05 Patkkt Thduycd 7757

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP THIẾT KẾ KỸ THUẬT

PHẦN II

THIẾT KẾ KỸ THUẬT

ĐINH VĂN PHƯƠNG LỚP CĐ1-K44123


CHƯƠNG IGIỚI THIỆU CHUNG

I – TỔNG QUAN VỀ CÔNG NGHỆ THI CÔNG CẦU BTCTDƯL BẰNG PHƯƠNG PHÁP ĐÚC HẪNG CÂN BĂNG.

Phương pháp đúc hẫng là quá trình xây dựng kết cấu nhịp dầm từng đốt theo sơ đồ hẫng cho tới khi nối liền thành các kết cấu hoàn chỉnh . Có thể thi công hẫng từ trụ đối xứng ra 2 phía hoặc hẫng dần từ bờ ra . Phương pháp này có thể áp dụng thích hợp để thi công các kết cấu liên tục, cầu dầm hẫng , cầu khung hoặc cầu dây xiên dầm cứng BTCT .

Nội dung cơ bản của phương pháp đúc hẫng :- Khi thi công theo phương pháp đúc hẫng , kết cấu nhịp BTCT được đúc trên đà

giáo di động theo từng đốt nối liền nhau đối xứng qua trụ cầu . Cốt thép thường của các khối được liên kết với nhau trước khi đúc bê tông để đảm bảo tính liền khối và chịu cắt tốt của kết cầu . Sau khi bê tông đốt dầm đủ cường độ cần thiết thì các đốt dầm này được liên kết với các đốt đã đúc trước đó nhờ cốt thép DƯL

- Phần cánh hẫng của kết câu nhịp BTCT đã thi công xong phải đảm bảo đủ khả năng nâng đỡ trọng lượng của các đốt dầm thi công sau đó cùng với trọng lượng giàn giáo ván khuôn đúc dầm và các thiết bị phục vụ thi công

- Để đảm bảo ổn định chống lật trong suốt quá trình thi công đúc hẫng phải đảm bảo tính đối xứng của hai cánh hẫng ( Thi công hẫng từ trụ ra ) hoặc nhờ trọng lượng bản thân của nhịp sát bờ đã đúc trên đà giáo làm đối trọng . Đối các sơ đồ cầu khung , đốt dẩm trên đỉnh trụ được liên kết cứng với thân trụ nhờ các cáp thép DƯL chạy suốt trên chiều cao trụ , Với các sơ đồ cầu dầm đốt này cũng được liên kết cứng tạm thời vào trụ cầu nhờ các gối tạm và các cáp thép hoặc các thanh thép DƯL mà sau khi thi công xong sẽ tháo bỏ.

- Ở giai đoạn thi công hẫng , kết cấu nhịp chỉ chịu mô men âm do đó chỉ cần bố trí cốt thép DƯL ở phía trên . Sau khi thi công xong 1 cặp đốt dầm đối xứng thì căng kéo cốt thép DƯl từ đầu mút này sang đầu mút kia và bơm vữa bê tông lấp kín khe hở giữa cốt thép và thành ống ngay để bảo vệ cốt thép

- Sau khi đúc xong đốt cuối cùng của các cánh hẫng tiến hành nối ghép chúng thành kết cấu nhịp hoàn chỉnh

Việc đúc hẫng từng đốt trên đà giáo di động giảm được chi phí đà giáo . Ván khuôn được dùng lại nhiều lần cùng với 1 thao tác lặp lại sẽ giảm chi phí nhân lực và nâng cao năng suất lao động

Phương pháp đúc hẫng thích hợp với xây dựng các dạng kết cấu nhịp có chiều cao mặt cắt thay đổi , khi đúc các đốt dầm chỉ cần điều chỉnh cao độ đáy ván khuôn cho hợp lý



Phương pháp thi công đúc hẫng không phụ thuộc vào không gian dưới cầu do đó có thể thi công trong điều kiện sông sâu , thông thuyền hay xây dựng các càu vượt trong thành phố , các khu công nghiệp mà không cho phép đình trệ sản xuất hay giao thông dưới công trình....II – GIỚI THIỆU CHUNG VỀ PHƯƠNG ÁNII.1 – TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

- Quy trình thiết kế : 22TCN272 –05 Bộ Giao thông vân tải- Tải trọng thiết kế :

+) Hoạt tải HL93 ,+) Người đi : 3KN/m2

II.2 – SƠ ĐỒ KẾT CẤU- Sơ đồ cầu : 4x33 + 75 + 120 + 75 + 3x33- Chiều dài toàn cầu Lc = 511 m , khổ cầu 8+2x1,5 m

II.2.1 – Kết cấu phần trên- Một liên dầm liên tục ở giữa , 2 bên là các nhịp dầm giản đơn L=33m- Dầm khung liên tục BTCTDƯL 3 nhịp ( 75 + 120 + 75 ) tiết diện hình hộp , vách

nghiêng , chiều cao dầm thay đổi H= 7m trên trụ đến H=3m tại giữa nhịpvà đầu dầm , bề rộng đáy dầm hộp B=5m

- 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 100 cm , tại mặt cắt giữa nhịp là 30 cm+) Chiều dày phần cánh hẫng : hc = 25 cm+) Chiều dày sườn dầm : Tại trụ ts = 80 cm , Tại mặt cắt giữa nhịp ts = 50 cm

- Vật liệu dùng cho kết cấu nhịp.1- Bê tông mác có:

+) f’c = 40 (MPa).+) c = 24,5 (kN/m3).+) Ec = 32979,77 (MPa).

2- Cốt thép DƯL của hãng VSL theo tiêu chuẩn ASTM - grade 270 có các chỉ tiêu sau:

+) Diện tích một tao Astr = 1,387 mm2

+) Cường độ cực hạn: fpu = 1860 MPa+) Độ chùng sau 1000h ở 200C là 2.5%

3- Neo: Sử dụng loại neo EC-5-31, EC-5-22 và EC 5-12.4- Cốt thép thường: Sử dụng loại cốt thép có gờ với các chỉ tiêu:

+) fy = 420 (MPa).- Dầm dẫn : bằng bê tông cốt thép DƯL có chiều dài L = 33m , Mặt cắt ngang

gồm 5 dầm chủ tiết diện chữ T , chiều cao h = 1,5 m , đặt cách nhau 2,3m- Trắc dọc cầu theo bán kính R = 3866 m , trong phạm vi 270m , tiếp theo dốc 3%

về phía 2 mố và đường đầu cầu , Độ dốc ngang cầu in = 2%- Mặt cầu BT Asphan 7cm , dưới là lớp phòng nước 4mm



- Gối cầu , khe co giãn bằng cao su , lan can bằng thép , Thoát nước và chiếu sáng theo quy định hiện hành

- Bản mặt cầu trên nhịp dẫn giản đơn bằng BTCT 15 cm , Lớp phủ mặt cầu gồm 3 lớp : Lớp bê tông tạo dốc 4cm , lớp phòng nước 0,4cm , Lớp bê tông asphan 7cm ; độ dốc ngang cầu in = 2%II.2.2 – Kết cấu phần dưới

a) Cấu tạo trụ cầu :- Trụ cầu dùng loại trụ thân đặc bằng BTCT đổ bê tông tại chỗ bê tông có cường

độ chịu nén f’c = 30Mpa- Trụ T1, T2, T3 , T8, T9 : được đặt trên móng cọc đóng : d = 40 cm- Trụ T4, T7 : được đặt trên móng cọc khoan nhồi : D = 100 cm- Trụ T5, T6: được đặt trên móng cọc khoan nhồi : D = 150 cm- Phương án móng : Móng cọc đài thấp.b) Cấu tạo mố cầu- Mố cầu dùng loại mố U BTCT , đổ tại chỗ mác bê tông chế tạo f’c = 30Mpa- Mố của kết cấu nhịp dẫn được đặt trên móng cọc đóng d= 40 cm



CHƯƠNG IITÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC

I . CHỌN CÁC KÍCH THƯỚC CẦU CHÍNH .- Chiều dài kết cấu nhịp: đối với kết cấu nhịp liên tục chiều dài nhịp biên Lnb= (0,6 0,8) chiều dài nhịp giữa Lng.

+) Trong phương án này chọn Lng = 120m.+) Lấy : Lnb = 75 mSơ đồ bố trí chung nhịp cầu chính :

7500 120000 7500

- Xác định kích thước mặt cắt ngang : Dựa vào các công thức kinh nghiệm ta chọn mắt cắt ngang như hình vẽ :

II . TÍNH ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA DẦM CHỦ .II.1 – Phân chia đốt dầm

Nguyên tắc chung phân chia đốt dầm : - Chọn chiều dài đốt K0 trên phần đà giáo mở rộng trụ : Trong phương pháp đúc

hẫng cân bằng , Chiều dài của đốt K0 thường vào khoảng 12-14 m, để có đủ diện tích mặt bằng cho việc lắp đặt 2 xe đúc đối xứng nhau trên đó mà thi công hai cánh hẫng đối xứng nhau


18

00

500 1500 8000 1500 500

1000

40

0

30

0

1200

50

0

3280

30

0

500

800

10

00

70

00

30

00

40

0 400

60

0 700

127


- Chọn chiều dài đốt hợp long nhịp chính : Có thể lấy trong khoảng 2-4 m - Phần còn lại của chiều dài cánh hẫng có thể lấy trong khoảng từ 2,5 – 4 m , Theo

dọc cầu sẽ có từng nhóm đốt, mỗi nhóm gồm các đốt có chiều dài giống nhau , Các nhóm khác nhau có chiều dài khác nhau . Chiều dài của đốt được chọn sao cho tận dụng hết năng lực của thiết bị xe đúc . Ví dụ trọng lượng của xe đúc nên gần bằng với khả năng treo của xe đúc . Như vậy sẽ giảm bớt số xe đốt đúc hẫng . Mặt khác khối lượng bê tông mỗi đốt phải phù hợp với khả năng cung cấp bê tông đến công trường .

