Thiết kế sơ bộ nút giao thông lập thể nút giao Đồng Văn

LỜI NÓI ĐẦU: Đất nước ta trong quá trình đổi mới phát triển kinh tế đi lên thì yêu cầu đòi hỏi phải phát triển hệ thống cơ sở hạ tầng GTVT một cách khoa học vì GTVT là nền tảng để phát triển các ngành khác. Để đáp ứng được yêu cầu cấp bách này thì cần phải đẩy mạnh xây dựng các đường ôtô cao tốc,nâng cấp hàng loạt các quốc lộ tỉnh lộ, xây dựng những cây cầu có quy mô lớn và có vẻ đẹp kiến trúc hiện đại…Thực tế hiện này rất cần có những kỹ sư có trình độ chuyên môn tốt, vững vàng để có thể nhanh chóng nắm bắt được các công nghệ xây dựng Cầu -đường tiên tiến hiện đại để góp phần xây dựng nên các công trình có chất lượng và có tính nghệ thuật cao. Sau thời gian học tập tại Bộ môn Công trình Giao thông Thành phố -Trường ĐHGTVT, bằng sự nỗ lực của bản thân cùng với sự chỉ bảo dạy dỗ tận tình của các thầy cô trong trường ĐHGTVT nói chung và các thầy cô trong Khoa Công trình nói riêng em đã tích luỹ được nhiều kiến thức bổ ích trang bị cho công việc của một kỹ sư tương lai. Đồ án tốt nghiệp là kết quả của sự cố gắng trong suốt 5 năm học tập và tìm hiểu kiến thức tại trường ,đó là sự đánh giá tổng kết công tác học tập trong suốt thời gian qua của mỗi sinh viên. Trong thời gian làm đồ án tốt nghiệp này em đã được sự giúp đỡ nhiệt tình của các thầy cô giáo trong bộ môn CTGTTP, đặc biệt là sự giúp đỡ trực tiếp của : +/ Giáo viên hướng dẫn 1 : - Th.s Nguyễn Đức Thị Thu Định. +/ Giáo viên hướng dẫn 2: - Th.s Vũ Quang Trung +/ Giáo viên đọc duyệt : GS.TS. Nguyễn Viết Trung Do thời gian tiến hành làm Đồ án và trình độ lý thuyết cũng như các kinh nghiệm thực tế còn có hạn nên trong tập Đồ án này chắc chắn sẽ không tránh khỏi những thiếu sót. Em xin kính mong các thầy cô trong bộ môn chỉ bảo để em có thể hoàn thành đồ án tốt nghiệp và vững vàng về trình độ chuyên môn khi công tác thực tế. Em xin chân thành cảm ơn ! Hà Nội, Ngày 6 tháng 05 năm 2009. Nguyễn Văn Minh NHẬN XÉT CỦA GIÁO VIÊN HƯỚNG DẪN. …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… ……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………. ……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… …………………………………………………………………………………… ………………………………………………………………………………… NHẬN XÉT CỦA GIÁO VIÊN ĐỌC DUYỆT …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………... …………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… ……………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………………… PHẦN I: THIẾT KẾ SƠ BỘ NÚT GIAO THÔNG LẬP THỂ NÚT GIAO ĐỒNG VĂN CHƯƠNG I : THIẾT KẾ TỔ CHỨC NÚT GIAO THÔNG ĐỒNG VĂN I.1 HIỆN TRẠNG NÚT GIAO THÔNG ĐỒNG VĂN Nút giao Đồng Văn là nút giao giữa QL38 với QL1A và đường sắt Bắc Nam (nút giao thông Đồng Văn). Đây là một nút giao thông trọng điểm, thường xuyên xảy ra tình trạng ách tắc, mất an toàn giao thông trên QL1A đoạn từ Đồng Văn đến Phủ Lý.Hiện trạng nút giao là ngã 3 thị trấn Đồng Văn, huyện Duy Tiên (Hà Nam), đoạn giao giữa QL1A và QL38. Nguyên nhân thường dẫn đến ách tắc tại nút giao là do số lượng xe ôtô các tỉnh về Hà Nội nhiều mà khả năng lưu thông tại nút giao cùng mức này là rất kém . Hơn nữa, do ngã 3 Đồng Văn đường hẹp nên chỉ cần vài chiếc xe tải hạng nặng rẽ ngang trong vài phút sẽ gây ùn tắc cho các phương tiện cả một chặng đường dài. Đây là nút giao ngã ba cùng mức nên thường xảy ra xung đột giao cắt giữa các dòng xe chạy thẳng theo quốc lộ 1A với dòng xe muốn rẽ trái từ quốc lộ 38 đi về Phủ Lý( Hà Nam). Nguy hiểm hơn là tại đây vẫn thường xảy ra những vụ tai nạn thương tâm do tàu đâm vào do còn tồn tại giao cắt trực tiếp giữa đường sắt Bắc- Nam chạy dọc quốc lộ 1A với giao thông đường bộ,nên hiện tượng ùn tắc vào những thời điểm có tàu chạy qua là rất thường xuyên. Khi xảy ra tai nạn, mất an toàn giao thông do đường tại khu vực này không có giải phân cách cứng ,bề rộng đường hẹp nên hiện tượng ùn tắc diễn ra nhiều giờ đồng hồ mặc dù vẫn có lực lượng cảnh sát giao thông tham gia điều khiển tại nút giao. Quốc lộ 1A (QL1A) là tuyến đường xuyên suốt Việt Nam. Quốc lộ bắt đầu (km0 ) tại cửa khẩu Hữu Nghị Quan trên biên giới giữa Việt Nam và Trung Quốc. Nó kết thúc tại điểm cuối ( Km 2301 +340 ) tại xã Năm Căn huyện Ngọc Hiến tỉnh Cà Mau. Quốc lộ 1A trong suốt lịch sử của nó đã thúc đẩy sự phát triển của các địa phương mà nó đi qua nhưng bản thân nó lại không được phát triển. Vì vậy QL1A đã không đáp ứng được nhu cầu lưu thông của thời hiện tại. Nay QL1A đang được làm mới theo hướng nâng cấp các đoạn xa đô thị. Do đó mà đoạn qua ngã ba Đồng Văn giao với quốc lộ 38 thường sảy ra ùn tắc do quá tải về lưu lượng trên QL1A,nên đường chính tại nút giao thông là tuyến QL1A được ưu tiên khi lưu thông qua nút,còn tuyến phụ là tuyến QL38 thì các phương tiện lưu thông có trách nhiệm chờ đợi khi qua nút. Nhánh tuyến QL 38 dài 85km điểm đầu từ thị xã Bắc Ninh,điểm cuối tại thị trấn Đồng Văn – Hà Nam. I.2. SỰ CẦN THIẾT PHẢI THIẾT KẾ NÚT GIAO THÔNG KHÁC MỨC Để quyết định các giải pháp tổ chức giao thông và lựa chọn loại hình của nút giao thông ta có thể căn cứ vào các thông số như: lưu lượng xe chạy trên các đường chính và đường phụ, số vụ tai nạn giao thông trong năm,độ phức tạp của nút hiện tại… Quốc lộ 38, nối Hà Nam với Hưng Yên, Hải Dương, Bắc Ninh. Cầu Yên Lệnh nối liền hai huyết mạch giao thông lớn là QL1A và QL5, thuận lợi cho các phương tiện giao thông từ các tỉnh phía Nam ra các tỉnh vùng Đông Bắc. Sau khi QL38 được đầu tư khôi phục sẽ là tuyến giao thông trung tâm của ĐBSH. Trục giao thông này nằm trong vành đai 5 của Thủ đô Hà Nội, kết nối các thành phố, thị xã vệ tinh của các tỉnh vùng như Hà Nam, Hưng Yên, Hải Dương, Bắc Ninh, Sơn Tây, Hòa Lạc với Hà Nội. Đồng thời là tuyến đường giao thông phân luồng cho xe quá cảnh vào Thủ đô Hà Nội từ QL1A đi Hải Phòng cũng như một số tỉnh Đông Bắc và ngược lại. Các phương tiện giao thông từ phía Nam ra các tỉnh vùng Đông Bắc không phải qua Hà Nội nữa, giao thông ở Thủ đô nhờ thế sẽ giảm được áp lực và tắc nghẽn. Cây cầu càng có ý nghĩa hơn khi mà hiện nay cầu Chương Dương đang xuống cấp, xe trọng tải lớn không qua được. Cầu phao Khuyến Lương hiện đã tạm ngưng hoạt động vì vào mùa lũ. Sự xuất hiện cầu Yên Lệnh là cực kỳ cần thiết, đúng lúc. Đối với nhân dân hai tỉnh Hưng Yên và Hà Nam, cây cầu sẽ tạo cơ hội thuận lợi trong phát triển kinh tế xã hội, đặc biệt là khi hai tỉnh đang chú trọng phát triển các khu công nghiệp, mong muốn xây dựng và thu hút ngày càng nhiều hơn các doanh nghiệp, các nhà đầu tư vào sản xuất, kinh doanh tại địa phương mình. Quốc lộ 38 sẽ được cải tạo,nâng cấp đạt tiêu chuẩn đường cấp II. Đoạn từ thị trấn Đồng Văn tới Cầu Nhật Tựu làm mới tuyến tránh thị trấn Đồng Văn,nên cần phải xây dựng nút giao khác mức với QL 1A và đường sắt, nắn cải cục bộ một số đoạn tuyến tránh các khu dân cư trên tuyến là điều cần thiết để đảm bảo khả năng thông hành cho các tuyến,vì trường hợp giao nhau giữa hai đường quốc lộ ( QL1A với vận tốc thiết kế là 80Km/h và QL 38 khi nâng cấp thành đường vành đai 5 liên kết các thị xã,thành phố vói Hà Nội) tổ chức nút giao thông khác mức là bắt buộc. Mặt khác Theo số liệu nghiên cứu trong báo cáo khả thi dự án QL38 đoạn nối cầu Yên Lệnh với QL1A thì đến năm 2024 lưu lượng xe qua cầu Yên Lệnh là 8.776 xe quy đổi. ứng với lưu lượng này thì cấp đường thiết kế là đường cấp II đồng bằng. Với lưu lượng của đường phụ tại nút giao trong năm tương lai nhủ vậy khi tham khảo theo đồ thị lựa chọn loại hình nút giao thông trên đường ô tô của E.M.Lôbanôv ( LB Nga) thấy nút giao thông Đồng Văn cần thiết phải tổ chức giao thông khác mức. Trong giai đoạn hiện nay tiến tới 2010 thì cục Đường sắt có kế hoạch nâng cao tốc độ vận hành trên tuyến đường sắt B-N cũng như hoàn thiện khổ đường sắt, tăng số lượt vận doanh thì phải tổ chức giao nhau khác mức giữa đường bộ với đường sắt để giao thông đường bộ không bị gián đoạn khi có đường sắt đi qua. Hiệu quả của việc xây dựng các công trình ở nút giao thông khác mức biểu thị ở những mặt sau : - Đảm bảo an toàn cho xe chạy trong nút do đã triệt tiêu hoàn toàn các xung đột nguy hiểm ( giao cắt) của các luồng xe ra vào nút. - Tăng khả năng thông xe của nút giao thông do không có giao cắt của các luồng xe. - Do không xảy ra ùn tắc giao thông nên cải thiện đáng kể môi trường đô thị, và sức khỏe con người cũng như tiết kiệm chi phí vận doanh. I.3 QUY MÔ NÚT GIAO THÔNG ĐỒNG VĂN VÀ TIÊU CHUẨN XÂY DỰNG Dự án nút giao thông Đồng Văn chủ yếu nằm trong địa bàn thị trấn Đồng Văn. Trục chính của thị trấn Đồng Văn là dọc theo QL1A và đường sắt Thống Nhất. Trục chính này đã chia thị trấn Đồng Văn ra làm 2 khu vực rõ ràng là bên phải và bên trái tuyến đường sắt Thống Nhất. Khu vực bên phải tuyến đường sắt Thống Nhất dân cư sống tập trung sát dọc QL1A và đã định cư tương đối lâu. Theo hướng về phía cầu Nhật Tựu, sau khi vượt qua lớp nhà đầu tiên của QL1A là khu vực ao thoát nước và khu vực dân cư thưa thớt hơn. Theo hướng QL38 về phía cầu Yên Lệnh dân cư cũng sống tập trung sát mặt đường, tuy nhiên chỉ chủ yếu bắt đầu sau khi QL38 nâng cấp. Tóm lại dọc theo trục QL1A phía phải tuyến và dọc theo trục QL38 có đặc điểm địa hình, địa vật như đường đô thị. Trong nút giao thông này, xe có nhiều chuyển động khác với trên đường thường. Ta thấy giữa các làn xe có bốn chuyển động: nhập dòng, tách dòng, cắt dòng và trộn dòng. Tương quan vị thế các xe trong các chuyển động tạo thành các xung đột, các xung đột trong nút Đồng Văn có ba loại: điểm nhập, điểm tách và điểm cắt. Chuyển động trộn dòng là tổng hợp của hai xung đột: một điểm nhập và một điểm tách.Trong các xung đột, nguy hiểm nhất là điểm cắt mà đặc biệt ở đây lại có sự giao cắt giữa đường ôtô và đường sắt.Cách tháo gỡ xung đột đầu tiên ta nghĩ tới là chấp nhận các xung đột có thể chấp nhận được. Như vậy thực tế hàng ngày ta chấp nhận sống chung với các xung đột. Điều này sẽ gây lãng phí thời gian tiền bạc và ô nhiễm môi trường. Khi đã chấp nhận các xung đột, muốn giảm độ nguy hiểm ta phải định vị nó để phân phối hợp lý mật độ xung đột và định trước các góc giao có lợi. Tức là phải có biện pháp phân định không gian. Một biện pháp nữa là phân định thời gian tức là dùng đèn tín hiệu phân thời gian thành các pha. Mỗi pha cấm một số luồng thông qua và một số luồng được phép thông qua. Như vậy số xung đột giảm rõ rệt và chỉ còn tồn tại xung đột chấp nhận được. Tuy nhiên với nút giao Đồng Văn, khi mà các đường giao là QL1A, đường sắt quốc gia và tuyến đường QL38 thì sự giao cắt và thời gian chờ đợi qua nút lớn sẽ làm cho hiệu quả kinh tế xã hội của dự án đạt được là không cao. Như vậy một biện pháp đặt ra tích cực hơn là thiết kế nút giao khác mức để phân tách các luồng xe nhằm đảm bảo an toàn xe chạy và giảm thời gian thông qua của nút. Do nút Đồng Văn là giao của tuyến QL1A đặc biệt quan trọng với đường QL38 ( đường vành đai liên kết giữa các thị xã, thành phố xung quanh HN) nên quy mô của nút là nút giao liên thông. I.3.1.Quy mô xây dựng: Tuyến đường trên quốc lộ 1A (Hà Nội – Phủ lý) trong phạm vi nút giao có quy mô mặt cắt ngang: 6 làn xe cơ giới 63,75 = 22.5 m 2 làn xe thô sơ 23 = 6 m Giải phân cách = 4 m Dải an toàn 20.5 = 1.0 m Lề đất 20.75 = 1.5 m Tổng cộng = 35 m Quy mô mặt cắt ngang đường QL-1A Tuyến đường quốc lộ 38 kéo dài (Từ Yên Lệnh đi Nhật Tựu) trong phạm vi nút giao có quy mô mặt cắt ngang là: 4 làn xe cơ giới 43,5 = 14 m 2 làn xe thô sơ 23 = 6 m Giải phân cách giữa 3 m Dải an toàn 20.5 = 1.0 m Lề đất 20.75 = 1.5 m Tổng cộng 25.5 m I.3.2 Tiêu chuẩn kỹ thuật: Tiêu chuẩn thiết kế nút giao tham khảo tiêu chuẩn thiết kế đường đô thị TCXDVN104-2007 Tiêu chuẩn thiết kế tuyến: Nút giao: Trong phạm vi nút giao các nhánh được thiết kế theo cấp tốc độ Vtk=40 Km/h Đường đường quốc lộ 1A được thiết kế theo tiêu chuẩn đường đô thị, đường phố cấp II, Vtk= 80km/h. Đường quốc lộ 38 kéo dài thiết kế theo tiêu chuẩn đường đô thị, đuờng đồng bằng cấp II, Vtk =60 Km/h. Các chỉ tiêu kĩ thuật chủ yếu: Tốc