Thiết kế về kỹ thuật

Phần II Thiết kế kỹ thuật Chương Giới thiệu chung 5.1 – Tổng quan về công nghệ thi công cầu BTCTDƯL bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng. Bê tông là vật liệu chịu nén tốt, chịu kéo kém do chịu kéo kém nên bê tông chỉ dùng trong kết cấu chịu nén. Để khắc phục người ta đưa cốt thép vào bê tông để chịu kéo. Sự ra đời của BTCT đánh dấu sự phát triển về công nghệ vật liệu trong xây dựng. Các cầu dầm BTCT được áp dụng, tuy nhiên chiều dài nhịp còn hạn chế ( ³ 24 m ). Kết cấu BTCT dự ứng lực với nguyên lý kéo căng cốt thép để nén trước bê tông cho phép nhịp dầm lớn hơn. Điển hình như các nhịp dầm 33 m đôi khi tới 43 m dầm cắt khúc. Việc đưa ra các giải pháp hợp lý về kết cấu, giải pháp công nghệ thi công thích hợp còn cho phép kết cấu BTCT_DƯL vượt được khẩu độ lớn hơn . Cầu dầm BTCT_DƯL liên tục thi công bằng phương pháp hẫng, mặt cắt dầm thay đổi là loại cầu đã giải quyết tương đối tốt cả vấn đề vật liệu và kết cấu . Loại cầu này thường sử dụng cho các loại nhịp từ 80 - 130 m và lớn hơn nữa, có khi tới 250 m như cầu SHOTTWIEN ở áo . ở nước ta cầu BTCT _DƯL thi công hẫng đã được áp dụng cầu Phú Lương - Hải Dương, cầu Sông Gianh, cầu Hoà Bình, cầu Tân Đệ, cầu Yên Lệnh … đã và đang được tiến hành . 5.2 – Giới thiệu chung về phương án. 5.2.1 – Tiêu chuẩn thiết kế. - Quy trình thiết kế : 22TCN – 272 –2005 Bộ Giao thông vân tải - Tải trọng thiết kế : HL93, đoàn Người bộ hành. 5.2.2 – Sơ đồ kết cấu. 5.2.2.1 – Kết cấu phần trên. - Sơ đồ bố trí chung toàn cầu 2*40 + 75 + 120 + 75 + 2*40 m. - Kết cấu cầu đối xứng gồm 2 nhịp dẫn phía bên trái và 2 nhịp dẫn phía bên phải và hệ cầu BTCTDƯL liên tục 3 nhịp thi công theo phương pháp đúc hẫng cân bằng. - Dầm liên tục 3 nhịp 75 + 120+75 m tiết diện hình hộp chiều cao thay đổi. +) Chiều cao dầm trên đỉnh trụ h= 6 m. +) Chiều cao dầm tại giữa nhịp h= 2.5 m. - Cao độ đáy dầm thay đổi theo quy luật parabol đảm bảo phù hợp yêu cầu chịu lực và mỹ quan kiến trúc. - Mặt cắt hộp dạng thành xiên. +) Chiều dày bản nắp: tb = 30 (cm) +) Chiều dày bản đáy: Tại mặt cắt gối là 80 cm, tại mặt cắt giữa nhịp là 30cm +) Chiều dày phần cánh hẫng: hc = 25 cm +) Chiều dày bản mặt cầu tại ngàm: tn = 80 cm +) Chiều dày sườn dầm: ts = 50 cm Nhịp dẫn : Dầm dẫn 2 bờ dùng dầm Super T dự ứng lực giản đơn chiều dài 40 m chế tạo định hình theo công nghệ căng trước + Chiều cao 1.75 m + Cáp: Dùng loại bó xoắn. + Có dầm ngang. 5.2.2.2 – Kết cấu phần dưới. a. - Cấu tạo trụ cầu. - Trụ cầu dùng loại trụ thân hẹp và trụ nặng, đổ bê tông tại chỗ f’c =30Mpa - Trụ P1, P2, P5, P6 : trụ thân hẹp, được đựng trên móng cọc khoan nhồi : D = 150 cm - Trụ P3, P4 :trụ nặng, được đựng trên móng cọc khoan nhồi : D = 150 cm - Phương án móng : Móng cọc đài cao . b. - Cấu tạo mố cầu. - Mố cầu dùng loại mố U BTCT , đổ tại chỗ mác bê tông chế tạo f’c=30 Mpa. - Mố của kết cấu nhịp dẫn được đặt trên móng cọc khoan nhồi D= 150 cm 5.2.2.3- Mặt cầu và các công trình phụ khác. Lớp phủ mặt cầu xe chạy dày 12.03 cm. Bao gồm lớp chống thấm,lớp mui luyện, lớp bê tông asphan dày 5 cm và lớp bê tông bảo vệ dày 3 cm. Mặt cầu có độ dốc ngang là 2%. Hệ thống thoát nước dạng ống bố trí dọc cầu thoát xuống gầm cầu. Toàn cầu có 3 khe co giãn. Gối cầu dùng loại gối chậu cao su. Lan can trên cầu dùng loại lan can thép. Hệ thống chiếu sáng bố trí dọc hai bên thành biên của cầu với cự ly 40m/1 cột đèn. 5.2.2.4- Vật liệu xây dựng. a.- Bêtông. Cường độ chịu nén : f’c =40 Mpa Môđun đàn hồi: Tỷ trọng của bêtông: g = 25 kN/m3. Cường độ chịu nén của bêtông lúc bắt đầu đặt tải hoặc tạo ứng suất trước: f'ci = 0.9 f'c = 36 Mpa Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (5.7.2.2): Cường độ chịu kéo khi uốn (5.4.2.6): fr = 0.63 = 3.985 Mpa. b.- Thép cường độ cao. Sơ bộ chọn một bó thép bao gồm 19 tao xoắn đường kính danh định 15.2 mm do hãng VSL sản xuất với các thông số kỹ thuật như sau: Mặt cắt danh định : Astr = 140 (mm2). Đường kính danh định : dn = 15.2 (mm) Cấp của thép : 270 (thép có độ chùng dão thấp). Cường độ chịu kéo cực hạn: fpu = 1860 (Mpa). Cường độ chảy: fpy = 0.9 * fpu = 0.9 *1860 = 1674 (Mpa). Mô đuyn đàn hồi quy ước: E = 197000 (Mpa). Hệ số ma sát: m = 0.25. Hệ số ma sát lắc trên 1mm bó cáp (5.9.5.2.2b): K = 6.6´10-7 (mm-1) = 6.6´10-4 (m-1). ứng suất trong thép ứng suất khi kích: fpj = 1488 (MPa). Chiều dài tụt neo: DL = 0.05 (m). 3- Thép thường. Giới hạn chảy tối thiểu của cốt thép thanh: fy = 420 (MPa). Môdun đàn hồi: E = 200000 (MPa). Chương tính toán dầm chủ 6.1 đặc trưng hình học 6.1.1. Phân chia đốt dầm - Để đơn giản trong quá trình thi công và phù hợp với các trang thiết bị hiện có của đơn vị thi công ta phân chia các đốt dầm như sau: +) Đốt trên đỉnh trụ: do = 14m (khi thi công sẽ tiến hành lắp đồng thời 2 xe đúc trên trụ). +) Đốt hợp long nhịp giữa : dhl = 2m +) Đốt hợp long nhịp biên : dhl = 2m +) Chiều dài đoạn đúc trên đà giáo : ddg = 14 m +) Số đốt ngắn trung gian : n = 4 đốt , chiều dài mỗi đốt : d = 3 m +) Số đốt trung gian còn lai : n = 10 đốt , chiều dài mỗi đốt d = 4 m Sơ đồ phân chia đốt dầm 6.1.2. Xác định phương trình thay đổi cao độ đáy dầm. - Giả thiết đáy dầm thay đổi theo phương trình parabol , đỉnh đường parabol tại mặt cắt giữa nhịp. - Trục Ox đi qua hai gối cầu, trục Oy đi qua mặt cắt giữa nhịp - Phương trình có dạng ax2 + bx +c được xác định đi qua 3 điểm A(-58.5,0); B(58.5,0); C(0,) = C(0,3.7852) Trong đó: R:Bán kính cong đứng cầu R=6000m xA: toạ độ điểm A h0, hHL: chiều cao đốt đúc tại đỉnh tru và giữa nhịp Vậy phương trình có dạng: 6.1.3. Xác định phương trình thay đổi chiều dày đáy dầm - Tính toán tương tự ta có phương trình thay đổi chiều dày đáy dầm như sau : 6.1.4. Xác định cao độ mặt dầm chủ - Mặt dầm chủ được thiết kế với độ dốc dọc 4% , với bán kính cong R = 6000 m 6.1.5. Tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt tiết diện Để tính toán đặc trưng hình học ta có thể sử dụng công thức tổng quát như sau để tính: + Diện tích mặt cắt : F = 1/2 * ồ ( xi-xi+1) * (yi+yi+1). + Tọa độ trọng tâm mặt cắt : yc = 1/6 * F* ồ (xi-xi+1) * (yi2+yi.yi+1+yi+12). + Mômen tĩnh của mặt cắt đối với trục x : Sx = 1/6 * ồ (xi-xi+1) * (yi3+yi2.yi+1+yi.yi+12+yi+13). + Mômen quán tính đối với trục trung hòa : Jth = Jx - yc2 * F. Số liệu tính toán đặc trưng hình học mặt cắt thay đổi STT Các đại lượng Kí hiệu Số liệu Đơn vị 1 Chiều rộng toàn bộ nắp hộp t 1300 cm 2 Chiều dày nắp hộp ht 30 cm 3 Chiều rộng phần hộp của bản nắp to 771.4 cm 4 Chiều rộng phần nắp hộp có chiều dày không đổi tt 300 cm 5 Chiều rộng phần bản cánh có chiều dày thay đổi tv 123.8 cm 6 Chiều dày bản nắp tại tiếp giáp với vút hng 50 cm 7 Chiều dày tại đầu mút của cánh hẫng bản nắp hc 25 cm 8 Bề dày bản bụng tại gối w 50 cm 9 Chiều rộng vút trên bv 50 cm 10 Chiều cao vút trên hv 30 cm 11 Chiều rộng vút dưới bvd 30 cm 12 Chiều cao vút dưới hvd 30 cm 13 Chiều cao tại mặt cắt gối H 600 cm 16 Chiều cao tại mặt cắt không đổi Ho 250 cm 17 Chiều dày bản đáy tại mặt cắt gối hgoi 80 cm 18 Chiều dày bản đáy tại mặt cắt giữa nhịp h1/2 30 cm 19 Chiều rộng bản đáy tại mặt cắt gối b 600 cm 20 Chiều dài phần dầm có chiều cao thay đổi L 5850 cm 21 Số đốt m 14 đốt 22 Đường hình dạng của đáy dầm - Parabol 23 Mác bê tông dầm - 40 Mpa 24 Chiều dài đốt K0 (tính từ mặt cắt sát trụ) K0 550 cm 25 Chiều dài đốt K1 K1 300 cm 26 Chiều dài đốt K2 K2 300 cm 27 Chiều dài đốt K3 K3 300 cm 28 Chiều dài đốt K4 K4 300 cm 29 Chiều dài đốt K5 K5 400 cm 30 Chiều dài đốt K6 K6 400 cm 31 Chiều dài đốt K7 K7 400 cm 32 Chiều dài đốt K8 K8 400 cm 33 Chiều dài đốt K9 K9 400 cm 34 Chiều dài đốt K10 K10 400 cm 35 Chiều dài đốt K11 K11 400 cm 36 Chiều dài đốt K12 K12 400 cm 37 Chiều dài đốt K13 K13 400 cm 38 Chiều dài đốt K14 K14 400 cm Bảng tính toán các kích thước cơ bản của mặt cắt dầm chủ Sau khi chạy chương trình Midas/Civil 6.3.0 ta sẽ có được các đặc trưng hình học của các mặt cắt phần dầm đúc hẫng như sau: Số hiệu mc Chiều dài đốt li (cm) Chiều cao tiết diện h(m) Chiều dày bản đáy hb(m) Chiều rộng bản đáy b(m) Diện tích tính đổi fbt(m2) Vị trí trục trung hoà yo(m) jx m4 jy m4 0 0 6.000 0.800 6.000 15.10455 3.18443 83.50093 139.59420 1 550 5.373 0.710 6.179 14.07204 2.91473 62.13334 133.48240 2 300 5.057 0.665 6.269 13.54833 2.77648 52.78260 130.34530 3 300 4.759 0.623 6.355 13.05297 2.64459 44.80684 127.35430 4 300 4.480 0.583 6.434 12.58638 2.51914 38.03252 124.51550 5 300 4.219 0.546 6.509 12.14894 2.40028 32.30397 121.83480 6 400 3.900 0.500 6.600 11.61171 2.25237 26.05453 118.51750 7 400 3.614 0.459 6.682 11.12795 2.11699 21.13149 115.50760 8 400 3.360 0.423 6.754 10.69858 1.99478 17.29196 112.82080 9 400 3.139 0.391 6.817 10.32455 1.88642 14.33325 110.47320 10 400 2.951 0.364 6.871 10.00679 1.79268 12.08897 108.48140 11 400 2.796 0.342 6.916 9.746231 1.71434 10.42548 106.86240 12 400 2.673 0.325 6.951 9.543814 1.65213 9.23871 105.63370 13 400 2.583 0.312 6.976 9.400471 1.60667 8.45148 104.81350 14 400 2.526 0.304 6.993 9.317138 1.57842 8.01129 104.42020 15 400 2.501 0.300 7.000 9.29475 1.56760 7.88880 104.47280 6.2. Tính toán nội lực các giai đoạn. 6.2.1. Tĩnh tải giai đoạn 1 (DC ): Chiều cao dầm thay đổi theo đường cong parabol nhưng để tính toán đơn giản ta giả thiết trong mỗi đoạn chiều cao dầm thay đổi tuyến tính. Khi tính ta coi như trọng lượng dầm trong một đốt phân bố đều và có giá trị theo tiết diện giữa đốt. Trọng lượng các đốt tính theo công thức: q = V . gc Trong đó: gc : Trọng lượng riêng của bê tông cốt thép, gc = 25 kN/m3. V: thể tích của các đốt dầm (m3). Kết quả tính ghi trong bảng sau: Bảng tĩnh tải rải đều của từng đốt Tên MC x (m) Tên đốt L đốt  (m) h (m) F (m2) P đốt  (kN) DCtc (kN/m) DCTT (kN/m) 0 0 6.000 15.10455 1 5.5 Đốt Ko 14 5.373 14.58830 2005.89 364.71 455.88 2 8.5 Đốt 1 3 5.057 13.81019 1035.76 345.25 431.57 3 11.5 Đốt 2 3 4.759 13.30065 997.55 332.52 415.65 4 14.5 Đốt 3 3 4.480 12.81968 961.48 320.49 400.61 5 17.5 Đốt 4 3 4.219 12.36766 927.57 309.19 386.49 6 21.5 Đốt 5 4 3.900 11.88033 1188.03 297.01 371.26 7 25.5 Đốt 6 4 3.614 11.36983 1136.98 284.25 355.31 8 29.5 Đốt 7 4 3.360 10.91327 1091.33 272.83 341.04 9 33.5 Đốt 8 4 3.139 10.51157 1051.16 262.79 328.49 10 37.5 Đốt 9 4 2.951 10.16567 1016.57 254.14 317.68 11 41.5 Đốt 10 4 2.796 9.87651 987.65 246.91 308.64 12 45.5 Đốt 11 4 2.673 9.64502 964.50 241.13 301.41 13 49.5 Đốt 12 4 2.583 9.47214 947.21 236.80 296.00 14 53.5 Đốt 13 4 2.526 9.35880 935.88 233.97 292.46 15 57.5 Đốt 14 4 2.501 9.30594 930.59 232.65 290.81 16 59.5 Đốt HL 2 2.500 9.29475 464.74 232.37 290.46 - Tính tĩnh tải giai đoạn I (Tĩnh tải giai đoạn I được tính toán với giá trị trung bình) +) Tĩnh tải giai đoạn I tiêu chuẩn : DCTCI = 279.19 kN/m +) Tĩnh tải giai đoạn I tính toán : DCTTI = 1.25 x 279.19 = 348.98 kN/m 6.2.2. Tĩnh tải giai đoạn 2 (DW): 6.2.2.1. Tính tĩnh tải giai đoạn II. - Tĩnh tải giai đoạn II gồm có các bộ phận sau : +) Trọng lượng phần chân lan can +) Trọng lượng lan can tay vịn +) Trọng lượng lớp phủ mặt cầu +) Trọng lượng phần lề Người đi bộ DWIITC = DWgc+ DWclc+ DWlc+tv+ DWng +DWmc Tính trọng lượng lớp phủ mặt cầu Tên gọi các đại lượng Chiều dày h DWtc Đơn vị Lớp bê tông Atphan 5 1.15 kN/m2 Lớp bê tông bảo vệ 3 0.69 kN/m2 Lớp chống thấm 3 0.69 kN/m2 Lớp bê tông mui luyện dày 1.03 0.24 kN/m2 Chiều dày lớp phủ mặt cầu hmc 12.030 cm Trọng lượng lớp phủ mặt cầu DWmcTC 2.77 kN/m2 Trọng lượng dải đều của lớp phủ (tính cho nửa cầu) pmc 11.07 kN/m - Tính trọng lượng của lan can + tay vịn + lề Người đi bộ Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị 1- Tính trọng lượng chân lan can Chiều rộng chân lan can blcn 50 cm Chiều cao chân lan can hlcn 30 cm Trọng lượng dải đều phần chân lan can DWlc 3.75 kN/m 2- Tính trọng lượng cột lan can và tay vịn Trọng lượng 1 cột lan can Pclc 0.276 kN Khoảng cách bố trí cột lan can aclc 2 m Trọng lượng dải đều của cột lan can Pclc 0.138 kN/m Trọng lượng dải đều phần tay vịn Ptv 0.7 kN/m Trọng lượng dải đều lan can và tay vịn Plv 0.838 kN/m 3 - Tính trọng lượng lề người đi bộ Bề rộng lề người đi bộ ble 200 cm Chiều dày trung bình lề người đi bộ hle 10 cm Trọng lượng lề người đi bộ DWNG 4.6 kN/m 6.2.2.2. Tổng hợp tĩnh tải giai đoạn II. +) Tính tải giai đoạn II tiêu chuẩn DWIITC = DWclc+ DWlc+tv+DWmc + DWng = 2. ( 3.75 + 0.838 + 11.07+4.6) = 40.51 (kN/m) +) Tĩnh tải giai đoạn II tính toán DWIItt = g . DWIITC = 1.5x 40.51 = 60.77 (kN/m) 6.2.3.Trọng lượng ván khuôn, xe đúc và tải trọng thi công: - Tải trọng thi công: q = 0.24 kN/m2 --> CLL = 0.24x13 = 3.12 (kN/m) - Trọng lượng xe đúc: Pxđ = 600 kN có điểm đặt ở lùi 1m phía sau đầu mút hẫng của đốt đang đúc 6.2.4. Hoạt tải. a. Xe 3 trục thiết kế. b. Xe hai trục thiết kế. Xe hai trục gồm một cặp trục 110.000N cách nhau 1200mm. Cự ly chiều ngang của các bánh xe lấy bằng 1800mm. c. Tải trọng làn: Tải trọng làn thiết kế gồm tải trọng 9.3kN/m phân bố đều theo chiều dọc. Theo chiều ngang cầu được giả thiết là phân bố đều trên chiều rộng 3000mm. ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích. d. Tải trọng người: Tải trọng rải đều qngười=3kN/m2, xếp trên suốt chiều dài cầu, trên mặt cắt ngang xếp trên chiều rộng lề người đi . e. Lực xung kích: Hệ số áp dụng cho tải trọng tác dụng tĩnh được lấy bằng: (1 + IM/100) Lực xung kích không được áp dụng cho tải trọng bộ hành hoặc tải trọng làn thiết kế. Bảng 3.6.2.4- Lực xung kích IM Cấu kiện IM Mối nối bản mặt cầu Tất cả các trạng thái giới hạn 75% Tất cả các cấu kiện khác Trạng thái giới hạn mỏi và giòn Tất cả các trạng thái giới hạn khác 15% 25% 6.2.5. Các hệ số tải trọng: Khi tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ I các hệ số tải trọng được lấy như sau: - Tĩnh tải giai đoạn 1 DC : 1.25 - Tĩnh tải giai đoạn 2 DW : 1.5 - Hoạt tải : 1.75 - Trọng lượng xe đúc, ván khuôn : 1.25 - Tải trọng thi công: 1.5 Khi tổ hợp theo trạng thái giới hạn sử dụng các hệ số tải trọng được lấy như sau: - Tĩnh tải giai đoạn 1 DC : 1 - Tĩnh tải giai đoạn 2 DW : 1 - Hoạt tải : 1 - Trọng lượng xe đúc, ván khuôn : 1 - Tải trọng thi công: 1 6.2.6. Các sơ đồ và nội dung tính toán: 6.2.6.1. Các sơ đồ tính toán: Hình 3.2.6.1. Sơ đồ phân chia đốt đúc và các mặt cắt. Đặc điểm của công nghệ thi công đúc hẫng là sơ đồ kết cấu thay đổi liên tục trong quá trình thi công. Căn cứ trình tự thi công và phương pháp thi công ta chia ra làm các giai đoạn thi công sau: a. - Sơ đồ I: Thi công đúc hẫng tối đa đối xứng ra hai bên trụ - Sơ đồ : - Tải trọng : +) Trọng lượng bản thân các đốt dầm (tĩnh tải GĐ I ) , DCTC = 279.19 kN/m +) Tải trọng thi công tiêu chuẩn : qTc = 0.24 x13 = 3.12 kN/m. +) Trọng lượng 1 xe đúc : PXD = 600kN. b. - Sơ đồ II: Hợp long nhịp biên. Đoạn nhịp biên 14 m được đúc trên đà giáo. Sau khi đúc hẫng cân bằng xong ta tiến hành hợp long nhịp biên. Việc tính toán hợp long nhịp biên là rất phức tạp do trình tự đổ bê tông, căng kéo cáp DƯL, điều chỉnh vị trí khối hợp long ảnh hưởng rất nhiều đến trình tự và phương pháp tính toán hợp long. Sơ đồ: Kết cấu làm việc theo sơ đồ dầm tĩnh định -Tải trọng: +) Trọng lượng bản thân các đốt dầm (tĩnh tải GĐ I ) , DCTC = 279.19 kN/m + Trọng lượng bản thân đoạn đổ trên đà giáo. + Trọng lượng bản thân 1/2 đốt hợp long. + Tải trọng thi công rải đều trên kết cấu. + Tải trọng dỡ xe đúc tại đốt hợp long. c. - Sơ đồ III: Hợp long xong nhịp giữa -Sơ đồ: Kết cấu làm việc theo sơ đồ dầm mút thừa tĩnh định. - Tải trọng : +)Trọng lượng bản thân các đốt dầm (tĩnh tải GĐ I ) , DCTC = 279.19 kN/m +) Tải trọng thi công tiêu chuẩn : qTC = 0.24 . 13 = 3.12 kN/m. + Trọng lượng bản thân 1/2 đốt hợp long. + 1/2 Trọng lượng xe đúc . CE = 300 KN. d. - Sơ đồ IV: Sơ đồ dỡ tải trọng thi công ,xe đúc,dỡ ván khuôn treo đốt hợp long và tĩnh tải đốt hợp long Sơ đồ:Liên tục 3 nhịp: -Tải trọng tác dụng: + Lực ngược do dỡ tải trọng thi công. + Lực ngược do dỡ xe đúc. e. - Sơ đồ V: Sơ đồ cầu chịu tĩnh tải giai đoạn II Sơ đồ kết cấu: Liên tục 3 nhịp. Tải trọng tác dụng: + Tĩnh tải giai đoạn II (DW). f. - Sơ đồ VI: Sơ đồ cầu chịu hoạt tải - Tải trọng : +) Hoạt tải thiết kế : HL 93 và tải trọng Người (3 kN/m2). +) Nội lực do hoạt tải mặt cắt đỉnh trụ được lấy giá trị lớn nhất trong tổ hợp : 1 – Tổ hợp 1 : Xe tải + Làn + Người 2 – Tổ hợp 1 : Xe 2 trục + Làn + Người 3 – Tổ hợp 3 : 90 % Xe tải + 90% Làn + Người (Với điều kiện xe tải được xếp 2 xe cách nhau 15 m , khoảng cách giữa các trục bánh xe là 4.3 m) 6.2.6.2. Nội dung tính toán: Mục đích: Tính ra được nội lực tại các mặt cắt trong từng giai đoạn dưới tác dụng của tải trọng để từ đó bố trí cốt thép DƯL đảm bảo an toàn cho kết cấu. Sau đây là nội dung tính toán các giai đoạn thi công kết cấu nhịp liên tục. a.-Sơ đồ I: Thi công đúc hẫng đối xứng ra hai bên trụ. Hình 3.1. Sơ đồ tải trọng khi thi công đúc hẫng đối xứng. - Tải trọng trong giai đoạn này bao gồm: + Tĩnh tải các đốt DC có hệ số tải trọng nDC = 1.25 + Trọng lượng thiết bị đúc và vật liệu. Xe đúc CE = 600 KN đặt cách đầu mút đốt đúc trước là 1 m, nCE = 1.25 + Trọng lượng rải đều của người và thiết bị thi công. CLL = 0.24x13 =3.12 KN/m; nCLL = 1.5 - Tính toán nội lực tại các mặt cắt trong từng giai đoạn đúc hẫng. Mô men tại mặt cắt thứ i khi đốt đúc. MTC = MTT = Trong đó: DCi : Tải trọng bản thân rải đều của đốt thứ i. li : Chiều dài các đốt thứ i. xi : Khoảng cách từ điểm đặt lực đến mặt cắt đang xét. CE : Tải trọng tập trung của xe đúc. CLL : Tải trọng thi công. Thay các giá trị vào công thức trên ta có bảng sau (đơn vị kNm): Khi đúc đốt K0: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -12561.22 -15720.64 Khi đúc đốt K1: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -23234.96 -29082.70 1 -2757.87 -3450.84 Khi đúc đốt K2: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -36605.12 -45822.31 1 -9079.67 -11363.63 2 -2701.08 -3379.85 Khi đúc đốt K3: Mặt cắt Mtc (KN.m) Mtt (KN.m) 0-0(đỉnh trụ) -52473.49 -65691.70 1 -18152.19 -22721.82 2 -8861.09 -11090.40 3 -2647.50 -3312.89 Khi đúc K4: Mặt cắt Mtc (KN.m) Mtt (KN.m) 0-0(đỉnh trụ) -70661.64 -88467.84 1 -29781.80 -37283.40 2 -17679.89 -22131.46 3 -8655.51 -10833.42 4 -2597.20 -3250.01 Khi đúc K5: Mặt cắt Mtc (KN.m) M(tt) (KN.m) 0-0(đỉnh trụ) -98254.49 -123024.42 1 -48971.06 -61313.66 2 -33267.62 -41650.43 3 -20641.70 -25841.12 4 -10981.85 -13746.43 5 -4183.12 -5235.14 Khi đúc K6: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -129374.93 -162002.97 1 -72045.26 -90212.58 2 -52893.43 -66229.50 3 -36819.12 -46100.35 4 -23710.89 -29685.80 5 -13463.77 -16854.67 6 -4082.80 -5109.74 Khi đúc K7: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -163771.00 -205088.54 1 -98714.69 -123618.00 2 -76251.44 -95486.29 3 -56865.71 -71208.50 4 -40446.06 -50645.33 5 -26887.52 -33665.56 6 -13091.33 -16389.12 7 -3993.30 -4997.87 Khi đúc K8: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -201258.54 -252050.92 1 -128756.77 -161251.72 2 -103102.62 -129122.02 3 -80525.98 -100846.23 4 -60915.42 -76285.06 5 -44165.96 -55307.29 6 -26115.22 -32700.19 7 -12762.65 -15978.28 8 -3914.81 -4899.75 Khi đúc đốt K9: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -241722.68 -302746.54 1 -162017.59 -202921.34 2 -133276.29 -166923.35 3 -107612.51 -134779.28 4 -84914.81 -106349.82 5 -65078.22 -81503.77 6 -42911.29 -53738.95 7 -25442.53 -31859.32 8 -12478.49 -15623.08 9 -3847.50 -4815.62 Khi đúc đốt K10: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -285119.37 -357120.32 1 -198413.36 -248522.13 2 -166671.67 -208764.29 3 -138007.49 -172860.37 4 -112309.40 -140671.06 5 -89472.41 -112065.16 6 -63304.96 -79287.20 7 -41835.68 -52394.44 8 -24871.12 -31145.06 9 -12239.60 -15324.46 10 -3791.58 -4745.71 Khi đúc đốt K11: Mặt cắt Mtt (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -331476.82 -415207.54 1 -237931.93 -298038.92 2 -203259.30 -254608.03 3 -171664.18 -215031.06 4 -143035.14 -179168.71 5 -117267.20 -146889.76 6 -87191.82 -109214.42 7 -61814.61 -77424.26 8 -40942.12 -51277.50 9 -24402.68 -30559.51 10 -12046.72 -15083.36 11 -3747.22 -4690.26 Khi đúc đốt K12: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -380897.06 -477135.71 1 -280634.31 -351547.93 2 -243082.59 -304508.83 3 -208608.39 -261323.65 4 -177100.27 -221853.08 5 -148453.25 -185965.92 6 -114539.09 -143479.63 7 -85323.11 -106878.52 8 -60611.84 -75920.80 9 -40233.62 -50391.86 10 -24038.89 -30104.77 11 -11900.60 -14900.72 12 -3714.61 -4649.50 Khi đúc đốt K13: Mặt cắt Mtc(kN.m) Mtt (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -433557.37 -543126.46 1 -326656.10 -409218.69 2 -286259.30 -358613.88 3 -248940.02 -311862.98 4 -214586.81 -268826.71 5 -183094.72 -229373.84 6 -145387.12 -182133.26 7 -112377.69 -140777.87 8 -83872.99 -105065.87 9 -59701.32 -74782.65 10 -39713.15 -49741.28 11 -23781.43 -29782.95 12 -11801.99 -14777.45 13 -3693.94 -4623.67 Khi đúc đốt K14: Mặt cắt M(tc) (kN.m) M(tt) (kN.m) 0-0(đỉnh trụ) -489711.86 -613497.41 1 -376209.07 -471315.90 2 -332983.05 -417165.20 3 -292834.54 -366868.42 4 -255652.12 -320286.25 5 -221330.80 -277287.50 6 -179850.90 -225319.07 7 -143069.18 -179235.83 8 -110792.17 -138795.98 9 -82848.21 -103784.91 10 -59087.74 -74015.68 11 -39383.72 -49329.49 12 -23631.99 -29596.15 13 -11751.64 -14714.51 14 -3685.40 -4612.99 b. - Sơ đồ II: Hợp long nhịp biên. Đoạn nhịp biên 14 m được đúc trên đà giáo. Sau khi đúc hẫng cân bằng xong ta tiến hành hợp long nhịp biên. Việc tính toán hợp long nhịp biên là rất phức tạp do trình tự đổ bê tông, căng kéo cáp DƯL, điều chỉnh vị trí khối hợp long ảnh hưởng rất nhiều đến trình tự và phương pháp tính toán hợp long. Sơ đồ: Kết cấu làm việc theo sơ đồ dầm tĩnh định. -Tải trọng: +) Trọng lượng bản thân các đốt dầm (tĩnh tải GĐ I ) , DCTC = 279.19 kN/m + Trọng lượng bản thân đoạn đổ trên đà giáo. + Trọng lượng bản thân 1/2 đốt hợp long. + Tải trọng thi công rải đều trên kết cấu. + Tải trọng dỡ xe đúc tại đốt hợp long. -Mô hình hoá kết cấu trên Midas/Civil 6.3.0 và thực hiện tính toán ta thu được kết qủa sau: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 17’ 0 0 16’ 19212.4 24100.66 15’ 18789.21 23571.36 14’ 16315.47 20469.19 13’ 10060.89 12628.50 12’ -7.8 7.69 11’ -13947.87 -17464.82 10’ -31840.23 -39890.18 9’ -53789.04 -67398.58 8’ -79921.34 -100148.82 7’ -110386.68 -138327.85 6’ -145356.75 -182150.26 5’ -185024.98 -231857.86 4’ -217987.55 -273161.00 3’ -253811.24 -318047.54 2’ -292601.00 -366648.71 1’ -334468.27 -419103.78 0-0(Trái) -444800.66 -557328.85 0-0(Phải) -454911.84 -569997.39 1 -345609.06 -433065.88 2 -304183.04 -381165.19 3 -265834.53 -333118.40 4 -230452.11 -288786.24 5 -197930.79 -248037.48 6 -158850.89 -199069.06 7 -124469.17 -155985.82 8 -94592.17 -118545.97 9 -69048.21 -86534.90 10 -47687.74 -59765.67 11 -30383.72 -38079.49 12 -17031.99 -21346.15 13 -7551.64 -9464.51 14 -1885.4 -2362.99 15 0 0 c. - Sơ đồ III: Hợp long xong nhịp giữa nhưng bê tông chưa đông cứng -Sơ đồ: Kết cấu làm việc theo sơ đồ dầm mút thừa tĩnh định -Tải trọng tác dụng: +)Trọng lượng bản thân các đốt dầm (tĩnh tải GĐ I ) , DCTC = 279.19 kN/m +) Tải trọng thi công tiêu chuẩn : qTC = 0.24 . 