- 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 :+) Nhịp giữa :

K0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14

4x3 10x4 2

7

3

14

+) Nhịp biên :

13' 12' 11' 10' 9' 8' 7' 6' 5' 4' 3' 2' 1' K0116'

14 2 10x4 4x3 14

3 714'

II.2 – Xác định phương trình thay đổi cao độ đáy dầm- Giả thiết đáy dầm thay đổi theo phương trình parabol bậc 2 theo phương trình :

Y = ax2 + bx +c- Lấy điểm dưới cùng của đốt hợp long làm gốc toạ độ , trục x , y có chiều như hình

vẽ :

- Do đường cong đi qua gốc toạ độ nên c=0 , đồng thời đường cong đi qua 2 điểm A(-58,5;4,0) và B(58,5;4,0) nên có dạng :

4,0 = a.58,52 + 58,5.b4,0 = a.58,52 - 58,5.b

- Từ hai phương trình trên ta tính được :


O(0,0) O(0,0)

A(58,5;4,0)

Y

B(-58,5;4,0)

128


A = 0,001169B=0

Vậy phương trình có dạng: Y = 0,001169.x2

II.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 ( Với

gốc toạ độ chọn tại mặt trên của đáy dầm tại vị trí giữa nhịp) :Y = 0,00108119.x2 – 0,000097307

II.4 – Xác định cao độ mặt dầm chủ-Mặt cầu nằm trên đường cong đứng bán kính R = 3866 m

II.5 – Xác định các kích thước cơ bản và đặc trưng hình học của mặt cắt tiết diện. Sau khi khai báo mặt cắt thay đổi trong MiDas xong , ta tính được kích thước của

các mặt cắt như sau :½ Mặt cắt dầm chủ

BI1

BI1-2

BI3BI3-2

H01

H02

H03

H02

-2

B01 B02 B03

B01-2H

I1H

I2H

I3H

I5H

I4

- Bảng các kích thước hình học của mặt cắt :

MC 0 1 2 3 4 5 6 7HO1 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3HO2 0.5 0.5182 0.5274 0.536 0.5441 0.5516 0.5608 0.569HO2-2 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4HO3 6.2 5.4532 5.0774 4.724 4.3929 4.0841 3.7071 3.3698BO1 2.25 2.2548 2.2574 2.26 2.2626 2.2652 2.2687 2.2722BO1-2 1.85 1.8952 1.9199 1.9346 1.9693 1.994 2.0269 2.0598BO2 1.25 1.1706 1.1273 1.084 1.0407 0.9974 0.9397 0.8819BO3 2.5 2.5746 2.6153 2.656 2.6967 2.7374 2.7917 2.8459HI1 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3HI2 0.4 0.4182 0.4274 0.436 0.4441 0.4516 0.4608 0.469



HI3 4.7 4.1262 3.8375 3.566 3.3116 3.0744 2.7848 2.5256HI4 0.6 0.5545 0.5316 0.51 0.4898 0.471 0.448 0.4274HI5 1 0.8725 0.8083 0.748 0.6915 0.6388 0.5744 0.5168BI1 2.95 2.9739 2.987 3 3.013 3.0261 3.0435 3.0609BI1-2 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9BI3 2 2.0861 2.133 2.18 2.227 2.2739 2.3365 2.3991BI3-2 1.3 1.4052 1.4626 1.52 1.5774 1.6348 1.7113 1.7878

MC 8 MC 9 MC 10 MC 11 MC 12 MC 13 MC 14 MC 15HO1 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3HO2 0.5763 0.5826 0.5879 0.5923 0.5956 0.5981 0.5995 0.6HO2-2 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4HO3 3.0722 2.8143 2.596 2.4175 2.2786 2.1794 2.1198 2.1BO1 2.2757 2.2791 2.2826 2.2861 2.2896 2.293 2.2965 2.30BO1-2 2.0927 2.1256 2.1585 2.1914 2.2243 2.2572 2.2901 2.323BO2 0.8242 0.7664 0.7087 0.651 0.5932 0.5355 0.4777 0.42BO3 2.9002 2.9544 3.0087 3.063 3.1172 3.1715 3.2257 3.28HI1 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3HI2 0.4763 0.4826 0.4879 0.4923 0.4956 0.4981 0.4995 0.5HI3 2.2969 2.0988 1.9311 1.7939 1.6872 1.611 1.5652 1.55HI4 0.4093 0.3936 0.3802 0.3694 0.3609 0.3548 0.3512 0.35HI5 0.466 0.422 0.3847 0.3542 0.3305 0.3136 0.3034 0.3BI1 3.0783 3.0957 3.113 3.1304 3.1478 3.1652 3.1826 3.2BI1-2 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9 1.9BI3 2.4617 2.5243 2.587 2.6496 2.7122 2.7748 2.8374 2.9BI3-2 1.8643 1.9409 2.0174 2.0939 2.1704 2.247 2.3235 2.4

- Bảng tính toán đặc trưng hình học của mặt cắt đầm chủ

TênMC

x (m)

h (m)

hd

(cm)B

(m)Bd

(m)Bs

(cm)F

(cm2)S

(cm3)Yo (cm)

J(cm4)

0 0 7 108.40 12 5 80 133628 4.41E+07 329.69 9.86E+091 7 6.2714 95.61 12 5.1492 76.4 122050 3.67E+07 301.06 7.42E+092 10 5.9048 89.17 12 5.2306 74.9 116440 3.34E+07 286.84 6.35E+093 13 5.56 83.09 12 5.312 73.4 111147 3.04E+07 273.50 5.43E+094 16 5.237 77.39 12 5.3934 71.9 106171 2.77E+07 261.02 4.65E+095 19 4.9357 72.06 12 5.4748 70.3 101472 2.53E+07 249.36 3.99E+096 23 4.5679 65.52 12 5.5834 68.3 95759 2.25E+07 235.11 3.26E+097 27 4.2388 59.65 12 5.6918 66.3 90613 2.01E+07 222.31 2.68E+098 31 3.9485 54.44 12 5.8004 64.2 86007 1.81E+07 210.94 2.22E+099 35 3.6969 49.89 12 5.9088 62.2 82006 1.65E+07 201.00 1.86E+0910 39 3.4839 46.00 12 6.0174 60.2 78578 1.51E+07 192.50 1.59E+0911 43 3.3098 42.77 12 6.126 58.1 75701 1.40E+07 185.47 1.39E+0912 47 3.1742 40.19 12 6.2344 56.1 73428 1.32E+07 179.89 1.24E+0913 51 3.0775 38.28 12 6.343 54.1 71735 1.26E+07 175.81 1.14E+09



14 55 3.0193 37.02 12 6.4514 52 70599 1.22E+07 173.20 1.08E+0915 59 3 36.42 12 6.56 50 70072 1.21E+07 172.06 1.07E+09

Trong đó :+) F : Diện tích tính đổi của mặt cắt+) S : Mômen tĩnh của mặt cắt với đáy dầm.+) Yo : Khoảng cách từ trục trung hoà đến đáy dầm+) J : Mômen quán tính của mặt cắt dầm với trục trung hoà+) hd : Chiều cao bầu dầm tính đổi+) bd : Chiều rộng đáy mặt cắt hộp +) Bs : Bề rộng của sườn dầm+) h : Chiều cao của dầm +) B : Bề rộng đỉnh mặt cắt hộp



CHƯƠNG III TÍNH TOÁN NỘI LỰC TRONG CÁC GIAI ĐOẠN.

I . TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 1 (DC ):Tĩnh tải giai đoạn I (DC) Chính là trọng lượng của bản thân kết cấu . Khi sử dụng

chương trình phân tích kết cấu bằng MiDas ta khai bao ngay được loại tải trọng này .

II . TĨNH TẢI GIAI ĐOẠN 2 (DW) :- Tĩnh tải giai đoạn II gồm có các bộ phận sau :

+) Trọng lượng phần chân lan can

+) Trọng lượng cột lan can, tay vịn

+) Trọng lượng lớp phủ mặt cầu

Tổng : DWIITC = DWmc+ DWclc+ DWlc+tv

a)Tính trọng lượng lớp phủ mặt cầu :

Lớp phủ mặt cầu dày 7,4 cm bao gồm : Lớp bê tông asphan dày 7cm và lớp

phòng nước dày 0,4 cm

+) Lớp bê tông Asphalt :

DWasphalt = 12x0,07x22,5 = 18,9 ( KN/m)

+) Lớp phòng nước :

DWpn = 12x0,004x22,5 = 1,08 ( KN/m)

-> Trọng lượng dải đều lớp phủ mặt cầu :DWmc

tc= 18,9 + 1,08 = 19,98 ( KN/m)

b) Tính trọng lượng của chân lan can + tay vịn + lề Người đi

bộ :

Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vịChiều rộng chân lan can Bclc 50 cmChiều cao chân lan can hclc 30 cm

+) Trọng lượng chân lan can : DWclc = 0,5x0,3x2x24 = 7,2 ( KN/m)

Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vịTrọng lượng 1 cột lan can Pclc 0.027 KNKhoảng cách bố trí cột lan can Aclc 2 mTrọng lượng dải đều của cột lan can Pclc 0. 135 KN/mTrọng lượng dải đều phần tay vịn Ptv 0.7 KN/mTrọng lượng dải đều lan can và tay vịn Plc+tv 0.835 KN/m

- Tính tĩnh tải giai đoạn II+) Tính tải giai đoạn II tiêu chuẩn



DWIITC = DWmc+ DWclc+ DWlc+tv

= 19,98 + 7,2 + 0. 835 = 28,015 (KN/m)

+) Tĩnh tải giai đoạn II tính toánDWII

tt = g . DWIITC = 1,5. 28,015 = 42,0225 ( KN/m)

III . TÍNH NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN KẾT CẤU NHỊP

III.1. NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN DẦM CHỦ GIAI ĐOẠN THI CÔNG

1. Các sơ đồ tính :

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:

1.1.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 đúc DC có hệ số tải trọng nDC = 1.25

+ Trọng lượng thiết bị đúc và vật liệu. Xe đúc CE =660 KN đặt cách đầu mút đốt

đúc trước là 0,9 m, nCE = 1.25



+ Trọng lượng rải đều của người và thiết bị thi công

CLL = 0.24x12 =2,88 KN/m; nCLL = 1.3.

+) Trọng lượng bê tông ướt ( WC )

+) Co ngót , Từ biến

+) Tải trọng gió - Tính tải trọng bê tông ướt và tải trọng xe đúc :

+) Tải trọng xe đúc : Giả thiết ta đang thi công đốt K4 ta tính quy đổi tải trọng xe đúc về nút K3 . Tải

trọng xe đúc ta quy đổi thành Fz và My như hình vẽ sau :

+) Trọng lượng bê tông ướt : Khi ta tiến hành đổ bê tông đốt đúc K4 thì trọng lượng bê tông ướt quy đổi thành lực cắt và mô men tác dụng vào nút K3 như hình vẽ sau :

Công thức tính :

WC =

Trong đó :WC : Trọng lượng bê tông ướt F1 , F2 : Diện tích của hai mặt của khối đúc γwc : Trọng lượng riêng của bê tông ướt (γwc = 24,5 KN/m3)

Tính quy đổi về nút . WC đặt tại trọng tâm của đốt đúc quy đổi về nút thành lực cắt và mô men như hình vẽ trên .

Bảng tính trọng lượng bê tông ướt :

Tên đốt Chiều dài đốtm

γwc

KN/mWCKN

My

KN.m



K1 4 24.5 876.45075 1314.676K2 4 24.5 836.38223 1254.573K3 4 24.5 798.64365 1197.965K4 4 24.5 763.08803 1144.632K5 3 24.5 966.4319 1932.864K6 3 24.5 913.2228 1826.446K7 3 24.5 865.438 1730.876K8 3 24.5 823.2637 1646.527K9 3 24.5 786.8616 1573.723K10 3 24.5 755.9671 1511.934K11 3 24.5 730.7321 1461.464K12 3 24.5 711.2987 1422.597K13 3 24.5 697.4366 1394.873K14 3 24.5 689.2879 1378.576

Phần đà giáo 14 24.5 2403.47Hợp Long 2 24.5 343.3528 343.3528

1.2. Đổ bê tông xong đốt hợp long ở nhịp biên nhưng bê tông chưa đông cứng :

Khi đó bê tông dẻo còn chưa hóa cứng , trọng lượng của ván khuôn hợp long , của

hỗn hợp bê tông dẻo , của cốt thép hợp long được coi như chia đôi để tác dụng lên hai sơ

đồ hệ thông kết cấu tách biệt nhau , Một là sơ đồ đúc trên đà giáo phần nhịp biên , Hai là

sơ đồ khung cứng T của phần đúc hẫng từ trụ ra nhịp biên

Các tải trọng tác dụng bao gồm :

- Trọng lượng bản thân của đốt hợp long nhịp biên

- Trọng lượng ván khuôn và thiết bị để hợp long nhịp biên

- Tải trọng thi công rải đều

1.3. Hợp lọng xong nhịp biên và bê tông đã hóa cứng :

Nhịp biên có đoạn đúc trên đà giáo cố định dài 14 m . 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 tính toán :



Hình 3.2. Sơ đồ tải trọng khi hợp long nhịp biên.