độ thiết kế trong nút V = 40 km/h Tốc độ thiết kế ngoài nút V = 80 km/h Bán kính cong nằm nhỏ nhất trong nút R min= 60 m Đường cong đứng lồi tối thiểu mong muốn: Rmin = 700 (Vtk=40 km/h) Rmin = 4000 m (Vtk=80 km/h) Rmin = 2000 m (Vtk=60 km/h) Đường cong đứng lõm tối thiểu mong muốn: Rmin = 700 m (Vtk=40 km/h) Rmin = 3000m (Vtk=80 km/h) Rmin = 1500 m (Vtk=60 km/h) Độ dốc dọc tối đa: imax =5.5% Tiêu chuẩn thiết kế cầu: Tải trọng: Hoạt tải thiết kế HL93 các tải trọng khác tham khảo 22 TCN 272-05 Lực động đất: cấp 8 Tĩnh không thiết kế cho đường bộ: Htt = 4,75m Tĩnh không thiết kế cho đường sắt: Htt = 6.m( đối với khổ 1435mm) I.4. ĐẶC ĐIỂM TỔ CHỨC GT VÀ CÁC PHƯƠNG ÁN THIẾT KẾ NÚT I.4.1.Phương án 1: Nút giao dạng hình thoi kết hợp vơi vị trí quay đầu trên quốc lộ 38 Phương hướng đưa ra trên cơ sở giải quyết triệt để xung đột của hướng giao thông trên quốc lộ 38 với QL 1A và tuyến đường sắt chạy song song với quốc lộ 1A, trong đó vẫn chấp nhận xung đột xây ra trên hướng quốc lộ 38 khi muốn đi về Hà Nội hoặc Phủ Lý Tổ chức giao thông * Khi đi từ Hà Nội Từ Hà Nội muốn đi đến Phủ Lý đi theo đường QL 1A chạy thẩng dưới cầu vượt. Từ Hà Nội muốn đi dến Tế Tiêu sẽ đi thẳng sau đó rẽ phải trực tiếp lên đường nhánh D để đi đến Tế Tiêu Từ Hà Nội muốn đi đến Yên Lệnh thì phải rẽ phải phải qua đường nhánh D sau đó đi qua vòng xuyến nằm trên quốc lộ 38, đi qua cầu vượt chính để về Yên Lệnh * Khi đi từ Phủ Lý Hướng từ Phủ Lý đến Hà Nội chạy thẳng trên QL 1A và đi bên dưới cầu vượt chính. Từ Phủ Lý đi Yên Lệnh rẽ trái trực tiếp trên cầu vượt nhánh B để đi về Yên Lệnh. Từ Phủ Lý đi Tế Tiêu thi phải đi về hướng Yên Lệnh sau đó vòng trái qua chỗ cho phép rẽ trên QL 38, sau đó đi qua cầu vượt chính để về Tế Tiêu. * Khi đi từ Yên Lệnh Từ Yên Lệnh đi Tế Tiêu chạy thẳng trên cầu vượt chính Từ Yên Lệnh đi Hà Nội rẽ phải trực tiếp qua nhánh cầu A Từ Yên Lệnh đi Phủ Lý thì sẽ phải đi qua cầu vượt chính theo hướng về Tế Tiêu tiếp đó rẽ trái ở chỗ cho phép rẽ, sau đó đi qua cầu vượt của đường nhánh C để về Phủ Lý. * Khi đi từ Tế Tiêu Từ Tế Tiêu đi Yên Lệnh chạy thẳng trên cầu vượt chính Từ Tế Tiêu đi Phủ Lýrẽ trái trực tiếp qua nhánh cầu A Từ Tế Tiêu đi Hà Nội thì sẽ phải đi qua cầu vượt chính theo hướng về Yên Lệnh tiếp đó rẽ trái ở chỗ cho phép rẽ, sau đó đi qua cầu vượt của nhánh A để về Hà. Tuyến đường sắt đi dưới các cầu vượt chính và cầu vượt nhánh A và cầu nhánh B Ưu điểm: Chiếm diện tích không lớn Tổ chức giao thông tại nút mạch lạc và rõ ràng. Ưu tiên được các hướng chính. Nhược điểm Chưa hoàn toàn giải quyết được hết cao giao cắt giữa các hướng giao thông Tổ chức giao thông PA1: II.4.2.Phương án 2: Nút giao dạng nửa hoa thị kết hợp với đảo tròn quay đầu phía Hưng Yên Tổ chức giao thông trong nút Trên tất cả các nhánh nối tổ chức giao thông theo một chiều. Từ Hà Nội đi Phủ Lý: đi thẳng qua cầu vượt ĐB Tế Tiêu: rẽ trực tiếp vào nhánh E Hưng Yên: đi thẳng qua cầu vượt ĐB,sau dó rẽ vào nhánh D để đi đến Hưng Yên Từ Phủ Lý đi Hà Nội: đi thẳng qua cầu vượt ĐB Tế Tiêu: rẽ trực tiếp vào nhánh D,đi theo đường đến Hưng Yên,quay đầu xe tại đảo tròn rồi đến Tế Tiêu Hưng Yên: rẽ trực tiếp vào nhánh D Từ Tế Tiêu đi Hà Nội: đi thẳng chui qua cầu vượt đến Hưng Yên,quay đầu xe tại đảo tròn rồi đi theo nhánh B đến Hà Nội Hưng Yên: đi thẳng chui qua cầu vượt Phủ Lý: rẽ trực tiếp vào nhánh F Từ Hưng Yên đi Hà Nội: rẽ trực tiếp vào nhánh F Tế Tiêu: đi thẳng chui qua cầu vượt Phủ Lý: đi thẳng chui qua cầu vượt đến Tế Tiêu,rẽ vào nhánh C rồi đi đến Phủ Lý Ưu nhược điểm của phuong án Ưu điểm Giải quyết triệt để giao cắt giữa các luồng phương tiện giao thông. Tổ chức giao thông tại nút mạch lạc và rõ ràng. Ưu tiên được các hướng chính Cầu vượt cho đường sắt và đường bộ chủ yếu là cầu thẳng Nhược điểm Phương án này sẽ khiến cho quãng đường rẽ trái lớn nên tôn kém trong chi phí vận doanh Diện tích chiếm đất lớn I.4.3 .Phưong án 3: Thiết kế đảo xuyến ở trên cao. Thiết kế đảo tròn trên cao kết hợp với các cầu nhánh giải quyết liên hệ giao thông cho các hướng: Tế Tiêu đi Yên Lênh-Phủ Lý-Hà Nội và Yên Lệnh đi Tế Tiêu-Phủ Lý-Hà Nội. Tổ chức giao thông: Nút giao thông hình xuyến là một nút giao thông có 1 đảo lớn ở trung tâm, để có thể cùng vuợt được tĩnh không đường bộ ( H = 4.75m) và tĩnh không đường sắt ( H = 6m; khổ đường săt B – N là khổ 1000mm thì H tk = 5.1m nhưng để dự trù cho truờng hợp trong năm tương lai sẽ thay khổ 1435mm nên lấy H = 6m). Trong nút thì các hướng xe chạy đều bám theo quỹ đạo quanh đảo có chiều ngược chiều kim đồng hồ. Các xe từ Hà Nội đi Phủ Lý và ngược lại vẫn ưu tiên đi thẳng theo QL 1A dưới cầu chính đảm bảo tốc độ thiết kế 80 km/h. Còn các dòng lưu thông còn lại đều đi lên đảo xuyến theo các nhánh cầu lên đảo tròn trên cao thực hiện trộn dòng rồi tách ra các hướng mong muốn. Ưu điểm: - Tốn ít diện tích và ưu tiên được cho hướng chính Hà Nội-Phủ Lý. - Tổ chức giao thông đơn giản loại bỏ hết các xung đột nguy hiểm là giao cắt đảm bảo cho xe chạy thuận tiện và an toàn - Công trình giao thông có kiến trúc mỹ quan đẹp, là điểm nhấn của đô thị hiện đại Nhược điểm: - Tồn tại nhiều xung đột nhập dòng và tách dòng trên đảo tròn trên cao. I.4.3.KIẾN NGHỊ Căn cứ vào đặc điểm giao thông nút giao cũng như đặc điểm địa hình dân cư tại khu vực nút kiến nghị thiết kế tổ chức giao thông nút Đồng Văn theo phương án 1. Phương án này giải quyết tương đối triệt để giao cắt giữa các luồng phương tiện giao thông đặc biệt là các giao cắt với đường sắt, đồng thời tổ chức giao thông tại nút mạch lạc và rõ ràng. Ưu tiên được các hướng chính Tổ chức giao thông phương án đảo tròn trên cao tại nút Đồng Văn CHƯƠNG II: THIẾT KẾ HÌNH HỌC NÚT GIAO THÔNG ĐỒNG VĂN II.1. LỰA CHỌN CÁC THÔNG SỐ KỸ THUẬT THIẾT KẾ NÚT GIAO II.1.1. Các thông số kỹ thuật cầu chính: + Tốc độ tính toán trong cầu chính : vd = 60km/h. + Góc giao của 2 đường ôtô: . + Độ dốc dọc trên cầu chính: id = 4 %. + Hệ số lực ngang lựa chọn: . + Bán kính đường cong đứng lồi tối thiểu mong muốn Rmin = 2500 m + Bán kính đường cong đứng lõm tối thiểu mong muốn Rmin = 1500 m II.1.2. Các thông số kỹ thuật thiết kế cầu nhánh: + Tốc độ tính toán trong cầu nhánh: vd = 40km/h = 11.11m/s. + Độ dốc dọc lớn nhất trên các cầu nhánh: id = 5% cho nhánh xuống và 4% cho nhánh lên. + Độ nghiêng siêu cao lớn nhất trên các cầu nhánh: isc = 5%. + Hệ số lực ngang lựa chọn: + Bán kính đường cong đứng lồi tối thiểu mong muốn Rmin = 700 m + Bán kính đường cong đứng lõm tối thiểu mong muốn Rmin = 700 m II.2. LỰA CHỌN TỐC ĐỘ TÍNH TOÁN TRÊN CÁC CẦU NHÀNH Vì nút giao khác mức thường chiếm dụng mặt bằng lớn, do đó để giảm kích thước của nút người ta thường giảm tốc độ ở các cầu nhánh. Vì vậy lựa chọn tốc độ tính toán của các cầu nhánh cần được luận chứng kỹ lưỡng. Không thể chọn tốc độ thiết kế của cầu nhánh bằng tốc độ xe chạy trên đường chính vào nút vì hai lý do sau: + Thứ nhất là tốc độ xe rẽ lớn thì đòi hỏi phải thiết kế cầu rẽ có chiều dài lớn. Điều này dẫn đến khối lượng và gía thành xây dựng tăng lên, đồng thời tăng diện tích chiếm dụng mặt bằng. + Thứ hai là không thể lựa chọn tốc độ trên cầu nhánh quá cao do thông thường cầu nhánh rẽ chỉ có một làn xe dành cho đi chung cả xe con và xe bus có tốc độ thiết kế thấp sẽ không đạt được tốc độ thiết kế cao. Trong thành phố, do điều kiện hạn hẹp về mặt bằng nên các nhà chuyên môn khuyên nên dùng tiêu chuẩn ứng với điều kiện tối thiểu, nghĩa là tốc độ tính toán của các cầu nhánh trong các nút giao khác mức ở thành phố chỉ nên chọn V=25-40 km/h, chỉ đối với đường cao tốc thành phố mới chọn V=50km/h. Từ tất cả các điều trên và theo quy trình thiết kế đường đô thị mới nhất của nước ta: Đường đô thị - Yêu cầu thiết kế mang ký hiệu 104 – 2007 với vận tốc trên đường chính 60km/h ,vận tốc thiết kế trên cầu nhánh đều được chọn là 40km/h. II.3.XÁC ĐỊNH TẦM NHÌN TRONG PHẠM VI NÚT GIAO THÔNG KHÁC MỨC. II.3.1 Tính toán tầm nhìn trên bình đồ. Khoảng cách tầm nhìn trên bình đồ của các cầu nhánh có một làn xe trong phạm vi nút giao thông khác mức được xác định theo điều kiện tầm nhìn hãm xe trước chướng ngại vật (tầm nhìn phía trước). Sơ đồ tính toán tầm nhình cho đường nhánh có một làn xe Và được tính theo công thức: S = l1+l2+l0 Trong đó: - chiều dài đoạn đường ứng với thời gian phản ứng tâm lý của người lái xe = v.tf v - tốc độ chạy xe trên cầu nhánh, m/s tf - thời gian phản ứng tâm lý của lái xe, tf = . Chọn tf = 0.8 s - chiều dài hãm xe. Trong đó: t- thời gian lái xe tác dụng và tăng lực hãm lên các bánh xe. Chọn loại phanh là phanh thuỷ lực nên chọn t = 0.2s K - hệ số sử dụng phanh, trị số K thay đổi từ 1.1 đến 2.0 (để đảm bảo cho xe chạy trên cầu nhánh an toàn thường chọn K = 2.0) - hệ số bám dọc của bánh xe với mặt đường, lấy = 0.48 - hệ số sức cản lăn (f=0.02-0.03), lấy f = 0.025 - độ dốc dọc đường nhánh, lấy trường hợp bất lợi nhất là xe xuống dốc, i= 0.05 - cự ly an toàn dừng xe trước chướng ngại vật. Thường chọn = 5m Từ đây, công thức được viết lại: Với vận tốc thiết kế trên đường chính là 60km/h và đường nhánh là 40km/h thay vào công thức trên ta có: - Tầm nhìn trên bình đồ đối với vận tốc thiết kế 40km/h : Theo điều 9.2 tiêu chuẩn TCXDVN104-2007 với vận tốc thiết kế 40km/h thi tầm nhìn tối thiểu trên bình đồ là 40m. Vậy Tầm nhìn trên bình đồ đối với vận tốc thiết kế 60km/h Theo điều 9.2 tiêu chuẩn TCXDVN104-2007 với vận tốc thiết kế 60km/h thi tầm nhìn tối thiểu trên bình đồ là 75m. Vậy S=80m II.3.2 Xác định tầm nhìn trên trắc dọc. Trong trường hợp tổng quát và để bảo đảm an toàn khi tính toán ta chọn % - Với vận tốc thiết kế 40km/h: Vậy - Với vận tốc thiết kế 60km/h: II.3.3. Xác định bán kính đường cong đứng của các cầu nhánh. * Đối với các đường cong đứng lồi thì bán kính được xác định theo công thức Trong đó: S - tầm nhìn tính toán trên trắc dọc cầu nhánh. = 1.2 m chiều cao mắt người lái xe. * Đối với đường cong đứng lõm thì bán kính đường cong được tính với hai điều kiện: Bảo đảm tầm nhìn ban đêm Bảo đảm an toàn cho xe chạy khi đi vào đường cong lõm Bán kính đường cong lõm được xác định theo công thức Trong đó: S - khoảng cách tầm nhìn trên trắc dọc - chiều cao của đèn pha so với mặt đường. Chiều cao này phụ thuộc vào cấu tạo từng loại ô tô sẽ có giá trị khác nhau. Khi tính toán lấy = 0,7m = 4-60 góc chiếu của pha ô tô, chọn = 50 Vận tốc thiết kế (km/h) Bán kính đường cong đứng tính toán (m) Bán kính đường cong đứng theo TCXDVN104-2007 (m) Cong lồi Cong lõm Cong lồi Cong lõm V=40km/h 700 319 700 700 V=60km/h 2518 772 2000 1500 Bán kính đường cong đứng tham khảo điều 11.3 của TCXDVN 104-207. Trên cơ sở đó kiến nghị lựa chọn bán kính đường cong đứng như sau: Với vận tốc thiết kế 40km/h: Bán kính đường cong đứng lồi Rlồi = 1000m, bán kính đường cong đứng lõm Rlõm=700m. Với vận tốc thiết kế 60 km/h : Bán kính đường cong đứng lồi Rlồi = 3000m, bán kình đường cong lõm Rlõm = 2000m II.4. THIẾT KẾ MẶT BẰNG NÚT GIAO II.4.1. Nguyên tắc thiết kế: Các yếu tố tuyến trên mặt bằng phải thoả mãn các yêu cầu kỹ thuật tương ứng với vận tốc thiết kế. Mặt bằng tuyến phù hợp với các quy hoạch hai bên đường và các dự án khác có liên quan. Tuyến phải thoả mãn các yêu cầu kỹ thuật và hạn chế tới mức thấp nhất khối lượng xây dựng và giải phóng mặt bằng, tuy nhiên cũng phải đảm bảo an toàn và êm thuận tới mức tối đa cho người và phương tiện khi tham gia giao thông trong nút. Phối hợp hài hoà giữa các yếu tố: bình đồ - trắc dọc - trắc ngang - cảnh quan. Kết cấu cầu phù hợp với trình độ và năng lực thi công của nhà thầu trong nước. Hạn chế chiều cao kiến trúc. Đảm bảo tính thông thoáng và thẩm mỹ cao. Hạn chế ảnh hưởng đến môi trường trong quá trình thi công như độ rung và tiếng ồn… II.4.2. Lựa chọn bán kính cong nằm cho các nhánh. * Xác định bán kính cầu nhánh theo công thức: R = Hệ số = 0,17 Độ dốc siêu cao isc= 5%. Vận tốc vd = 11.11m/s. R = . Theo điều 10.3 của TCXDVN 104-2007 bán kính cong nằm tối thiểu thông thường là 75m. Vậy kiến nghị lựa chọn bán kính