13 = 3.12 kN/m. + Trọng lượng bản thân 1/2 đốt hợp long. + 1/2 Trọng lượng xe đúc . CE = 300 KN. -Mô hình hoá kết cấu trên Midas/Civil 6.3.0 và thực hiện tính toán tải trọng thu được kết qủa sau: Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 17’ 0.00 0.00 16’ 18237.81 22876.91 15’ 17075.39 21422.78 14’ 11923.20 14970.98 13’ 2990.17 3780.64 12’ -9756.97 -12189.81 11’ -26375.50 -33011.97 10’ -46946.31 -58786.97 9’ -71573.58 -89645.02 8’ -100384.33 -125744.90 7’ -133528.12 -167273.57 6’ -171176.64 -214445.63 5’ -213523.33 -267502.87 4’ -248494.75 -311318.24 3’ -286327.27 -358717.02 2’ -327125.87 -409830.41 1’ -371001.99 -464797.73 0-0(Trái) -486021.66 -608884.67 0-0(Phải) -486021.66 -608884.67 1 -372992.29 -467294.92 2 -329969.16 -413397.84 3 -290023.54 -363354.67 4 -253044.01 -317026.12 5 -218925.58 -274280.98 6 -177716.21 -222650.7 7 -141205.00 -176905.61 8 -109198.52 -136803.91 9 -81525.08 -102130.99 10 -58035.14 -72699.92 11 -38601.64 -48351.89 12 -23120.43 -28956.7 13 -11510.60 -14413.21 14 -3714.88 -4649.84 15 0.00 0.00 d. - Sơ đồ IV: Sơ đồ dỡ tải trọng thi công ,xe đúc,dỡ ván khuôn treo đốt hợp long Sơ đồ:Liên tục 3 nhịp: -Tải trọng tác dụng: + Lực ngược do dỡ tải trọng thi công. + Lực ngược do dỡ xe đúc . -Mô hình hoá kết cấu trên Midas/Civil6.3.0 và thực hiện tính toán tải trọng thu được kết qủa sau. (Do đối xứng nên ta chỉ thể hiện 1/2 sơ đồ). Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 17’ 0.00 0.00 16’ 1304.31 1503.65 15’ 1540.56 1793.34 14’ 2050.50 2428.87 13’ 2610.36 3139.29 12’ 3220.14 3924.58 11’ 3879.84 4784.76 10’ 4589.46 5719.81 9’ 5349.00 6729.75 8’ 6158.46 7814.56 7’ 7017.84 8974.26 6’ 7927.14 10208.83 5’ 8886.36 11518.29 4’ 9638.54 12549.52 3’ 10418.79 13622.87 2’ 11227.13 14738.34 1’ 12063.54 15895.93 0-0(Trái) 14124.38 18760.78 0-0(Phải) 14124.38 18760.78 1 10791.42 14286.21 2 9409.81 12438.73 3 8056.28 10633.38 4 6730.83 8870.15 5 5433.46 7149.03 6 3747.31 4919.74 7 2111.09 2765.32 8 524.78 685.78 9 -1011.61 -1318.87 10 -2498.07 -3248.65 11 -3934.62 -5103.55 12 -5321.24 -6883.57 13 -6657.95 -8588.70 14 -7944.74 -10218.96 15 -9181.60 -11774.34 16(Giữa HL) -9483.02 -12151.48 e. - Sơ đồ V: Sơ đồ cầu chịu tĩnh tải giai đoạn II Sơ đồ kết cấu: Liên tục 3 nhịp. Tải trọng tác dụng: + Tĩnh tải giai đoạn II (DW). Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) 17’ 0.00 0.00 16’ 6540.84 9811.25 15’ 6827.08 10240.62 14’ 6913.45 10370.18 13’ 6351.66 9527.49 12’ 5141.71 7712.57 11’ 3283.60 4925.40 10’ 777.33 1166.00 9’ -2377.10 -3565.64 8’ -6179.69 -9269.53 7’ -10630.43 -15945.65 6’ -15729.34 -23594.02 5’ -21476.41 -32214.62 4’ -26212.07 -39318.11 3’ -31312.32 -46968.48 2’ -36777.16 -55165.73 1’ -42606.58 -63909.87 0-0(Trái) -57626.43 -86439.64 0-0(Phải) -57626.43 -86439.64 1 -41571.28 -62356.92 2 -35298.15 -52947.23 3 -29389.61 -44084.42 4 -23845.67 -35768.50 5 -18666.31 -27999.46 6 -12327.64 -18491.46 7 -6637.13 -9955.69 8 -1594.78 -2392.16 9 2799.41 4199.12 10 6545.45 9818.17 11 9643.32 14464.97 12 12093.03 18139.54 13 13894.58 20841.87 14 15047.97 22571.95 15 15553.20 23329.80 16(Giữa HL) 15578.23 23367.35 f. - Sơ đồ VI: Sơ đồ cầu chịu hoạt tải - Tải trọng : +) Hoạt tải thiết kế : HL 93 và tải trọng Người (3 kN/m2). Trọng lượng và khoảng cách bánh xe của xe tải thiết kế phải được lấy theo hình vẽ sau : Hình 3.8. Mô hình tải trọng thiết kế theo 22TCN 272-01. + Xe tải thiết kế, gồm 3 trục 35KN +145KN +145KN, khoảng cách 2 trục trước 4.3m khoảng cách hai trục sau thay đổi từ 4.3 đến 9m. + Tải trọng làn Lane Load thiết kế được lấy theo chiều dọc cầu với trị số là 0.64 Kip/ft hay 9.3 N/mm. + Xe 2 trục thiết kế Tandem gồm một cặp trục 110 KN đặt cách nhau 1200 mm. Cự li các bánh xe theo chiều ngang bằng 1800 mm. + Tải trọng người đi rải đều 3 KN/m2, do chiều rộng lề đi bộ 2.0m nên lấy bằng 6 kN/m. - Các tổ hợp tính toán: + Tổ hợp 1 : Xe tải thiết kế (Xe Truck)+ tải trọng làn + tải trọng người đi. + Tổ hợp 2 : Xe hai trục thiết kế(Xe Tandem) + tải trọng làn + tải trọng người đi. + Riêng đối với mô men âm giữa các điểm uốn ngược chiều khi chịu tải trọng rải đều trên các nhịp và chỉ đối với phản lực gối giữa thì lấy 90% hiệu ứng của hai xe tải thiết kế có khoảng cách trục bánh trước xe này cách bánh sau xe kia là 15m tổ hợp với 90% hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế; khoảng cách giữa các trục 145KN của mỗi xe tải phải lấy bằng 4.3m. Tổ hợp 1 : Xe tải thiết kế + tải trọng làn + tải trọng người đi. Mặt Cắt M(Max) (kN.m) M(Min) (kN.m) V(Max) (kN) V(Min) (kN) Mtt(kN) Vtt(kN) 17’ 0.00 0.00 1175.79 -3179.78 0.00 -3179.78 16’ 34333.43 -16461.05 1274.13 -2174.89 34333.43 -2174.89 15’ 37618.80 -18812.64 1322.87 -2049.49 37618.80 -2049.49 14’ 43034.21 -23515.84 1490.49 -1812.67 43034.21 -1812.67 13’ 47030.64 -28219.06 1668.60 -1594.44 47030.64 1668.60 12’ 49595.61 -32922.33 1855.95 -1394.26 49595.61 1855.95 11’ 50769.85 -37625.65 2051.86 -1211.65 50769.85 2051.86 10’ 50621.84 -42329.07 2255.27 -1046.29 50621.84 2255.27 9’ 49206.75 -47032.68 2465.04 -897.11 49206.75 2465.04 8’ 46618.14 -51736.69 2680.49 -763.00 -51736.69 2680.49 7’ 42838.44 -56441.85 2901.24 -642.84 -56441.85 2901.24 6’ 37895.32 -61154.09 3127.06 -535.55 -61154.09 3127.06 5’ 32134.21 -66196.63 3357.93 -440.18 -66196.63 3357.93 4’ 27945.24 -70853.31 3534.20 -375.92 -70853.31 3534.20 3’ 23982.31 -76371.08 3713.25 -317.50 -76371.08 3713.25 2’ 20267.08 -82763.40 3895.02 -264.67 -82763.40 3895.02 1’ 17692.35 -90070.21 4079.03 -240.81 -90070.21 4079.03 0-0(Trái) 17122.07 -111044.32 4533.39 -228.05 -111044.32 4533.39 0-0(Phải) 17122.07 -111044.32 437.99 -4872.72 -111044.32 -4872.72 1 15191.67 -83137.36 446.89 -4444.22 -83137.36 -4444.22 2 14808.26 -72577.67 455.55 -4268.22 -72577.67 -4268.22 3 16526.81 -62835.73 467.00 -4093.69 -62835.73 -4093.69 4 18399.34 -53893.65 481.37 -3920.62 -53893.65 -3920.62 5 20391.90 -45976.44 498.81 -3749.23 -45976.44 -3749.23 6 23208.83 -38207.09 548.11 -3522.96 -38207.09 -3522.96 7 26184.20 -31583.77 621.99 -3299.63 -31583.77 -3299.63 8 29293.07 -26086.39 705.32 -3079.49 29293.07 -3079.49 9 32535.01 -21720.38 798.85 -2862.88 32535.01 -2862.88 10 36022.47 -18606.61 903.29 -2650.35 36022.47 -2650.35 11 40745.74 -17745.79 1019.26 -2442.70 40745.74 -2442.70 12 44674.37 -17121.07 1147.24 -2241.21 44674.37 -2241.21 13 47560.61 -16500.79 1286.79 -2046.97 47560.61 -2046.97 14 49393.94 -15881.48 1437.65 -1860.56 49393.94 -1860.56 15 50170.74 -15262.59 1599.66 -1683.16 50170.74 -1683.16 16(Giữa HL) 50201.31 -15109.96 1641.85 -1640.35 50201.31 1641.85 Tổ hợp 2 : Xe tải hai trục + tải trọng làn + tải trọng người đi. Mặt Cắt M(Max) (kN.m) M(Min) (kN.m) V(Max) (kN) V(Min) (kN) Mtt(kN) Vtt(kN) 17’ 0.00 0.00 1079.07 -2815.18 0.00 -2815.18 16’ 30692.24 -15107.01 1194.47 -1914.81 30692.24 -1914.81 15’ 33678.40 -17265.16 1258.22 -1803.21 33678.40 -1803.21 14’ 38638.27 -21581.49 1394.63 -1592.88 38638.27 -1592.88 13’ 42284.13 -25897.84 1542.53 -1399.70 42284.13 1542.53 12’ 44658.29 -30214.24 1700.79 -1223.27 44658.29 1700.79 11’ 45791.25 -34530.70 1869.05 -1062.70 45791.25 1869.05 10’ 45741.78 -38847.25 2045.95 -917.93 45741.78 2045.95 9’ 44547.39 -43164.00 2230.68 -788.03 44547.39 2230.68 8’ 42253.06 -47481.13 2422.70 -672.03 -47481.13 2422.70 7’ 38869.81 -51799.42 2621.56 -568.95 -51799.42 2621.56 6’ 34420.43 -56124.80 2826.93 -477.86 -56124.80 2826.93 5’ 29242.31 -60780.46 3038.67 -397.88 -60780.46 3038.67 4’ 25543.65 -65146.99 3201.42 -344.73 -65146.99 3201.42 3’ 22120.43 -70374.61 3367.49 -297.11 -70374.61 3367.49 2’ 18987.00 -76476.78 3536.83 -254.75 -76476.78 3536.83 1’ 16184.81 -83493.43 3708.97 -217.40 -83493.43 3708.97 0-0(Trái) 15293.84 -103790.53 4135.98 -203.68 -103790.53 4135.98 0-0(Phải) 15293.84 -103790.53 391.33 -4465.76 -103790.53 -4465.76 1 13690.08 -77661.81 400.31 -4055.68 -77661.81 -4055.68 2 14170.68 -67816.76 408.96 -3887.75 -67816.76 -3887.75 3 15468.38 -58755.95 420.40 -3721.71 -58755.95 -3721.71 4 16927.65 -58755.95 434.76 -3557.64 -58755.95 -3557.64 5 18529.63 -43094.12 454.11 -3395.66 -43094.12 -3395.66 6 20861.08 -35511.26 508.94 -3182.85 -35511.26 -3182.85 7 23389.77 -29074.42 571.78 -2974.02 -29074.42 -2974.02 8 26093.92 -23763.52 643.31 -2769.44 26093.92 -2769.44 9 28974.63 -19583.99 724.19 -2569.49 28974.63 -2569.49 10 32146.66 -16656.60 815.02 -2374.62 32146.66 -2374.62 11 36603.70 -15982.10 916.37 -2185.39 36603.70 -2185.39 12 40320.33 -15543.69 1028.65 -2002.62 40320.33 -2002.62 13 43048.42 -15109.72 1151.24 -1827.65 43048.42 -1827.65 14 44786.27 -14676.73 1284.48 -1660.61 44786.27 -1660.61 15 45528.17 -14244.35 1428.16 -1502.36 45528.17 -1502.36 16(Giữa HL) 45555.53 -14137.73 1465.65 -1464.27 45555.53 1465.65 Ta thấy tổ hợp 1: tải trọng Xe tải thiết kế +tải trọng làn + tải trọng người đi bất lợi hơn, vậy ta chọn tổ hợp tải trọng 1 làm tải trọng do hoạt tải tính toán. 6.2.6.3 Tổ hợp tải trọng tính toán trong giai đoạn thi công. - Sau khi so sánh các sơ đồ I, II, III ta thấy nội lực trong sơ đồ I lớn nhất, vì vậy ta lấy nội lực trong sơ đồ I là nội lực trong giai đoạn thi công Mặt cắt Mtc (kN.m) Mtt (kN.m) Vtc(kN) Vtt(kN) 14’ -3685.4 -4612.99 1543.05 1931.93 13’ -11751.64 -14714.51 2491.31 3120.38 12’ -23631.99 -29596.15 3450.79 4322.84 11’ -39383.72 -49329.49 4427.35 5546.67 10’ -59087.74 -74015.68 5426.79 6799.08 9’ -82848.21 -103784.91 6454.77 8087.17 8’ -110792.17 -138795.98 7516.84 9417.88 7’ -143069.18 -179235.83 8618.47 10798.02 6’ -179850.9 -225319.07 9764.97 12234.27 5’ -221330.8 -277287.5 10961.96 13733.61 4’ -255652.12 -320286.25 11895.32 14902.65 3’ -292834.54 -366868.42 12861.89 16113.19 2’ -332983.05 -417165.2 13863.75 17367.84 1’ -376209.07 -471315.9 14901.22 18667 0-0(Trái) -489711.86 -613497.41 17528.66 21956.85 0-0(Phải) -489711.86 -613497.41 -17528.66 -21956.85 1 -376209.07 -471315.9 -14906.95 -18674.17 2 -332983.05 -417165.2 -13867.19 -17372.15 3 -292834.54 -366868.42 -12864.83 -16116.86 4 -255652.12 -320286.25 -11897.8 -14905.75 5 -221330.8 -277287.5 -10964.35 -13736.61 6 -179850.9 -225319.07 -9767.09 -12236.93 7 -143069.18 -179235.83 -8620.05 -10800.01 8 -110792.17 -138795.98 -7517.99 -9419.32 9 -82848.21 -103784.91 -6455.56 -8088.17 10 -59087.74 -74015.68 -5427.31 -6799.74 11 -39383.72 -49329.49 -4427.67 -5547.07 12 -23631.99 -29596.15 -3450.96 -4323.06 13 -11751.64 -14714.51 -2491.39 -3120.48 14 -3685.4 -4612.99 -1543.05 -1931.93 6.2.6.4 Tổ hợp tải trọng trong giai đoạn khai thác. Bao gồm tổng hợp nội lực của các sơ đồ: +Sơ đồ III: Hợp long nhịp giữa + Sơ đồ IV: dỡ tải trọng thi công, Xe đúc +Sơ đồ V: Cầu chịu tĩnh tải phần 2 + Sơ đồ VI: Cầu chịu hoạt tải Xác định nội lực tại từng mặt cắt Nội lực tại từng mặt cắt có thể xác định bằng cách xếp tải lên các đường ảnh hưởng nội lực như trong cơ học kết cấu thông thường. Tuy nhiên công việc tính toán khối lượng lớn, để thuận tiện và vận dụng những tiến bộ khoa học mới trong quá trình học tập, đồ án sử dụng chương trình Midas/Civil 6.3.0 để phân tích kết cấu và xác định nội lực. Trong quy trình AASTO có tới 8 tổ hợp tải trọng, mỗi tổ hợp xét đến các tải trọng với hệ số khác nhau, và yêu cầu kiểm toán cụ thể đối với từng tổ hợp tải trọng. Trong phạm vi đồ án chỉ xét đến hai tổ hợp tải trọng sau đây: a. Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ 1: Tổ hợp Moment theo trạng thái giới hạn cường độ I (theo 3.4.1.1) MU = h (gP.MDC1 +gP.MDW +1.75 MLL+IM +1.75MPL) Tổ hợp Lực cắt theo trạng thái giới hạn cường độ I (theo 3.4.1.1) VU = h (gP.VDC1+gP.VDW +1.75VLL+IM +1.75VPL) Trong đó : MU : Mô men tính toán theo trạng thái giới hạn cường độ I VU : Lực cắt tính toán theo trạng thái giới hạn cường độ I gP : Hệ số xác định theo theo bảng 3.4.1-2 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05. Đối với DC1 : gP max = 1.25, gP min = 0.9 Đối với DW : gP max = 1.5, gP min = 0.65 h: Hệ số liên quan đến tính dẻo, tính dư, và sự quan trọng trong khai thác xác định theo Điều 1.3.2 Tiêu chuẩn 22 TCN 272- 05, tính theo công thức sau: h = hi hD hR ³ 0.95 với: + Hệ số liên quan đến tính dẻo hD = 1 (theo Điều 1.3.3) + Hệ số liên quan đến tính dư hR = 0.95(theo Điều 1.3.4) + Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác hi = 1.05 (theo Điều 1.3.5 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-01). ị h = 1 Lực xung kích IM = 0.25LL (Theo điều 3.6.2, bảng 3.6.2.1-1,Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05). Nội lực do tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cường độ I được cho trong bảng sau: Sau khi tổng hơp các sơ đồ trên ta tính được nội lực tính toán trong giai đoạn khai thác được tổng hợp trong bảng sau: Tổ hợp I : TTGH CĐ1 Tổ hợp : DC1+DW+ Truck +LL+PL : Mặt Cắt M(Max) (kN.m) M(Min) (kN.m) V(Max) (kN) V(Min) (kN) 17’ 0.00 0.00 -3725.06 -8080.63 16’ 68525.24 17730.76 1290.44 -2158.58 15’ 71075.54 14644.10 2041.63 -1330.73 14’ 70804.24 4254.19 3615.52 312.36 13’ 63478.06 -11771.64 5206.41 1943.37 12’ 49042.95 -33474.99 6820.51 3570.30 11’ 27468.04 -60927.46 8464.49 5200.98 10’ -1279.32 -94230.23 10144.52 6842.96 9’ -37274.16 -133513.59 11866.50 8504.35 8’ -80581.73 -178936.56 13636.68 10193.19 7’ -131406.52 -230686.81 15461.46 11917.38 6’ -189935.50 -288984.91 17347.27 13684.66 5’ -256064.99 -354395.83 19301.14 15503.03 4’ -310141.59 -408940.14 20814.01 16903.89 3’ -368080.32 -468433.71 22371.03 18340.28 2’ -429990.72 -533021.20 23974.78 19815.09 1’ -495119.32 -602881.88 25624.77 21304.93 0-0(Trái) -659441.46 -787607.85 29768.02 25006.58 0-0(Phải) -659441.46 -787607.85 -24431.79 -29742.50 1 -500173.96 -598502.99 -20742.96 -25634.07 2 -439098.08 -526484.01 -19264.91 -23988.68 3 -380278.90 -459641.44 -17830.69 -22391.38 4 -325525.13 -397818.12 -16437.60 -20839.59 5 -274739.51 -341107.85 -15083.36 -19331.40 6 -213013.59 -274429.51 -13310.60 -17381.67 7 -157911.78 -215679.75 -11575.89 -15497.51 8 -109217.22 -164596.68 -9887.83 -13672.64 9 -66715.73 -120971.12 -8239.01 -11900.74 10 -30107.93 -84737.01 -6621.93 -10175.57 11 1755.27 -56736.26 -5029.03 -8490.99 12 26973.64 -34821.80 -3452.74 -6841.19 13 45400.57 -18660.83 -1886.28 -5220.04 14 57097.09 -8178.33 -322.56 -3620.77 15 61726.20 -3707.13 1911.21 -1371.61 16(Giữa HL) 61417.18 -3894.09 2009.48 -1272.72 b.. Tổ hợp theo trạng thái giới hạn Sử Dụng. Tổ hợp 2 : Theo trạng thái GHSD MU = MDC1+ MDW + MLL+IM + MPL VU = VDC1+ VDW +VLL+IM + VPL Mặt Cắt M(Max) (kN.m) M(Min) (kN.m) V(Max) (kN) V(Min) (kN) 17’ 0.00 0.00 -3101.34 -5590.24 16’ 45702.06 16676.65 775.15 -1195.72 15’ 46939.49 14692.95 1348.78 -578.28 14’ 45478.13 7449.53 2537.16 649.64 13’ 38826.84 -4172.99 3736.75 1872.15 12’ 26945.23 -20207.88 4952.80 3095.54 11’ 9799.28 -40712.43 6190.81 4325.95 10’ -12652.75 -65767.56 7455.95 5569.35 9’ -40483.54 -95477.50 8753.21 6831.99 8’ -73766.62 -129969.39 10087.75 8120.04 7’ -112661.60 -169393.19 11464.78 9439.59 6’ -157324.37 -213924.04 12889.48 10796.56 5’ -207750.98 -263940.02 14367.47 12197.13 4’ -249099.57 -305555.88 15513.27 13278.92 3’ -293516.63 -350861.42 16693.79 14390.50 2’ -341094.71 -399969.27 17911.05 15534.09 1’ -391435.11 -453013.72 19164.91 16696.42 0-0(Trái) -519739.67 -592977.61 22318.02 19597.19 0-0(Phải) -519739.67 -592977.61 -19159.07 -22193.76 1 -395091.19 -451279.21 -16267.56 -19062.48 2 -347395.64 -397330.45 -15111.26 -17810.55 3 -301912.98 -347263.00 -13990.68 -16596.79 4 -259644.94 -300955.22 -12903.69 -15419.12 5 -220505.92 -258430.68 -11848.50 -14275.95 6 -173034.35 -208129.16 -10473.87 -12800.20 7 -130768.64 -163778.91 -9135.32 -11376.24 8 -93529.63 -125175.03 -7836.27 -9999.02 9 -61145.85 -92148.92 -6570.96 -8663.38 10 -33403.49 -64620.11 -5333.56 -7364.20 11 -9609.66 -43033.39 -4118.13 -6096.40 12 9179.57 -26132.11 -2918.75 -4855.01 13 22903.52 -13702.99 -1729.89 -3634.90 14 31613.46 -5686.78 -545.79 -2430.49 15 35040.59 -2349.88 1171.78 -704.12 16(Giữa HL) 34781.68 -2539.05 1233.28 -642.26 Nội lực tính toán được So sánh trong hai giai đoạn: Thi công và khai thác. Ta thấy nội lực trong giai đoạn khai thác lớn hơn vì vậy ta lấy nội lực trong giai đoạn khai thác làm nội lực tính toán bố trí cốt thép 6.3 – tính toán và bố trí cốt thép 6.3.1- Tính lượng cốt thép trong giai đoạn thi công 6.3.1.1. Đặc trưng vật liệu : - Cốt thép cường độ cao loại tao xoắn 7 sợi, mỗi bó gồm 19 tao có các chỉ tiêu sau: + Đường kính danh định: d = 15.2 mm. + Diện tích tiết diện tao: A = 140 mm2. + Trọng lượng danh định: q =10.8106 KN/m. + Cường độ kéo quy định: fpu = 1860 MPa. + Cường độ chảy: fpy = 0.9 x fpu = 0.9 x 1860 = 1674 (Mpa). + Mô đuyn đàn hồi quy ước: E = 197000 (Mpa). - Bê tông: + Cường độ chịu nén khi uốn: f’c =40 Mpa + Môđun đàn hồi: Ec = 0.043*yc1.5 Trong đó : yc: tỷ trọng của bê tông (kN/m3) fc’: cường độ quy định của bê tông, =40MPa. Ec = 33994.48 MPa + Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (5.7.2.2): + Cường độ chịu kéo khi uốn (5.4.2.6): fr = 0.63 = 3.984 MPa. 6.3.1.2. Quy đổi mặt cắt: - Quy đổi mặt cắt hộp dầm về mặt cắt chữ I nhằm mục đích xây dựng các công thức tính duyệt thuận lợi. Nguyên tắc quy đổi là đổi từ tiết diện hình hộp, hình phức tạp sang tiết diện chữ I có chiều cao, chiều dày sườn và diên tích làm việc không đổi. Diện tích tham gia làm việc của hộp dầm bao gồm toàn bộ các bộ phận nằm trong phạm vi hộp và một phần của hai cánh hẫng. Phần diện tích cánh hẫng tham gia làm việc có chiều dài 6hc’ tính từ điểm cắt của đường kéo thẳng theo mặt ngoài thành hộp với nắp hộp. hc’ là chiều dày trung bình của cánh hẫng - Chiều dày bản nắp quy đổi: -Chiều rộng bản nắp quy đổi: - Chiều dày bản đáy quy đổi: Trong đó: , t- chiều dài cánh hẫng nắp hộp Nếu thì t1 = 0 và Fvt , Fvd – diện tích các vút trên và vút dưới Bảng tính kích thước mặt cắt quy đổi Mc Chiều cao H(cm) Bề rộng cánh hữu hiệu bc(cm) Chiều dày cánhh’t(cm) Chiều rộng cánh dưới bd(cm) Chiều dày cánh dưới h’d(cm) Bề rộng sườn w(cm) 0-0 600.00 1221.40 39.29 600.00 83.02 100.00 1-1 537.28 1221.40 39.29 617.92 73.66 100.00 2-2 505.68 1221.40 39.29 626.95 68.97 100.00 3-3 475.92 1221.40 39.29 635.45 64.56 100.00 4-4 448.00 1221.40 39.29 643.43 60.44 100.00 5-5 421.92 1221.40 39.29 650.88 56.60 100.00 6-6 390.01 1221.40 39.29 660.00 51.91 100.00 7-7 361.37 1221.40 39.29 668.18 47.71 100.00 8-8 336.01 1221.40 39.29 675.43 44.00 100.00 9-9 313.92 1221.40 39.29 681.74 40.77 100.00 10-10 295.10 1221.40 39.29 687.11 38.03 100.00 11-11 279.56 1221.40 39.29 691.56 35.77 100.00 12-12 267.28 1221.40 39.29 695.06 33.98 100.00 13-13 258.28 1221.40 39.29 697.63 32.67 100.00 14-14 252.56 1221.40 39.29 699.27 31.84 100.00 15-15 250.10 1221.40 39.29 699.97 31.48 100.00 16-16 250.00 1221.40 39.29 700.00 31.47 100.00 Trong giai đoạn thi công biểu đồ nội lực đối xứng qua mặt cắt đỉnh trụ do vậy chỉ tính các mặt cắt từ đỉnh trụ ra giữa nhịp. 6.3.1.3. Xác định sơ bộ số bó cốt thép trong giai đoạn thi công: a - Xác định vị trí TTH của mặt cắt. - Giả thiết TTH đi qua mép dưới bản cánh khi đó ta có : a = hf - Lấy tổng mômen với trong tâm cốt thép DƯL ta có : - Nếu MTTmax Thì TTH đi qua bản cánh khi đó ta tính toán theo các công thức của mc chữ nhật. - Nếu MTTmax > MC => Thì TTH đi qua sườn dầm khi đó ta tính toán theo các công thức của mc chữ T. - Sau khi xác định được vị trí TTH thì ta giải hệ phương trình bậc 2 để tìm được chiều cao vùng chịu nén tương đương a - Xác định chiều cao vùng chịu nén c theo công thức : c = a/b1 b- Tính diện tích cốt thép DƯL cần thiết. - Trường hợp TTH đi qua sườn dầm. - Trường hợp TTH đi cánh dầm. Trong đó : +) Aps : Diện tích cốt thép DUL. +) dp : Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép DUL. +) f’c : Cường độ của bê tông ở tuổi 28 ngày, f’c = 40 Mpa +) b : Bề rộng mặt cắt chịu nén. +) bw : Bề dày bản bụng. +) hf : Chiều dày cánh chịu nén. +) b1 : Hệ số chuyển đổi hình khối ứng suất: b1 = 0.764 theo 5.7.2.2. +) fpu : Cường độ chịu kéo quy định của thép DUL, fpu = 1860 MPa. +) fpy : Giới hạn chảy của thép DUL, fpy = 90%fpu = 1674 MPa. (bó 19 tao) +) c : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hoà với giả thiết là thép DUL đã bị chảy dẻo. +) a = c.b1: Chiều dày của khối ứng suất tương đương. +) fps : ứng suất trung bình trong cốt thép DUL ở sức kháng uốn danh định tính theo công thức 5.7.3.1.1-1. Với - Hàm lượng thép DƯL và thép thường phải được giới hạn sao cho : c - Tính và bố trí cốt thép cho mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn thi công Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị Tổng giá trị mô men tại mặt cắt đỉnh trụ Mtt 787607.85 KN.m Chiều cao mặt cắt h 600 cm Chiều cao bố trí cốt thép DƯL atp 20 cm Chiều cao có hiệu mặt cắt dp 580 cm Bề rộng bản cánh chịu nén b 600 cm Chiều dày bản cánh chịu nén hf 83.02 cm Bề dày bản bụng bw 100 cm Cốt thép thường chịu kéo Đường kính cốt thép d 2.8 cm Diện tích 1 thanh as 6.16 cm2 Chiều cao bố trí cốt thép thường chịu kéo ats 20 cm Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng ds 580 cm Khoảng cách bố trí @ 15 cm Số thanh thép trên 1 lưới N thanh 80 thanh Số lưới thép chịu kéo bố trí n luoi 3 lưới Tổng diện tích thép thường chịu kéo As 1479.53 cm2 Cốt thép thường chịu nén Đường kính cốt thép d 2.0 cm Diện tích 1 thanh as' 3.14 cm2 Chiều cao bố trí cốt thép thường chịu nén ats' 41.51 cm Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng ds' 41.51 cm Khoảng cách bố trí @ 15 cm Số thanh thép trên 1ưới n thanh 39 thanh Số lưới thép chịu nén bố trí n luoi 2 lưới Tổng diện tích thép thường chịu nén As' 242.95 cm2 Xác định vị trí trục trung hoà Mô men quán tính bản cánh Mc 755079.67 KN.m Vị trí trục trung hoà TTH Qua sườn Tính toán cốt thép DƯL Chiều dày khối ƯS tương đương a 225.53 cm Chiều cao vùng chịu nén c 295.08 cm ứng suất trung bình trong thép DƯL fps 159.10 KN/cm2 Diện tích cốt thép DƯL cần thiết Aps 719.92 cm2 Số bó thép DƯL cần thiết n cần 27.06 bó Số bó chọn bố trí nbt 30 bó Diện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 798 cm2 d - Tính và bố trí cốt thép cho các mặt cắt giai đoạn thi công. Thực hiện tính toán tương tự như trên ta sơ bộ bố trí mỗi đốt khi thi công hẫng 2 bó cáp dự ứng lực phía trên (cáp nhóm 1) theo bảng sau: Mặt cắt Mtt (KNm) Số bó cáp đi qua mặt cắt Astr (mm2) 0-0 -787607.85 30 79800 1 -598502.99 28 74480 2 -526484.01 26 69160 3 -459641.44 24 63840 4 -397818.12 22 58520 5 -341107.85 20 53210 6 -274429.51 18 47880 7 -215679.75 16 42560 8 -164596.68 14 37240 9 -120971.12 12 31920 10 -84737.01 10 26600 11 -56736.26 8 21280 12 -34821.80 6 15960 13 -18660.83 4 10640 14 -8178.33 2 5320 6.3.2- Tính lượng cốt thép trong giai đoạn Khai thác 6.3.2.1. Đặc trưng vật liệu : - Cốt thép cường độ cao loại tao xoắn 7 sợi, mỗi bó gồm 19 tao có các chỉ tiêu sau: + Đường kính danh định: d = 15.2 mm. + Diện tích tiết diện tao: A = 140 mm2. + Trọng lượng danh định: q =10.8106 KN/m. + Cường độ kéo quy định: fpu = 1860 MPa. + Cường độ chảy: fpy = 0.9 x fpu = 0.9 x 1860 = 1674 (Mpa). + Mô đuyn đàn hồi quy ước: E = 197000 (Mpa). - Bê tông: + Cường độ chịu nén khi uốn: f’c =40 Mpa + Môđun đàn hồi: Ec = 0.043*yc1.5 Trong đó : yc: tỷ trọng của bê tông (kN/m3) fc’: cường độ quy định của bê tông, =40MPa. Ec = 33994.48 MPa + Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (5.7.2.2): + Cường độ chịu kéo khi uốn (5.4.2.6): fr = 0.63 = 3.984 MPa. 6.3.2.2. Quy đổi mặt cắt: Xem bảng quy đổi mặt cắt ở trên 6.3.2.3. Xác định sơ bộ số bó cốt thép trong giai đoạn khai thác: a- Xác định vị trí TTH của mặt cắt. - Giả thiết TTH đi qua mép dưới bản cánh khi đó ta có : a = hf - Lấy tổng mômen với trong tâm cốt thép DƯL ta có : - Nếu MTTmax Thì TTH đi qua bản cánh khi đó ta tính toán theo các công thức của mc chữ nhật. - Nếu MTTmax > MC => Thì TTH đi qua sườn dầm khi đó ta tính toán theo các công thức của mc chữ T. - Sau khi xác định được vị trí TTH thì ta giải hệ phương trình bậc 2 để tìm được chiều cao vùng chịu nén tương đương a - Xác định chiều cao vùng chịu nén c theo công thức : c = a/b1 b- Tính diện tích cốt thép DƯL cần thiết. - Trường hợp TTH đi qua sườn dầm. - Trường hợp TTH đi cánh dầm. Trong đó : +) Aps : Diện tích cốt thép DUL. +) dp : Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm cốt thép DUL. +) f’c : Cường độ của bê tông ở tuổi 28 ngày, f’c = 40 Mpa +) b : Bề rộng mặt cắt chịu nén. +) bw : Bề dày bản bụng. +) hf : Chiều dày cánh chịu nén. +) b1 : Hệ số chuyển đổi