-Tải trọng:

+ Trọng lượng bản thân đoạn đổ trên đà giáo.

+ Trọng lượng bản thân đốt hợp long.

+ Lực ngược do rỡ tải trọng thi công

+ Lực ngược do rỡ xe đúc

1.4.Hợp long xong nhịp giữa nhưng bê tông chưa đông cứng.

-Tải trọng tác dụng:

+ Trọng lượng ván khuôn và thiết bị để hợp long nhịp biên

+ Tải trọng thi công rải đều

+ Trọng lượng bản thân đốt hợp long

+ Trọng lượng bê tông ướt

1.5. Hợp long xong nhịp giữa và bê tông đã đông cứng.

Sơ đồ:Liên tục 3 nhịp:



Hình 3.4. Sơ đồ tải trọng khi hợp long nhịp giữa bê tông đã đông cứng.

-Tải trọng tác dụng:

+ Trọng lượng bản thân ( DC)

+ Lực ngược do dỡ tải trọng thi công.

+ Lực ngược do dỡ xe đúc .

1.6. Giai đoạn khai thác

Sơ đồ kết cấu: Dầm liên tục 3 nhịp

Hình 3.4 : Sơ đồ kết cấu giai đoạn khai thác

Tải trọng tác dụng:

+ Tải trọng bản thân ( DC)

+ Tĩnh tải giai đoạn II (DW)

+ Tải trọng gió

+ Co ngót, từ biến

+ Hoạt tải xe LL (Design truck + Tandom) + PL + Lane Load.

2 . Tính toán nội lực tác dụng lên kết cấu nhịp giai đoạn thi công :

Mục đích:

Tính ra được nội lực tại các mặt cắt trong từng giai đoạn dưới tác dụng của tải

trọng để từ đố 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.

2.1.Thi công đúc hẫng đối xứng từ hai bờ ra 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 đúc DC có hệ số tải trọng nDC = 1.25

+ Trọng lượng thiết bị đúc và vật liệu. Xe đúc CE = 660KN đặt cách đầu mút đốt

trước là 0,9 m, nCE = 1.25

+ Trọng lượng rải đều của người và thiết bị thi công

CLL = 0.24x12 =2.88 KN/m; và hệ số tải trọng nCLL = 1.3

+ Tải trọng bê tông ướt (WC)

- Tính toán nội lực tại các mặt cắt trong từng giai đoạn đúc hẫng

Dùng chương trình phân tích kết cấu MiDas sau khi phân tích giai đoạn thi công và

khai bao các loại tải trọng của từng giai đoạn thi công ta có giá trị mô men tại các mặt cắt

như sau :

Khi đúc đốt K0:

Mặt cắt M (KN.m) V(KN)

20 -11533.87 4054.19





18 -1848.921240.54

20 -34751.66834.35



17 -1755.651178.14

18 -134843911.28

20 -52461.57974.85



16 -1668.411119.72

17 -12957.23753.22

18 -26088.94992.77

20 -72654.49058.85

Khi đúc K4


15 -1587.081065.20

16 -124643605.19

17 -25054.754782.43

18 -41280.496021.70

20 -95065.2410090.17

Khi đúc K5:


14 -2659.7 1342.44

15 -15685.5 4031.18

16 -29466.4 5149.94

17 -46699.8 6326.78

18 -67568.1 7565.65

20 -132186 11637.71

Khi đúc K6:




13 -2499.55 1261.31

14 -18923.1 4174.57

15 -33050.2 5238.7

16 -50459.4 6357.17

17 -71321 7533.71

18 -95817.5 8772.25

20 -168901 12847.12

Khi đúc K7:


12 -2357.06 1188.96

13 -18042.9 3973.85

14 -36614.5 5315.22

15 -54168.1 6379.04

16 -75003.6 7497.24

17 -99291.6 8673.5

18 -127215 9911.74

20 -208293 13989.25

Khi đúc K8:


11 -2231.83 1125.2

12 -17266 3796.01

13 -34961.7 5056.42

14 -57868.1 6397.49

15 -78672.8 7461.04

16 -102759 8578.98

17 -130298 9754.96

18 -161473 10992.92

20 -250137 15072.95

Khi đúc K9:




10 -2123.47 1069.85

11 -16591.7 3640.86

12 -33520.8 4829.08

13 -55352.2 6089.24

14 -82394.1 7430.04

15 -106301 8493.32

16 -133489 9611.02

17 -164130 10786.74

18 -198405 12024.42

20 -294307 16106.85

Khi đúc K10 :

Mặt

cắt M (KN.m)

V(KN)

9 -2031.56 1022.7

10 -16016.8 3507.78

11 -32285.6 4632.37

12 -53183.2 5820.38

13 -78982.9 7080.31

14 -109993 8420.84

15 -136876 9483.86

16 -167041 10601.33

17 -200658 11776.79

18 -237910 13014.22

20 -340756 17098.94

Khi đúc K11 :


8 -1955.71 983.57

9 -15540.6 3396.5

10 -31253.9 4465.87

11 -51356.7 5590.29



12 -76088.2 6778.1

13 -105722 8037.8

14 -140566 9378.08

15 -170324 10440.86

16 -203364 11558.09

17 -239857 12733.32

18 -279985 13970.49

20 -389540 18057.44



7 -1895.51 952.26

8 -15162.4 3306.82

9 -30423.4 4329.15

10 -49868.3 5398.38

11 -73702.8 6522.65

12 -102166 7710.26

13 -135531 8969.74

14 -174107 10309.77

15 -206664 11372.31

16 -242503 12489.32

17 -281794 13664.31

18 -324720 14901.23

20 -440806 18990.34



6 -1850.57 928.58

7 -14879.2 3238.12

8 -29788.4 4221.42

9 -48708.5 5243.65

10 -71812.4 6312.75



11 -99305.9 7436.85

12 -131428 8624.28

13 -168452 9883.55

14 -210687 11223.33

15 -245988 12285.63

16 -284572 13402.42

17 -326607 14577.18

18 -372278 15813.86

20 -494767 19905.1


Mặt cắt Mặt cắt M (KN.m)

5 -1820.49 912.34

6 -14690.1 3190.14

7 -29346.6 4142.22

8 -47872.6 5125.45

9 -70409.4 6147.58

10 -97130.1 7216.55

11 -128240 8340.5

12 -163979 9527.75

13 -204620 10786.79

14 -250472 12126.33

15 -288486 13188.4

16 -329781 14304.98

17 -374529 15479.51

18 -422912 16715.95

20 -551731 20809.28

2.2.Hợp lọng xong nhịp biên và bê tông chưa đông cứng :



-Mô hình hoá kết cấu trên MiDas và thực hiện tính toán ta thu được kết qủa sau:

Mặt cắtM

(KN.m)

F

(KN)

1 -29772.34 -4445.56

2 3573.99 -71.13

4 3263.3 381.82

5 -3389.41 1954.69

6 -13022.59 2868.58

7 -26356.64 3806.05

8 -43501.65 4774.66

9 -64598.68 5782.14

10 -89820.61 6836.43

11 -119372.93 7945.67

12 -153494.67 9118.18

13 -192459.2 10362.5

14 -236575 11687.33

15 -273247.81 12737.95

16 -313169.28 13843.56

17 -356510.01 15007.17

18 -403452.61 16232.72

20 -529068.89 20350.02

22 -352388.77 -15218.5

23 -308477.75 -13992.4

24 -268176.51 -12826.3

25 -231302.54 -11718.2

26 -197685.31 -10664.2



27 -157656.31 -9335.71

28 -122793.16 -8088.09

29 -92787.36 -6912.25

30 -67365.48 -5799.66

31 -46288.35 -4742.02

32 -29350.28 -3731.19

33 -16378.18 -2759.23

34 -7230.85 -1818.4

35 -1798.09 -901.12

36 0 0

2.3. Hợp long xong nhịp biên và bê tông đã đông cứng :


Mặt cắtM

(KN.m)

F

(KN)

1 -23614.44 -3398.14

2 -5468.65 302.89

4 -6521.86 750.32

5 -11319.52 1651.03

6 -19748.32 2567.49

7 -31888.2 3507.53

8 -47849.31 4478.74

9 -67772.85 5488.85

10 -91831.82 6545.82

11 -120231.88 7657.77

12 -153212.16 8833.04



13 -191046.08 10080.14

14 -234042.11 11407.75

15 -269882.19 12460.81

16 -308976.95 13568.49

17 -351496.93 14734.15

18 -397624.67 15961.73

19 -521148.34 20045.12

22 -373243.21 -15799.5

23 -327551.35 -14584.6

24 -285445.47 -13426.6

25 -246742.76 -12326.7

26 -211272.43 -11280.9

27 -168734.46 -9962.13

28 -131318.45 -8725.64

29 -98715.93 -7560.91

30 -70653.68 -6459.36

31 -46892.98 -5412.63

32 -27228.69 -4412.55

33 -11488.36 -3451.18

34 468.74 -2520.78

35 8752.55 -1613.86

36 13443.2 -723.14

2.4. Hợp long xong nhịp giữa nhưng bê tông chưa đông cứng.


Mặt cắtM

(KN.m)

F

(KN)



1 -23614.44 -3398.14

2 -5468.65 302.89

4 -6521.86 750.32

5 -11319.52 1651.03

6 -19748.32 2567.49

7 -31888.2 3507.53

8 -47849.31 4478.74

9 -67772.85 5488.85

10 -91831.82 6545.82

11 -120231.88 7657.77

12 -153212.16 8833.04

13 -191046.08 10080.14

14 -234042.11 11407.75

15 -269882.19 12460.81

16 -308976.95 13568.49

17 -351496.93 14734.15

18 -397624.67 15961.73

19 -521148.34 20045.12

22 -373243.21 -15799.5

23 -327551.35 -14584.6

24 -285445.47 -13426.6

25 -246742.76 -12326.7

26 -211272.43 -11280.9

27 -168734.46 -9962.13

28 -131318.45 -8725.64

29 -98715.93 -7560.91

30 -70653.68 -6459.36

31 -46892.98 -5412.63

32 -27228.69 -4412.55

33 -11488.36 -3451.18

34 468.74 -2520.78



35 8752.55 -1613.86

36 13443.2 -723.14

37 13911.88 226.47

2.5. Hợp long xong nhịp giữa và bê tông đã đông cứng.


Mặt cắtM

(KN.m)

F

(KN)

1 0 -3476.62

2 19279.96 224.42

4 18383.7 671.84

5 13898.23 1572.98

6 5778.1 2490.32

7 -6056.61 3431.25

8 -21716.08 4403.34

9 -41341.53 5414.35

10 -65106.03 6472.23

11 -93215.28 7585.11

12 -125908.46 8761.32

13 -163458.99 10009.36

14 -206175.36 11337.93

15 -241808.12 12391.81

16 -280697.62 13500.19

17 -323014.39 14666.55

18 -368940.94 15894.82



19 -491929.59 19966.64

22 -372077.86 -15441.6

23 -327495.7 -14215.6

24 -286523.32 -13049.6

25 -248978.21 -11941.5

26 -214689.84 -10887.6

27 -173765.99 -9559.13

28 -138007.99 -8311.58

29 -107107.33 -7135.78

30 -80790.6 -6023.24

31 -58818.62 -4965.64

32 -40985.7 -3954.84

33 -27118.75 -2982.91

34 -17076.56 -2042.1

35 -10748.96 -1124.82

36 -8056.01 -223.71

37 -8056.01 223.71

III.2. TÍNH TOÁN NỘI LỰC TRONG GIAI ĐOẠN KHAI THÁC .

