để nội lực phát sinh theo PDC lớn nhất 6.1. Theo PDC Khả năng chịu cắt của thép đai được xem là nhỏ nhất khi : Góc nghiêng của vết nứt θ = 45 (0) Và hệ số β = 2 Do đó để đơn giản trong thiết kế ta sẽ tính cốt đai trong trường hợp này Giá trị lực cắt cần tính toán Qmax = ∑Nzi ( Cho hàng cọc biên theo PNC) = 32879,62 (KN) ( Được lấy bằng giá trị lớn nhất của lực cắt trong cọc từ vị trí ngàm tính lên ) Xác định cánh tay đòn dv là giá lớn nhất của 3 giá trị (ds -0,5.a ; 0,72.b ; 0,9.ds ) ds - 0,5.a = 1783,79 (mm) 0,72.Hm = 1440.00 (mm) 0,9.ds = 1620.00 (mm) Suy ra : dv = 1783,79 (mm) Khả năng chịu cắt của BT Vc = Vc = 38924532 (N) Khả năng chịu cắt của thép đai Vs = Vn - Vc Vs = Vu/Φ - Vc Với : Vu = Qmax Vu = 32879624 (N) Φ = 0.9 Suy ra : Vs = -2391617 (N) ( Bố trí cốt đai theo cấu tạo ) Bố trí thép đai Φ 16 Số nhánh đai nd = 29 Diện tích thép đai Av = nd.π.Φ2/4 Av = 5830.8 (mm2) Khoảng cách cốt đai yêu cầu theo tính toán s = s = - (mm) Kiểm tra cốt đai theo cấu tạo s ≤ : Nếu : Nếu Với 0.026 < 0.1 224 mm 0.8*dv = 1427 mm sct = 600 mm Khoảng cách cốt đai tối thiểu bố trí cho bệ 224 mm Chọn s = 200 mm Kiểm tra Thỏa ĐK 7. Kiểm tra điều kiện nứt cho cọc và bệ 7.1. Kiểm tra điều kiện nứt cho cọc [ 5.7.3.4 22 TCN 272-01 ] TS nứt phụ thuộc vào ĐKMT Z = 30000 ( N/mm ) K/C từ mép chịu kéo đến lớp CT ngoài cùng dc = Min( as , 50 ) dc = 50 ( mm ) Diện tích phần BT bao quanh 1 thanh cốt thép A = 2.as.b/ns A = 12404,00 ( mm2 ) Khả năng nứt fsa = Z/(dc.A)1/3 fsa = 351,79 ( MPa ) fsa > 0.6fy = 252 ( MPa ) : Thỏa ĐK 7.2. Kiểm tra điều kiện nứt cho bệ [ 5.7.3.4 22 TCN 272-01 ] 7.2.1. Theo PDC TS nứt phụ thuộc vào ĐKMT Z = 30000 ( N/mm ) K/C từ mép chịu kéo đến lớp CT ngoài cùng dc = Min( as , 50 ) dc = 50 ( mm ) Diện tích phần BT bao quanh 1 thanh cốt thép A = 2.as.Lm/ns A = 331033,05 ( mm2 ) Khả năng nứt fsa = Z/(dc.A)1/3 fsa = 253,61 ( MPa ) fsa > 0.6fy = 252 (MPa) : Thỏa ĐK