đường cong nằm cho các nhánh cầu cong là R= 75m. II.4.3Tính toán chiều dài đường cong chuyển tiếp Do vận tốc từ đường chính vào đường nhánh có sự thay đồi( từ 60km/h về 40km/h) để chuyển tiếp êm thuận nên bố trí đường cong chuyển tiếp. Chiều dài đường cong chuyển tiếp tính toán với trường hợp vận tốc không đổi, sử dụng đường cong chuyển tiếp là đường Clothoid. Công thức tính toán tham khảo tài liệu“ Tính toán và thiết kế chi tiết các yếu tố nút giao thông khác mức”–GS. Nguyễn Xuân Vinh và TS.Nguyễn Văn Hùng: Trong đó : V – vận tốc thiết kế ( km/h), V=40 km/h I – Độ tăng gia tốc ly tâm (m/s3) càng nhỏ thì xe chạy càng êm thuận và lấy nhỏ hơn 0.6 m/s3 R – Bán kính đường cong tròn (m), R = 75 m Chiều dài đoạn nhánh nối từ đường chính vào đường nhánh tính toán theo công thức sau: Trong đó : C= R.L thông số đường cong chuyển tiếp yK1 tung độ ( tham khảo bảng 3.2 ,tr92, sách“ Tính toán và thiết kế chi tiết các yếu tố nút giao thông khác mức”–GS. Nguyễn Xuân Vinh và TS.Nguyễn Văn Hùng) Chiều dài đoạn nối siêu cao Trong đó : b – Bề rộng cầu nhánh, b=7m isc - Độ nghiêng siêu cao, isc = 5%. in – Độ dốc ngang đường chính, in = 2%. insc – Độ dốc phụ( độ nâng siêu cao), ứng với chiều dài đoạn nối siêu cao, , theo tiêu chuẩn TCVN4054-05 với vận tốc thiết kế 20-40km/h thì insc= 1% . Thay số vào công thức trên ta có lnsc= Kiểm tra điều kiện : L= 75m>= l1 + lnsc = 49.5+21=70.5m → OK. II.4.4 Thiết kế làn tăng giảm tốc cho nút giao Theo phương án sơ bộ thì bố trí số làn trên một bên cầu chính là 3 làn xe bề rộng mỗi làn là 3.5m và số làn xe rẽ vào đường nhánh là 2 làn xe. Điều kiện để đảm bảo cân bằng nút là : NC >= (NE + NF )-1 Trong đó NC - Số làn xe tách hoặc sau điểm nhập trên đường chính , NC = 3 làn NE, NF - Số làn xe sau điểm tách hoặc trước điểm nhập trên đường chính trên đường nối, NE =3 làn và NF = 2 làn Thay vào công thức trên ta thấy không thỏa mãn. Vậy cần thiết phải bố trí làn tăng giảm tốc Bề rộng làn tăng giảm tốc theo như điều 8.2.4 thì làn tăng giảm tốc không nhỏ hơn làn liền kề 0.25m và >=3m. Lựa chọn làn tăng giảm tốc bằng 3.5m. Làn tăng giảm tốc bố trí theo hai phương pháp song song hoặc chéo góc. Ở đây bố tri đối với các nhánh rẽ vào đường QL 1A bố trí theo phương pháp xiên góc đối với làn tăng tốc góc xiên là 20 và đối với làn giảm tốc bố trí góc xiên 50, còn trên cầu chính bố trí làn tăng giảm tốc theo phương pháp song song. Chiều dài làn tăng giảm tốc tính toán như sau: L= Trong đó : V1 – Vận tốc trên đường chính, V1= 60 km/h V2 – Vận tốc trên nhánh rẽ , V2 = 40 km/h a - gia tốc; Giảm tốc a =2 ÷ 3 (m/s2) chọn a=2.5 m/s2 Tăng tốc a =0.8 ÷ 1.2 (m/s2) chọn a=11.0 m/s2 Thay số vào công thức trên ta có : Chiều dài làn tăng tốc Ltăng tốc =64m Chiều dài làn giảm tốc Lgiảm tốc =26m II.5.THIẾT KẾ TRẮC DỌC TUYẾN II.5.1. Nguyên tắc thiết kế trắc dọc: - Trắc dọc thiết kế phải thoả mãn các yêu cầu kỹ thuật đối với cấp thiết kế. - Cao độ thiết kế phù hợp với các cao độ khống chế. - Đảm bảo tĩnh không yêu cầu khi giao cắt với các tuyến giao thông khác. II.5.2 Xác định các cao độ khống chế trên trắc dọc. Cao độ khống chế trắc dọc của nút được xác định như sau: Cầu chính vượt đường sắt và QL1A được khống chế bởi cao độ đường hiện tại, cao độ đường sắt, tĩnh không đường sắt (6.2m) và tĩnh không dưới cầu (4.75m). Các cầu nhánh trong nút khống chế bởi cao độ đường hiện tại,cao độ cầu chính và tĩnh không đường sắt. II.5.3. Xác định độ dốc dọc : Độ dốc dọc trên cầu nhánh của nút giao được lựa chọn phụ thuộc vào nhiều yếu tố như điều kiện địa hình, tốc độ tính toán, thành phần xe chạy trong nút…. Do chức năng sử dụng nên cấu tạo các loại xe khác nhau. Với các loại xe như xe con, xe du lịch thì có thể khắc phục được độ dốc dọc lớn (tới 10%) mà không cần giảm tốc độ. Nhưng với các loại xe khác như xe buýt thì độ dốc dọc lớn xe càng phải giảm tốc độ để tăng sức kéo khi leo dốc. Vì vậy, độ dốc dọc lớn nhất được lựa chọn trên đường nhánh phải đảm bảo khả năng chạy xe của các loại phương tiện có trong thành phần dòng xe. Theo điều 11.2 tiêu chuẩn TCXDVN 104 : 2007 qui định độ dốc dọc tối đa đối với vận tốc thiết kế 40km/h là 7% và đối với vận tốc thiết kế 60km/h là 6%. Trị số độ dốc dọc của nhánh đi xuống có thể chọn lớn hơn nhánh đi lên. Trên cơ sở đó độ dốc dọc các nhánh lựa chọn như sau: Bảng 4: Trắc dọc cầu STT Tên cầu Độ dốc dọc(%) Bán kính đường cong đứng(m) Lồi (m) Lõm (m) 1 Cầu chính chính 4 3000 1500 2 Cầu nhánh A 5 1000 700 3 Cầu nhánh B 4 1000 700 II.6.THIẾT KẾ TRẮC NGANG: II.6.1. Nguyên tắc thiết kế mặt cắt ngang: - Bề rộng mặt cắt ngang đảm bảo bố trí đủ số làn xe theo yêu cầu theo đúng quy định của quy trình. - Mặt cắt ngang cần thoả mãn quy mô và yêu cầu kỹ thuật đối với cấp đường thiết kế. Các yếu tố trên mặt cắt ngang được bố trí hài hoà, đảm bảo phù hợp với các công trình hai bên tuyến, thuận tiện cho việc bố trí các công trình phục vụ trên tuyến và các khu đô thị. - Mặt cắt ngang vừa đảm bảo tiêu chuẩn kỹ thuật đồng thời cũng hạn chế tới mức thấp nhất giá thành xây dựng. II.6.2. Xác định độ dốc ngang và siêu cao: Tại nút giao thông có sự gặp gỡ và tiếp xúc của nhiều tuyến, nhiều đường cong theo chiều khác nhau, cấu tạo siêu cao sẽ tạo nên gờ lồi ở giữa phần xe chạy, xe chuyển làn sẽ không êm thuận nhất là các xe có chiều dài lớn như xe buýt. Vì vậy tại cầu chính nơi có nhiều dòng xe nhập dòng và tách dòng kiến nghị không bố trí siêu cao. Trên các đường giao thông thông thường, có quy định siêu cao theo trị số bán kính đường cong nằm nhưng trong nút giao thông, tốc độ xe phân tán, hệ số lực ngang biến đổi rất nhiều nên quy định này thường không chặt chẽ. Việc phối hợp các siêu cao, các mặt cắt ngang phải đảm bảo hai nguyên tắc: Đảm bảo êm thuận cho luồng xe chính. Hạn chế các chỗ có độ dốc nhỏ hơn 0.5% để đảm bảo thoát nước tốt. Căn cứ theo tốc độ thiết kế và theo điều 10.5 của tiêu chuẩn TCXDVN 104-2007, kiến nghị chọn độ dốc siêu cao trong các cầu nhánh là isc = 5%. Theo điều 8.2.5 của tiêu chuẩn TCXDVN 104 : 2007 độ dốc ngang phần xe chạy cho mặt đường bê tông nhựa là 1.5-2.5% (bảng 12). Vì vậy kiến nghị lựa chọn độ dốc ngang là 2% II.6.3 Lựa chọn bề rộng mặt căt ngang * Bề rộng 1 làn xe Bề rộng phần xe chạy phụ thuộc vào lưu lượng, biện pháp tổ chức giao thông và kích thước số làn xe. Theo điều 8.2.3 của tiêu chuẩn TCXDVN104-2007 thì bề rộng 1 làn xe phụ thuộc vào vận tốc thiết kế, với vận tốc thiết kế 80km/h là 3.75m, vận tốc thiết kế là 3.5m và với vận tốc thiết kế 40km/h là 3.25m. Trên cơ sở đó sơ bộ lựa chọn bề rộng 1 làn xe như sau: Vận tốc thiết kế (km/h) 80 60 40 Bề rộng 1 làn xe (m) 3.75 3.5 3.5 Bề rộng 1 làn xe của cầu chính và các cầu nhánh lựa chọn là bằng 3.5m * Bề rộng dải phân cách Tham khảo theo điều 8.4.2 ( bảng 14) của tiêu chuẩn TCXDVN104-2007 thì bề rộng dải phân cách của đường QL1A lựa chọn là bằng 4m và của QL 38 là bằng 3m * Bề rộng lề đất lựa chọn 0.5m ( theo điều 8.3.2 TCXDVN 104 -2007) * Tính toán mở rộng trong đường cong Theo điều 12.8.3 ( bảng 33) của TCXDVN 104-2007 thì vơi bán kính R<100m thì độ mở rộng đường cong tính toán theo công thức sau Δ=50/R = 50/75 = 0.67m. Việc mở rộng sẽ trên suốt đường cong đường cong chuyển tiếp và đường tròn, thường mở rộng về phía bụng của đường cong. II.6.4. Kết quả thiết kế. - Bề rộng mặt cắt ngang được thống kê dưới bảng sau: Bảng : Tổng hợp bề rộng mặt cắt ngang. STT Tên cầu Bề rộng 1 làn(m) Số làn Bề rộng lan can1 bên (m) Mở rộng Tổng 1 Cầu chính chính 3.5 3 0.5 0 11.5 2 Cầu nhánh A 3.5 2 0.5 1 9 3 Cầu nhánh B 3.5 2 0.5 1 9 II.7. TÍNH TOÁN CÁC YẾU TỐ HÌNH HỌC CỦA CẦU NHÁNH * Tính toán bán kính các nhánh rẽ: Trong phương án nút chỉ bố trí các nhánh rẽ phải trực tiếp và bán kính các nhánh rẽ được lựa chọn là bằng nhau R = 75m ( tham khảo mục II.4.2 của chương này). * Chiều dài đường cong chuyển tiếp Theo như tính toán ơ mục II.4.3 trên thì chiều dài đường cong chuyển tiếp là 75m, chiều dài nối từ đường chính vào đường nhánh 49.5m và chiều dài đoạn nâng siêu cao là 21m được chọn như nhau trên tất cả các nhánh cong của nút giao. Góc ngoặt φ của đường cong chuyển tiếp tính toán theo công thức sau ( tham khảo “ Tính toán và thiết kế chi tiết các yếu tố nút giao thông khác mức”–GS. Nguyễn Xuân Vinh và TS.Nguyễn Văn Hùng): Tọa độ của đường cong chuyển tiếp tính toán theo công thức gần đúng sau Trong đó : S - Chiều dài tính từ điểm đầu đường cong chuyển tiếp đến đến điểm cần tính. C = R.L = 75*75 =5625, thông số của đường cong chuyển tiếp. Thay S= L = 75m vào công thức trên ta tính được tọa độ điểm cuối của đường cong chuyển tiếp là x =72.5 m và y = 14.08 m. Góc chắn cung tròn tính toán theo công thức sau: Trong đó: β - Góc chắn cung đường cong tròn α - Góc ngoặt của tuyến φ - Góc ngoặt của đường cong chuyển tiếp Chiều dài đường cung tròn tính toán như sau: Đường tang lớn nhất của các nhánh rẽ( hay khoảng cách từ điểm đổi hướng tuyến đến điểm đầu của đường cong chuyển tiếp) là: Bảng tính toán các yếu tố hình học của các nhánh Tên nhánh α ( 0) φ( 0) β( 0) R (m) Th (m) L(m) K0 (m) Cầu nhánhA 86 28.65 28.7 75 107.44 75 37.57 Cầu nhánhB 94 28.65 36.7 75 117.93 75 48.04 Đường nhánhC 86 28.65 28.7 75 107.44 75 37.57 Đường nhánhD 94 28.65 36.7 75 117.93 75 48.04 II.8. GIẢI PHÁP THIẾT KẾ CẦU TRONG NÚT GIAO II.8.1. Kết cấu nhịp II.8.1.1 Xác định chiều dài nhịp cần vượt Thiết kế sơ đồ kết cấu nhịp đảm bảo 2 nguyên tắc: - Bố trí cấu tạo hợp lý đoạn tách từ cầu chính ra cầu nhánh theo vị trí tương đối của đường sắt và QL 1A. - Đảm bảo sau khi san nền theo quy hoạch thì đáy dầm không quá sát mặt đất. Chiều dài nhịp tối thiểu cần phải đảm bảo không vi phạm khổ tĩnh không của đường ( QL 1A) và khổ tĩnh không của đường sắt( tính toán vơi khổ 1450mm – tham khảo điều 2.3.3.3 và điều 2.3.3.4 của 22TCN272-05). Chiều dài nhịp tối thiểu cần vượt qua đường bộ là : Lmin= n*Blan xe +2* KAT+LĐ = 3*3.75+1*3+2*1.2+0.5=17.15 m Chiều dài nhịp tối thiểu cần vượt đường sắt là Lmin= KĐS +2* KAT = 4.88+2*0.6= 6.08 m Đồng thời chiều dài nhịp lựa chọn cũng phải thõa mãn việc bố trí trên bình đồ do. Sơ bộ lựa chọn chiều dài nhịp cầu chính là 27m và chiều dài nhịp cầu nhánh là 30m II.8.1.2. Lựa chọn mắt cắt ngang cầu Để thuận lợi cho thi công thi các cầu nhánh và cầu chính nên lựa chọn chung một loại mặt cắt ngang. Sơ bộ lựa chọn mặt cắt ngang cầu chính và cầu nhánh là loại dầm bản lỗ rộng dự ứng lực( các qui định vê loại dầm bản có thể tham khảo điều 4.14.2 của 22TCN272-05). Dầm bản chiều cao H = 1.45m không đổi dọc theo suốt chiều dài cầu. Dầm được thiết kế có đáy phẳng, độ dốc ngang dầm được điều chỉnh bằng đá kê gối. Dầm cầu được tạo rỗng bằng các lỗ tròn đường kính 0.95m và khoảng cách giữa các tim lỗ là 1.5m. II.8.2.Kết cấu phần dưới : * Các mố M1, M2, M1A, M1B là các mố chữ U, bê tông cốt thép thường làm trên móng cọc khoan nhồi với số cọc dự kiến là 6 cọc , chiều dài cọc là 40m. Bảng thông số của mố cầu : * Trụ cầu đước thiết kế là các thân hẹp cho cầu chính cột có mác bê tông 30MPa , trên các bệ móng là 6 cọc khoan nhồi D= 1m có chiều dài dự kiến là 40m. Trụ cầu nhánh lựa chọn loại hai cột vuông có mác bê tông 30MPa , trên các bệ móng là 6 cọc khoan nhồi D= 1m có chiều dài dự kiến là 40m. Bảng thông số trụ cầu trên cầu chính : TÊN TRỤ FG EL1 EL2 EL3 h1(m) KIỂU TRỤ M1 9.375 7.551 5.95 -36.05 1.601 T1 10.455 8.631 5.84 -36.16 2.791 T2 11.529 10.005 5.39 -36.61 4.615 Ngàm T3 12.431 10.607 5.34 -36.66 5.267 T4 13.091 11.267 5.39 -36.61 5.877 T5 13.508 11.684 5.3 -36.7 6.384 T6 13.681 11.857 5.2 -36.8 6.657 T7 13.612 12.088 5.17 -36.83 6.918 Ngàm T8 13.3 11.476 4.92 -37.08 6.556 T9 12.745 10.921 4.94 -37.06 5.981 T10 11.946 10.122 4.8 -37.2 5.322 T11 10.919 9.395 4.53 -37.47 4.865 Ngàm T12 9.839 8.015 4.27 -37.73 3.745 T13 8.769 6.945 4.17 -37.83 2.775 M2 7.679 5.855 4.39 -37.61 1.601 Bảng thông số trụ cầu trên các cầu nhánhA,B: TÊN TRỤ FG EL1 EL2 EL3 h1(m) KIỂU TRỤ M-A1 9.512 7.688 5.82 -36.18 1.868 T-A1 11.013 9.189 5.804 -36.196 3.385 