Sơ đồ kết cấu: Liên tục 3 nhịp.

Hình 2.1.Sơ đồ kết cấu giai đoạn khai thác

- Tải trọng tác dụng:

+ Trọng lượng bản thân của kết cấu nhịp (DC)

+ Tĩnh tải giai đoạn II (DW)

+ Hoạt tải LL (Design truck + Tandom)+ PL + Lane Load.

+ Tai trọng xung kích IM , Lực xung kích IM = 0,25.LL (Theo điều 3.6.2,

bảng 3.6.2.1-1,Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05).

+ Nhiêt độ phân bố đêu (TU)

+ Co ngót (SH)

+ Từ biến (CR) …



Trọng lượng và khoảng cách bánh xe của xe tải thiết kế phải được lấy theo hình vẽ

sau :

Hình 2.2. Mô hình tải trọng thiết kế theo 22TCN 272-05.

+ 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 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 1.5m nên lấy

bằng 4.5 KN/m.

- 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 7.01 để phân tích kết cấu và xác định nội lực.

Trong quy trình AASHTO 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:

+ Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ I : Gồm các tổ hợp tải trọng cơ bản đảm

vảo xe chạy bình thường khi trên cầu không có gió

+ Tổ hợp theo trạng thái giới hạn sử dụng : Tổ hợp tải trọng lien quan đến khai thác

bình thường của cầu với gió có vận tốc 25m/s với tất cả các tải trọng lấy theo giá trị danh

định . Dùng để kiểm tra độ võng , bề rộng vết nứt trong kết cấu bê tông cốt thép và bê

tông cốt thép DWL, Sự trượt của các lien kết có nguy cơ trượt do tác dụng của hoạt tải xe

- Công thức chung xác định tổng ứng lực tính toán :

Q = ( Điều 4.3.2-1)

Trong đó :

+) I : Hệ số diều chỉnh tải trọng



= i D R 0.95

Với:

+ Hệ số liên quan đến tính dẻo D = 0.95 (theo Điều 1.3.3)

+ Hệ số liên quan đến tính dư R = 0.95(theo Điều 1.3.4)

+ Hệ số liên quan đến tầm quan trọng trong khai thác i = 1.05 (theo Điều

1.3.5 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05).

= 1

+) γi : Hệ số tải trọng

STTKý hiệu

Tổ hợp tải trọngCường độ I Cường độ II Cường độ III Sử dụng MỏiMax Min Max Min Max Min Max Min

1 DC 1.25 0.9 1.25 0.9 1.25 0.9 1 1 - 2 DW 1.5 0.65 1.5 0.65 1.5 0.65 1 1 - 7 LL 1.75 - - - 1.35 - 1 - 0.758 IM 1.75 - - - 1.35 - 1 - 0.759 PL 1.75 - - - 1.35 - 1 - - 10 CE 1.75 - - - 1.35 - 1 - 0.7510 WS - - 1.4 - 0.4 - 0.3 - - 11 WL - - - - 1 - 1 - - 12 TU 1.2 0.5 1.2 0.5 1.2 0.5 1.2 1 - 14 TG - - - - - - 0.5 - - 15 SE - - - - - - 0.5 - -

+) Qi : Tải trọng quy định ở đây

1. Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cường độ I:

Q = 1,25.DC + 1,5.DW + 1,75(LL + IM) +1,75.PL + 1,2.(TU + CR +SH)

- Biểu đồ bao mô men :

Nội lực do tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cường độ I được cho trong bảng

sau:

- Bảng tổng hợp nội lực với hoạt tải là Xe tải thiết kế :



TTGH CƯỜNG ĐỘ I

Mặt cắt

Mô men Lực Cắt

M(Max)

(KN.m)

M(Min)

(KN.m)

V(Max)

(KN)

V(Min)

(KN)

1 0 0 -5296.29 -11910.6

2 109556.8 33411.35 20.86 -5200.48

4 117394.8 32968.85 728.9 -4368.27

5 127393.3 28228.37 2303.56 -2716.02

6 130038 18292.19 3908.6 -1070.49

7 125181.2 3060.4 5551.01 577.66

8 112802 -17604.7 7238.33 2238.51

9 92846.96 -43879.7 8978.76 3922.89

10 65206.54 -75980.9 10781.2 5642.21

11 29814.57 -114165 12655.27 7408.31

12 -13673.1 -158732 14611.14 9233.3

13 -65546.7 -210023 16659.49 11129.5

14 -125545 -269026 18811.37 13109.29

15 -175289 -319417 20498.94 14655.66

16 -229319 -375285 22256.79 16261.86

17 -287805 -436869 24089.1 17919.51

18 -346755 -504456 26000.99 19590.7

20 -501734 -688194 31999.51 24978.2822 -339715 -482839 -20743 -27938.723 -278806 -405765 -19079.9 -2605124 -220843 -334656 -17488.3 -24238.125 -165150 -269279 -15965.5 -22498.3



26 -113792 -210660 -14506.5 -20826.827 -51749.5 -142874 -12650.8 -18694.828 3291.4 -83607.5 -10809.9 -16665.129 51692.78 -32463 -9044 -14726.130 93807.84 10877.29 -7341.93 -12867.631 130030.6 46598.79 -5692.29 -11079.732 161682 73872.23 -4084.09 -9353.3833 186879.9 94986.39 -2506.94 -7680.0934 205223.8 110667.2 -951.12 -6051.9735 216824.6 121052.4 592.22 -4461.6736 221762.5 126241.9 2131.21 -2902.2537 221966.7 126735.7 2516.32 -2516.32

- Bảng tổng hợp nội lực với hoạt tải là xe 2 trục :

TTGH CƯỜNG ĐỘ I

Mặt cắt

Mô men Lực Cắt

M(Max)

(KN.m)

M(Min)

(KN.m)

V(Max)

(KN)

V(Min)

(KN)

1 0 0 -5296.29 -11910.6

2 109556.8 33411.35 20.86 -5200.48

4 117394.8 32968.85 728.9 -4368.27

5 127393.3 28228.37 2303.56 -2716.02

6 130038 18292.19 3908.6 -1070.49

7 125181.2 3060.4 5551.01 577.66

8 112802 -17604.7 7238.33 2238.51

9 92846.96 -43879.7 8978.76 3922.89

10 65206.54 -75980.9 10781.2 5642.21

11 29814.57 -114165 12655.27 7408.31

12 -13673.1 -158732 14611.14 9233.3

13 -65546.7 -210023 16659.49 11129.5

14 -125545 -269026 18811.37 13109.29

15 -175289 -319417 20498.94 14655.66

16 -229319 -375285 22256.79 16261.86

17 -287805 -436869 24089.1 17919.51



18 -346755 -504456 26000.99 19590.7

20 -501734 -688194 31999.51 24978.2822 -339715 -482839 -20743 -27938.723 -278806 -405765 -19079.9 -2605124 -220843 -334656 -17488.3 -24238.125 -165150 -269279 -15965.5 -22498.326 -113792 -210660 -14506.5 -20826.827 -51749.5 -142874 -12650.8 -18694.828 3291.4 -83607.5 -10809.9 -16665.129 51692.78 -32463 -9044 -14726.130 93807.84 10877.29 -7341.93 -12867.631 130030.6 46598.79 -5692.29 -11079.732 161682 73872.23 -4084.09 -9353.3833 186879.9 94986.39 -2506.94 -7680.0934 205223.8 110667.2 -951.12 -6051.9735 216824.6 121052.4 592.22 -4461.6736 221762.5 126241.9 2131.21 -2902.2537 3959.68 126735.7 221966.7 -2516.32

2. Tổ hợp theo trạng thái giới hạn sử dụng :

Q = DC + DW + LL + IM +PL + 0,3.WS + WL + 1,2.(TU +CR +SH) + 0,5.TG

- Biểu đồ bao mô men :

Nội lực do tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn cường độ I được cho trong bảng

sau:

- Bảng tổng hợp nội lực với hoạt tải là Xe tải thiết kế :

TTGH SỬ DỤNG

Mặt Mô men Lực Cắt



cắt

M(Max)

(KN.m)

M(Min)

(KN.m)

V2(Max)

(KN)

V2(Min)

(KN)

1 0 0 -148.05 -1792.7

2 13527.98 -632.48 294.263 -1068.2

4 14402.54 -928.15 340.658 -998.44

5 15192.38 -1266.1 387.604 -929.24

6 17512.87 -3040.4 598.58 -657.82

7 18535.51 -5491 840.143 -394.95

8 18301.71 -8617.6 1089.25 -140.55

9 16819.29 -12420 1341.6 105.721

10 14121.48 -16899 1595.66 344.365

11 10235.46 -22055 1851.19 575.974

12 5212.642 -27886 2108.11 801.154

13 -960.8322 -34393 2366.41 1020.46

14 -6338.167 -39718 2561.02 1181.44

15 -12182.42 -45599 2756.61 1339.66

16 -18382.1 -52140 2953.11 1493.75

17 -24895.66 -59347 3150.55 1644.87

18 -31286.66 -67244 3349.01 1783.7

20 -42414.3 -83621 3715.64 2020.81

22 -45528.11 -88542 3816.26 2084.4

23 -42314.22 -82861 -2164.9 -4073.6

24 -31126.37 -63532 -2101.4 -3976.7

25 -25392.68 -53942 -1866.4 -3622.3

26 -19439.85 -45032 -1736.8 -3429.7

27 -13608.74 -36779 -1606.1 -3237.6

28 -8095.145 -29191 -1474.3 -3045.9

29 -2954.722 -22659 -1340.2 -2854.5

30 3309.291 -15222 -1196.2 -2663.7



31 8894.144 -8825.8 -996.89 -2409.7

32 13797.73 -3472.3 -791.45 -2156.4

33 18064.26 790.369 -581.4 -1903.9

34 22010.69 3644.87 -366.43 -1652.3

35 24927.34 5792.71 -146.24 -1402.1

36 26781.15 7264.4 79.326 -1153.8

37 27472.37 7924.41 310.205 -908.1

- Với hoạt tải là xe 2 trục :

TTGH SỬ DỤNG

Mặt

cắt

M(Max)

(KN.m)

M(Min)

(KN.m)

V2(Max

)

(KN)

V2(Min

)

(KN)

1 0 0-

4414.02-

8193.64

273251.3

629739.6

8 -263.84-

3247.47

478146.1

229902.7

5 276.35-

2636.32

583875.4

427209.7

4 1449.16-

1419.17

684301.9

220447.1

6 2643.96 -201.23

779318.3

8 9535.07 3866.87 1024.95

868881.4

2-

5636.69 5124.34 2267.3

952920.1

6-

25209.4 6423.29 3534.22

1031322.5

2 -49356 7771.08 4834.51

11 3991.94-

78282.3 9175.5 6177.24

12-

29336.6 -11222710644.7

7 7571.72

13 -68907 -151465 12187.4 9027.41

14 -114658 -196647 13812.210553.8

7

15 -152751 -23511015089.3

1 11750.3



16 -194259 -27766816422.1

512996.4

8

17 -239327 -324507 17814.114288.6

1

18 -285726 -375841 19269.215606.1

7

20 -408609 -51515823887.1

819875.0

5

22 -280248 -362033-

16470.3-

20582.1

23 -232105 -304653-

15158.1-

19141.6

24 -186712 -251748-

13903.9 -17761

25 -143630 -203133-

12705.6-

16438.6

26 -103991 -159344-

11559.1-

15170.7

27-

56239.8 -108311-

10103.7-

13557.4

28-

14027.6-

63684.1-

8679.85-

12025.6

2922940.6

2-

25148.4-

7319.32-

10566.2

3054944.8

2 7555.93-

6013.34-

9170.83

3182278.5

134603.1

8 -4753-

7831.52

32105755.