hình khối ứng suất: b1 = 0.764 theo 5.7.2.2. +) fpu : Cường độ chịu kéo quy định của thép DUL, fpu = 1860 MPa. +) fpy : Giới hạn chảy của thép DUL, fpy = 90%fpu = 1674 MPa. (bó 19 tao) +) c : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hoà với giả thiết là thép DUL đã bị chảy dẻo. +) a = c.b1: Chiều dày của khối ứng suất tương đương. +) fps : ứng suất trung bình trong cốt thép DUL ở sức kháng uốn danh định tính theo công thức 5.7.3.1.1-1. Với - Hàm lượng thép DƯL và thép thường phải được giới hạn sao cho : c- Tính và bố trí cốt thép cho mặt cắt giữa nhịp giai đoạn khai thác Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị Tổng giá trị mô men tại mặt cắt giữa nhịp Mtt 61417.18 KN.m Chiều cao mặt cắt h 250 cm Chiều cao bố trí cốt thép DƯL atp 30 cm Chiều cao có hiệu mặt cắt dp 220 cm Bề rộng bản cánh chịu nén b 1221.4 cm Chiều dày bản cánh chịu nén hf 39.23 cm Bề dày bản bụng bw 100 cm Cốt thép thường chịu kéo Đường kính cốt thép d 2.0 cm Diện tích 1 thanh as 3.14 cm2 Chiều cao bố trí cốt thép thường chịu kéo ats 15 cm Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng ds 235 cm Khoảng cách bố trí @ 20 cm Số thanh thép trên 1 lưới N thanh 34 thanh Số lưới thép chịu kéo bố trí n luoi 2 lưới Tổng diện tích thép thường chịu kéo As 213.629 cm2 Cốt thép thường chịu nén Đường kính cốt thép d 2.0 cm Diện tích 1 thanh as' 3.14 cm2 Chiều cao bố trí cốt thép thường chịu nén ats' 19.62 cm Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng ds' 19.62 cm Khoảng cách bố trí @ 20 cm Số thanh thép trên 1ưới n thanh 60 thanh Số lưới thép chịu nén bố trí n luoi 2 lưới Tổng diện tích thép thường chịu nén As' 377.43 cm2 Xác định vị trí trục trung hoà Mô men quán tính bản cánh Mc 302324.60 KN.m Vị trí trục trung hoà TTH Qua cánh Tính toán cốt thép DƯL Chiều dày khối ƯS tương đương a 4.06 cm Chiều cao vùng chịu nén c 5.309 cm ứng suất trung bình trong thép DƯL fps 184.81 KN/cm2 Diện tích cốt thép DƯL cần thiết Aps 106.92 cm2 Số bó thép DƯL cần thiết n cần 4.02 bó Số bó chọn bố trí nbt 8 bó Diện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 212.8 cm2 d- Tính và bố trí cốt thép cho các mặt cắt giai đoạn khai thác. Thực hiện tính toán tương tự như trên ta sơ bộ bố trí mỗi đốt khi thi công hẫng 2 bó cáp dự ứng lực phía dưới (cáp nhóm 2) theo bảng sau: Mặt cắt Mtt (KNm) Số bó cáp đi qua mặt cắt Astr (mm2) 16 61417.18 8 21280 15 61726.20 8 21280 14 57097.09 8 21280 13 45400.57 6 15960 12 26973.64 4 10640 11 1755.27 2 5320 6.4. Kiểm toán kết cấu nhịp Sau khi tiến hành bố trí cốt thép, ta cần phải kiểm tra các mặt cắt trong tất cả các giai đoạn làm việc của cầu với từng tổ hợp tải trọng. Nhưng do thời gian có hạn và trong phạm vi đồ án tốt nghiệp, nên chỉ tiến hành kiểm toán cho những mặt cắt điển hình và chỉ kiểm toán cho hai tổ hợp tải trọng là tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn I và tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng. - Mặt cắt số 15’-15 : Mặt cắt có momen dương lớn nhất nhịp biên. - Mặt cắt số 0-0 : Mặt cắt đỉnh trụ. - Mặt cắt số 16-16 : Mặt cắt giữa nhịp chính. 6.4.1. Kiểm toán giai đoạn 1: Sơ đồ tính toán: Cánh T tĩnh định. Mặt cắt kiểm toán mặt cắt 0-0, tức là mặt cắt có M- lớn nhất và thay đổi liên tục khi thi công hẫng. 6.4.1.1.Đặc trưng hình học của mặt cắt tính đổi. Để đơn giản tính toán và thiên về an toàn ta qui đổi mặt cắt hình hộp thành mặt cắt chữ I có kích thước như sau. Nguyên lý qui đổi như sau: * Chiều cao tiết diện quy đổi bẳng chiều cao tiết diện hộp. * Bề rộng cánh tiết diện quy đổi bằng bề rộng đáy hoặc bề rộng bản của tiết diện hộp. * Chiều dày sườn dầm tiết diện quy đổi bằng chiều dày hai sườn dầm của tiết diện hộp. * Chiều dày cánh tiết diện quy đổi được xác định tương đương về diện tích với tiết diện hộp. * Mặt khác, cũng để đơn giản cho kiểm toán, ta quy ước tất cả các tiết diện đều chịu moment với trị số dương, tiết diện nào chịu momen âm (kéo thớ trên) sẽ được xoay ngược lại để thống nhất tiết diện quy đổi có thớ dưới chịu kéo Hình 6.4.1.1. Qui đổi mặt cắt hộp về mặt cắt chữ T. Qui đổi mặt cắt nguyên hình hộp về mặt cắt nguyên chữ T. Ta có bảng sau: Kí hiệu Giá trị Đơn vị Bt 12214.00 mm Bs 1000.00 mm Bb 6000.00 mm H 6000.00 mm Ht 392.93 mm Hs 4776.83 mm Hb 830.24 mm Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 14.5575 m2 S 42.0496 m3 yt 2.88852 m yb 3.11148 m Ix 80.4837 m4 Qui đổi mật cắt nguyên về mặt cắt thu hẹp sau khi trừ diện tích ống gene. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 14.358 m2 S 42.0097 m3 yt 2.92587 m yb 3.07413 m Ix 78.5702 m4 Qui đổi mặt cắt thu hẹp về mặt cắt tính đổi. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị A 14.0951 m2 S 41.9572 m3 yt 2.97673 m yb 3.02327 m Ix 75.9647 m4 et 2.77673 m 6.4.1.2. Tính mất mát ứng suất trong giai đoạn thi công. a - Các chỉ tiêu cơ lí của vật liệu: - Bêtông: Cường độ chịu nén khi uốn: f’c =40 Mpa Môđun đàn hồi: Ec = 0.043*yc1.5 = 33994.48 MPa Tỷ trọng của bêtông: g = 25 kN/m3. Cường độ chịu nén của bêtông lúc bắt đầu đặt tải hoặc tạo ứng suất trước: f'ci = 0.9 f'c = 36MPa Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (5.7.2.2): Cường độ chịu kéo khi uốn (5.4.2.6): fr = 0.63 = 3.984 MPa. Thép cường độ cao: Sơ bộ chọn một bó thép bao gồm 19 tao xoắn đường kính danh định 15.2 mm do hãng VSL sản xuất với các thông số kỹ thuật như sau: Mặt cắt danh định: Astr = 140 (mm2). Đường kính danh định: Dn = 15.2 (mm) Cấp của thép: 270 (thép có độ chùng dão thấp). Cường độ chịu kéo cực hạn: fpu = 1860 (Mpa). Cường độ chảy: fpy = 0.9 x fpu = 0.9 x 1860 = 1674 (Mpa). Mô đuyn đàn hồi quy ước: E = 197000 (Mpa). Hệ số ma sát: m = 0.25. Hệ số ma sát lắc trên 1mm bó cáp (5.9.5.2.2b): K = 6.6´10-7 (mm-1) = 6.6´10-4 (m-1). ứng suất trong thép ứng suất khi kích: fpj = 1488 (MPa). Chiều dài tụt neo: DL = 0.05 (m). Thép thường: Giới hạn chảy tối thiểu của cốt thép thanh: fy = 420 (MPa). Môdun đàn hồi: E = 200000 (MPa). b - Sơ bộ xác định diện tích cốt thép dự ứng lực cần thiết: Theo điều 5.7.1, các giả thiết có thể dùng để thiết kế kêt cấu bê tông cốt thép, bê tông cốt thép ứng suất trước là : Bê tông ứng suât trước chịu kéo ở mặt cắt mà không bị nứt. ứng biến trong bê tông thay đổi tuyến tính, trừ các cấu kiện và các vùng mà ở đó cường độ chịu lực thông thường của vật liệu không thích hợp . Tỷ lệ mô đun đàn hồi n được làm tròn đến số nguyên. Tỷ lệ mô đun đàn hồi không nhỏ hơn 6 . Ta lấy điều kiện đầu tiên làm cơ sở để tính toán cốt thép cho dầm liên tục. Từ công thức kiểm tra ứng suất kéo tại thớ dưới (quy ước thớ dưới là thớ chứa cốt thép ứng suất trước và ứng suất kéo dấu dương): Trong đó: F : Tổng lực kéo trong các bó cáp ứng suất trước, đã trừ đi mất mát tức thời. (kN) Mdc : Mômen do trọng lượng bản thân dầm, trọng lượng bản mặt cầu, trọng lượng dầm ngang (kNm). A : Diện tích nguyên của mặt cắt dầm hộp (m2). Ix : Mômen quán tính của tiết diện dầm (m4). e : Độ lệch tâm của trọng tâm các bó thép ứng suất trước đến trục trung hoà của tiết diện (m). yt : Khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ trên cùng của tiết diện (m). yb : Khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ dưới cùng của tiết diện (m). Với giả thiết ứng suất mất mát sau khi kích là 0.6xfpu (dựa theo ví dụ 7.10.4 HWDSBR - trang 621) ta tính được sơ bộ diện tích bó cáp: Từ đó suy ra số bó cáp sơ bộ : Trong đó: Acable: là diện tích một bó cáp. Vì dầm được chế tạo bằng phương pháp đúc hẫng cân bằng nên nội lực gây ra trong quá trình thi công là rất lớn, để đảm bảo phân phối ứng suất trong tiết diện, mỗi đốt thi công ngoài đòi hỏi chọn số lượng bó cáp đủ chịu mô men tính toán còn phải được chọn sao cho đối xứng hai bên tiết diện dầm. Việc chọn số bó cáp tại từng tiết diện được thực hiện trên bảng tính toán số bó thép sơ bộ. c. - Tính toán mất mát ứng suất: Tổng mất mát ứng suất trước trong các cấu kiện kéo sau được xác định theo điều 5.9.5.1 của quy trình AASHTO: Trong đó : Mất mát tức thời gồm: + Mất mát do ma sát : + Mất mát do thiết bị neo : + Mất mát do co ngắn đàn hồi : Mất mát theo thời gian gồm: + Mất mát do co ngót : + Mất mát do từ biến của bêtông : + Mất mát do dão của thép : Mất mát do ma sát. (Theo 5.9.5.2.2b) Mất mát do ma sát giữa các bó thép ứng suất trước và ống bọc được tính theo công thức sau: . Trong đó: fpj : ứng suất trong bó thép ứng suất trước tại thời điểm kích, được giả định trước. fpj = 1488 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. a : Tổng giá trị tuyệt đối thay đổi góc của đường cáp ứng suất trước từ đầu kích gần nhất đến điểm đang xét. ống gen được sử dụng là loại ống Polyethylene có các đặc trưng được tra trong bảng 5.9.5.2.2b-1: K = 6.6´10-7 m = 0.23 Mất mát ứng suất do ma sát tính đến mặt cắt 0-0 là: Tên cáp Số cáp Chiều dài a= Trái(L) Phải( R) DfpF(Mpa) DfpF(Mpa) CT-01 2 14035.176 0.24 188.58 188.58 CT-02 2 20047.652 0.35 263.50 263.50 CT-03 2 26047.652 0.35 274.22 274.22 CT-04 2 32108.869 0.47 359.50 359.50 CT-05 2 38108.869 0.47 369.84 369.84 CT-06 2 46171.246 0.53 421.20 421.20 CT-07 2 54171.246 0.53 434.65 434.65 CT-08 2 62269.883 0.66 522.85 522.85 CT-09 2 70269.883 0.66 535.77 535.77 CT-10 2 78376.219 0.76 602.55 602.55 CT-11 2 86376.219 0.76 615.05 615.05 CT-12 2 94513.082 0.86 681.02 681.02 CT-13 2 102513.082 0.86 693.10 693.10 CT-14 2 110696.893 1.03 793.55 793.55 CT-15 2 118696.893 1.03 805.05 805.05 Tổng 30 7560.431 7560.431 Mất mát do ma sát trung bình: Mất mát do thiết bị neo. (Theo điều 5.9.5.2). Tạm thời tính theo công thức: Trong đó: DL: Chiều dài tụt neo. L: chiều dài cáp dự ứng lực. Tên bó Số bó Chiều dài Dfpa CT-01 2 14035.176 140.36 CT-02 2 20047.652 98.27 CT-03 2 26047.652 151.26 CT-04 2 32108.869 122.71 CT-05 2 38108.869 103.39 CT-06 2 46171.246 85.33 CT-07 2 54171.246 72.73 CT-08 2 62269.883 63.27 CT-09 2 70269.883 56.07 CT-10 2 78376.219 50.27 CT-11 2 86376.219 45.61 CT-12 2 94513.082 41.69 CT-13 2 102513.082 38.43 CT-14 2 110696.893 35.59 CT-15 2 118696.893 33.19 Tổng 30 1138.19 Dfpa= 37.94 Mất mát do co ngắn đàn hồi. ( Theo điều 5.9.5.2.3b) 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: 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 ứng suất trước sau kích và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (MPa). F : lực nén trong bêtông do ứng suất trước gây ra tại thời điểm sau khi kích, tức là đã xảy ra mất mát do ma sát và tụt neo. =(1488-252.014-37.94)=1198.046Mpa e : Độ lệch của trọng tâm các bó thép so với trục trung hoà của tiết diện. Aps : Tổng diện tích của các bó cáp ứng suất trước. Mất mát do co ngắn đàn hồi trung bình: DfpES= 1.539 Mpa Mất mát do co ngót ( Theo điều 5.9.5.4.2). Mất mát do co ngót bêtông trong cấu kiện kéo sau được xác định theo công thức: Trong đó: H : Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu, được lấy trung bình hàng năm. Lấy H = 80%. Suy ra mất mát ứng suất do co ngót tính đến mặt cắt 0-0 là: Mất mát do từ biến ( Theo điều 5.9.5.4.3). Trong đó: fcgp : Tổng ứng suất bêtông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực ứng suất trước sau 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). MDw : moment do trọng lượng các lớp phủ và lớp bảo vệ mặt cầu. Mda : là momen do tĩnh tải chất thêm sau khi bê tông đông cứng. (Tham khảo HWDS - P620,P621). e : là khoảng cách từ trọng tâm bó thép đến trục trung hoà của tiết diện (mm) fcgp MDW I e Dfcdp DfpCR 1.65E+01 57626430000 7.59647E+13 2776.73 2.11 183.02 Mất mát do tự chùng (Theo điều 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 được tính : 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: Tổng mất mát ứng suất của cánh hẫng khi thi công là: Mặt cắt 0-0 252.01 37.94 1.539 25.00 183.02 11.33 DfpT = 510.840 (MPa). 6.4.1.3. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I tại mặt cắt 0-0 (mặt cắt đỉnh trụ). a - Sức kháng uốn (theo điều 5.7.3.2) Căn cứ vào điều 5.7.3.2 AASHTO ta kiểm tra theo công thức: Trong đó : : Hệ số sức kháng, = 1.0 đối với các cấu kiện dự ứng lực chịu kéo khi uốn. Mn : Sức kháng uốn danh định của tiết diện, tính theo công thức: Aps : Tổng diện tích các bó thép ứng suất trước, Aps = 79800 mm2. fps : ứng suất trung bình trong thép ứng suất trước ở sức kháng danh định, tính theo phân tích 5.7.3.1.1-1. tiêu chuẩn 22 TCN 272-01: Với : c : Khoảng cách từ trục trung hoà đến mặt chịu nén (mm). dp : Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm các bó thép ứng suất trước. b : Chiều rộng cánh chịu nén. bw : Chiều rộng bản bụng. b1 : Hệ số quy đổi khối ứng suất: Tên Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị Diện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 798 cm2 Chiều cao bố trí cốt thép at 20 cm Chiều cao có hiệu của mặt cắt dp 580 cm Lực nén trong bản cánh dầm N1 129440.77 kN Lực kéo trong thép DƯL và thép thường N2 126959.19 kN Vị trí trục trung hoà TTH Qua cánh Chiều cao vùng chịu nén c 122.78 cm Chiều cao khối ứng suất tương đương a 93.84 cm Tỉ số c/dp c/dp 0.212 <0,42 ứng suất trung bình trong thép DƯL fps 174.81 kN /cm2 Sức kháng uốn danh định của mặt cắt Mn 1078538.49 KN.m Hệ số sức kháng j 1 Sức kháng uốn tính toán Mr 1078538.49 > Mtt Kết luận: Hiệu ứng tải nhỏ hơn sức chịu của vật liệu làm kết cấu. b - Kiểm tra giới hạn cốt thép ứng suất trước. Hàm lượng thép tối đa: (theo 5.7.3.3.1-1) Điều kiệm kiểm tra: Trong đó: de : Khoảng cách có hiệu tương ứng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm của cốt thép chịu kéo (mm) (5.7.3.3.1-2). = 315.693 (cm). c = 122.78 Kết luận: = 0.388 < 0.42 . Thoả mãn! Hàm lượng thép tối thiểu: (theo 5.7.3.3.2) Bất kỳ một mặt cắt nào của cấu kiện chịu uốn, lượng cốt thép thường và cốt thép dự ứng lực chịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng uốn tính toán Mr. Lấy giá trị nhỏ hơn trong 2 giá trị sau: +) 1.2 Mcr xác định trên cơ sở phân bố ứng suất đàn hồi và cường độ chịu kéo khi uốn fr của bê tông theo 5.4.2.6 =3.984 (MPa). Trong đó: fd : là ứng suất do tải trọng bản thân tính theo trạng thái giới hạn cường độ tại thớ mà ứng suất kéo gây ra bởi các tải trọng ngoài (Mpa). (MPa). fpe : là ứng suất nén trong bê tông do ứng suất nén trước có hiệu. = -25.075 (MPa). A : là diện tích của tiết diện giai đoạn I. I : là mô men quán tính của tiết diện giai đoạn I. yt : là khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hoà. yb : là khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trục trung hoà. +) và 1.33 Mu dưới tổ hợp tải trọng cường độ thích hợp quy định trong bảng 3.4.1.1 Suy ra 1.2 Mcr = 1.2 x 1172730.5 = 1407276.60(KNm). 1.33 Mu = 1.33 x 787607.85 = 1047518.44 (KNm). Vậy min(1.2 Mcr; 1.33 Mu) = 1047518.44 (KNm). Kết luận: min = 1047518.44 < 1078538.49 = Mr . Đạt yêu cầu. c - Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện: Công thức kiểm toán: Trong đó: j : Hệ số sức kháng cắt được xác định theo quy định trong bảng 5.5.2.2-1, j = 0.7 Vn : Sức kháng cắt danh định được xác định theo quy định của điều 5.8.3.2. Với: dv : chiều cao chịu cắt có hiệu được xác định trong điều 5.8.2.7 bv : bề rộng bụng có hiệu, lấy bằng bề rộng lớn nhất trong chiều cao dv. s : Cự ly cốt thép đai. b : Hệ số chỉ khả năng bêtông bị nứt chéo truyền lực kéo được quy định trong điều 5.8.3.4. q : Góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định trong điều 5.8.3.4 (độ). Khi tính, giả thiết trước góc q, sau đó tính các giá trị để tra bảng ngược lại q và b, nếu hai giá trị q gần bằng nhau thì có thể chấp nhận được, nếu không thì giả thiết lại. a : Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (độ). Nếu cốt đai thẳng đứng, a = 900. Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2). Vp : Thành phần lực ứng suất trước có hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt (N). Xác định Vp: Acable : Diện tích 1 bó cáp Acable = 140x19 =2660 (mm2). fp : ứng suất trong cáp sau mất mát, giá trị ứng với mỗi mặt cắt. fp = 995.76 (MPa). gi : Góc lệch của cáp i so với phương ngang, = 4.776 Thay các giá trị vào công thức tính Vp ta được: Vp = 25268.80 (kN). Xác định dv và bv: - Chiều cao chịu cắt có hiệu dv: Chiều cao chịu cắt có hiệu lấy bằng cự ly đo thẳng góc với trục trung hoà giữa hiệu ứng lực do kéo và nén do uốn, tức là: a = b1.c b1 đã tính ở phần tính chất vật liệu, b1 = 0.764 Suy ra dv = 5338.80 (mm) - Bề rộng chiu cắt có hiệu của tiết diện bv: Tại tiết diện 16-16, bề rộng có hiệu được lấy bằng bề rộng sườn có hiệu của tiết diện dầm, bv = 1000.00 mm. Xác định q và b: Được tra từ bảng 5.8.3.4.2-1 Để xác định được q và b ta phải thông qua các giá trị sau và ex. Trong đó: n : ứng suất cắt trong bêtông = 3.237 (MPa). ị = 0.081 fpo : ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất trong bêtông xung quanh nó bằng 0. = -170.62 (MPa). fpe : ứng suất có hiệu trong thép ứng suất trước sau mất mát. = -25.075 (MPa). Ep = 197000 (Mpa). Ec = 33994.48 (Mpa). Tra bảng 5.8.3.4.2-1, ta có các giá trị của q và b như sau: q = 35.130 b = 2.22 Tính Vc và Vs: Dựa vào kết quả tính các thông số thành phần để tính Vc và Vs. Suy ra Vc = 6205.32 (KN). Vs = 25461.85 (KN). Tính sức kháng danh định của tiết diện: Theo công thức đã nêu ở trên để tính Vn. Suy ra Vn1 = 56935.97(kN). Vn2 = 78576.80 (kN). Vậy Vn = min (Vn1; Vn2) = 56935.97 kN. Kết luận: f Vn = 0.7 x 56935.97 = 39855.18 KN > 29768.02 KN = Vu Thoả mãn yêu cầu về sức kháng cắt! 6.4.2. Kiểm toán giai đoạn 2: Sơ đồ tính toán: Dầm liên tục 3 nhịp Mặt cắt kiểm toán: - Mặt cắt có moment dương lớn nhất tại nhịp biên (15’-15’). - Mặt cắt có moment âm lớn nhất trên đỉnh trụ (0-0). - Mặt cắt có moment dương lớn nhất tại giữa nhịp chính.(16-16). 6.4.2.1.Đặc trưng hình học của mặt cắt tính đổi. Để đơn giản tính toán và thiên về an toàn ta qui đổi mặt cắt hình hộp thành mặt cắt chữ I có kích thước như sau. Nguyên lý qui đổi như sau: * Chiều cao tiết diện quy đổi bẳng chiều cao tiết diện hộp. * Bề rộng cánh tiết diện quy đổi bằng bề rộng đáy hoặc bề rộng bản của tiết diện hộp. * Chiều dày sườn dầm tiết diện quy đổi bằng chiều dày hai sườn dầm của tiết diện hộp. * Chiều dày cánh tiết diện quy đổi được xác định tương đương về diện tích với tiết diện hộp. * Mặt khác, cũng để đơn giản cho kiểm toán, ta quy ước tất cả các tiết diện đều chịu moment với trị số dương, tiết diện nào chịu momen âm (kéo thớ trên) sẽ được xoay ngược lại để thống nhất tiết diện quy đổi có thớ dưới chịu kéo Hình 5.1. Qui đổi mặt cắt hộp về mặt cắt chữ T. a- Tại mặt cắt đỉnh trụ: Qui đổi mặt cắt nguyên hình hộp về mặt cắt nguyên chữ T. Ta có bảng sau: Kí hiệu Giá trị Đơn vị Bt 12214.00 mm Bs 1000.00 mm Bb 6000.00 mm H 6000.00 mm Ht 392.93 mm Hs 4776.83 mm Hb 830.24 mm Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 14.5575 m2 S 42.0496 m3 yt 2.88852 m yb 3.11148 m Ix 80.4837 m4 Qui đổi mật cắt nguyên về mặt cắt thu hẹp sau khi trừ diện tích ống gene. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 14.358 m2 S 42.0097 m3 yt 2.92587 m yb 3.07413 m Ix 78.5702 m4 Qui đổi mặt cắt thu hẹp về mặt cắt tính đổi. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị A 14.0951 m2 S 41.9572 m3 yt 2.97673 m yb 3.02327 m Ix 75.9647 m4 et 2.77673 m b -Tại mặt cắt giữa nhịp: Qui đổi mặt cắt nguyên hình hộp về mặt cắt nguyên chữ T. Ta có bảng sau: Kí hiệu Giá trị Đơn vị Bt 12214.00 mm Bs 1000.00 mm Bb 7000.00 mm H 2500.00 mm Ht 392.93 mm Hs 1792.37 mm Hb 314.69 mm Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 8.79445 m2 S 8.4139 m3 yt 0.95673 m yb 1.54327 m Ix 7.76288 m4 Qui đổi mật cắt nguyên về mặt cắt thu hẹp sau khi trừ diện tích ống gene. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 8.78115 m2 S 8.38265 m3 yt 0.95462 m yb 1.54538 m Ix 7.76413 m4 Qui đổi mặt cắt thu hẹp về mặt cắt tính đổi. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị A 8.76362 m2 S 8.34145 m3 yt 0.95183 m yb 1.54817 m Ix 7.7651 m4 eb 1.39817 m c -Tại mặt cắt 15’-15’: Qui đổi mặt cắt nguyên hình hộp về mặt cắt nguyên chữ T. Ta có bảng sau: Kí hiệu Giá trị Đơn vị Bt 12214.00 mm Bs 1000.00 mm Bb 7000.00 mm H 2500.00 mm Ht 392.93 mm Hs 1792.37 mm Hb 314.69 mm Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 8.79445 m2 S 8.4139 m3 yt 0.95673 m yb 1.54327 m Ix 7.76288 m4 Qui đổi mật cắt nguyên về mặt cắt thu hẹp sau khi trừ diện tích ống gene. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học  Giá trị Đơn vị A 8.78115 m2 S 8.38265 m3 yt 0.95462 m yb 1.54538 m Ix 7.76413 m4 Qui đổi mặt cắt thu hẹp về mặt cắt tính đổi. Ta có bảng sau: Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị A 8.76362 m2 S 8.34145 m3 yt 0.95183 m yb 1.54817 m Ix 7.7651 m4 eb 1.39817 m 6.4.2.2. Tính mất mát ứng suất trong giai đoạn khai thác. a.- Tính toán mất mát ứng suất: Tổng mất mát ứng suất trước trong các cấu kiện kéo sau được xác định theo điều 5.9.5.1 của Tiêu chuẩn 22 TCN272-05: Trong đó : Mất mát tức thời gồm: + Mất mát do ma sát: + Mất mát do thiết bị neo : + Mất mát do co ngắn đàn hồi : Mất mát theo thời gian gồm: + Mất mát do co ngót : + Mất mát do từ biến của bêtông : + Mất mát do dão của thép : Mất mát do ma sát. (Theo 5.9.5.2.2b) Mất mát do ma sát giữa các bó thép ứng suất trước và ống bọc được tính theo công thức sau: . Trong đó: fpj : ứng suất trong bó thép ứng suất trước tại thời điểm kích, được giả định trước fpj = 1488 (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. a : Tổng giá trị tuyệt đối thay đổi góc của đường cáp ứng suất trước từ đầu kích gần nhất đến điểm đang xét. ống gen được sử dụng là loại ống Polyethylene có các đặc trưng được tra trong bảng 5.9.5.2.2b-1: k = 6.6´10-7 m = 0.23 Mất mát ứng suất do ma sát được tổng hợp trong bảng sau: Tiết diện Bó cáp x a DfpF DfpF (ave.) (mm) (rad) (Mpa) (Mpa) 15’-15’ CB-01 24056.89 0.12217 64.020 CB-02 28134.649 0.17453 84.847 CB-03 32034.594 0.26180 116.265 CB-04 36192.577 0.26180 120.024 96.289 0-0 CT-01 14035.176 0.12217 0 CT-02 20047.652 0.17278 0 CT-03 26047.652 0.17278 0 CT-04 32108.869 0.23380 0 CT-05 38108.869 0.23380 0 CT-06 46171.246 0.26551 0 CT-07 54171.246 0.26551 0 CT-08 62269.883 0.33067 0 CT-09 70269.883 0.33067 0 CT-10 78376.219 0.37937 0 CT-11 86376.219 0.37937 0 CT-12 94513.082 0.42930 0 CT-13 102513.082 0.42930 0 CT-14 110696.893 0.51538 0 CT-15 118696.893 0.51538 0 0 16-16 CD-01 18079.408 0.22689 92.413 CD-02 26123.579 0.24435 105.364 CD-03 34125.544 0.24435 112.647 CD-04 42135.176 0.26180 125.379 108.951 Mất mát do thiết bị neo (Theo 5.9.5.2). Tạm thời tính theo công thức: Trong đó: DL: Chiều dài tụt neo (mm). L: chiều dài cáp dự ứng lực (mm). Mất mát ứng suất do thiết bị neo được tổng hợp trong bảng sau: Bó Cáp Số bó DL L DfpA (1 bó) DfpA(x số bó) DfpA (ave.) (mm) (mm) (Mpa) (Mpa) CB-01 2 10 24056.89 81.889 163.7784 CB-02 2 10 28134.649 70.020 140.0408 CB-03 2 10 32034.594 61.496 122.992 CB-04 2 10 36192.577 54.431 108.8621 133.918 CT-01 2 5 14035.176 0 0 CT-02 2 5 20047.652 0 0 CT-03 2 10 26047.652 0 0 CT-04 2 10 32108.869 0 0 CT-05 2 10 38108.869 0 0 CT-06 2 10 46171.246 0 0 CT-07 2 10 54171.246 0 0 CT-08 2 10 62269.883 0 0 CT-09 2 10 70269.883 0 0 CT-10 2 10 78376.219 0 0 CT-11 2 10 86376.219 0 0 CT-12 2 10 94513.082 0 0 CT-13 2 10 102513.082 0 0 CT-14 2 10 110696.893 0 0 CT-15 2 10 118696.893 0 0 0 CD-01 2 10 18079.408 108.964 217.927 CD-02 2 10 26123.579 75.411 150.822 CD-03 2 10 34125.544 57.728 115.456 CD-04 2 10 42135.176 46.754 93.509 144.428 Mất mát do co ngắn đàn hồi (Theo 5.9.5.2.3b). 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: 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 ứng suất trước sau kích và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (MPa). F : lực nén trong bêtông do ứng suất trước gây ra tại thời điểm sau khi kích, tức là đã xảy ra mất mát do ma sát và tụt neo (kN). e : Độ lệch của trọng tâm các bó thép so với trục trung hoà của tiết diện (mm). Aps : Tổng diện tích của các bó cáp ứng suất trước. Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi được tổng hợp trong bảng sau: Tiết diện F N e MTTBT Ag Ig fcgp fPES (KN) bó (m) KNm (m2) (m4) KN/m2 Mpa 15’-15’ 26272.73 8 1.39817 464.74 8.76362 7.7651 -9528.46 4.078756 0-0 118742.40 30 2.67673 22338.12 14.0951 75.9647 -18836.9 8.908045 16-16 26765.82 8 1.39817 464.74 8.76362 7.7651 -9708.87 5.249788 Mất mát do co ngót ( Theo 5.9.5.4.2). Mất mát do co ngót bêtông trong cấu kiện kéo sau được xác định theo công thức: Trong đó: H : Độ ẩm tương đối bao quanh kết cấu, được lấy trung bình hàng năm. Lựa chọn H = 80%. Suy ra mất mát do co ngót bêtông được tính là: Mất mát do từ biến ( Theo 5.9.5.4.3). Trong đó: fcgp : Tổng ứng suất bêtông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trước do lực ứng suất trước sau 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). Mds : moment do trọng lượng các lớp phủ và lớp bảo vệ mặt cầu. Mda : là momen do tĩnh tải chất thêm sau khi bê tông đông cứng. 620, p. 621). e : là khoảng cách từ trọng tâm bó thép đến trục trung hoà của tiết diện. Mất mát ứng suất do từ biến được tổng hợp trong bảng sau: Tiết diện Mds Mda e I Dfcdp fcgp DfpCR kNm kNm m m4 MPa MPa MPa 3-3 464.74 6827.08 1.39817 7.7651 -1.31295 4.078756 58.13574 16-16 22338.12 -57626.43 2.67673 75.9647 1.243436 8.908045 98.19248 30-30 464.74 15578.23 1.39817 7.7651 -2.88867 5.249788 83.21814 Mất mát do tự chùng ( Theo 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). Sử dụng các tao thép có độ tự chùng thấp nên mất mát do dão lúc truyền lực được tính : Trong đó: t : Thời gian từ lúc tạo ứng suất trước đến lúc truyền, (ngày). fpj : ứng suất ban đầu trong bó thép vào cuối lúc kéo (Mpa). fpy : Cường độ chảy quy định ở bó thép. - Mất mát do dão thép sau khi truyền (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: Vậy mất mát dự ứng lực do tự chùng được tổng hợp trong bảng sau: Tiết diện t fpj fpy DfpR1 DfpR2 DfpR 15’-15’ 109 1118.942 1674 11.3218 26.11683 37.4386 0-0 4 1367.492 1674 18.0875 32.93949 51.0270 16-16 116 1140.9425 1674 12.9270 25.6109 38.5379 Tổng mất mát ứng suất của cầu trong giai đoạn khai thác là: Tiếtdiện DfpT Đơn vị 15’-15’ 237.68263 MPa 0-0 192.03553 MPa 16-16 253.54492 MPa 6.4.2.3.Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I: a- Sức kháng uốn (theo điều 5.7.3.2) Căn cứ vào điều 5.7.3.2 AASHTO ta kiểm tra theo công thức: Trong đó : f : Hệ số sức kháng, f = 1.0 đối với các cấu kiện dự ứng lực chịu kéo khi uốn (Theo 5.5.4.2.1 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-01). Mn : Sức kháng uốn danh định của tiết diện, được tính theo công thức : Aps : Tổng diện tích các bó thép ứng suất trước. fps : ứng suất trung bình trong thép ứng suất trước ở sức kháng danh định, tính theo phân tích 5.7.3.1.1-1. : Với : c : Khoảng cách từ trục trung hoà đến mặt chịu nén (mm). dp : Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm các bó thép ứng suất trước. b : Chiều rộng cánh chịu nén. bw : Chiều rộng bản bụng. b1 : Hệ số quy đổi khối ứng suất: hf : Chiều dầy cánh chịu nén của cấu kiện, là chiều dày quy đổi bản đáy của mặt cắt. a : Chiều dày khối ứng suất tương đương, a = c.b1. Tổng hợp về kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I như sau: +) Bảng các thông số tính toán: fpu 1860.00 Mpa fpy 1674 Mpa Ep 197000 Mpa f'c 40.00 Mpa fcr 3.984 Mpa fy 420 Mpa f 'y 420 Mpa Es 200000 MPa k 0.280 b1 0.764 f 1.0 +) Bảng giá trị ứng suất trung bình trong cốt thép dự ứng lực ở sức kháng danh định của từng tiết diện (Theo điều 5.7.3.1.1) Tiết diện Aps As A 's bw (mm2) (mm2) (mm2) (mm) 15’-15’ 21280 21362.9 37743.2 1000 0-0 79800 147953 24295 1000 16-16 21280 21362.9 37743.2 1000 Tiết diện b hf dp c fps (mm) (mm) (mm) (mm) (Mpa) 15’-15’ 7000 392.3 235 101.499 1837.16 0-0 6000 830.2 5800 1227.793 1748.06 16-16 7000 392.3 235 101.499 1837.16 +) Bảng kiểm toán sức kháng uốn của từng tiết diện (Theo điều 5.7.3.2) Tiết diện a ds d 's Mn (mm) (mm) (mm) (kNm) 15’-15’ 77.575 2350.00 196.2 108598.945 0-0 938.390 5850.00 415.1 -1078538.49 16-16 77.575 2350.00 196.2 108598.945 Tiết diện Mr So sánh Mu Kiểm tra (kNm) Mr với Mu (kNm) 15’-15’ 108598.945 > 71075.54 OK! 0-0 -1078538.49 > -787607.85 OK! 16-16 108598.945 > 61417.18 OK! b- Kiểm tra giới hạn cốt thép ứng suất trước. Hàm lượng thép tối đa: (theo 5.7.3.3.1-1). Điều kiện kiểm tra: Trong đó: de : Khoảng cách có hiệu tương ứng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm của cốt thép chịu kéo (mm) (5.7.3.3.1-2). Tổng hợp về kiểm toán giới hạn cốt thép trong bảng sau: Tiết de c c/de Kiểm tra diện (mm) (mm) 15’-15’ 1718.549 101.499 0.059 Đạt 0-0 3156.934 1227.793 0.389 Đạt 16-16 2349.75 101.499 0.059 Đạt Hàm lượng thép tối thiểu: (theo 5.7.3.3.2) Bất kỳ một mặt cắt nào của cấu kiện chịu uốn, lượng cốt thép thường và cốt thép dự ứng lực chịu kéo phải đủ để phát triển sức kháng uốn tính toán Mr. Lấy giá trị nhỏ hơn trong 2 giá trị sau: +) 1.2 Mcr xác định trên cơ sở phân bố ứng suất đàn hồi và cường độ chịu kéo khi uốn fr của bê tông theo 5.4.2.6 Trong đó: fd : là ứng suất do tải trọng bản thân tính theo trạng thái giới hạn cường độ tại thớ mà ứng suất kéo gây ra bởi các tải trọng ngoài (Mpa). fpe là ứng suất nén trong bê tông do ứng suất nén trước có hiệu. A : là diện tích của tiết diện giai đoạn I. I : là mô men quán tính của tiết diện giai đoạn I. yt : là khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hoà. yb : là khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trục trung hoà. +) và 1.33 Mu dưới tổ hợp tải trọng - cường độ thích hợp quy định trong bảng 3.4.1.1 tiêu chuẩn 22 TCN 272-05. Tổng hợp về kiểm toán giới hạn cốt thép tối thiểu được cho trong bảng sau: Tiết diện fr fd fpe Mcr MPa MPa MPa kNm 15’-15’ 3.984 5.098 -6.700 71944.052 0-0 3.984 20.685 -15.416 806963.943 16-16 3.984 3.778 -6.700 59786.242 Tiết diện 1.2Mcr 1.33Mu min M r > min (KN.m) (KN.m) 3 86332.863 94530.468 86332.863 Đạt! 16 968356.732 1047518.441 968356.732 Đạt! 30 71743.491 81684.849 71743.491 Đạt! c -Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện: Công thức kiểm toán: Trong đó: j : Hệ số sức kháng cắt được xác định theo quy định trong bảng 5.5.2.2-1, j = 0.7 Vn : Sức kháng cắt danh định được xác định theo quy định của điều 5.8.3.2. Với: dv : chiều cao chịu cắt có hiệu được xác định trong điều 5.8.2.7 bv : bề rộng bụng có hiệu, lấy bằng bề rộng lớn nhất trong chiều cao dv. s : Cự ly cốt thép đai. b : Hệ số chỉ khả năng bêtông bị nứt chéo truyền lực kéo được quy định trong điều 5.8.3.4. q : Góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định trong điều 5.8.3.4 (độ). Khi tính, giả thiết trước góc q, sau đó tính các giá trị để tra bảng ngược lại q và b, nếu hai giá trị q gần bằng nhau thì có thể chấp nhận được, nếu không thì giả thiết lại. a : Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (độ). Nếu cốt đai thẳng đứng, a = 900. Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2). Vp : Thành phần lực ứng suất trước có hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương nếu ngược chiều lực cắt (N). Xác định Vp : Acable : Diện tích 1 bó cáp Acable = 140x19 =2660 (mm2). fp : ứng suất trong cáp sau mất mát, giá trị ứng với mỗi mặt cắt. gi : Góc lệch của cáp i so với phương ngang, Tiết A1cable fp Số bó n S g i Vp diện mm2 MPa bó Độ KN 15'-15' 2660.00 1138.717 8 0.21 4969.387 0-0 2660.00 1184.364 30 0.32 30054.907 16-16 2660.00 1122.855 8 0.24 5838.493 Xác định dv và bv: - dv: Chiều cao chịu cắt có hiệu. Chiều cao chịu cắt có hiệu lấy bằng cự ly đo thẳng góc với trục trung hoà giữa hiệu ứng lực do kéo và nén do uốn, tức là: a = b1.c b1 đã tính ở phần tính chất vật liệu, b1 = 0.764. - bv: Bề rộng chiu cắt có hiệu của tiết diện. Tiết diện 0.9de 0.72h de - 0.5a dv bv mm mm mm mm mm 15'-15' 1546.694 1800 1679.762 1800.000 1000.00 0-0 4963.767 4320 5046.102 5046.102 1000.00 16-16 1546.694 1800 1679.762 1800.000 1000.00 Xác định q và b: Được tra từ bảng 5.8.3.4.2-1 Để xác định được q và b ta phải thông qua các giá trị sau và ex. Trong đó: n : ứng suất cắt trong bêtông fpo : ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất trong bêtông xung quanh nó bằng 0. fpe : ứng suất có hiệu trong thép ứng suất trước sau mất mát. Ep = 197000 (Mpa). Ec = 33941 (Mpa). Sau đó Tra bảng 5.8.3.4.2-1, ta có các giá trị của q và b như sau: Tiết diện Mu Vu v v / f 'c Nu kNm kN Mpa kN 15'-15' 71075.540 2041.630 -1.140 -0.029 0.00 0-0 -787607.850 29768.020 2.471 0.062 0.00 16-16 61417.180 2009.480 -1.649 -0.041 0.00 q gt fpe fpo ex.1000 q b độ MPa Mpa độ 27.00 -6.700 -45.527 0.1147 27.00 4.060 27.00 -15.416 -104.753 0.1851 27.49 3.554 27.00 -6.700 -45.527 0.1147 27.00 4.060 Tính Vc và Vs: Dựa vào kết quả tính các thông số thành phần để tính Vc và Vs. Tiết Av S a Vc Vs diện mm2 mm độ kN kN 15'-15' 1200 150.00 90 3836.248 11869.868 0-0 1200 150.00 90 9414.159 32583.948 16-16 1200 150.00 90 3836.248 11869.868 Tính sức kháng danh định của tiết diện: Theo công thức đã nêu ở trên để tính Vn. Vn = min (Vn1; Vn2) Tiết Vn1 Vn2 Vn Vr = f x Vn Vu Kết luận diện kN kN kN kN kN 15'-15' 20675.503 22969.387 20675.503 14472.852 2041.630 Đạt! 0-0 72053.013 80515.925 72053.013 50437.109 29768.020 Đạt! 16-16 21544.609 23838.493 21544.609 15081.226 2009.480 Đạt! Thoả mãn yêu cầu về sức kháng cắt! 6.4.2.4.Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng: Giới hạn ứng suất nén của bê tông ứng suất trước : -0.45 f'c =-0.45*40 =-18 Mpa Giới hạn ứng suất kéo của bê tông ứng suất trước : Công thức kiểm tra cho thớ chịu nén: Công thức kiểm tra cho thớ chịu kéo Trong đó: F : Lực căng của bó thép ứng suất trước sau khi đã tính trừ ứng suất mất mát(KN).F=Aps*fps A : Diện tích mặt cắt ngang tiết diện tính đổi (mm2). I : Moment quán tính của tiết diện tính đổi (mm4). e : Độ lệch tâm của lực F so với trục trung hoà của tiết diện giai đoạn 2 (mm). yt , yb : Khoảng cách từ thớ nén, kéo ngoài cùng tới trục trung hoà giai đoạn 2 (mm). M : Moment tác dụng tại tiết diện trong giai đoạn sử dụng lấy theo tổ hợp nội lực ở trạng thái giới hạn sử dụng (KNm). Tiết Aps DfPT A I et eb yt yb F diện m2 Mpa m2 m4 m m m m kN 15’-15’ 0.02 237.68 8.76 8.76 0.95 1.40 0.95 1.55 24231.91 0-0 0.08 192 14.10 75.96 3.02 2.78 3.02 2.98 94512.28 16-16 0.02 253.54 8.76 8.76 0.95 1.40 0.95 1.55 23894.36 Tiết M kNm ftg Mpa ftg>-0.45f'c  fbg Mpa fbg< 0.5f'c0.5  diện 15’-15’ 46939.49 -5.36 Đạt! -1136.41 Đạt! 0-0 -519739.67 25.35 Đạt! -1215.01 Đạt! 16-16 34781.68 -4.03 Đạt! -1122.61 Đạt! Chương tính bản mặt cầu 7.1. Cấu tạo bản mặt cầu: 7.1.1. Sơ đồ tính toán bản mặt cầu. Mô tả bản mặt cầu: Bản dài 13 m, phần mút thừa dài 3.010 m có sơ đồ chịu lực như hình vẽ: Hình 4.1. Sơ đồ tính toán bản mặt cầu. Theo giải pháp kết cấu mặt cắt ngang, đối với dầm hộp liên tục có bề rộng 12m < B <16m thì phải sử dụng dự ứng lực ngang bản mặt cầu. Điều 9.7.1.1 quy định chiều dày bản nhỏ nhất của bản bêtông ứng suất trước không được nhỏ hơn 175mm. Ta chọn chiều dầy xây dựng của bản mặt cầu là hbản = 300mm để có khoảng cách đáng kể cho bố trí cốt thép ứng suất trước uốn xuống. Lan can được xây dựng liền với bản mặt cầu, lại cần có khoảng rộng để neo cốt thép vì vậy bản mặt cầu ở phần hẫng được làm dày đủ để đặt neo, chịu tải trọng va đập của xe do lan can truyền xuống, =250m 7.1.2.Cấu tạo các lớp áo đường Lớp áo đường được cấu tạo gồm: + Bêtông nhựa : 50 mm + Bêtông bảo hộ : 30 mm + Lớp phòng nước : 10 mm + lớp mui luyện : 10.3 mm 7.1.3 – Tính tĩnh tải giai đoạn II. 7.1.3.1. Tính tĩnh tải giai đoạn II. - Tĩnh tải giai đoạn II gồm có các bộ phận sau : +) Trọng lượng phần chân lan can. +) Trọng lượng lan can tay vịn. +) Trọng lượng lớp phủ mặt cầu. DWIITC = 2. (DWmc+ DWclc+ DWlc+tv+ DWng ). Tính trọng lượng lớp phủ mặt cầu. Tên gọi các đại lượng Chiều dày h (cm) DWtc Đơn vị L Lớp bê tông Atphan 5 1,15 kN /m2 Lớp bê tông bảo vệ 3 0,69 kN /m2 Lớp chống thấm 3 0,69 kN /m2 Lớp bê tông mui luyện dày 1.03 0,24 kN /m2 Chiều dày lớp phủ mặt cầu hmc 12,030 cm Trọng lượng lớp phủ mặt cầu DWmcTC 2.77 kN /m2 Trọng lượng dải đều lớp phủ mặt cầu tính cho 1 làn : DWmctc= 2.77x4 = 11.08 (KN/m) Tính trọng lượng của lan can + tay vịn +gờ chắn bánh + lề Người đi bộ Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị 1- Tính trọng lượng chân lan can Chiều rộng chân lan can blcn 50 cm Chiều cao chân lan can hlcn 30 cm Trọng lượng dải đều phần chân lan can DWlc 3.75 kN/m 2- Tính trọng lượng cột lan can và tay vịn Trọng lượng 1 cột lan can Pclc 0,276 kN Khoảng cách bố trí cột lan can aclc 2 m Trọng lượng dải đều của cột lan can Pclc 0.138 kN/m Trọng lượng dải đều phần tay vịn Ptv 0.7 kN/m Trọng lượng dải đều lan can và tay vịn Plv 0.838 kN/m 3 - Tính trọng lượng lề người đi bộ Bề rộng lề người đi bộ ble 200 cm Chiều dày trung bình lề người đi bộ hle 10 cm Trọng lượng lề người đi bộ DWNG 4.6 kN/m 7.1.3.2. Tổng hợp tĩnh tãi giai đoạn II. +) Tính tải giai đoạn II tiêu chuẩn. DWIITC = 2. (DWmc+ DWclc+ DWlc+tv+ DWng ) = 2. (11.08 + 3.75 + 0.838 + 4.6) = 40.52 (KN/m). +) Tĩnh tải giai đoạn II tính toán. DWIItt = g . DWIITC = 1.5x 40.52 = 60.78 (KN/m). 