T-A2 12.509 10.685 5.706 -36.294 4.979 T-A3 13.516 11.992 5.598 -36.402 6.394 Ngàm T-A4 13.635 11.811 5.561 -36.439 6.25 T-A5 13.447 11.623 4.564 -37.436 7.059 M-B1 9.005 7.181 4.671 -37.329 2.51 T-B1 10.205 8.381 4.635 -37.365 3.746 T-B2 11.405 9.581 4.698 -37.302 4.883 Ngàm T-B3 12.605 10.781 4.907 -37.093 5.874 T-B4 13.551 11.727 4.901 -37.099 6.826 T-B5 13.642 12.118 5.343 -36.657 6.775 Ngàm T-B6 13.445 11.621 4.384 -37.616 7.237 Trong đó : FG Cao độ đỉnh mặt cầu EL1 Cao độ đỉnh trụ EL2 Cao độ đỉnh bệ móng EL3 Cao độ mũi cọc II.8.3.Giải pháp bố trí các kết cấu phụ trợ trên cầu. a. Bản mặt cầu. Mặt cầu là bộ phận chịu ảnh hưởng trực tiếp của bánh xe, đáp ứng yêu cầu chịu hao mòn, ít bị hao mòn và không gây xung kích lớn, đảm bảo cho xe chạy êm thuận. Kết cấu mặt cầu vừa đảm bảo thoát nước nhanh và trọng lượng bản thân nhẹ. Thiết kế lớp phủ mặt cầu dầy 74mm gồm các lớp sau: Lớp atphan hạt mịn: t = 30mm. Lớp atphan hạt trung: t = 40mm. Lớp phòng nước bằng vật liệu chuyên dụng: t = 4mm. b. Lan can Lan can cầu được thống nhất trong toàn dự án, được đúc sẵn bằng BTCT theo kích thước định hình dưới đây. c. Thoát nước Các ống thoát nước trên mặt cầu ở mỗi bên được thu vào ống nhựa PVC có đường kính 200mm chạy dọc dưới cánh dầm. Các ống này chạy về mố và được dẫn xuống dưới d. Chiếu sáng Trên tất cả các cầu nhánh bố trí chiếu sáng một bên phía lưng đường cong. e. Gối cầu. Toàn bộ dự án kiến nghị sử dụng gối chậu một phương và hai phương. g. Khe biến dạng. Toàn bộ dự án kiến nghị sử dụng khe biến dạng cao su cốt bản thép, bề mặt phía trên cao su được dán lớp hợp kim chống mài mòn. II.8.4. Các thông số vật liệu và kiểm toán sơ bộ mặt cắt dầm. a. Vật liệu xây dựng cầu. b. Bê tông: Bê tông dầm bản: C40, f’c=40Mpa; Bê tông trụ, mố: C35, f’c=35Mpa; Bê tông cọc khoan nhồi, cọc đúc sẵn, cống hộp: C30, f’c=30Mpa; Tường lan can, tường chắn, dải phân cách giữa: C25, f’c=25Mpa; Bê tông lót móng: C15, f’c=15Mpa. (f’c là cường độ chịu nén của mẫu bê tông hình trụ tròn đường kính D=15cm, cao H=30cm tại tuổi 28 ngày) c. Cốt thép thường: Cốt thép dầm, trụ, cọc khoan nhồi: CII, giới hạn chảy fy=400Mpa; Cốt thép tròn trơn trong các cấu kiện: CI, giới hạn chảy fy=240Mpa. d. Cốt thép dự ứng lực: Tao thép gồm 7 sợi, đường kính 15.2mm có độ tự chùng thấp, cấp 270 theo tiêu chuẩn ASTM416-90a. Các thông số cáp cho trong bảng sau: Các thông số Đơn vị Trị số Đường kính 1 tao Mm 15.2 Diện tích 1 tao mm2 140 Cường độ chảy Mpa 1670 Cường độ kéo đứt Mpa 1860 Mô đun đàn hồi Mpa 197000 Bó cáp dự ứng lực dọc sử dụng loại 12T15. Bó cáp dự ứng lực ngang sử dụng loại 3T15 PHẦN II : THIẾT KẾ KỸ THUẬT CẦU DÂY VĂNG CHƯƠNG I : TỔNG QUAN I..1.TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ - Tiêu chuẩn 22TCN - 272 - 05 Bộ Giao thông vận tải - Tải trọng thiết kế : HL93 , tải trọng người 3 KN/m2 I.2. QUI MÔ CÔNG TRÌNH - Công trình cầu vĩnh cửu có tuổi thọ > 100 năm. - Khổ thông thuyền : Sông thông thuyền cấp I Khổ tĩnh không : H=10 m, Chiều dài: B= 80m I.3. KHỔ CẦU - Mặt cắt ngang cầu được thiết kế cho 2 làn xe chạy với vận tốc V=60Km/h - Khổ cầu : 2 x 3.75 + 2 x 2.5 (m) I.4 VẬT LIỆU * Bê tông dầm : - Cường độ chịu nén : fc’ = 50 Mpa - Trọng lượng thể tích của bê tông : γbt = 24.5 kN/m3 - Mô đun đàn hồi : Ec = 0,043.gc1,5.= 38000 Mpa - Cường độ chịu nén của bê tông lúc bắt đầu đặt tải tạo ứng suất trước fci’ = 0,9. fc” = 0,9 . 50 = 45 Mpa - Hệ số quy đổi hình khối ứng suất : b = 0.85 - Cường độ chịu kéo khi uốn : fr = 0,63.= 44.5 Mpa * Bê tông tháp : - Cường độ chịu nén : fc’ = 40 Mpa - Trọng lượng thể tích của bê tông : γbt = 24.5 kN/m3 - Mô đun đàn hồi : Ec = 0,043.gc1,5.= 33994.5 Mpa - Hệ số quy đổi hình khối ứng suất : b = 0.85 - Cường độ chịu kéo khi uốn : fr = 0,63.= 44.5 Mpa * Cốt thép DƯL - Sử dụng loại cáp CĐC loại bó xoắn 12 tao 7 sợi của hãng VSL có các chỉ tiêu sau: +) Đường kính danh định : 15,2 mm +) Diện tích mặt cắt danh định : 140 mm2 +) Giới hạn chảy : fpy = 1674 Mpa +) Giới hạn bền : fpu = 1860 Mpa - Mô đun đàn hồi : EPS = 197000 Mpa - Hệ số ma sátt thành ống gen : m = 0.2 - Hệ số ma sát lắc trên 1 mô men bó cáp : K = 6,6.10-7 (mm-1) - Chiều dài tụt neo : = 6 mm * Cốt thép thường - Giới hạn chảy của thép : fy = 420 Mpa - Mô đun đàn hồi của thép : ES = 200000 Mpa I.5. ĐIỀU KIỆN ĐỊA CHẤT – THỦY VĂN Điều kiện thuỷ văn ít thay đổi: MNCN : +23.50 m MNTT : +19.00 m MNTN : +13.50 m Đặc điểm địa chất: - Lớp 1a: Bùn á sét hữu cơ - Lớp 1 : Cát hạt min lẫn ít bụi hữu cơ, xốp đến chặt vừa. - Lớp 2 : Cát hạt mịn đến trung, lẫn ít sỏi nhỏ; màu xám xanh đen; bão hoà nước; chặt vừa đến chặt. Trong tầng đôi chỗ lẫn thấu kính sét dẻo. - Lớp 3 : Sét pha nhẹ lẫn nhiều bụi và tạp chất hữu cơ, xám đến xám đen; ẩm, kém dính. Trạng thái dẻo mềm đến dẻo cứng. - Lớp 4: Sét nhẹ, chứa tạp chất hữu cơ đang phân huỷ, xám vàng, xám đen; ẩm; kém dính. Trạng thái dẻo cứng đến cứng. - Lớp 5 : Cát hạt mịn, lẫn bụi mầu nâu sẫm, chặt đến rất chặt. CHƯƠNG II : THIẾT KẾ SƠ BỘ CẦU DÂY VĂNG II.1 TỔNG QUAN VỀ CẦU DÂY VĂNG Trong sự nghiệp công nghiệp hóa, hiện đại hoá của nước ta hiện nay, xây dựng hạ tầng cơ sở là vấn đề vô cùng quan trọng. Trong đó việc xây dựng mới, cải tạo và nâng cấp hệ thống giao thông là tất yếu. Một trong những yêu cầu đặt ra hiện nay đối với các cầu được xây dựng trên khắp cả nước hiện tại cũng như tương lai là: vừa đáp ứng được yêu cầu giao thông hiện đại, giá thành kinh tế đồng thời đẹp về mặt kiến trúc, mỹ quan để có thể trở thành biểu tượng của Việt Nam hiện đại trong tương lai. Trước đây khi xây dựng cầu vượt qua sông thường sử dụng cầu BTCT, BTCTƯST, Cầu thép... ở dạng cầu dầm đơn giản hoặc liên tục kê trên các gối cứng là mố và trụ, những loại cầu này chỉ kinh tế khi vượt nhịp vừa, nhịp nhỏ. Như vậy cần phải sử dụng loại cầu nào đó vừa đảm bảo vượt được nhịp lớn, công nghệ thi công đơn giản, giá thành hạ đồng thời đẹp về mỹ quan. Qua nghiên cứu tìm hiểu một số nước đã và đang phát triển trên thế giới hiện nay, thấy rằng trong khoảng 50 ¸ 150m thì các cầu bê tông cốt thép ứng suất trước xây dựng theo công nghệ lắp hẫng tỏ ra có hiệu quả cao trên quan điểm kỹ thuật. Nhịp lớn nhất xây dựng theo công nghệ này đã đạt tới 240m (cầu Hamana ở Nhật Bản). Tuy nhiên giới hạn về nhịp kinh tế của loại cầu này cũng chỉ khoảng 200m. Cầu dây văng là kết cấu không biến dạng hình học do đó đảm bảo được độ cứng lớn. Hệ làm việc như một dầm cứng kê trên các gối đàn hồi là các dây văng. Việc tăng số lượng gối đàn hồi không làm tăng khối lượng của dây và lực nén trong dầm chủ nhưng lại giảm được đáng kể mômen uốn trong trong dầm cứng, đặc biệt dưới tác dụng của tĩnh tải thì mômen uốn trong dầm cứng gần như được triệt tiêu. Do đó CDV có thể vượt được nhịp rất lớn mà lượng vật liệu tăng không đáng kể. Hơn nữa, trong lịch sử phát triển của nghành cầu đường thì chưa có một loại cầu nào có sức hấp dẫn, tập trung trí tuệ gây được niềm say mê và cảm xúc sáng tạo cho các nhà khoa học, các nhà kiến trúc và đông đảo nhân dân như cầu treo đây văng. Trong vòng hơn 40 năm, kể từ ngày xây dựng chiếc cầu đầu tiên Stromsund tại Thụy Điển năm 1955 cho đến nay, cầu treo dây văng đã được xây dựng ở hầu hết các nước trên thế giới, từ các công trình có chiều dài vài chục đến hàng nghìn mét, đảm bảo giao thông an toàn cho ôtô và xe lửa. Nhiều cây cầu với kết cấu và kiến trúc độc đáo đã trở thành biểu tượng kiến trúc, di sản văn hóa của thời đại. Đặc điểm cở bản có sức hấp dẫn của cầu dây văng là tính đa dạng. Tính đa dạng của cầu dây văng thể hiện ở số lượng và chiều dài nhịp, số mặt phẳng và các sơ đồ phân bố dây... Hình thái và chiều cao của tháp cầu cũng như tính độc đáo của các loại tiết diện ngang tạo ra tính đa dạng cho công trình. Cầu dây văng với ưu thế về khả năng chịu lực, hợp lý về công nghệ thi công, tính đa dạng về sơ đồ kết cấu đang trở thành các công trình trọng điểm của nhiều nước và cũng đang trở thành công trình đặc trưng của thế kỷ 20 và tương lai. Ở nước ta, CDV đầu tiên được xây dưng vào năm 1976 tại Đak’rông (Quảng Trị) nhưng đến tháng 2 năm 1999 cầu bị sập do gỉ và đứt neo, sau đó đến năm 2000 cầu được sửa lại với dầm băng BTCT. Tiếp theo đó là việc xây dựng cầu Mỹ Thuận (Tiền Giang – Vĩnh Long) bắc qua sông Tiền từ năm 1998 – 2001, cầu sông Hàn (Đà Nẵng), cầu Cần Thơ bắc qua sông Hậu (Cần Thơ ), cầu Kiền bắc qua sông Cấm (Hải Phòng ), cầu Bãi Cháy (Quảng Ninh), cầu Bính (Hải Phòng) .. hiện nay là dự án cầu Nhật Tân bắc qua song Hồng và hàng loạt các CDV cho nông thôn, miền núi và đồng bằng sông Cửu Long. II. 2.LỰA CHỌN SƠ BỘ CẤU TẠO Sơ đồ cầu : 2x 33+ 82+170+82+82+2x33 (m) II.2.1 Kết cấu nhịp cầu chính * Lựa chọn sơ đồ hệ thống cầu dây văng Cầu dây văng thương bao gồm các hệ thống như : + Hệ thốnng cầu dây văng 1 nhịp loại này thường tốn vật liệu neo vào mố, và gối di động chịu thêm lực ngang do nội lực từ các dây văng trên gối truyền xuống. + Hệ thống cầu dây văng 2 nhịp : sơ đồ cầu đối xứng qua tháp để vượt nhịp lớn cần có dây văng rất dài + Hệ thống cầu dây văng 3 nhịp : đây là sơ đồ hợp lý và có nhiều ưu điểm được sử dụng rộng rãi hiện nay, rất thích hợp với phương pháp thi công hẫng. Dầm có sơ đồ như dầm liên tục tựa trên gối cứng và các gối đàn hồi. Trên cơ sở kết hợp với khổ thông thuyền và phương pháp thi công hẫng lựa chọn sơ đồ cầu dây văng 3 nhịp có sơ đồ cầu 82m +170m +82m. * Lựa chọn chiều dài khoang dầm: Hiện nay có hai xu hướng : + Dây dày khoang nhỏ, tiết diện dây nhỏ: d =3 -15 m + Dây ít, khoang lớn, tiết diện dây lớn d = 15- 35m Với dây ít - khoang dầm lớn dẫn đến mô men uốn cục bộ trong dầm lớn nên dầm phải có chiều cao đủ lớn làm tăng tĩnh tải và chiều cao kiến trúc. Nhưng không thích hợp với phương pháp thi công hẫng thường phải kết hợp với trụ tạp hay đà giáo để lắp các đốt dầm, cấu tạo neo phức tạp và tập trung ứng suất tại khu vực đặt neo lớn. Với dây dày - khoang dầm nhỏ thì mô men uốn cục bộ trong phạm vi khoang dầm nhỏ nên giảm kích thước chiều cao dầm, việc lắp hẫng hay đúc hẫng dễ dàng, cấu tạo neo đon giản dễ căng kéo nhưng phải lắp đặt nhiều lần và điều chỉnh phức tạp. Xu hướng hiện nay là lựa chọn loại khoang nhỏ nhiêu dây. Vơi sơ đồ cầu như trên lựa chọn các khoang có chiều dài là d= 8 m, với khoang giữa chịu kéo nên lựa chọn bằng dg = 6 m. * Lựa chọn mặt cắt ngang Loại mặt cắt ngang hình hộp có độ cứng chống xoắn tốt nên được lựa chọn cho phương án. Chiều cao mặt cắt ngang phụ thuộc vào khoảng cách giữa các dây hoặc chiều dài nhịp chính, chiều cao này bẳng từ 1/100 đến 1/200 lần chiều dài nhịp lớn nhất. Đông thời với kết cầu dầm hộp thì chiều cao mặt cắt phải chọn >= 1.5m để thuận lợi cho công tác thi công sau này. Lựa chọn chiều cao dầm H = 2.2 m không đổi trên suốt chiều dài cầu Hình vẽ : MCN kết cấu nhịp điển hình * Lựa chọn sơ đồ bố trí dây văng - Sơ đồ đồng qui : Các dây tập trung tại một điểm ở trên đỉnh tháp và tỏa ra neo ở các vị trí dọc theo dầm cứng. Sơ đồ này có ưu điểm độ cứng đàn hồi lớn do góc nghiêng dây neo lớn, không gây mô men uốn đối với thân trụ tháp, nhưng cấu tạo neo vào trụ tháp lại phức tạp. - Sơ đồ song song: Các dây trong cùng một nhịp bố trí song song nhau, tạo ra hình dáng kiến trúc đẹp nhưng độ cứng đàn hồi nhỏ, gây mô men uốn ở thân trụ tháp. - Sơ đồ rẻ quạt : Là sự kết hợp ưu điểm của cả hai sơ đồ trên, nên sẽ được sử dụng để bố trí cáp văng cho phương án cầu này. * Lựa chọn cáp văng Cáp văng thường sử dụng loại thép cường độ cao. Cáp được tổ hợp từ cac sợi thép cường độ cao có đường kính 2.5 đến 7.0mm, được mã kẽm chống rỉ. Cáp văng sử dụng trong phương án cầu là loại ASTM – A416(low) cấp 270, tao cáp có đường kính danh định 15.2mm cấu tạo từ 7 sợi song song có cường độ giới hạn bền fpu = 1860 Mpa. * Nhịp cầu dẫn: Cầu dẫn gồm 4 nhịp là dầm giản đơn I BTCT DƯL có chiều dài nhịp bằng nhau 33m Hình vẽ : MCN cầu dẫn II.2.2 Cấu tạo tháp cầu Tháp cầu lựa chọn là loại tháp cầu mềm có dạng chữ H được thu hẹp ở phía trên và cóp sử dụng dầm ngang để tăng