355578.2

5-

3529.72-

6540.74

33 12434971838.4

6-

2335.27-

5291.36

34137871.

383838.9

9 -1161.9-

4076.67

35 14641791690.0

2 -2.38-

2890.32

36150054.

695471.4

6 1150.03-

1726.23

37150205.

295787.4

9 1437.9 -1437.9

- So sánh 2 tổ hợp trên ta thấy tổ hợp của xe tải thiết kế bất lợi hơn xe 2T .Vậy ta

dùng tổ hợp của xe tải thiết kế để tính toán.

III.3 .TỔNG HỢP NỘI LỰC TÍNH TOÁN:



Ta lấy giá trị nội lực lớn nhất tại các mặt cắt trong giai đoạn thi công và khai thác

làm nội lực tính toán :

1. Giai đoạn thi công :

Mặt

cắt

Mtt

(KN.m)

Vtt

KNGhi chú

1-

41923.8-

6487.03

219279.9

6 302.89

318943.6

8 526.6Giữa đốt HL nhip

biên

4 18383.7 750.32

513898.2

3 1954.69

6-

19748.3 3190.14

7-

31888.2 4142.22

8-

47872.6 5125.45

9-

70409.4 6147.58

10-

97130.1 7216.55

11 -128240 8340.5

12 -163979 9527.75

13 -20462010786.7

9

14 -25047212126.3

3

15 -288486 13188.4

16 -32978114304.9

8

17 -37452915479.5

1

18 -42291216715.9

5

20 -55173120809.2

8 Mặt cắt đỉnh trụ

22 -42291216715.9

523 -374529 15479.5



1

24 -32978114304.9

825 -288486 13188.4

26 -25047212126.3

3

27 -20462010786.7

928 -163979 9527.7529 -128240 8340.5

30-

97130.1 7216.55

31-

70409.4 6147.58

32-

47872.6 5125.45

33-

29346.6 4142.22

34-

17076.6 3190.14

35 -10749-

1613.8636 13443.2 -723.14

3714025.1

1 0Giữa đốt HL nhịp

giữa

2. Giai đoạn khai thác( Sử dụng) :

Mặt cắt

Mtt

(KN.m)

Vtt

KNGhi chú

1 0 -11910.6

2 109556.8 -5200.48

3 113713.7 -4783.59 Giữa đốt HL nhip biên

4 117394.8 -4368.27

5 127393.3 -2716.02

6 130038 3908.6

7 125181.2 5551.01

8 112802 7238.33

9 92846.96 8978.76

10 -75980.9 10781.2

11 -114165 12655.27



12 -158732 14611.14

13 -210023 16659.49

14 -269026 18811.37

15 -319417 20498.94

16 -375285 22256.79

17 -436869 24089.1

18 -504456 26000.99

20 -688194 31999.51 Mặt cắt đỉnh trụ22 -482839 -27938.723 -405765 -2605124 -334656 -24238.125 -269279 -22498.326 -210660 -20826.827 -142874 -18694.828 -83607.5 -16665.129 51692.78 -14726.130 93807.84 -12867.631 130030.6 -11079.732 161682 -9353.3833 186879.9 -7680.0934 205223.8 -6051.9735 216824.6 -4461.6736 221762.5 -2902.2537 150205.2 -2516.32 Giữa đốt HL nhịp giữa



CHƯƠNG IVTÍNH TOÁN VÀ BỐ TRÍ CỐT THÉP

I- TÍNH LƯỢNG CỐT THÉP TRONG GIAI ĐOẠN THI CÔNG

I.1. Đặc trưng vật liệu :

- Cốt thép :

Sử dụng thép cường độ cao loại tao xoắn 7 sợi, mỗi bó gồmg 19 tao có các chỉ tiêu

sau:

+ Đường kính danh định: d = 15,2 mm.

+ Diện tích tiết diện tao: A = 1,387 cm2.

+ Cường độ kéo quy định: fpu = 1860 MPa.

+ Cường độ chảy: fpy = 0,85 . fpu = 0.85 x 1860 = 1581 (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 (kg/m3)

fc’: cường độ quy định của bê tông, fc’ =40MPa.

Ec = 32979,77 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.

I.2. Quy đổi mặt cắt :

- Quy đổi mặt cắt hộp dầm về mặt cắt chữ T nhằm mục đích xây dựng các công

thức tính duyệt thuận lợi.

- Nguyên lí 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

- Ta có kích thước tại các mặt cắt sau khi quy đổi về mặt cắt chữ T :



Mặt

cắt

B(cm) b(cm) H(cm) Ht(cm) Hd(cm) W(cm) J(cm4)

20 1200 500 700 35 108.40 160 1.12E+1018 1200 515 627 35 95.61 152.8 8.28E+0917 1200 523 590 35 89.17 149.8 7.04E+0916 1200 531 556 35 83.09 146.8 5.99E+0915 1200 539 524 35 77.39 143.8 5.10E+0914 1200 547 494 35 72.06 140.6 4.35E+0913 1200 558 457 35 65.52 136.6 3.53E+0912 1200 569 424 35 59.65 132.6 2.88E+0911 1200 580 395 35 54.44 128.4 2.38E+0910 1200 591 370 35 49.89 124.4 1.99E+099 1200 602 348 35 46.00 120.4 1.69E+098 1200 613 331 35 42.77 116.2 1.47E+097 1200 623 317 35 40.19 112.2 1.31E+096 1200 634 308 35 38.28 108.2 1.20E+095 1200 645 302 35 37.02 104 1.14E+094 1200 656 300 35 36.42 100 1.12E+093 1200 656 300 35 36.42 100 1.12E+102 1200 656 300 35 36.42 100 8.28E+091 1200 656 300 35 36.42 100 7.04E+09

I.3. Xác định số bó cốt thép DƯL trong giai đoạn thi công:

1.3.1. 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 < MC => 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 vùn chịu nén tương đương a

- Xác định chiều cao vùng chịu nén c theo công thức : c = a/β1

1.3.2. 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 (bê tông Mác

M400)

+) b : Bề rộng mặt cắt chịu nén

+) bw: Bề dày bản bụng

+) hf : Chiều dày cánh chịu nén

+) β 1 : Hệ số chuyển đổi hình khối ứng suất: β1 = 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 = 85%fpu = 1581 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.β1: 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.

- Hàm lượng thép DƯL và thép thường phải được giới hạn sao cho :


f

f - 1.04. 2 k

pu

py

ppups d

ck - 1f f


1.3.2.1. Tính và bố trí cốt thép cho mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn thi công

1.3.2.1.1)Tính cốt thép 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 561286 KN.m

Chiều cao mặt cắt H 700 cm

Chiều cao bố trí cốt thép DƯL atp 20 cm

Chiều cao có hiệu mặt cắt dp 680 cm

Bề rộng bản cánh chịu nén bk 1200 cm

Chiều dày bản cánh chịu nén hk 35 cm

Bề dày bản bụng B 500 cm

Cốt thép thường chịu kéo

Đường kính cốt thép D 2 cm

Diện tích 1 thanh as 3.14 cm2

Chiều cao bố trí cốt thép thường chịu kéo ats 17.50 cm

Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng ds 682.50 cm

Khoảng cách bố trí x 15 cm

Số thanh thép trên 1 lưới nthanh 75 thanh



Số lưới thép chịu kéobố trí nluoi 2 lưới

Tổng diện tích thép thờng chịu kéo As 471.24 cm2

Cốt thép thường chịu nén

Đờng kính cốt thép D 2 cm

Diện tích 1 thanh As' 3.14 cm2

Chiều cao bố trí cốt thép thờng chịu nén ats' 54.20 cm

Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng Ds' 54.20 cm


Số thanh thép trên 1 lưới Nthanh 32 thanh

Số lưới thép chịu nén bố trí Nluoi 3 lưới

Tổng diện tích thép thờng chịu nén As' 301.5936 cm2

Xác định vị trí trục trung hoà

Mô men quán trính bản cánh Mc 1002350 KN.m

Vị trí trục trung hoà TTH Qua cánh

Tính toán cốt thép DƯL

Chiều dày khối ƯS tương đương Mc 53.10808 cm

Chiều cao vùng chịu nén TTH 69.513194 cm

Tỉ số c/dp 0.1022253 <0,42

ứng suất trung bình trong thép DƯL A 178,77472 KN/cm2

Diện tích cốt thép DƯL cần thiết C 363.6637 cm2

Số bó thép DƯL cần thiết c/dp 21.646649 bó

Số bó chọn bố trí Fps 32 bó

Diện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 532.608 cm2

1.3.2.1.2) Kiểm toán mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn thi công :a-Xác định vị trí TTH của mặt cắt - Giả thiết TTH đi qua mép dưới bản cánh khi đó mặt cắt làm việc giống như mặt

cắt chữ nhật .- Cân bằng phương trình lực theo phương ngang ta có :

N1 = β1.0,85.fc’.b.hf + AS’.fy = APS.fPS + AS.fY = N2

+) Nếu N1 > N2 : thì TTH đi qua bản cánh => tính toán theo công thức của mặt cắt chữ nhật

+) Nếu N1 < N2 : thì TTH đi qua sườn => tính toán theo công thức của mặt cắt chữ T.