7.2. Nguyên tắc tính toán: Sử dụng phương pháp phân tích gần đúng để thiết kế bản mặt BTCT của cầu dầm hộp đổ tại chỗ và đúc liền khối (Điều 4.6.2.1.6 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05). Khi tính toán hiệu ứng tải trong bản, cho phép phân tích một dải bản rộng 1m theo chiều dọc cầu mô hình hoá sơ đồ làm việc của kết cấu như một dầm liên tục, với các sườn dầm hộp là các gối và được giả thiết là có độ cứng tuyệt đối. Các tải trọng tác dụng lên kết cấu là : + Trọng lượng bản thân bản : DC = 11.25 KN/m2. + Tĩnh tải giai đoạn II :DW + Tải trọng người : PL + Tải trọng xe : LL + Lực xung kích : IM, lấy bằng 25%LL Tính toán hiệu ứng tải cho từng tải trọng thành phần gây ra trong bản mặt cầu. Sau đó tổ hợp lại đúng như điều 3.4.1-1 quy trình 22 TCN 272-05, gồm hai tổ hợp tải trọng nguy hiểm là tổ hợp tải trọng cường độ 1 và tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng. Sử dụng nội lực này để tính toán và kiểm tra tiết diện bản. 7.3. Tính toán moment trong bản mặt cầu. Theo quy trình quy định, sơ đồ làm việc của bản tương tự như dầm liên tục, dầm giản đơn. Như vậy đã không kể đến hiện tượng ngàm của bản với sườn dầm. Do đó khi tính toán mô men cho vị trí giữa nhịp bản, không vẽ đường ảnh hưởng ra cánh hẫng để tránh giảm giá trị mô men tính toán. Về tính toán các hiệu ứng lực trong bản mặt cầu, mặt cắt thiết kế cho các mô men âm và lực cắt đối với dầm hộp bê tông và đúc liền khối tại vị trí mặt cấu kiện đỡ. Theo điều 4.6.2.1.6 tiêu chuẩn 22 TCN 272- 05, các dải được coi như dầm liên tục hoặc dầm giản đơn. Chiều dài nhịp phải được lấy bằng khoảng cách tâm đến tâm giữa các cấu kiện đỡ, các cấu kiện này được giả thiết là cứng vô hạn. 7.3.1. Tính toán moment do các lực thành phần gây ra: 7.3.1.1. Moment do trọng lượng bản mặt cầu gây ra. Tính toán mômen theo công thức sau: Mi = Trong đó : Mi - Mômen tại tiết diện i. wDC - Trọng lượng bản mặt cầu, wDC = 11.25 kN/m2. Được tính bằng trọng lượng của một mét dài bản mặt cầu chia cho chiều rộng toàn bộ bản mặt cầu. Khối lượng riêng của bê tông lấy sơ bộ 25kN/m3. Ai - Diện tích đường ảnh hưởng tính trên hình vẽ đường ảnh hưởng . Mômen ở giữa nhịp : Mi = Bảng tính nội lực do bản thân. Tiết diện wDC (KN/m2) Ai M(KNm/m) Trên gối 11.25 -4.529 -50.952 Giữa 11.25 6.091 68.526 7.3.1.2. Moment do trọng lượng lan can gây ra. Trọng lượng của lan can được coi là một lực tập trung đặt cách mép cánh hẫng 0.25m, có giá trị bằng khối lượng của một mét dài lan can với khối lượng riêng của bê tông là 25 kN/m3. Tính toán mômen theo công thức sau: Trong đó : Mi : Mômen tại tiết diện i. Pb : Trọng lượng lan can, Pb = 4.588 kN/m yi : Tung độ đường ảnh hưởng tại vị trí đặt tải trọng lan can Nội lực gây ra do lan can Tiết diện Pb(KN/m) Yi M(KNm/m) I 4.588 -2.76 -12.633 II 4.588 0 0 7.3.1.3. Moment do trọng lượng lớp phủ mặt cầu gây ra: Tính toán mômen theo công thức sau: Trong đó : Mi : Mômen tại tiết diện i. wDW : Trọng lượng lớp phủ mặt cầu, wDW = 2.77 kN/m2 Ai : Diện tích đường ảnh hưởng được tính trên hình vẽ đường ảnh hưởng . Mômen ở giữa nhịp : Mi = Mô men do trọng lượng lớp phủ mặt cầu Tiết diện wDW (KN/m2) A M(KNm/m) I 2.77 -4.529 -12.546 II 2.77 6.091 16.873 7.3.1.4. Moment do tải trọng người gây ra: Để tính hiệu ứng lực do tải trọng người gây ra ta xếp tải trọng người lên đường ảnh hưởng đã vẽ ở các tiết diện như trên. Tải trọng người có thể xếp một làn hoặc hai làn sao cho gây ra hiệu ứng lực bất lợi nhất. Tính toán mômen theo công thức sau: Trong đó : Mi : Mômen tại tiết diện i. PL : Tải trọng người thiết kế, PL = 3 KN/m2 Ai : Diện tích đường ảnh hưởng nằm trong phạm vi tác dụng của tải trọng người được tính trên hình vẽ đường ảnh hưởng. Mô men gây ra do tải trọng người Tiết diện PL ( KN/m2 ) A M(KNm/m) I 3 -4.529 -13.587 II 3 0 0 7.3.1.5. Moment do tải trọng xe tải tiêu chuẩn gây ra. Bản mặt cầu được phân tích theo phương pháp dải gần đúng, được quy định trong điều 4.6.2.1. Bản được thiết kế cho tải trọng trục 145KN và tải trọng làn (quy định trong điều 3.6.1.3.3 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05). Các bánh xe trong trục cách nhau 1800mm, tải trọng mỗi bánh xe là 72.5kN. Tải trọng làn thiết kế gồm tải trọng 9.3N/mm phân bố đều theo chiều dọc. Theo chiều ngang cầu được giả thiết là phân bố đều theo chiều rộng 3000 mm. Hiệu ứng của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích. Khi thiết kế vị trí ngang của của xe được bố trí sao cho hiệu ứng lực trong dải phân tích đạt giá trị lớn nhất. Vị trí trọng tâm bánh xe đặt cách đá vỉa 300mm khi thiết kế bản hẫng và 600mm khi thiết kế các bộ phận khác. Chiều rộng của dải tương đương b(mm) trên bất kỳ bánh xe nào được lấy như trong bảng 4.6.2.1.3-1 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05. Ta có: + Đối với phần hẫng : b = 1140 + 0.833x + Đối với vị trí có moment dương: b = 660 + 0.55s + Đối với vị trí có moment âm: b = 1220 + 0.25s Trong đó: x : là khoảng cách từ tâm gối đến điểm đặt tải (mm). s : là khoảng cách giữa các cấu kiện đỡ (mm). s =6981 mm Khi tính toán hiệu ứng tải, tải trọng bánh xe được mô hình hoá như tải trọng vệt mà chiều dài dọc theo nhịp sẽ là chiều dài của diện tích tiếp xúc của bánh xe cộng với chiều dày của bản mặt cầu như được xác định dưới đây hoặc như tải trọng phân bố đều đặt tại trọng tâm bánh xe và phân bố dọc theo chiều dài dải tương đương được tính như ở trên. Khi tính toán giá trị b đối với phần hẫng trong đồ án này, vì cả 2 bánh xe HL93 đều nằm trên cánh hẫng nên sẽ có 2 giá trị b khác nhau cho mỗi bánh xe. Do vậy khi tính toán ta lấy b là giá trị trung bình. Diện tích tiếp xúc của bánh xe với mặt đường được quy ước như trong điều 3.6.1.2.5 phải được coi là hình chữ nhật có chiều rộng 510mm và chiều dài là : Trong đó : P : Tải trọng một bánh xe, P = 72.50 KN. IM : Hệ số xung kích, IM = 25%LL. g : Hệ số tải trọng (lấy với trạng thái giới hạn cường độ I), g = 1.75. ị L = 362 (mm). Vậy diện tích tiếp xúc của lốp xe là 510 ´ 362 mm. Moment do tải trọng bánh xe: Trong đó:     n : Hệ số làn   b : Chều rộng dải tương đương trên mỗi bánh xe   Yi : Tung độ đường ảnh hưởng tại vị trí đặt bánh xe   Qlane : Tải trọng làn thiết kế, Qlane = 9.3 KN/m.   wlane : Diện tích phần đường ảnh hưởng đặt tải trọng làn Kết quả tính toán lập thành bảng sau: Mặt cắt Số làn xe n Vùng tính b MTK Gối 1 1.2 (m) (KN.m/m) Hẫng 2.2312 -144.279 M+ 4.4995 M- 2.9652 Giữa nhịp 2 1 Hẫng 2.2312 M+ 4.4995 112.003 M- 2.9652 2 1 Hẫng 2.2312 M+ 4.4995 M- 2.9652 -42.121 7.3.2. Tổ hợp nội lực: Sau khi tính toán được moment do các tải trọng thành phần gây ra, ta tiến hành tổ hợp nội lực với hệ số tải trọng được tra trong bảng 3.4.1-1(Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05). Tất cả các tải trọng tác dụng vào bản mặt cầu đều được đưa vào tổ hợp. Đối với bản mặt cầu, chỉ cần tính toán và kiểm tra theo hệ số sức kháng và khống chế bề rộng vết nứt. Cho nên ta tính tổ hợp cho trạng thái giới hạn cường độ I và trạng thái giới hạn sử dụng. Tổ hợp nội lực là tổng các tác dụng của các lực vừa tính ở trên (có nhân với hệ số tải trọng). Với từng trạng thái giới hạn khác nhau, hệ số tải trọng là khác nhau (bảng 3.4.1-1). Tính toán nội lực theo công thức 1.3.2.1-1 tiêu chuẩn 22 TCN 272-05: M = Trong đó : gi : là hệ số tải trọng. Qi : ứng lực. hi : là hệ số có liên quan đến tính dẻo, tính dư và tầm quan trọng trong khai thác. hi = hD . hR . hI - Khi tính toán với trạng thái giới hạn cường độ: + hD = 1 đối với thiết kế thông thường. + hR = 0.95 thiết kế bản mặt cầu có dư thừa. + hl = 1.05 cầu được thiết kế là quan trọng. Vậy h = 1. - Khi tính toán với trạng thái giới hạn sử dụng: + hD = 1 đối với thiết kế thông thường. + hR = 0.95 thiết kế bản mặt cầu có dư thừa. + hl = 1.05 cầu được thiết kế là quan trọng. Vậy h = 1. Kết quả tổ hợp được lập trong bảng: MDC MDCrailing MDW MPL MLL Mcom1 Ghi chú (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) Tổ hợp com1 là tổ hợp tải trọng trong TTGH CD1 gmax 1.25 1.25 1.50 1.75 1.75 gmin 0.9 0.9 0.65 1.75 1.75 h 1.05 1.05 1.05 1.05 1.05 Gối -50.952 -12.663 -12.546 -13.587 -144.279 -459.613 Giữa 68.526 0.000 16.873 0.000 112.003 373.772 MDC MDCrailing MDW MPL MLL Mcom2 Ghi chú (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) (KN.m/m) Tổ hợp Com2 là tổ hợp TTGH SD gmax 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 gmin 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00 h 1.05 1.05 1.05 1.05 1.05 Gối -50.952 -12.663 -12.546 -13.587 -144.279 -283.602 Giữa 68.526 0.000 16.873 0.000 112.003 236.672 Ghi chú: gmax là hệ số tải trọng lớn nhất. gmin là hệ số tải trọng nhỏ nhất. 7.4. Thiết kế cốt thép cho bản mặt cầu: 7.4.1.Các chỉ tiêu cơ lý của vật liệu 7.4.1.1. Bê tông Cường độ chịu nén khi uốn: fC =40 Mpa Môđun đàn hồi: (5.4.2.4-1) Tỷ trọng của bêtông: Cường độ chịu nén của bêtông lúc bắt đầu đặt tải hoặc tạo ứng suất trước: Hệ số quy đổi hình khối ứng suất (5.7.2.2), b1 = 0.75. Cường độ chịu kéo khi uốn, (5.4.2.6) 7.4.1.2. Thép cường độ cao: Sơ bộ chọn một tao thép bao gồm 7 sợi xoắn đường kính danh định 12.7mm do hãng VSL(Thuỵ Sỹ) sản xuất với các thông số kỹ thuật của sợi theo tiêu chuẩn A.S.T.M như sau: Mặt cắt danh định: 98mm2 Đường kính danh định: 12.7mm Cấp của thép : 270 (chùng dão thấp) Cường độ chịu kéo: 1860Mpa Cường độ chảy : 1674Mpa Mô đuyn đàn hồi quy ước: 197000Mpa Thép có độ chùng dão thấp của hãng VSL: ASTM A416 Grade 270. Hệ số ma sát: m = 0.2 Hệ số ma sát lắc trên 1mm bó cáp: K=6.6´10-7(mm-1) (5.9.5.2.2b) ứng suất trong thép ứng suất khi kích: Chiều dài tụt neo : 7.4.1.3.Thép thường. Giới hạn chảy của cốt thép thanh: Môdun đàn hồi : 7.4.2 Tính toán và bố trí cốt thép 7.4.2.1. Bố trí cốt thép thường Sử dụng cốt thép thường theo ASTM A706M có đường kính danh định f 20 bố trí khoảng cách 100 mm/1 thanh cả phía trên và dưới bản mặt cầu . Giới hạn chảy của cốt thép thanh: Môdun đàn hồi : Chọn chiều dày lớp bê tông bảo vệ là: 60 mm ( Bảng 5.12.3-1). Lớp cốt thép phía trên bản mặt cầu: àdS = 800 - 60 =740 mm. Lớp cốt thép phía dưới bản mặt cầu: àdS = 300 - 60 =240 mm. à Diện tích cốt thép cho 1 m bản mặt cầu : AS = 9x3.14x102=2826 mm2 7.4.2.2 Tính toán cốt thép dự ứng lực ngang Từ bảng kết quả tổ hợp mômen ta chọn ra được cặp mômen cực trị để thiết kế: M+ = Mgiữa = 373.772 (KNm/m) =373772000 (Nmm/mm). M- = MGối = -459.613(KNm/m) = -459613000 (Nmm/mm). Lớp bảo vệ của cốt thép lấy theo bảng 5.12.3-1. + Chọn lớp bêtông bảo vệ phía trên : 100 mm + Chọn lớp bêtông bảo vệ phía dưới : 100 mm. Theo công thức diện