cường độ cứng cho tháp cầu, dầm chủ kê lên tháp cầu qua gối cầu. Chiều cao của tháp cầu phụ thuộc vào góc nghiêng của dây neo, thông thường góc nghiêng này từ 22 - 250 . Chiều cao tháp cầu cũng được lựa chọn phụ thuộc vào chiều dài nhịp lớn nhất Htháp cầu =(1/3 -1/7)*Lmax Vật liệu: BTCT cấp A có f’C= 40 Mpa Thân tháp được dựng trên móng cọc khoan nhồi : D = 2.5 m Hình vẽ : Tháp cầu II.2.3 Cấu tạo mố cầu - Mố cầu dùng loại mố U BTCT , đổ tại chỗ, BT cấp A có fc’ = 30 MPa . - Mố của kết cấu nhịp dẫn được đặt trên móng cọc khoan nhồi D=1 m Hình vẽ : Mố cầu II.3 SƠ BỘ LỰA CHỌN SỐ CÁP VĂNG: Lực căng sơ bộ của cáp tính toán dựa vào trọng lượng đốt đúc và góc nghiêng của cáp văng. Lực căng lớn nhất trong các dây tính theo công thức sau: Trong đó : gtt : trọng lượng bản thân đốt đúc + tĩnh tải phần II phân bố trên đốt đúc đó d : Chiều dài khoang αi : góc nghiêng của dây so với phương nằm ngang Với giả thiết dây văng chỉ chịu 70% tĩnh tải thì ta có lực căng trong dây là Diện tích dây văng tính toán như sau : Trong đó : Si : Lực căng dây văng thứ i R : Cường độ tính toán của vật liệu làm dây, với trạng thái giới hạn cường độ R = 0.45 fpu. Vật liệu cáp sử dụng là tao có đường kính danh định 15.2mm được cấu từ 7 sợi song song loại ASTM _A 416 (low) cấp 270 có cương độ kéo đưt fpu = 1860Mpa. * Tính toán gtt - Do bản thân dầm : Diện tich mặt cắt ngang dầm A-dầm = 10.35 m2 Trọng lượng bê tông γbt = 24.5 kN/ m2 Tĩnh tải dầm rải đều qdầm =10.35*24.5 =253.575 kN/m - Do tĩnh tải phần II : + Lớp phủ mặt cầu DWlp = 22.5*0.074*(7+5) =19.98 kN/m + Lan can DWlc = 2.795 kN/m + Gờ chắn bánh DWgc = 0.013 kN/m Tĩnh tải phần II : DW = DWlp+2*( DWlc + DWgc ) = 26.7 kN/m Số tao cáp thiết kế ( lựa chọn số tao bằng nhau) : Tên cáp Góc nghiêng α Chiều dài đốt d(m) G_đốt (kN) Si(kN) 2*Fi (m2) Số tao tính toán Số tao thiết kế ST1 25 8 2284.6 9009.71 0.010764 39 37 ST2 25 8 2284.6 9009.71 0.010764 39 37 ST3 26 8 2284.6 8685.94 0.010377 37.5 37 ST4 28 8 2284.6 8110.54 0.00969 35 37 ST5 30 8 2284.6 7615.33 0.009098 33 37 ST6 33 8 2284.6 6991.17 0.008353 30 37 ST7 37 8 2284.6 6326.97 0.007559 27 37 ST8 42 8 2284.6 5690.47 0.006799 24.5 37 ST9 49 8 2284.6 5045.21 0.006028 21.5 37 ST10 63 9 2570.175 4807.62 0.005744 20.5 37 ST11 63 9 2570.175 4807.62 0.005744 20.5 37 ST12 49 8 2284.6 5045.21 0.006028 21.5 37 ST13 41 8 2284.6 5803.85 0.006934 25 37 ST14 34 8 2284.6 6809.22 0.008135 29.5 37 ST15 31 8 2284.6 7392.98 0.008833 32 37 ST16 28 8 2284.6 8110.54 0.00969 35 37 ST17 26 8 2284.6 8685.94 0.010377 37.5 37 ST18 24 8 2284.6 9361.5 0.011185 40.5 37 ST19 23 8 2284.6 9744.98 0.011643 42 37 ST20 22 7 1999.025 8893.89 0.010626 38.5 37 CHƯƠNG III : ĐIỀU CHỈNH NỘI LỰC TRONG CÀU DÂY VĂNG III.1 KHÁI QUÁT CHUNG VỀ ĐIỀU CHỈNH NỘI LỰC III.1.1 Mục đích của điều chỉnh nội lực CDV làm việc như một dầm liên tục tựa trên các gối đàn hồi và gối cứng, khi chịu tĩnh tải, dây biến dạng, dầm chủ bị võng. Độ võng do tĩnh tải làm sai lệch trắc dọc và độ dốc thiết kế, ảnh hưởng xấu đến hình dạng kiến trúc, các chỉ tiêu khai thác và mô men uốn lớn trong dầm cứng. Nếu bằng biện pháp căng kéo các dây văng ta đưa độ võng các nút neo dây bằng 0 hoặc bằng một giá trị nào đó (tạo độ vồng triệt tiêu một phần hoạt tải) thì khi chịu tĩnh tải sơ đồ làm việc sẽ như dầm liên tục tựa trên các gối cứng. Trong các hệ dây nhiều, khoang nhỏ, điều chỉnh nội lực sẽ đạt trạng thái biến dạng mong muốn với giá trị mô men uốn do tĩnh tải không đáng kể so với hoạt tải. Nếu lấy mục tiêu là mô men uốn thì điều chỉnh có thể khắc phục một phần mô men uốn do hoạt tải. Bản chất của việc điều chỉnh là tạo một trạng thái biến dạng và nội lực ngược chiều với trạng thái do tải trọng gây ra, tổng tác động do tải trọng và điều chỉnh sẽ được trạng thái tốt nhất gọi là trạng thái hoàn chỉnh (hay gọi là trạng thái B). Trạng thái hoàn chỉnh có thể là “cao độ” tại các nút neo dây ở vị trí hợp lý nhất dưới tác dụng của tĩnh tải, hoặc là “Biểu đồ mô men uốn” trong dầm chủ có lợi nhất dưới tác dụng của tĩnh tải, hoạt tải và các ảnh hưởng thứ cấp . Nếu chọn mục tiêu chính là nội lực thì độ võng là hệ quả và ngược lại. Cũng có thể đạt được cả hai mục tiêu trên, khi đó cần chọn hàm mục tiêu chính là nội lực, các sai lệch của trắc dọc cầu cầu so với thiết kế được điều chỉnh bằng các biện pháp cấu tạo. Tuy nhiên công việc trên sẽ làm phức tạp cho khâu chế tạo dầm. III.1.2 Nguyên tắc điều chỉnh nội lực Đối với CDV có khoang lớn - dây ít việc điều chỉnh nội lực có thể thực hiện theo phương pháp lặp và chỉnh dần cao độ các nút cho dến khi đạt được độ chính xác mong muốn. Đối với CDV khoang nhỏ – dây nhiều, điều chỉnh theo phương pháp lặp sẽ vô cùng phức tạp do phải tháo lắp kích nhiều lần cho mỗi dây, đồng thời khó đảm bảo sự hội tụ trong quá trình lặp. Để đảm bảo độ tin cậy trong quá trình căng kéo các dây, giảm tối đa công lao động và thiết bị, các biện pháp điều chỉnh cần thoả mãn các mục tiêu sau : + Mỗi dây văng chỉ căng chỉnh 1 lần.(cũng có trường hợp vi chỉnh lần thứ 2 sau khi cầu đã thi công xong). + Kết quả tính toán cần đạt trị số mong muốn về biến dạng của hệ chịu tĩnh tải hoặc về mômen uống trong dầm chủ dưới tác dụng của tĩnh tải và hoạt tải. + Trong tính toán ĐCNL cần chỉ ra được hệ xuất phát (trạng thái A), trình tự căng kéo các dây, nội lực và biến dạng trong hệ xuất phát và diễn biến trong quá trình thi công. Đảm bảo công trình đủ bền và ổn định dưới tác dụng của lực căng chỉnh và hoạt tải thi công tương ứng với từng giai đoạn căng chỉnh. + Khi căng mỗi dây cần chỉ định lực căng của bó cáp, cao độ nút neo dây ở trạng thái hoàn chỉnh (trạng thái B) để tiện theo dõi và điều chỉnh khi cần thiết. * Các giả thiết khi điều chỉnh nội lực Để thuận tiện trong tính toán, ngoài các giả thiết cơ bản của hệ thanh, trong cơ học kết cấu cần thống nhất thêm các giả thiết: + Trục của dầm chủ được coi như thẳng và nằm ngang, trắc dọc của dầm khi chế tạo coi như có độ võng bằng 0. Ảnh hưởng của độ cong hay độ dốc của dầm khi chế tạo sẽ được bổ sung và trắc dọc thực tế độc lập với quá trình điều chỉnh. + Dây văng tuyệt đối thẳng, có khả năng chịu kéo và chịu nén, liên kết khớp với dầm và tháp. III.1.3 Các biện pháp diều chỉnh nội lực Có rất nhiều biện pháp và công nghệ điều chỉnh khác nhau để đạt được hoặc biểu đồ biến dạng hoặc biểu đồ nội lực hợp lý hoặc là đạt cả hai. Mỗi biện pháp đều có những đặc điểm và phạm vi áp dụng riêng. Ta có thể áp dụng một trong các biện pháp sau để điều chỉnh nội lực : + Tạo dầm có độ võng ngược trong quá trình thi công + Tạo các hợp tạm biến hệ thàn tĩnh định trong thi công + Dung biện pháp căng kéo các dây văng để tạo biểu đồ mô men ngược dấu với mô men gây ra do tĩnh tải và một phần do hoạt tải . III.1.3.1. Tạo dầm có độ võng ngược trong quá trình thi công Biện pháp này vẫn được áp dụng trong kết cấu tĩnh định như vẫn thường làm trong các cầu BTCT và trong các cầu dầm hoặc dàn thép. Tạo độ vồng ngược bằng phương pháp chế tạo có thể tạo được hình dáng kiến trúc mong muốn nhưng không cải thiện đượ nội lực do tĩnh tải (kết cấu vẫn chịu 100% nội lực tĩnh tải). III.1.3.2. Tạo các khớp tạm trong quá trình thi công. Đối với CDV việc bố trí các khớp tạm trong qua trình thi công là biện pháp đơn giản và hiệu quả nhất để tạo sự phân bố mô men tốt nhất trong dầm theo sơ đồ tĩnh định có mô men uốn bằng 0 tại khớp và mô men cục bộ trong phạm vi khoang dầm. Thay đổi vị trí khớp theo chiều dọc có thể tạo được biểu đồ mô men 2 dấu có lợi nhất cả về mặt chịu lực và thi công. Ví dụ việc bố trí khớp tạm tại các điểm cách nút neo một đoạn a = 0,125d (d là chiều dài khoang dầm) sẽ nhận được biểu đồ mô men có giá trị bằng nhau và ngược dấu tại gối và nhịp tại mỗi khoang. Khớp tạm bố trí ngoài nút còn tạo thuận lợi cho cấu tạo ở neo trong dầm chủ và việc lắp đặt dây trong quá trình thi công. Các khớp tạm trong dầm cứng bằng BTCT của cầu dây văng thường được thực hiện thuận lợi bằng cách bố trí các chốt thi công, sau này sẽ được liên tục hoá bằng các mối nối ướt. Khớp tạm được thíêt kế để chịu lực cắt và lực nén dọc trục do tải trọng thi công, thông thường các khớp tạm được cấu tạo bằng các bản và chốt thép, khi đổ bê tông các mối nối ướt để liên tục hoá KCN thi các khớp tạm sẽ được lại luôn trong dầm. Sau khi đã lắp các khớp tạm thì việc căng kéo các dây văng để điều chỉnh cao độ mặt cầu hoàn toàn không làm thay đổi nội lực do tĩnh tải. Tuy nhiên việc bố trí khớp tạm để điều chỉnh nội lực trong thi công có một nhược điểm lớn đó là việc cấu tạo các khớp và liên tục hoá lại rất phức tạp nhất là đối với cầu có nhiều dây, độ ổn định trong quá trình thi công không cao. Do đó giải pháp này thường chỉ được áp dụng đối với những cầu có khoang lớn, số lượng dây ít, còn các cầu có dây nhiều thì đa số áp dụng biện pháp điều chỉnh nội lực trên dầm liên tục. III.1.3.3. Căng kéo các dây văng trên dầm liên tục Để tránh phải cấu tạo các khớp tạm trong thi công và thực hiện mối nối ướt trên công trường , đặc biệt là áp dụng công nghệ đucs hẫng dầm BTCT, có thể điều chỉnh nội lực bằng cách căng kéo các dây văng trong quá trình thi công hẫng, nhằm tạo ra các chuyển vị và nội lực cưỡng bức trong toàn hệ theo hướng có lợi nhất trong kết cấu cầu. Nội lực hoặc biến dạng cần điều chỉnh được xác định từ biểu đồ bao mô men do tĩnh tải và hoạt tải hoặc biểu đồ độ võng của hệ làm chuẩn. Điều chỉnh nội lực bằng căng kéo các dây văng dựa trên nguyên tắc sau: + CDV làm việc như một dầm liên tục trên các gối đàn hồi, khi chịu tĩnh tải dầm cứng bị võng, gây mô men uốn, nếu bằng biện pháp căng kéo các dây để tạo được các phản lực thẳng đứng có giá trị bằng phản lực khi các điểm neo dây được coi như kê trên các gối cứng hoặc triệt tiêu được độ võng các nút do tĩnh tải thì mô men uốn của dầm trở thành mô men uốn của dầm liên tục tựa trên các gối cứng. + Việc triệt tiêu độ võng hoặc tạo biểu đồ mô men uốn tốt nhất trong đầm cứng thực hiện bằng căng kéo các dây làm thay đổi nội lực và biến dạng trong hệ. + Để giảm số lượng các thiết bị căng kéo và tập trung chỉ đạo, công tác điều chỉnh nên thực hiện làm nhiều đợt, trong mỗi đợt số dây cần căng nên chọn thích hợp với số thiết bị và sơ đồ chịu lực, ví dụ khi sơ đồ đối xứng thì ta có thể căng từng cặp dây, còn trong trường hợp chung thì nên căng từng dây một. + Mỗi dây chỉ nên căng 1 lần, việc vi chỉnh hoặc căng chỉnh lại các dây nên hạn chế tối thiểu, do đó phải dự liệu sợ ảnh hưởng của sự điều chỉnh nội lực trong tất cả các dây sau đến lực căng của dây đang chỉnh và độ võng của nút. + Khi căng dây nào thì loại dây đó ra khỏi kết cấu và thay bằng 1 ngoại lực + Mỗi dây sau khi lắp đặt sẽ tham gia làm việc như một phần tử của kết cấu + Trình tự căng kéo cần gắn liền với các bước thi công tránh gây quá tải cho công trình dưới tác dụng của tĩnh tải, lực điều chỉnh và hoạt tải thi công. III.1.4 Nội dung tính toán cầu dây văng khi điều chỉnh nội lực - Xác định trạng thái cuối cùng (biến dạng hoặc nội lực) – mục tiêu cần đạt (trạng thái B). - Căn cứ vào công nghệ thi công và trình tự lắp đặt dây, xác định trạng thái xuất phát (trạng thái A). - Xác định nội lực và biến dạng do tĩnh tải I, tĩnh tải II, do các ảnh hưởng thứ cấp (từ biến, co ngót và biến dạng dư của dây theo thời gian). Xác định biểu đồ bao mômen uốn của các tải trọng tác dụng lên hệ hoàn chỉnh (nếu muốn triệt tiêu cả một phần ảnh hưởng do hoạt tải). - Chọn phương pháp tính (phương pháp lực hoặc phương pháp chuyển vị), chỉ định trình tự căng chỉnh, định véc tơ ẩn số trong hệ. - Lập phương trình trên cơ sở mục tiêu đã chọn. - Xác định các ẩn lực thoả mãn các mục tiêu trên. - Xác định lực căng trong dây, độ cao cần chỉnh của các nút theo đúng trình tự căng đã chọn. - Xác định nội lực và biến dạng ở trạng thái cuối cùng (B) do tĩnh tải (I,II), các ảnh hưởng thứ cấp và lực điều chỉnh. - Kiểm tra kết quả theo các số liệu của mục tiêu. III.2 LÝ THUYẾT ĐIỀU CHỈNH NỘI LỰC III.2.1 Trạng thái xuất phát - Điều chỉnh