- Ta có : + N1 = 0,764 . 0,85 . 0,4 . 500.1,084 + 301,549 . 4,2 = 14742,4 (T)

+ N2 = 532,608.17,8994 + 473.3344. 4,2 = 11521.4 (T) Ta thấy : N1 > N2 => TTH đi qua bản cánh

b - Các công thức tính duyệt mặt cắt - Công thức tính chiều cao vùng chịu nén (tính theo công thức của mặt cắt chữ nhật)

- Công thức tính mômen kháng uốn danh định của mặt cắt (tính theo công thức của mặt cắt chữ nhật)

- Công thức tính sức kháng uốn tính toán của mặt cắt Mr = φ .Mn

Trong đó : +) φ : Hệ số sức kháng , lấy φ = 1+) 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, β1 = 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 = 85%fpu = 1581 MPa.+) 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. β 1: 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 :

42,0pd

c

- Bảng tính duyệt mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn thi công:

Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vịDiện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 532.608 cm2

Chiều cao bố trí cốt thép at 20 cm



Chiều cao có hiệu của mặt cắt dp 680 cmLực nén trong bản cánh dầm N1 14742.4 KNLực kéo trong thép DƯL và thép thường N2 11521.4 KNVị trí trục trung hoà TTH Qua cánhChiều cao vùng chịu nén c 75.0892 cmChiều cao khối ứng suất tương đương a 57.3681 cmTỉ số c/dp c/dp 0.11043 < 0,42ứng suất trung bình trong thép DƯL fps 17.8195 KN/cm2

Sức kháng uốn danh định của mặt cắt Mn 754327 KN.mHệ số sức kháng φ 1Sức kháng uốn tính toán Mr 754327 > Mtt

Tỉ số Mr/Mtt Mr/Mtt 1.34

Kết luận : Mr = 754327 (KN.m) > MTT = 561286 (KN.m) => Đạt => Vậy việc bố trí cốt thép DƯL đảm bảo khả năng chịu lực cho mặt cắt

1.3.2.2. Tính và bố trí cốt thép cho các mặt cắt giai đoạn thi công.

Thực hiện tính toán tương tự như trên ta tính được số bó cáp cần thiết đi qua các

mặt cắt trong giai đoạn thi công (cáp nhóm A) theo bảng sau:

Mặt cắt M

(KN.m)

Số bó cáp đi

qua mặt cắt

Astr

(cm2)

20 561286 32 533.248

18 422912 30 499.92

17 374529 28 466.592

16 329781 26 433.264

15 288486 24 399.936

14 250472 22 366.608

13 204620 20 333.28

12 163979 18 299.952

11 128240 16 266.624

10 97130.1 14 233.296

9 70409.4 12 199.968

8 47872.6 10 166.64

7 31888.2 8 133.312

6 19748.3 6 99.984



5 10749 4 66.656

4 6521.86 2 33.328

II. TÍNH VÀ BỐ TRÍ CÔT THÉP DƯL TRONG GIAI ĐOẠN KHAI THÁC :

II.1. 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 < MC => 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 vùn chịu nén tương đương a

- Xác định chiều cao vùng chịu nén c theo công thức : c = a/β1

II.2. 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 (bê tông Mác

M400)

+) b : Bề rộng mặt cắt chịu nén

+) bw: Bề dày bản bụng

+) hf : Chiều dày cánh chịu nén

+) β 1 : Hệ số chuyển đổi hình khối ứng suất: β1 = 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 = 85%fpu = 1581 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.β1: 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.

- Hàm lượng thép DƯL và thép thường phải được giới hạn sao cho :

II.2.1. Tính và bố trí cốt thép cho mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn khai thác

II.2.1.1)Tính cốt thép mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn khai thác :

Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vị

Tổng giá trị mô men tại mặt cắt đỉnh trụ Mtt 692157 KN.m

Chiều cao mặt cắt H 700 cm

Chiều cao bố trí cốt thép DƯL atp 20 cm

Chiều cao có hiệu mặt cắt dp 680 cm

Bề rộng bản cánh chịu nén bk 1200 cm

Chiều dày bản cánh chịu nén hk 30 cm

Bề dày bản bụng B 500 cm


f

f - 1.04. 2 k

pu

py

ppups d

ck - 1f f


Cốt thép thường chịu kéo

Đường kính cốt thép D 2 cm

Diện tích 1 thanh as 3.14 cm2

Chiều cao bố trí cốt thép thường chịu kéo ats 17.50 cm

Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng ds 682.50 cm


Số thanh thép trên 1 lưới nthanh 75 thanh

Số lưới thép chịu kéobố trí nluoi 2 lưới

Tổng diện tích thép thờng chịu kéo As 471.24 cm2

Cốt thép thường chịu nén

Đờng kính cốt thép D 2 cm

Diện tích 1 thanh As' 3.14 cm2

Chiều cao bố trí cốt thép thờng chịu nén ats' 54.20 cm

Khoảng cách đến mép chịu nén ngoài cùng Ds' 54.20 cm


Số thanh thép trên 1 lưới Nthanh 32 thanh

Số lưới thép chịu nén bố trí Nluoi 3 lưới

Tổng diện tích thép thờng chịu nén As' 301.5936 cm2

Xác định vị trí trục trung hoà

Mô men quán trính bản cánh Mc 1001850 KN.m

Vị trí trục trung hoà TTH Qua cánh

Tính toán cốt thép DƯL

Chiều dày khối ƯS tương đương Mc 69.38367 cm

Chiều cao vùng chịu nén TTH 90.816322 cm

Tỉ số c/dp 0.1335534 <0,42

ứng suất trung bình trong thép DƯL A 176,56044 KN/cm2

Diện tích cốt thép DƯL cần thiết Act 493.59118 cm2

Số bó thép DƯL cần thiết c/dp 29.380427 bó

Số bó chọn bố trí Fps 32 bó

Diện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 532.608 cm2



II.2.1.2) Kiểm toán mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn khai thác :a-Xác định vị trí TTH của mặt cắt - Giả thiết TTH đi qua mép dưới bản cánh khi đó mặt cắt làm việc giống như mặt

cắt chữ nhật .- Cân bằng phương trình lực theo phương ngang ta có :

N1 = β1.0,85.fc’.b.hf + AS’.fy = APS.fPS + AS.fY = N2

+) Nếu N1 > N2 : thì TTH đi qua bản cánh => tính toán theo công thức của mặt cắt chữ nhật

+) Nếu N1 < N2 : thì TTH đi qua sườn => tính toán theo công thức của mặt cắt chữ T.

- Ta có : + N1 = 0,764 . 0,85 . 0,4 . 500.1,084 + 301,549 . 4,2 = 14742,4 (T)

+ N2 = 532,608.17,8994 + 473.3344. 4,2 = 11521,4 (T) Ta thấy : N1 > N2 => TTH đi qua bản cánh

b - Các công thức tính duyệt mặt cắt - Công thức tính chiều cao vùng chịu nén (tính theo công thức của mặt cắt chữ nhật)

- Công thức tính mômen kháng uốn danh định của mặt cắt (tính theo công thức của mặt cắt chữ nhật)

- Công thức tính sức kháng uốn tính toán của mặt cắt Mr = φ .Mn

Trong đó : +) φ : Hệ số sức kháng , lấy φ = 1+) 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, β1 = 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 = 85%fpu = 1581 MPa.+) 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. β 1: 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.



+) Hàm lượng thép DƯL và thép thường phải được giới hạn sao cho :

42,0pd

c

- Bảng tính duyệt mặt cắt đỉnh trụ giai đoạn sử dụng:

Tên gọi các đại lượng Kí hiệu Giá trị Đơn vịDiện tích cốt thép DƯL bố trí Aps 532.608 cm2

Chiều cao bố trí cốt thép at 20 cmChiều cao có hiệu của mặt cắt dp 680 cmLực nén trong bản cánh dầm N1 14742.4 KNLực kéo trong thép DƯL và thép thường N2 11521.4 KNVị trí trục trung hoà TTH Qua cánhChiều cao vùng chịu nén c 285.0 cmChiều cao khối ứng suất tương đương a 57.3681 cmTỉ số c/dp c/dp 0.11043 < 0,42ứng suất trung bình trong thép DƯL fps 17.8195 KN/cm2

Sức kháng uốn danh định của mặt cắt Mn 752349 KN.mHệ số sức kháng φ 1Sức kháng uốn tính toán Mr 752349 > Mtt

Tỉ số Mr/Mtt Mr/Mtt 1.09

Kết luận : Mr = 752349 (KN.m) > MTT = 692157 (KN.m) => Đạt => Vậy việc bố trí cốt thép DƯL đảm bảo khả năng chịu lực cho mặt cắt

II.2.2. Tính và bố trí cốt thép DƯL cho các mặt cắt trong giai đoạn khai thác :

Thực hiện tính toán tương tự như trên ta tính được số bó cáp cần thiết đi qua các

mặt cắt trong giai đoạn khai thác (cáp nhóm C) theo bảng sau:

Mặt cắt M

(KN.m)

Số bó cáp đi

qua mặt cắt

Astr

(cm2)1 0 8 133.1522 109557 8 133.1524 117395 10 166.445 127393 12 199.7286 130038 14 233.0167 125181 16 266.3048 112802 18 299.592



9 92847 20 332.8810 -75981 20 332.8811 -114165 20 332.8812 -158732 20 332.8813 -210023 20 332.8814 -269026 22 366.16815 -319417 24 399.45616 -375285 26 432.74417 -436869 28 466.03218 -504456 30 499.3220 -692157 32 532.60822 -482839 30 499.3223 -405765 28 466.03224 -334656 26 432.74425 -269279 24 399.45626 -210660 22 366.16827 -142874 20 332.8828 -83608 20 332.8829 51692.8 20 332.8830 93807.8 20 332.8831 130031 20 332.8832 161682 20 332.8833 186880 20 332.8834 205224 18 299.59235 216825 16 266.30436 221763 14 233.016



CHƯƠNG VKIỂM 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 cường độ I

và tổ hợp tải trọng theo trạng thái giới hạn sử dụng . Tại các mặt cắt :

- Mặt cắt số 3 : Mặt cắt có momen dương lớn nhất giữa nhịp biên

- Mặt cắt số 20 : Mặt cắt đỉnh trụ

- Mặt cắt số 37 : Mặt cắt giữa nhịp chính.

I. KIỂM TOÁN GIAI ĐOẠN THI CÔNG

Sơ đồ tính toán: Cánh T tĩnh định.

Mặt cắt kiểm toán mặt cắt 20-20, tức là mặt cắt có M- lớn nhất và thay đổi liên tục

khi thi công hẫng.

I.1.Quy đổi mặt cắt đỉnh trụ về mặt cắt chữ T.

Sau khi quy đổi về mặt cắt chữ T ta có kích thước mặt cắt đỉnh trụ (mc 20-20) như

sau :



I.2. Tính mất mát ứng suất trong giai đoạn thi công.

I.2.1. Các chỉ tiêu cơ lí của vật liệu:

I.2.1.1. Bêtông:

+ Cường độ chịu nén khi uốn: f’c = 40 Mpa

+ Môđun đàn hồi: Ec = 0,043.c 1.5

Trong đó :

c: tỷ trọng của bê tông (kg/m3)

fc’: cường độ quy định của bê tông, fc’ =40MPa.

Ec = 32979,77 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.

+ Tỷ trọng của bê tông :

= 24,5 kN/m3.

+ Cường độ chịu nén của bê tông lúc bắt đầu tạo ứng suất trước:

Fci’ = 0,9.fc

’ = 0,9.40 = 36 MPa

Khi đó : Mô đun đàn hồi của bê tông lúc bắt đầu tạo ứng suất trước

Ec = 0,043.yc1.5 = 31287,353 Mpa

I.2.1.2.Thép cường độ cao:



Sử dụng thép cường độ cao loại tao xoắn 7 sợi, mỗi bó gồmg 19 tao có các chỉ

tiêu sau:

+ Đường kính danh định: d = 15,2 mm.