nội lực có thể được thực hiện trong quá trình lắp dầm và dây, hoặc trước khi đưa công trình vào khai thác. Trạng thái công trình trước khi căng kéo gọi là trạng thái xuất phát (trạng thái A). - Trạng thái xuất phát tuỳ thuộc vào công nghệ thi công : + Nếu thi công theo phương pháp đúc dầm trên đà giáo thì trạng thái xuất phát là sơ đồ cầu sau khi đã thi công xong dầm cứng. + Nếu thi công theo phương pháp hẫng thì trạng thái xuất phát là sơ đồ cộng tác dụng trong suốt quá trình thi công hẫng cho đến khi hợp long kết cấu nhịp. III.2.2 Trạng thái cuối cùng. Trạng thái cuối dùng là trạng thái công trình hoàn chỉnh về kết cấu hợp lý về phân bố nội lực hoặc biến dạng. Xác đụnh trạng thái cuối cùng là xác định hàm mục tiêu cần đạt. Hàm mục tiêu có thể là độ võng tốt nhất của công trình hoàn chỉnh khi chịu tĩnh tải, hoặc phân bố mô men hợp lý nhất. Trong 2 mục tiêu trên nếu chọn độ võng thì mô men là hệ quả và ngược lại. Như vây ta có thể chọn 1 trong 2 mục tiêu : + Nếu dùng độ võng là hệ tiêu chuẩn thì độ võng sau khi điều chỉnh bằng không hoặc có độ vồng ngược theo yêu cầu thíêt kế, để khắc phục độ võng do tĩnh tải, do ảnh hưởng của các hiệu ứng thứ cấp và có thể là một phần do hoạt tải. + Nếu dùng hàm mô men làm chuẩn thì sẽ khống chế mô men âm sau điều chỉnh tại các nút có giá trị bằng mô men trên gối cứng của dầm liên tục hoặc chuyển đường không tải mô men trong biểu đồ bao để có mô men dương giữa nhịp các khoang bằng mô men tại các nút neo dây. III.2.3 Mục đích điều chỉnh nội lực: Dựa trên trạng thái ban đầu và trạng thái cuối dùng, khi thi công căng chỉnh mỗi dây văng cần đạt được các mục tiêu sau: + Đảm bảo độ bền và ổn định cho công trình trong quá trình thi công. + Chỉ định được trình tự căng kéo các dây trên cơ sơ mỗi dây chỉ căng chỉnh một lần. + Chỉ định lực căng trong từng dây. + Xác định được chuyển vị của từng nút khi căng. + Xác định kết quả nội lực sau khi căng. + Xác định chuyển vị của toàn kết cấu sau khi căng. III.2.4. Hệ phương trình chính tắc của bài toán điều chỉnh nội lực III.2.4.1. Nguyên tắc xây dựng hệ phương trình chính tắc. - Để xác định các ẩn lực thẳng đứng Xi (Xi = Ni.sin ai) cần căn cứ vào mục tiêu cần đạt của quá trình ĐCNL. Mục tiêu có thể là: trị số mô men uốn của đàm cứng hoặc độ võng tại các nút. Các giá trị mong muốn cần đạt cho mục tiêu gọi là “chuẩn”. Ví dụ nếu chọn mục tiêu là hàm mô men uốn thì trị số mô men chuẩn sẽ có giá trị = gd2 / 11 tại các nút,hay nói cách khác là giá trị mô men trong dầm cứng treo bởi các dây văng và các gối tại tháp và mố sẽ như là của dầm kê trên các gối cứng tại các nút dây, tháp và mố. III.2.4.2. Hệ phương tình chính tắc của bài toán điều chỉnh nội lực. – Khi mục tiêu điểu chỉnh là mô men uốn trong dầm cứng: Từ điều kiện là tổng mô men tại các nút do tĩnh tải và lực điều chỉnh gây ra phải bằng giá trị mô men “chuẩn” ta có : + Phương trình chính tắc có dạng tổng quát là: Mio + Mix + Mic + MiII = 0 Trong đó: + Mio : Mô men uốn tại nút thứ i ở trạng thái ban đầu (A). + Mic : Mô men uốn chuẩn tại nút thứ i cần đạt ( hàm mục tiêu ) + Mix : Mô men uốn tại nút thứ i do lực điều chỉnh Xi gây ra + MiII : Mô men uốn tại nút thứ i do ảnh hưởng của tĩnh tải phần II và các ảnh hưởng thứ cấp (nhiệt độ, co ngót, từ biến của bê tông) trong hệ ở trạng thái hoàn chỉnh + Mở rộng cho các nút phương trình chính tắc dưới dạng ma trận có dạng m11 m12 . . . . . . . . . . . m1n m21 m22 . . . . . . . . . . . . m2n . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . M = . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . mn1 mn2 . . . . . . . . . . . . mnn M.X + Mo + Mc + MII = 0 (1) Trong đó ma trận M được xác định như sau: + mij : trị số mô men tại i do P = 1 đặt tại j gây ra trong hệ (tương ứng với sơ đồ căng dây tại nút j ) + X : véc tơ ẩn lực trong các dây văng. + MO : Véc tơ mô men của hệ xuất phát (A). + Mc : Véc tơ mô men chuẩn , là mục tiêu cần đạt. + MII : Vec tơ mô men do tĩnh tải phần II và các ảnh hương thứ cấp gây ra trong hệ ở trạng thái hoàn chỉnh. Sau khi giải phương trình (*) trên ta xác định được các ẩn Xi và tìm ra lực điều chỉnh trong các dây. – Khi mục tiêu điểu chỉnh là độ võng các nút trong dầm cứng. + Phương trình chính tắc có dạng tổng quát là: Yio + Yix + Yic + YiII = 0 Trong đó: + Yio : Độ võng uốn tại nút thứ i ở trạng thái ban đầu (A). + Yic : Độ võng uốn chuẩn tại nút thứ i cần đạt ( hàm mục tiêu ) + Yix : Độ võng uốn tại nút thứ i do lực điều chỉnh Xi gây ra + YiII : Độ võng uốn tại nút thứ i do ảnh hưởng của tĩnh tải phần II và các ảnh hưởng thứ cấp (nhiệt độ, co ngót, từ biến của bê tông) trong hệ ở trạng thái hoàn chỉnh + Mở rộng cho các nút phương trình chính tắc dưới dạng ma trận có dạng Y.X + Yo + Yc + YII = 0 (2) Trong đó : + yij : trị số độ võng tại i do P = 1 đặt tại j gây ra trong hệ (tương ứng với sơ đồ căng dây tại nút j ) + X : véc tơ ẩn lực trong các dây văng. + YO : Véc tơ độ võng của hệ xuất phát (A). + Yc : Véc tơ độ võng chuẩn , là mục tiêu cần đạt. + YII : Vec tơ độ võng do tĩnh tải phần II và các ảnh hương thứ cấp gây ra trong hệ ở trạng thái hoàn chỉnh. III.3 TÍNH TOÁN LỰC ĐIỀU CHỈNH Tính toán và điều chỉnh nội lực cầu dây văng được thưc hiện bằng phầm Midas/Civil 7.0.1. Việc phân tích và mô hình hóa kết cấu được thực hiện theo phương pháp mô hình hóa thuận(forward). Lực căng ban đầu cho cáp được xác định là tổng của hai thành phần : Lực điều chỉnh xác định ở giai đoạn hoàn thành cầu( theo phương pháp Unknow Load Factor) và lực điều chỉnh ở giai đoạn thi công theo phương pháp Lack of Fit Force . Việc mô hình hóa và phân tích cầu dây văng được thực hiện theo các bước sau: + Mô hình hóa và phân tích kết cấu ỏ giai đoạn hoàn thành cầu. Nội lực sau khi điều chỉnh sẽ sử dụng làm lực căng ban đầu khi chúng được đưa vào mô hình. + Xây dựng mô hình kết cấu giai đoạn thi công, gán lực căng ban đầu như đã điều chỉnh ở trên. + Sử dụng tính năng Lack of Fit Force khi phân tích thi công trong giao diện Construction Stage Analysic Control Data. Kết quả tính toán nội lực dây văng sau khi điều chỉnh trình bày ở bảng sau (in trong excel Biểu đồ độ võng sau DCNL Biểu đồ mo men sau DCNL Biểu đồ Lực cắt sau DCNL Biểu đồ Lực doc sau DCNL CHƯƠNG IV : TÍNH TOÁN THIÊT KẾ DẦM CHỦ IV.1. TÍNH TOÁN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN KHAI THÁC IV.1.1 Các tải trọng tác dụng : IV.1.1.1 Đặc trưng vật liệu : * Bê tông dầm : - Cường độ chịu nén : fc’ = 50 Mpa - Trọng lượng thể tích của bê tông : γbt = 24.5 kN/m3 - Mô đun đàn hồi : Ec = 0,043.gc1,5.= 38000 Mpa - Cường độ chịu nén của bê tông lúc bắt đầu đặt tải tạo ứng suất trước fci’ = 0,9. fc” = 0,9 . 50 = 45 Mpa - Hệ số quy đổi hình khối ứng suất : b = 0.8 - Cường độ chịu kéo khi uốn : fr = 0,63.= 44,5 Mpa * Cốt thép DƯL - Sử dụng loại cáp CĐC loại bó xoắn 12 tao 7 sợi của hãng VSL có các chỉ tiêu sau: +) Đường kính danh định : 15,2 mm +) Diện tích mặt cắt danh định : 140 mm2 +) Giới hạn chảy : fpy = 1674 Mpa +) Giới hạn bền : fpu = 1860 Mpa - Mô đun đàn hồi : EPS = 197000 Mpa - Hệ số ma sátt thành ống gen : m = 0.2 - Hệ số ma sát lắc trên 1 mô men bó cáp : K = 6,6.10-7 (mm-1) - Chiều dài tụt neo : = 6 mm * Cốt thép thường - Giới hạn chảy của thép : fy = 420 Mpa - Mô đun đàn hồi của thép : ES = 200000 Mpa IV.1.1.2 Tải trọng tác dụng * Tải trọng bản thân kết cấu nhịp (SW) Tính toán dựa vào trọng lượng thể tich nhân với diện tích Tải trọng do kết cấu dầm : + Diện tích mặt cắt ngang Adầm = 10.35 m2 + Trọng lượng thể tích : γbt = 24.5 kN/m3 Tải trọng bản thân phân bố trên 1 mét dài cầu q= γbt *Adầm =257.25 kN/m * Tải trọng do tĩnh tải phần II(DW) + Tải trọng lớp phủ DWlp = γlp * tlptb * Blp = 22.5 * 0.074* (7.5+2*2.5) =21.09 kN/m + Tải trọng gờ chắn: gờ chắn bánh được đúc sẵn thành các đoạn dài 2 m đặt cách nhau 2 m trên toàn bộ chiều dài cầu DWgc = γgc * n * Sgc*2/Lc = 24.5*84*0.045*2/334=0.55 kN/m + Tải trọng lan can DWlc = 2.255 kN/m → Tải trọng do tĩnh tải phần II: DW = DWlp +2* DWgc + 2*DWlc = 26.7 kN/m * Hoạt tải - Tải trọng xe + Tải trọng xe tải thiết kế: + Xe hai trục Xe hai trục gồm hai cặp trục 110 kN cách nhau 1.2m và theo chiều ngang 2 trục cách nhau 1.8m - Tải trọng làn thiết kế : - Lực xung kích (IM): 25% tải trọng xe ( không tính xung kích cho tải trọng làn) - Tải trọng người đi bộ (PL): Tải trọng bộ hành lấy bằng 300 kG/m2 Bề rộng bộ hành Bbộhành = 2.5 m Tải trọng người đi dải đều theo phương dọc cầu : PL = 3*2.5 = 7.5 kN/m * Tải trọng do nhiệt độ (TU) Nhiệt độ thi công lấy bằng 250C, nhiệt độ cao nhất khu vực là 470C, nhiệt độ thấp nhất khu vực là 50C( tham khảo tiêu chuẩn 22TCN 272-05) * Tải trọng do Gradient nhiệt độ (TG) Lấy theo điều 3.12.3 ( 22 TCN 272-05) Bảng thông số Gradien nhiệt Thông số Gradien nhiệt dương Gradien nhiet âm T1 +23 -7 T2 +6 -1 T3 +3 0 * Tải trọng do chênh lệch gối lún (SE) Chênh lệch lún : Mố A1 lún = 0.02 m Trụ P1 lún = 0.02 m Trụ P2 lún = 0.02 m Mố A2 lún = 0.02 m * Tổ hợp tải trọng tác dụng Tổ hợp tải trọng tác dụng được lấy theo tiêu chuẩn 22TCN 272-05 STT Tải trọng Tổ hợp tải trọng TTGHCĐ I Sử dụng Max Min Max Min 1 SW 1.25 0.9 1 1 2 DW 1.5 0.65 1 1 3 PT 1 1 1 1 4 LL 1.75 1 1 5 IM 1.75 1 1 6 PL 1.75 1 1 7 TU 1.2 0.5 1.2 1 8 TG 0.5 9 SH&CR 1.2 0.5 1.2 1 10 SE 0.5 * Các dạng biểu đồ nội lực ở TTGHCĐ Biểu đồ mô men uốn Biểu đồ lực cắt Biểu đồ lực dọc * Các dạng biểu đồ nội lực ở TTGHSD Biểu đồ mô men uốn Biểu đồ lực cắt Biểu đồ lực dọc IV.1.2 Tính toán sơ bộ số bó cáp giai đoạn khai thác * Thông số cáp dự ứng lực trong Cáp dự ứng lực loại ASTM – A416(low) cấp 270 : Cường độ phá hoại của cáp fpu =1860 Mpa Giới hạn chảy của cáp fpy = 0.9*fpu = 1674 Mpa Cường độ trung bình fps =(1-k*c/dps)*fpu = (1-0.09k)*fpu Trong đó k=2*(1-fpy/fpu) = 0.28. Thay vào ta có fps = (1-0.09*0.28)*1860 = 1813.126 Mpa Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trọng tâm của cốt théo DƯL có thể sợ bộ tính như sau : dps = h- 0.3 = 2.2-0.3 = 1.9 m Chiều cao vùng chịu nén : C = 0.09 dps = 1.71 m Cánh tay đòn ngẫu lực Z = dps – C/2 = 1.8145m Mô men uốn tính toán được từ tổ hợp ở trạng thái giới hạn cường độ I. Giá trị được xuất ra từ chương trình phân tích kết cấu Midas/ Civil 7.0.1 TTGHCDmax =1.25SW+1.5DW+1.75LL+1.2TU Elem Load Part Axial (kN) Shear-y (kN) Shear-z (kN) Torsion (kN·m) Moment-y (kN·m) Moment-z (kN·m) 101 TTGHCDI(max) 4-Feb 20.32 0 677.39 608.73 -17.33 0 102 TTGHCDI(max) 4-Feb 75.86 16.53 2528.75 5102.08 417.93 188.06 103 TTGHCDI(max) 4-Feb 90.39 16.53 3013.11 4957.74 2055.29 198.36 104 TTGHCDI(max) 4-Feb -5593.3 16.53 467.95 4763.92 6282.6 138.46 105 TTGHCDI(max) 4-Feb -5564.9 16.53 1339.61 4486.03 11978.24 113.44 106 TTGHCDI(max) 4-Feb -10855 16.53 -136.69 4051.56 21956.54 317.17 107 TTGHCDI(max) 4-Feb -10809 16.53 1394.93 3646.96 27829.3 280.71 108 TTGHCDI(max) 4-Feb -16111 16.53 120.96 3281.04 33638.39 512.9 109 TTGHCDI(max) 4-Feb -16065 16.53 1672.04 2918.91 35836.89 462.43 110 TTGHCDI(max) 4-Feb -20512 16.53 758.6 2697.75 37321.79 723.23 111 TTGHCDI(max) 4-Feb -20466 16.53 2318.9 2523.25 35068.04 670.49 112 TTGHCDI(max) 4-Feb -26004 16.53 825.63 2450.29 34325.76 961.3 113 TTGHCDI(max) 4-Feb -25958 16.53 2388.95 2315.69 31229.42 905.35 114 TTGHCDI(max) 4-Feb -30567 16.53 1092.7 2356.99 29198.63 1263.01 115 TTGHCDI(max) 4-Feb -30524 16.53 2656.99 2384.75 24905.31 1203.1 116 TTGHCDI(max) 4-Feb -34517 16.53 1193.76 2525.25 21981.49 1565.98 117 TTGHCDI(max) 4-Feb -34477 16.53 2727.69 2694.47 17404.6 1506.71 118 TTGHCDI(max) 4-Feb -37534 16.53 1347.33 2833.76 14181.23 1899.1 119 TTGHCDI(max) 4-Feb -37497 16.53 2888.29 3050.82 9800.91 1843.86 120 TTGHCDI(max) 4-Feb -39701 16.53 1676.61 3239.91 6045.11 2122.66 121 TTGHCDI(max) 4-Feb -39667 16.53 3239.43 3506.89 1137.89 2068.92 122 TTGHCDI(max) 4-Feb -41026 16.53 2025.17 3697.07 -3337.9 2254.52 123 TTGHCDI(max) 4-Feb -40994 16.53 3726.34 4097.26 -8744.88 2198.7 124 TTGHCDI(max) 4-Feb -40966 16.53 5302.28 4443.56 -11905.7 2160.18 125 TTGHCDI(max) 4-Feb -35755 5.62 -2509.24 7275.46 -18744.11 3223.78 126 TTGHCDI(max) 4-Feb -35723 5.62 -1147.16 6936.63 -15496.27 3220.31 127 TTGHCDI(max) 4-Feb -35693 5.62 405.53 6487.06 -10165.67 3219.83 128 TTGHCDI(max) 4-Feb -34309 5.62 -915.61 6499.43 -5802.05 2978.64 129 TTGHCDI(max) 4-Feb -34283 5.62 574.78 6115.36 -1232.85 2978.23 130 TTGHCDI(max) 4-Feb -32109 5.62 -643.89 6094.36 1979.85 2616.59 131 TTGHCDI(max) 4-Feb -32086 5.62 845.45 5733.67 5418.44 2616.84 132 TTGHCDI(max) 4-Feb -28896 5.62 -678.8 5746.96 7761.8 2083.2 133 TTGHCDI(max) 4-Feb -28876 5.62 800.82 5400.24 11469.63 2084.08 134 TTGHCDI(max) 4-Feb -25116 5.62 -617.08 5332.32 14852.16 1580.37 135 TTGHCDI(max) 4-Feb -25099 5.62 861.33 5001 19734.1 1581.85 136 TTGHCDI(max) 4-Feb -20375 5.62 -809.12 4919.98 23308.9 1037.11 137 TTGHCDI(max) 4-Feb -20361 5.62 669.17 4602.58 29149.7 1039.31 138 TTGHCDI(max) 4-Feb -15465 5.62 -747.99 4479.72 33050.97 564.39 139 TTGHCDI(max) 4-Feb -15454 5.62 734.1 4199.61 38656.62 562.53 140 TTGHCDI(max) 4-Feb -10193 5.62 -600.36 4100.09 41948.56 306.65 141 TTGHCDI(max) 4-Feb -10184 5.62 887.34 3930.65 46778.97 302.65 142 TTGHCDI(max) 4-Feb -4658 5.62 -338.57 3851.46 48945.68 437.41 143 TTGHCDI(max) 4-Feb -4652.2 5.62 1156.21 3722.13 52447.94 436.95 144 TTGHCDI(max) 4-Feb 784.51 5.62 150.09 3678.11 53113.71 730.42 145 TTGHCDI(max) 4-Feb 787.17 5.62 1651.39 3573.98 54770.61 729.08 146 TTGHCDI(max) 4-Feb 5912.89 5.62 542.12 3569.7 52389.24 989.47 147 TTGHCDI(max) 4-Feb 5913.19 5.62 1293.42 3526.33 53149.4 989.35 148 TTGHCDI(max) 4-Feb 5912.89 5.62 2050.76 3569.7 52389.25 989.3 149 TTGHCDI(max) 4-Feb 787.17 5.62 867.38 3573.98 54770.62 729.72 150 TTGHCDI(max) 4-Feb 784.51 5.62 2385.16 3678.11 53113.72 730.72 151 TTGHCDI(max) 4-Feb -4652.2 5.62 1293.29 3722.13 52447.95 437.99 152 TTGHCDI(max) 4-Feb -4658 5.62 2816.94 3851.46 48945.68 438.11 153 TTGHCDI(max) 4-Feb -10184 5.62 1489.28 3930.65 46778.96 303.87 154 TTGHCDI(max) 4-Feb -10193 5.62 3016.63 4100.09 41948.56 307.59 155 TTGHCDI(max) 4-Feb -15454 5.62 1594.18 4199.61 38656.62 562.53 156 TTGHCDI(max) 4-Feb -15465 5.62 3122.93 4479.72 33050.97 564.39 157 TTGHCDI(max) 4-Feb -20361 5.62 1605.07 4602.58 29149.7 1039.31 158 TTGHCDI(max) 4-Feb -20375 5.62 3134.91 4919.98 23308.89 1037.11 159 TTGHCDI(max) 4-Feb -25099 5.62 1350.9 5001 19734.1 1581.85 160 TTGHCDI(max) 4-Feb -25116 5.62 2882.16 5332.32 14852.16 1580.37 161 TTGHCDI(max) 4-Feb -28876 5.62 1334.42 5400.24 11469.63 2084.08 162 TTGHCDI(max) 4-Feb -28896 5.62 2870.71 5746.96 7761.8 2083.2 163 TTGHCDI(max) 4-Feb -32086 5.62 1169.14 5733.67 5418.44 2616.84 164 TTGHCDI(max) 4-Feb -32109 5.62 2715.46 6094.36 1979.85 2616.59 165 TTGHCDI(max) 4-Feb -34283 5.62 1383.15 6115.36 -1232.85 2978.23 166 TTGHCDI(max) 4-Feb -34309 5.62 2953.89 6499.44 -5802.05 2978.64 167 TTGHCDI(max) 4-Feb -35693 5.62 1544.65 6487.06 -10165.67 3219.83 168 TTGHCDI(max) 4-Feb -35723 5.62 3259.28 6936.63 -15496.27 3220.31 169 TTGHCDI(max) 4-Feb -35755 5.62 4836.54 7275.46 -18744.11 3223.78 170 TTGHCDI(max) 4-Feb -40966 16.41 -2689.39 4422.32 -11905.7 2160.18 171 TTGHCDI(max) 4-Feb -40994 16.41 -1299.33 4075.99 -8744.88 2198.7 172 TTGHCDI(max) 4-Feb -41026 16.41 254.63 3678.99 -3337.9 2254.52 173 TTGHCDI(max) 4-Feb -39667 16.41 -919.03 3487.89 1137.9 2068.92 174 TTGHCDI(max) 4-Feb -39701 16.41 567.24 3220.89 6045.1 2122.66 175 TTGHCDI(max) 4-Feb -37497 16.41 -581.23 3030.86 9800.91 1843.86 176 TTGHCDI(max) 4-Feb -37534 16.41 902.11 2813.79 14181.23 1899.1 177 TTGHCDI(max) 4-Feb -34477 16.41 -433.33 2673.31 17404.6 1506.71 178 TTGHCDI(max) 4-Feb -34517 16.41 1039.79 2504.09 21981.49 1565.98 179 TTGHCDI(max) 4-Feb -30524 16.41 -472.54 2362.53 24905.31 1203.1 180 TTGHCDI(max) 4-Feb -30567 16.41 1037 2356.99 29198.62 1263.01 181 TTGHCDI(max) 4-Feb -25958 16.41 -400.97 2315.69 31229.42 905.35 182 TTGHCDI(max) 4-Feb -26004 16.41 1114.06 2450.29 34325.76 961.3 183 TTGHCDI(max) 4-Feb -20466 16.41 -502.79 2523.25 35068.03 670.49 184 TTGHCDI(max) 4-Feb -20512 16.41 1030.78 2697.75 37321.79 723.23 185 TTGHCDI(max) 4-Feb -16065 16.41 351.85 2918.93 35836.9 462.43 186 TTGHCDI(max) 4-Feb -16111 16.41 1914.76 3281.07 33638.39 512.9 187 TTGHCDI(max) 4-Feb -10809 16.41 1014.91 3647.02 27829.3 280.71 188 TTGHCDI(max) 4-Feb -10855 16.41 2612.59 4051.61 21956.54 317.17 189 TTGHCDI(max) 4-Feb -5564.9 16.41 1884.9 4486.1 11978.24 113.44 190 TTGHCDI(max) 4-Feb -5593.3 16.41 2900.49 4764 6282.6 138.46 191 TTGHCDI(max) 4-Feb 90.39 16.41 1073.18 4957.83 2055.29 198.36 192 TTGHCDI(max) 4-Feb 75.86 16.41 1633.97 5102.16 417.93 188.06 193 TTGHCDI(max) 4-Feb 20.32 0 -138.55 608.73 -17.33 0 101 TTGHCDI(min) 4-Feb 4.16 0 138.55 -608.73 -150.88 0 102 TTGHCDI(min) 4-Feb -49.02 -16.53 -1633.97 -5102.17 -886.49 -188.06 103 TTGHCDI(min) 4-Feb -32.2 -16.53 -1073.18 -4957.83 -4237.77 -198.36 104 TTGHCDI(min) 4-Feb -7071.4 -16.53 -2900.49 -4764 -5180.07 -138.44 105 TTGHCDI(min) 4-Feb -7045.1 -16.53 -1884.9 -4486.1 -7418.45 -113.42 106 TTGHCDI(min) 4-Feb -13679 -16.53 -2612.59 -4051.61 -7439.67 -317.16 107 TTGHCDI(min) 4-Feb -13638 -16.53 -1014.91 -3647.01 -9462.33 -280.69 108 TTGHCDI(min) 4-Feb -19895 -16.53 -1914.76 -3281.07 -9070.99 -512.9 109 TTGHCDI(min) 4-Feb -19853 -16.53 -351.85 -2918.93 -10542.97 -462.41 110 TTGHCDI(min) 4-Feb -24852 -16.53 -1030.78 -2697.75 -10848.36 -723.23 111 TTGHCDI(min) 4-Feb -24811 -16.53 502.79 -2523.25 -13414.85 -670.47 112 TTGHCDI(min) 4-Feb -30540 -16.53 -1114.06 -2450.29 -13324.19 -961.3 113 TTGHCDI(min) 4-Feb -30498 -16.53 400.97 -2315.69 -14503.25 -905.33 114 TTGHCDI(min) 4-Feb -35205 -16.53 -1037 -2356.99 -14083.98 -1263.01 115 TTGHCDI(min) 4-Feb -35161 -16.53 472.54 -2384.71 -15222.83 -1203.09 116 TTGHCDI(min) 4-Feb -39348 -16.53 -1039.79 -2525.2 -14947.5 -1565.98 117 TTGHCDI(min) 4-Feb -39305 -16.53 433.33 -2694.41 -15928.75 -1506.69 118 TTGHCDI(min) 4-Feb -42551 -16.53 -902.11 -2833.68 -16596.7 -1899.09 119 TTGHCDI(min) 4-Feb -42511 -16.53 581.23 -3050.74 -19107.4 -1843.84 120 TTGHCDI(min) 4-Feb -44788 -16.53 -567.24 -3239.81 -22029.79 -2122.63 121 TTGHCDI(min) 4-Feb -44751 -16.53 919.03 -3506.79 -26871.12 -2068.87 122 TTGHCDI(min) 4-Feb -46174 -16.53 -254.63 -3696.95 -32359.78 -2254.46 123 TTGHCDI(min) 4-Feb -46138 -16.53 1299.33 -4097.12 -40453.01 -2198.62 124 TTGHCDI(min) 4-Feb -46107 -16.53 2689.39 -4443.42 -47089.87 -2160.09 125 TTGHCDI(min) 4-Feb -54926 -5.58 -4836.54 -7275.46 -43518 -3223.78 126 TTGHCDI(min) 4-Feb -54892 -5.58 -3259.28 -6936.63 -39000.43 -3220.31 127 TTGHCDI(min) 4-Feb -54859 -5.58 -1544.65 -6487.06 -33745.21 -3219.83 128 TTGHCDI(min) 4-Feb -53345 -5.58 -2953.89 -6499.43 -29969.95 -2978.64 129 TTGHCDI(min) 4-Feb -53317 -5.58 -1383.15 -6115.36 -26041.88 -2978.23 130 TTGHCDI(min) 4-Feb -50871 -5.58 -2715.46 -6094.36 -23198.37 -2616.59 131 TTGHCDI(min) 4-Feb -50846 -5.58 -1169.14 -5733.67 -19954.7 -2616.84 132 TTGHCDI(min) 4-Feb -47155 -5.58 -2870.71 -5746.96 -17492.78 -2083.2 133 TTGHCDI(min) 4-Feb -47133 -5.58 -1334.42 -5400.24 -13688.62 -2084.08 134 TTGHCDI(min) 4-Feb -42803 -5.58 -2882.16 -5332.32 -12310.6 -1580.37 135 TTGHCDI(min) 4-Feb -42784 -5.58 -1350.9 -5001 -9809.22 -1581.85 136 TTGHCDI(min) 4-Feb -37330 -5.58 -3134.91 -4919.98 -8462.78 -1037.11 137 TTGHCDI(min) 4-Feb -37314 -5.58 -1605.07 -4602.58 -5084.52 -1039.31 138 TTGHCDI(min) 4-Feb -31656 -5.58 -3122.93 -4479.72 -3363.75 -564.39 139 TTGHCDI(min) 4-Feb -31643 -5.58 -1594.18 -4199.61 61.45 -562.53 140 TTGHCDI(min) 4-Feb -25601 -5.58 -3016.63 -4100.09 1402.07 -308.51 141 TTGHCDI(min) 4-Feb -25591 -5.58 -1489.28 -3930.65 4480.03 -304.65 142 TTGHCDI(min) 4-Feb -19274 -5.58 -2816.94 -3850.59 5485.84 -439.87 143 TTGHCDI(min) 4-Feb -19268 -5.58 -1293.29 -3721.26 8280.01 -439.59 144 TTGHCDI(min) 4-Feb -13045 -5.58 -2385.15 -3677.21 8341.97 -733.16 145 TTGHCDI(min) 4-Feb -13042 -5.58 -867.38 -3573.08 9612.71 -731.99 146 TTGHCDI(min) 4-Feb -7153.2 -5.58 -2050.76 -3568.78 7274.02 -992.45 147 TTGHCDI(min) 4-Feb -7152.6 -5.58 -1293.42 -3525.41 8165.49 -992.42 148 TTGHCDI(min) 4-Feb -7153.2 -5.58 -542.12 -3568.78 7274.02 -992.45 149 TTGHCDI(min) 4-Feb -13042 -5.58 -1651.39 -3573.41 9612.71 -731.99 150 TTGHCDI(min) 4-Feb -13045 -5.58 -150.08 -3677.54 8341.97 -733.16 151 TTGHCDI(min) 4-Feb -19268 -5.58 -1156.21 -3721.94 8280.01 -439.59 152 TTGHCDI(min) 4-Feb -19274 -5.58 338.57 -3851.26 5485.84 -439.87 153 TTGHCDI(min) 4-Feb -25591 -5.58 -887.34 -3930.65 4480.03 -304.65 154 TTGHCDI(min) 4-Feb -25601 -5.58 600.36 -4100.09 1402.07 -308.51 155 TTGHCDI(min) 4-Feb -31643 -5.58 -734.1 -4199.61 61.45 -562.53 156 TTGHCDI(min) 4-Feb -31656 -5.58 747.99 -4479.72 -3363.75 -564.39 157 TTGHCDI(min) 4-Feb -37314 -5.58 -669.17 -4602.58 -5084.52 -1038.83 158 TTGHCDI(min) 4-Feb -37330 -5.58 809.12 -4919.98 -8462.78 -1036.8 159 TTGHCDI(min) 4-Feb -42784 -5.58 -861.33 -5001 -9809.22 -1580.68 160 TTGHCDI(min) 4-Feb -42803 -5.58 617.08 -5332.32 -12310.6 -1579.37 161 TTGHCDI(min) 4-Feb -47133 -5.58 -800.82 -5400.24 -13688.62 -2082.39 162 TTGHCDI(min) 4-Feb -47155 -5.58 678.8 -5746.96 -17492.78 -2081.68 163 TTGHCDI(min) 4-Feb -50846 -5.58 -845.45 -5733.67 -19954.7 -2614.68 164 TTGHCDI(min) 4-Feb -50871 -5.58 643.89 -6094.36 -23198.37 -2614.6 165 TTGHCDI(min) 4-Feb -53317 -5.58 -574.78 -6115.36 -26041.88 -2975.9 166 TTGHCDI(min) 4-Feb -53345 -5.58 915.61 -6499.44 -29969.94 -2976.49 167 TTGHCDI(min) 4-Feb -54859 -5.58 -405.53 -6487.06 -33745.21 -3217.53 168 TTGHCDI(min) 4-Feb -54892 -5.58 1147.16 -6936.63 -39000.42 -3218.19 169 TTGHCDI(min) 4-Feb -54926 -5.58 2509.24 -7275.46 -43518 -3221.8 170 TTGHCDI(min) 4-Feb -46107 -16.53 -5302.28 -4443.56 -47089.86 -2152.73 171 TTGHCDI(min) 4-Feb -46138 -16.53 -3726.34 -4097.26 -40453 -2190.93 172 TTGHCDI(min) 4-Feb -46174 -16.53 -2025.17 -3697.07 -32359.78 -2246.28 173 TTGHCDI(min) 4-Feb -44751 -16.53 -3239.43 -3506.89 -26871.12 -2060.84 174 TTGHCDI(min) 4-Feb -44788 -16.53 -1676.6 -3239.9 -22029.78 -2114.15 175 TTGHCDI(min) 4-Feb -42511 -16.53 -2888.29 -3050.82 -19107.4 -1835.9 176 TTGHCDI(min) 4-Feb -42551 -16.53 -1347.33 -2833.76 -16596.69 -1890.7 177 TTGHCDI(min) 4-Feb -39305 -16.53 -2727.69 -2694.47 -15928.75 -1499.53 178 TTGHCDI(min) 4-Feb -39348 -16.53 -1193.76 -2525.25 -14947.5 -1558.36 179 TTGHCDI(min) 4-Feb -35161 -16.53 -2656.99 -2384.75 -15222.83 -1196.81 180 TTGHCDI(min) 4-Feb -35205 -16.53 -1092.7 -2356.99 -14083.98 -1256.26 181 TTGHCDI(min) 4-Feb -30498 -16.53 -2388.95 -2315.69 -14503.25 -900.31 182 TTGHCDI(min) 4-Feb -30540 -16.53 -825.63 -2450.29 -13324.19 -955.8 183 TTGHCDI(min) 4-Feb -24811 -16.53 -2318.9 -2523.25 -13414.85 -666.76 184 TTGHCDI(min) 4-Feb -24852 -16.53 -758.6 -2697.75 -10848.36 -719.03 185 TTGHCDI(min) 4-Feb -19853 -16.53 -1672.04 -2918.93 -10542.97 -460.04 186 TTGHCDI(min) 4-Feb -19895 -16.53 -120.96 -3281.07 -9070.99 -510.05 187 TTGHCDI(min) 4-Feb -13638 -16.53 -1394.93 -3584.77 -9462.33 -279.86 188 TTGHCDI(min) 4-Feb -13679 -16.53 136.69 -3924.9 -7439.66 -315.71 189 TTGHCDI(min) 4-Feb -7045.1 -16.53 -1339.61 -4359.62 -7418.45 -112.27 190 TTGHCDI(min) 4-Feb -7071.4 -16.53 -467.95 -4637.52 -5180.07 -136.79 191 TTGHCDI(min) 4-Feb -32.2 -16.53 -3013.11 -4831.06 -4237.77 -198.36 192 TTGHCDI(min) 4-Feb -49.02 -16.53 -2528.75 -4975.39 -886.49 -188.06 193 TTGHCDI(min) 4-Feb 4.16 0 -677.39 -608.73 -150.88 0 Ta có mô men uốn lớn nhất + Mô me dương lớn nhất : My+ = 54770.62 kN.m + Moo men âm lớn nhất My- = -47089.87 kN.m Diện tích cốt thép DƯL cần thiết tính toán theo công thức sau: Thay số vào ta có + Diện tích cốt thép DƯ L chịu mô men dương Aps = 0.01665 m2 + Diện tích cốt thép DƯ L chịu mô men âm Aps = 0.01430 m2 Sử dụng bó cáp loại 12T15 Vậy số bó cáp chịu mô men dương thiết kế là n = 14 bó, số bó chịu mô men âm n = 12 bó, sơ đồ bố trí cáp DƯL tham khảo bản vẽ bố trí cáp. * Nguyên tắc bố trí cáp DƯL - Tuy dầm chủ toàn cầu có tiết diện như nhau nhưng nội lực trong từng khoang khác nhau