+ Diện tích tiết diện tao: A = 1,387 cm2.

+ Cường độ kéo quy định: fpu = 1860 MPa.

+ Cường độ chảy: fpy = 0,85 . fpu = 0.85 x 1860 = 1581 (Mpa).

+ Mô đuyn đàn hồi quy ước: E = 197000 (Mpa).

+ Hệ số ma sát: = 0.23

+ Chiều dài tụt neo:

L = 0.006 (m).

+ Ứng suất trong thép DƯL khi kích :

Fpj = 1448 (Mpa)

I.2.1.3. Thép thường:

Giới hạn chảy tối thiểu của cốt thép thanh: fy = 420 (MPa).

Môdun đàn hồi: E = 200000 (MPa).

I.2.2. xác định diện tích cốt thép dự ứng lực cần thiết:

Theo điều 5.7.1 – QT272-05 , 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):

0 y I

M y

I

F.e -

A

F- f b

x

dcb

xb

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 0,6.fpu .Ta tính được sơ bộ diện

tích bó cáp:

pups 0.6f

F A

Từ đó suy ra số bó cáp:

cable

ps

A

An

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

đi qua mặt cặt cắt trong giai đoạn thi công .

I.2.3. Tính đặc trưng hình học mặt cắt đỉnh trụ (Đã bố trí cốt thép DƯL ).

Đặc trưng hình học Giá trị Đơn vị

A 18.337 m2

S 64.832 m3

yt 3.5355 m

yd 3.4645 m

Ix 174.197 m4

et 3.2895 m

I.2.4. 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:

pRpCRpSRpESpApFpT fΔfΔfΔfΔfΔfΔfΔ

Trong đó :



Mất mát tức thời gồm:

+ Mất mát do ma sát : pFΔF (Mpa)

+ Mất mát do thiết bị neo : pAΔF (Mpa)

+ Mất mát do co ngắn đàn hồi : pESΔF (Mpa)

Mất mát theo thời gian gồm:

+ Mất mát do co ngót : pSRΔF (Mpa)

+ Mất mát do từ biến của bêtông : pCRΔF (Mpa)

+ Mất mát do tự trùng (dão) của thép : pRΔF (Mpa)

I.2.4.1. Mất mát do ma sát. (Theo 5.9.5.2.2b-1)

Mất mát do ma sát giữa các bó thép ứng suất trước và ống bọc được tính theo công

thức sau: μαKx

pjpF e1ffΔ .

Trong đó:

fpj: ứng suất trong bó thép ứng suất trước tại thời điểm kích, được giả định

trước.

fpj = 1448 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.

: Hệ số ma sát.

: 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

= 0.23

Mất mát ứng suất do ma sát tính đến mặt cắt 20-20 là:

Bó cáp

x(mm) pFΔF (Mpa)

1 14000 13.31792 20000 18.9883 26000 24.63574 32000 30.26115 38000 35.86426 46000 43.30067 54000 50.6979



8 62000 58.05629 70000 65.375710 78000 72.656811 86000 79.899412 94000 87.10413 102000 94.270514 110000 101.39915 118000 108.491

-> Mất mát tổng cộng : pFΔF = 55.27(Mpa)

I.2.4.2. Mất mát do thiết bị neo. (Theo điều 5.9.5.2).

ppA E L

LΔfΔ

Trong đó:

L: Chiều dài tụt neo, L = 0,006 m/1 neo

L: chiều dài cáp dự ứng lực(mm)

Bó cáp L(mm) L(mm) Ep(Mpa) pAΔF (Mpa)

1 6 28000 197000 42.212 6 40000 197000 29.553 6 52000 197000 22.734 6 64000 197000 18.475 6 76000 197000 15.556 6 92000 197000 12.857 6 108000 197000 10.948 6 124000 197000 9.539 6 140000 197000 8.4410 6 156000 197000 7.5811 6 172000 197000 6.8712 6 188000 197000 6.2913 6 204000 197000 5.7914 6 220000 197000 5.3715 6 236000 197000 5.01

-> Mất mát tổng cộng : pAΔF = 12.95 (Mpa)

I.2.4.3. Mất mát do co ngắn đàn hồi.(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:

ΔfpES = (Mpa)

Trong đó:

+ Ep :Mô đun đàn hồi của bó thép ứng suất trước -> Ep = 197000 (Mpa)



+ Eci : Mô đun đàn hồi của bê tông lúc bắt đầu tạo ứng suất trước

Eci = 31287,353 (Mpa)

+ N : Số lượng các bó thép ứng suất trước giống nhau.-> N=32

+ 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).

I

M

I

F.e -

A

F- f ttbt

2

cgp .e

Với :

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. pspApFpj Af - f - f F = 8.204(Mpa)

e : Độ lệch của trọng tâm các bó thép so với trục trung hoà của tiết diện

e = 3.2895(m)

A : Diện tích mặt cắt ngang tại mặt cắt 20

A = 18.337 (m2)

+ Mttbt : Mô men do tải trọng bản thân tại mặt cắt giữa nhịp, Dùng chương trình

MiDas ta tính được , Mttbt = 551777 (KN.m)Bó

cápSố cáp Ep/Eci

F(KN)

Fcpg

(Mpa)ΔfpES

(Mpa)1 2 6.296 4635.25 9.879 4.9392 2 6.296 4658.54 9.876 4.9383 2 6.296 4662.44 9.876 4.9384 2 6.296 4657.90 9.876 4.9385 2 6.296 4648.96 9.877 4.9396 2 6.296 4633.21 9.879 4.9407 2 6.296 4614.92 9.881 4.9418 2 6.296 4595.13 9.884 4.9429 2 6.296 4574.40 9.886 4.94310 2 6.296 4553.04 9.889 4.94411 2 6.296 4531.28 9.891 4.94612 2 6.296 4509.25 9.894 4.94713 2 6.296 4487.04 9.896 4.94814 2 6.296 4464.71 9.899 4.94915 2 6.296 4442.32 9.901 4.951

-> Mất mát tổng cộng ΔfpES = 4.63 Mpa

I.2.4.4. Mất mát do co ngót (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 20-20 là:

I.2.4.5. Mất mát do từ biến (5.9.5.4.3).

Trong giai đoạn thi công giá trị mất mát ứng suất do từ biến pCRΔF =0 (Mpa)

I.2.4.6. Mất mát do tự chùng (5.9.5.4.4).

Trong đó:

: Mất mát tại thời điểm truyền lực truyền lực(Mpa)

: Mất mát sau khi truyền(Mpa)

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).

Bó cáp Số cáp Fpj(Mpa) t(ngày)1 2 1315.93 4 18.4122 2 1322.926 4 18.8003 2 1324.098 4 18.8664 2 1322.735 4 18.7905 2 1320.048 4 18.6406 2 1315.316 4 18.3787 2 1309.822 4 18.0768 2 1303.876 4 17.7519 2 1297.645 4 17.413



10 2 1291.229 4 17.06711 2 1284.691 4 16.71712 2 1278.071 4 16.36613 2 1271.397 4 16.01414 2 1264.689 4 15.66415 2 1257.961 4 15.315

-> Mất mát tổng cộng do tự trùng tại thời điểm truyền lực :

= 16.39 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:

-> Mất mát tổng cộng do dão thép sau khi truyền lực :

= 31.88 (Mpa)

I.2.4.7. Tổng mất mát ứng suất của cánh hẫng khi thi công là:

= 146.12 (Mpa)

I.3. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I tại mặt cắt 20-20 (mặt cắt đỉnh

trụ).

I.3.1. Sức kháng uốn (theo điều 5.7.3.2)

- Căn cứ vào điều 5.7.3.2 QT272-05 ta kiểm tra theo công thức:

Trong đó :


Bó cáp Số cáp1 2 38.1092 2 37.5993 2 37.0904 2 36.5845 2 36.0806 2 35.4117 2 34.7458 2 34.0829 2 33.42410 2 32.76811 2 32.11612 2 31.46813 2 30.82314 2 30.18115 2 29.543

183


+ φ: Hệ số sức kháng, φ = 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 = 532.608 cm2.

+ fps: ứng suất trung bình trong thép ứng suất trước ở sức kháng danh định,

Theo tiêu chuẩn 22 TCN 272-05 điều (5.7.3.1.1-1) được tính như sau :

Với :

Fpu : Cường độ chịu kéo quy định của cốt thép DUL (Mpa)

C : Khoảng cách từ trục trung hoà đến mặt chịu nén (mm)

( Điều 5.7.3.1.1-3):

+ dp: Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm các bó thép ứng

suất trước(mm)

+ b: Chiều rộng cánh chịu nén(mm)

+ bw : Chiều rộng bản bụng.

+ 1: Hệ số quy đổi khối ứng suất (5.7.2.2):

1 =

+ hf : Chiều dầy cánh chịu nén của cấu kiện, là chiều dày quy đổi bản đáy của

mặt cắt.

hf = 1084,0(mm).

+ a : Chiều dày khối ứng suất tương đương,

a = c.1.

a = 531,08 (mm)

Vậy Mn = 744899 (kNm).

Suy ra .Mn = 1 x 744899 (KN.m) > 551731 (KN.m)



Kết Luận : Thỏa mãn

I.3.2. Kiểm tra giới hạn cốt thép ứng suất trước.

I.3.2.1. Hàm lượng thép tối đa: (theo 5.7.3.3.1-1)

Điều kiệm kiểm tra:

0.42d

c

e

Trong đó:

+ C : Khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng tới trục trung hòa (mm)

Theo tính toán ở trên ta có tại mặt cắt đỉnh trụ c = 75.0892 (cm)

+ de : Khoảng cách hữu hiệu tương ứng từ thớ nén ngoài cùng đến trọng

tâm của cốt thép chịu kéo (mm) (5.7.3.3.1-2).

yspsps

sysppspse .fA .fA

.d.fA .d.fA d

= 362.03 (cm).

Thay vào chương trình trên ta có :

C/De = 0.207 <0.42 ( Đạt )

I.3.2.2. 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:

a) 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)

fr =0,63. = 3.98 (MPa).

Trong đó:

)ff(fy

IM dper

tcr

+ 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).

fd = = 11.2 (MPa).

+ fpe: là ứng suất nén trong bê tông do ứng suất nén trước có hiệu.

yI

efA

A

fAf b

psps

g

pspspe = -11.05 (MPa).

+ Ag: là diện tích của tiết diện giai đoạn I.-> Ag = 532.608 cm2

I : là mô men quán tính của tiết diện giai đoạn I -> I = 174.2 m4

+ 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.

Thay vào công thức trên ta có :

Mcr = (Mpa/m) = 207932 (KN.m)

b) 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 207932 = 249518.8 (kNm).

1.33 Mu = 1.33 x 551731 = 733802.23 (kNm).

Vậy min(1,2 Mcr; 1,33 Mu) = 249518.8 (kN.m).

Kết luận: min = 249518.8 < 744899= Mu . Đạt yêu cầu.