do đó lượng cốt thép bố trí trong từng khoang khác nhau. Do đó ta phải lần lượt bố trí cốt thép và tính duyệt từng khoang dầm. - Ta bố trí cốt thép theo mô men sau đó kiểm toán theo điều kiện nén uốn. - Đối với mặt cắt dâm chịu mô men dương ta tính toán như dầm chữ T hoặc mặt cắt chữ nhật còn tuỳ vào vị trí trục trung hoà. Còn đối với mặt cắt chịu mô men âm thì ta tính toán lượng cốt thép theo công thức của mặt cắt chữ nhật. - Trong giai đoạn khai thác thì do nội lực tại các mặt cắt lớn và không đều nhau nữa do đó cường độ của mặt cắt lúc này phải được đảm bảo bằng việc bố trí cốt thép DƯL chịu mômen dương và mômen âm tại mỗi khoang dầm. IV.1.3 Tính toán mất mát dự ứng lực btf ttf tw dw tbf bbf * Qui đổi mặt cắt về mặt cắt chữ T Nguyên tắc qui đổi : + Giữ nguyên chiều cao dầm. + Giữ nguyên chiều dày sườn. + Giữ nguyên diện tích mặt cắt. Vị trí hợp long Trên trụ Đỉnh tháp Chiều rộng bản nắp qui đổi btf 16.1 16.1 16.1 Chiều rộng bản đáy qui đổi bbf 11.2 11.2 11.2 Chiều cao mặt cắt qui đổi h 2.2 2.2 2.2 Chiều cao bản nắp qui đổi ttf 0.35716 0.589083 0.684785 Chiều cao bản đáy qui đổi tbf 0.270647 0.506737 0.702679 Chiều dày sườn tw 1.4 2 8.5 Chiều cao sườn dw 1.572193 1.10418 0.812537 Đặc trưng hình học của mặt cắt qui đổi( tính toán bằng acad 2007) + Mặt cắt hợp long( đơn vị mm) Area: 10352622.0000 Perimeter: 56200.0000 Bounding box: X: -8050.0000 -- 8050.0000 Y: 0.0000 -- 2200.0000 Centroid: X: 0.0000 Y: 1307.5108 Moments of inertia: X: 2.6543E+13 Y: 1.5626E+14 Product of inertia: XY: -0.1178 Radii of gyration: X: 1554.6090 Y: 3771.9598 Principal moments and X-Y directions about centroid: I: 7.7672E+12 along [1.0000 0.0000] J: 1.5626E+14 along [0.0000 1.0000] + Mặt cắt trên trụ ( đơn vị mm) Area: 17368036.0000 Perimeter: 55000.0000 Bounding box: X: -8050.0000 -- 8050.0000 Y: 0.0000 -- 2200.0000 Centroid: X: 0.0000 Y: 1257.9440 Moments of inertia: X: 3.7895E+13 Y: 2.6493E+14 Product of inertia: XY: -0.0430 Radii of gyration: X: 1477.1242 Y: 3905.6239 Principal moments and X-Y directions about centroid: I: 1.0412E+13 along [1.0000 0.0000] J: 2.6493E+14 along [0.0000 1.0000] + Mặt cắt trên tháp: Area: 25801591.0000 Perimeter: 42000.0000 Bounding box: X: -8050.0000 -- 8050.0000 Y: 0.0000 -- 2200.0000 Centroid: X: 0.0000 Y: 1197.7636 Moments of inertia: X: 4.8644E+13 Y: 3.6200E+14 Product of inertia: XY: -2.1662 Radii of gyration: X: 1373.0607 Y: 3745.6846 Principal moments and X-Y directions about centroid: I: 1.1628E+13 along [1.0000 0.0000] J: 3.6200E+14 along [0.0000 1.0000] * Đặc trưng hình học của mặt cắt tính đổi Hệ số tính đổi từ thép sang bê tông: Diện tích mặt cắt tính đổi: Atd = Ao +( n-1)*Aps Bảng tính đặc trưng hình học mặt cắt( đơn vị mét) Nhịp biên Tên khoang nps dưới Aps dưới nps trên Aps trên Atđ Sx ytd Itd edb edt 1 6 0.01008 2 0 10.4062 14.38 1.382 7.841 0.125 2.08 2 6 0.01008 2 0 10.4062 14.38 1.382 7.841 0.125 2.08 3 8 0.01344 2 0 10.4203 14.39 1.381 7.863 0.125 2.08 4 8 0.01344 2 0 10.4203 14.39 1.381 7.863 0.125 2.08 5 8 0.01344 4 0.01 10.4343 14.42 1.382 7.869 0.125 2.08 6 8 0.01344 4 0.01 10.4343 14.42 1.382 7.869 0.125 2.08 7 6 0.01008 6 0.01 10.4343 14.44 1.384 7.854 0.125 2.08 8 4 0.00672 6 0.01 10.4203 14.44 1.386 7.832 0.125 2.08 9 2 0.00336 8 0.01 10.4203 14.47 1.388 7.816 0.125 2.08 trên tháp 0 0 12 0.02 27.4843 32.67 1.189 11.69 0.125 2.08 Nhịp giữa Tên khoang nps dưới Aps dưới nps trên Aps trên Atđ Sx ytd Itd edb edt 11 0 0 8 0.01 10.4062 14.47 1.39 7.794 0.125 2.08 12 2 0.00336 6 0.01 10.4062 14.44 1.388 7.81 0.125 2.08 13 2 0.00336 6 0.01 10.4062 14.44 1.388 7.81 0.125 2.08 14 4 0.00672 4 0.01 10.4062 14.41 1.385 7.825 0.125 2.08 15 8 0.01344 4 0.01 10.4343 14.42 1.382 7.869 0.125 2.08 16 10 0.0168 2 0 10.4343 14.39 1.379 7.885 0.125 2.08 17 12 0.02016 2 0 10.4484 14.39 1.377 7.906 0.125 2.08 18 14 0.02352 2 0 10.4624 14.39 1.376 7.928 0.125 2.08 19 14 0.02352 2 0 10.4624 14.39 1.376 7.928 0.125 2.08 HL 14 0.02352 2 0 10.4624 14.39 1.376 7.928 0.125 2.08 III.1.3.1 Công thức tính tổng mất mát ứng suất * Đối với các cấu kiện kéo sau, tổng mất mát dự ứng lực bao gồm: +) Mất mát do ma sát : +) Mất mát do thiết bị neo : +) Mất mát do co ngắn đàn hồi : +) Mất mát do co ngót : +) Mất mát do từ biến của bêtông : +) Mất mát do dão của thép : * Mất mát do ma sát :5.9.5.2.2 Mất mát do ma sát giữa các bó thép ứng suất trước và ống bọc được tính theo công thức sau: (5.9.5.2.2b-2) Trong đó: +) fpj : ứng suất trong bó thép DƯL tại thời điểm kích, fpj = 0.74*fpu =0.74*1860 =1376.4 Mpa +) x : Chiều dài bố thép ứng suất trước từ đầu kích đến điểm đang xét (mm). +) K : Hê số ma sát lắc trên mm của bó cáp. +) m : Hệ số ma sát của bó cáp với thành ống ghen , m = 0,2 +) a : Tổng giá trị tuyệt đối thay đổi góc của đường cáp ứng suất trước từ đầu kích gần nhất đến điểm đang xét (rad). Ống gen được sử dụng là loại ống thép mạ cứng có các đặc trưng được tra trong bảng 5.9.5.2.2b-1: K = 6.6´10-7 (mm-1) m = 0.2 * Mất mát do thiết bị neo: 5.9.5.2.1 Tạm thời tính theo công thức: Trong đó: DL: Chiều dài tụt neo. L: chiều dài cáp dự ứng lực. * Mất mát do co ngắn đàn hồi: 5.9.5.2.3 Mất mát do co ngắn đàn hồi về bản chất là khi căng bó sau sẽ gây mất mát cho bó trước. Và được tính theo công thức: (5.9.5.2.3b-1) Trong đó: N : Số lượng các bó thép ứng suất trước giống nhau. fcgp: Tổng ứng suất bêtông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực DƯL sau khi kích và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (MPa). * Mất mát do co ngót : 5.9.5.4.1 Mất mát do co ngót bêtông trong cấu kiện kéo sau được xác định theo công thức: (5.9.5.4.2-2) Trong đó: H: Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu, được lấy trung bình hàng năm. Độ ẩm H = 80% * Mất mát do từ biến: 5.9.5.4.3 Trong đó: fcgp : Tổng ứng suất bêtông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực DƯL sau khi kích và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (MPa). : Thay đổi trong ứng suất bêtông tại trọng tâm thép ứng suất trước do tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác động vào lúc thực hiện các lực ứng suất trước, được tính cùng các mặt cắt tính fcgp(MPa). * Mất mát do tự chùng: 5.9.5.4.4 Trong đó: : Mất mát do dão lúc truyền lực : Mất mát sau khi truyền. Như vậy mất mát do tự chùng phải được tính ở hai thời điểm: - Mất mát do tự chùng tại thời điểm truyền lực (5.9.5.4.4b). Sử dụng các tao thép có độ tự chùng thấp nên mất mát do dão lúc truyền lực là : Trong đó: t: Thời gian từ lúc tạo ứng suất trước đến lúc truyền, (ngày),t = 4 ngày fpj : ứng suất ban đầu trong bó thép vào cuối lúc kéo (Mpa). fpy : Cường độ chảy quy định ở bó thép (MPa). - Mất mát do dão thép sau khi truyền lực (5.9.5.4.4c). Với thép có độ tự chùng thấp cho cấu kiện kéo sau, mất mát do dão thép sau khi truyền được tính như sau: III.1.3.2.Tính toán mất mát ứng suất tại mặt cắt giữa nhịp * Mất mát do ma sát :điều 5.9.5.2.2 Mất mát do ma sát giữa các bó thép ứng suất trước và ống bọc được tính theo công thức sau: Tính toán mất mát với từng bó cáp: Bó cáp α x(mm) bi1 0.003491 17535 16.787 bi2 0.001745 25535 23.475 bi3 0.002094 33535 30.693 bi4 0.002618 41535 37.92 bi5 0.004363 45535 41.915 bi6 0.007854 53535 49.869 bi7 0.009076 65535 60.655 * Mất mát do thiết bị neo: 5.9.5.2.1 Tạm thời tính theo công thức: Trong đó: DL: Chiều dài tụt neo. L: chiều dài cáp dự ứng lực. *Mất mát do co ngắn đàn hồi (5.9.5.2.3b-1) Trong đó: Trong đó: Ag: diện tích nguyên của mặt cắt, =10.35 (m2)=10.35*106 (mm2) Io: mômen quán tính của mặt cắt trước khi kéo cốt thép DƯL I0=7.7672*1012(mm4) M: mômen uốn của mặt cắt do tải trọng bản thân và lực căng dây văng, M = -10447.8(kN.m) N: lực nén dọc trục của mặt cắt,N = 2922 (kN) e: khoảng cách từ nhóm CT DƯL đến TTH của mặt cắt,e =1182 (mm) P = Aps*(0.74*fpu – DfpES) Như vậy, trong công thức tính fcgp lại xuất hiện DfpES nên ta giả sử DfpES rồi tính lặp để sao cho kết quả DfpES tính ra xấp xỉ với DfpES giả sử. Giả thiết DfpES = 27.2 (MPa) Tính ra fcgp= 10.17(MPa) Thay vào 5.9.5.2.3b-1, ta được :DfpES = 27.2 (MPa) Vậy giả sử là đạt và DfpES =27.2 (MPa) *Mất mát do co ngót Trong đó: H: Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu, được lấy trung bình hàng năm, =80% Vậy, =93-0.85*80=25 (MPa) *Mất mát do từ biến: Trong đó: fcgp : Tổng ứng suất bê tông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực DƯL sau khi kích và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (MPa). : Thay đổi trong ứng suất bêtông tại trọng tâm thép ứng suất trước do tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác động vào lúc thực hiện các lực ứng suất trước, được tính cùng các mặt cắt tính fcgp(MPa). Có =1.27 Mpa Thay vào ta có = 12*10.17- 7* 1.27 = 113.215 Mpa *Mất mát do tự chùng: 5.9.5.4.4 Trong đó: : Mất mát do dão lúc truyền lực : Mất mát sau khi truyền. * Mất mát do tự chùng tại thời điểm truyền lực (5.9.5.4.4b): Thời gian tính từ lúc tạo ứng suất đến lúc truyền lực, t = 1 ( ngày) Cường độ chảy quy định của thép dự ứng lực fpy = 1674 Mpa. * Mất mát sau khi truyền lực: Thay số vào ta có, đơn vị Mpa: Bó cáp  ΔfpF  ΔfpES  ΔfpSR  ΔfpCR  ΔfpR1 ΔfpR2 bi1 16.787 27.208 25 113.215 11.307138 28.3313096 bi2 23.475 27.208 25 113.215 11.067636 27.7294201 bi3 30.693 27.208 25 113.215 10.811189 27.0797487 bi4 37.92 27.208 25 113.215 10.556603 26.4293385 bi5 41.915 27.208 25 113.215 10.416796 26.0698036 bi6 49.869 27.208 25 113.215 10.140392 25.3539499 bi7 60.655 27.208 25 113.215 9.7697333 24.3831947 Tổng mất mát tai mặt cắt giữa nhịp đối với bó cáp phía dưới: Bó cáp  ΔfpF  ΔfpES  ΔfpSR  ΔfpCR  ΔfpR1  ΔfpR2  ΔfpT đợn vị bi1 16.79 27.21 25 113.22 11.31 28.33 221.8 Mpa bi2 23.47 27.21 25 113.22 11.07 27.73 227.7 Mpa bi3 30.69 27.21 25 113.22 10.81 27.08 234 Mpa bi4 37.92 27.21 25 113.22 10.56 26.43 240.3 Mpa bi5 41.91 27.21 25 113.22 10.42 26.07 243.8 Mpa bi6 49.87 27.21 25 113.22 10.14 25.35 250.8 Mpa bi7 60.65 27.21 25 113.22 9.77 24.38 260.2 Mpa tc6' 10.41 -5.43 25 0 12.74 39.61 82.34 Mpa * Tính toán mất mát dự ứng lực tại mặt cắt giữa nhịp và trên đỉnh trụ Khoang Bó cáp ΔfpF (Mpa) ΔfpA (Mpa) ΔfpES (Mpa) ΔfpSR (Mpa) ΔfpCR (Mpa) ΔfpR1 (Mpa) ΔfpR2 (Mpa) ΔfpT (Mpa) 1 be1 0 0 0 0 0 0 0 0 be2 11.8 0 9.252 25 45.53 12.1 34.992 138.8 be3 11.8 0 9.252 25 45.53 12.1 34.992 138.8 be4 11.8 0 9.252 25 45.53 12.1 34.992 138.8 Cáp dưới 71.1 0 55.51 150 273.2 72.8 209.95 832.6 tc1 tc2 tc3 0 0 0 0 0 0 0 tc4 0 0 0 0 0 0 0 tc5 0 0 0 0 0 0 0 tc6 15.8 0 -0.36 25 0 12.4 38.522 91.31 cáp trên 31.6 0 0 50 0 24.7 77.044 0 2 be1 0 0 0 0 0 0 0 be2 13.6 0 8.948 25 42.74 12.1 35.04 137.4 be3 13.6 0 8.948 25 42.74 12.1 35.04 137.4 be4 13.6 0 8.948 25 42.74 12.1 35.04 137.4 Cáp dưới 81.4 0 53.69 25 298.3 72.5 8.2295 539.2 tc1 tc2 tc3 0 0 0 0 0 0 0 tc4 0 0 0 0 0 0 0 tc5 0 0 0 0 0 0 0 tc6 14.9 0 0.555 25 5.301 12.4 38.178 96.24 cáp trên 29.7 0 1.111 50 6.172 24.7 35.222 146.9 3 be1 19.5 0 12.49 25 56.85 11.7 33.236 158.8 be2 19.7 0 12.49 25 56.85 11.7 33.221 159 be3 19.7 0 12.49 25 56.85 11.7 33.221 159 be4 19.7 0 12.49 25 56.85 11.7 33.221 159 Cáp dưới 157 0 99.89 25 528.6 46.9 132.9 990.3 tc1 tc2 tc3 0 0 0 0 0 0 0 tc4 0 0 0 0 0 0 0 tc5 0 0 0 0 0 0 0 tc6 20.5 0 0.954 25 8.689 12.1 37.422 104.7 cáp trên 40.9 0 1.908 50 10.1 24.3 33.882 161.1 4 be1 21.5 12.61 25 57.33 11.7 33.015 161.1 be2 27.1 12.61 25 57.33 11.5 32.504 166 be3 33.4 12.61 25 57.33 11.2 31.945 171.5 be4 43 12.61 25 57.33 10.9 31.075 179.9 Cáp dưới 125 100.8 25 458.6 90.5 257.08 1057 tc1 tc2 tc3 0 0 0 0 0 tc4 0 0 0 0 0 tc5 0 21.89 0 0 0 0 21.89 tc6 26.9 0 1.401 25 12.13 11.9 36.583 113.9 cáp trên 53.8 43.78 2.803 50 24.25 23.8 73.167 271.6 5 be1 18 13.1 25 60 11.8 33.112 160.9 be2 21.4 13.1 25 60 11.6 32.8 164 be3 27 13.1 25 60 11.4 32.301 168.8 be4 36.2 13.1 25 60 11.1 31.465 176.9 Cáp dưới 205 104.8 200 240 46 129.68 925.7 tc1 tc2 tc3 0 0 0 0 0 0 tc4 0 25 0 0 0 25 tc5 8.97 4.661 25 25.8 12.4 36.986 113.8 tc6 33.4 4.661 25 25.8 11.5