I.3.3. Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện:

I.3.3.1. Công thức kiểm toán:

nu .V φV

Trong đó:

+ : Hệ số sức kháng cắt được xác định theo quy định trong bảng 5.5.2.2-1

= 0.7

+ Vn : Sức kháng cắt danh định được xác định theo quy định của điều

5.8.3.2.

pvv'cn2

pscn1

nV db0.25f V

V V V Vmin V

Với:

+ vv'cc dbf0.083 V

+

s

sincotg cotgdfA V vyv

s

+ Vp = Acable.fp.

+ dv: chiều cao chịu cắt có hiệu được xác định trong điều 5.8.2.7

+ bv: bề rộng bụng có hiệu, lấy bằng bệ rộng lớn nhất trong chiều cao dv.

+ s : Cự ly cốt thép đai.

Cự ly cốt thép đai không được vượt quá trị số sau :

- Nếu Vu < 0,1.fc’.bv.dv thì : s 600 mm

- Nếu Vu 0,1.fc’.bv.dv thì s 300 mm

Ta chọn cự ly giữa các cốt đai s = 100 mm

+ : Hệ số chỉ khả năng bêtông bị nứt chéo truyền lực keo được quy định trong

điều 5.8.3.4.



+ : Góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định trong điều 5.8.3.4 (độ). Khi

tính, giả thiết trước góc , sau đó tính các giá trị để tra bảng ngược lại và , nếu hai giá

trị gần bằng nhau thì có thể chấp nhận được, nếu không thì giả thiết lại.

+ : Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (độ). Nếu cốt đai thẳng đứng, = 900.

+ Av : Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2).

Chọn cốt đai Φ = 16 mm, Đai hai nhánh -> Av = 2.As = 402,12 mm2

+ Vp : Thành phần lực ứng suất trước có hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là dương

nếu ngược chiều lực cắt (N).

I.3.3.2. Xác định Vp :

Tại mặt cắt đỉnh trụ , cốt thép DUL đặt thẳng -> Vp = 0 (KN)

I.3.3.3. 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:

2

ad

0,72h

0,9d

maxd

e

e

v

+ a = 1.c

+ 1 đã tính ở phần tính chất vật liệu, 1 = 0.764

-> Suy ra dv = 5.04 (m)

- Bề rộng chiu cắt có hiệu của tiết diện bv:

Tại tiết diện 20-20, bề rộng có hiệu được lấy bằng bề rộng sườn có hiệu của

tiết diện dầm, bv = 11.5 (m.)

I.3.3.4. Xác định và :

- Hai giá trị và : Được tra từ bảng 5.8.3.4.2-1

Để xác định được và ta phải thông qua các giá trị sau 'cf

và x.

Trong đó:

+ : ứng suất cắt trong bêtông

vv

pu

db .

V . V

= 359 (KN)

= 0.0089



+ pspss

popsuv

u

x AEAE

fAθcotg0.5Vd

M

+fpc : Ứng suất trong thép UST khi ứng suất trong bê tông bằng 0 -> fpc = fpe

+ fpo: ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất trong bêtông xung quanh nó

bằng 0.

c

ppcpepo E

Efff = -79.74 (MPa).

+ fpe : ứng suất có hiệu trong thép ứng suất trước sau mất mát.

tpsps

g

pspspe y

I

.e.fA -

A

.fA- f = -11.05 (MPa).

+ Ep = 197000 (Mpa).

+ Ec= 32979.77 (Mpa).

+ Nu : Lực dọc tính toán , lấy là dương nếu chịu nén

Tại mặt cắt giữa nhịp : Nu = 1367.44 (KN)

Thay vào công thức trên ta có :

0,65.10-3

Tra bảng 5.8.3.4.2-1, ta có các giá trị của và như sau:

= 300

= 2,5

I.3.3.5. Tính Vc và Vs:

- Dựa vào kết quả tính các thông số thành phần để tính Vc và Vs.

Suy ra :Vc = = 23,245 (Mpa)=23245 (KN)

Vs = 9828.89 (KN).

I.3.3.6. Tính sức kháng danh định của tiết diện:

Theo công thức đã nêu ở trên để tính Vn.

Suy ra Vn1 = 23245 + 9828.89 = 33073,89 KN

Vn2 = 579600 (kN).

Vậy Vn = min (Vn1; Vn2) = 33073,89 kN.

Kết luận : Φ.Vn = 0,7. 33073,89 = 23151,723 (KN) > 20809,28 (KN)

-> Thỏa mãn yêu cầu về sức kháng cắt

II . KIỂM TOÁN GIAI ĐOẠN SỬ DỤNG .

Sơ đồ tính toán: Dầm liên tục 3 nhịp

Mặt cắt kiểm toán:



- Mặt cắt có moment dương lớn nhất tại nhịp biên (3-3)

- Mặt cắt có moment âm lớn nhất trên đỉnh trụ (20-20).

- Mặt cắt có moment dương lớn nhất tại giữa nhịp chính (37-37)

II.1.Đặc trưng hình học của mặt cắt tính đổi.

Đặc trưng hình học tại các mặt cắt quy về mặt cắt chữ T (đã bố trí cốt thép DUL)

- Mặt cắt đỉnh trụ :

Đặc trưng

hình học

Giá trị Đơn vị

A 18.337 m2

S 64.832 m3

yt 3.5355 m

yd 3.4645 m

Ix 174.197 m4

et 3.2895 m

- Mặt cắt 3-3:

Đặc trưng

hình học

Giá trị Đơn vị

A 8.343 m2

S 15.237 m3

yt 1.174 m

yd 1.826 m

Ix 6.341 m4

et 0.999 m

- Mặt cắt 37-37:

Đặc trưng

hình học

Giá trị Đơn

vị

A 8.7 m2

S 15.357 m3

yt 1.765 m

yd 1.235 m

Ix 7.669 m4



et 1.06 m

II.2. Tính mất mát ứng suất trong giai đoạn khai thác.

II.2.1. 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:

pRpCRpSRpESpApFpT fΔfΔfΔfΔfΔfΔfΔ

Trong đó :

Mất mát tức thời gồm:

+ Mất mát do ma sát : pFΔF (Mpa)

+ Mất mát do thiết bị neo : pAΔF (Mpa)

+ Mất mát do co ngắn đàn hồi : pESΔF (Mpa)

Mất mát theo thời gian gồm:

+ Mất mát do co ngót : pSRΔF (Mpa)

+ Mất mát do từ biến của bêtông : pCRΔF (Mpa)

+ Mất mát do tự trùng (dão) của thép : pRΔF (Mpa)

II.2.2. Mất mát do ma sát. (Theo 5.9.5.2.2b-1)

Mất mát do ma sát giữa các bó thép ứng suất trước và ống bọc được tính theo công

thức sau: μαKx

pjpF e1ffΔ .

Trong đó:

+ fpj: ứng suất trong bó thép ứng suất trước tại thời điểm kích, được giả định

trước.

fpj = 1448 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.

+ : Hệ số ma sát.

+ : 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

= 0.23

Mất mát ứng suất do ma sát tính đến mặt cắt 20-20 là:



Bó cápMặt cắt

x(mm)

α(rad)pFΔF (Mpa)

1 20-20 14000 0 13.322 20-20 20000 0 18.993 20-20 26000 0 24.634 20-20 32000 0 30.265 20-20 38000 0 35.866 20-20 46000 0 43.307 20-20 54000 0 50.698 20-20 62000 0 58.059 20-20 70000 0 65.3710 20-20 78000 0 72.6511 20-20 86000 0 79.8912 20-20 94000 0 87.1013 20-20 102000 0 94.2614 20-20 110000 0 101.3915 20-20 118000 0 108.48G1 37-37 13500 0.174533 69.31G2 37-37 17500 0.174533 72.94G3 37-37 21500 0.174533 76.57G4 37-37 25500 0.174533 80.18G5 37-37 29500 0.174533 83.79G6 3-3 33500 0.174533 87.38B1 3-3 21500 0.174533 76.57B2 3-3 25500 0.174533 80.18B3 3-3 29500 0.174533 83.79B4 3-3 33500 0.174533 87.38

II.2.3. Mất mát do thiết bị neo. (Theo điều 5.9.5.2).

ppA E L

LΔfΔ

Trong đó:

L: Chiều dài tụt neo, L = 0,006 m/1 neo

L: chiều dài cáp dự ứng lực(mm)

Bó cáp Mặt cắt L(mm) L(mm) Ep(Mpa) pAΔF (Mpa)

1 20-20 6 14000 197000 42.212 20-20 6 20000 197000 29.553 20-20 6 26000 197000 22.734 20-20 6 32000 197000 18.475 20-20 6 38000 197000 15.55

6 20-20 6 46000 197000 12.857 20-20 6 54000 197000 10.94



8 20-20 6 62000 197000 9.539 20-20 6 70000 197000 8.4410 20-20 6 78000 197000 7.58

11 20-20 6 86000 197000 6.8712 20-20 6 94000 197000 6.2913 20-20 6 102000 197000 5.7914 20-20 6 110000 197000 5.3715 20-20 6 118000 197000 5.01G1 37-37 6 13500 197000 43.78G2 37-37 6 17500 197000 33.77G3 37-37 6 21500 197000 27.49G4 37-37 6 25500 197000 23.18G5 37-37 6 29500 197000 20.03G6 3-3 6 33500 197000 17.64B1 3-3 6 21500 197000 27.49B2 3-3 6 25500 197000 23.18B3 3-3 6 29500 197000 20.03B4 3-3 6 33500 197000 17.64

II.2.4. Mất mát do co ngắn đàn hồi.(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:

ΔfpES = (Mpa)

Trong đó:

+ Ep :Mô đun đàn hồi của bó thép ứng suất trước -> Ep = 197000 (Mpa)

+ Eci : Mô đun đàn hồi của bê tông lúc bắt đầu tạo ứng suất trước

Eci = 31287,353 (Mpa)

+ N : Số lượng các bó thép ứng suất trước giống nhau.-> N=32

+ 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).

I

M

I

F.e -

A

F- f ttbt

2

cgp .e

Với :

+ 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. pspApFpj Af - f - f F (Mpa)

+ e : Độ lệch của trọng tâm các bó thép so với trục trung hoà của tiết diện



+ e = 3.2895(m)

+ A : Diện tích mặt cắt ngang tại mặt cắt 20 , 37, 3

+ Mttbt : Mô men do tải trọng bản thân tại mặt cắt giữa nhịp, Dùng chương

trình MiDas ta tính được , Mttbt = 551777 (KN.m)

Bó cápMặt cắt Số cáp Ep/Eci

F(KN)

Fcpg

(Mpa)ΔfpES

(Mpa)1 20-20 2 6.296 4635.25 9.879 4.9392 20-20 2 6.296 4658.54 9.876 4.9383 20-20 2 6.296 4662.44 9.876 4.9384 20-20 2 6.296 4657.90 9.876 4.9385 20-20 2 6.296 4648.96 9.877 4.9396 20-20 2 6.296 4633.21 9.879 4.9407 20-20 2 6.296 4614.92 9.881 4.9418 20-20 2 6.296 4595.13 9.884 4.9429 20-20 2 6.296 4574.40 9.886 4.94310 20-20 2 6.296 4553.04 9.889 4.94411 20-20 2 6.296 4531.28 9.891 4.94612 20-20 2 6.296 4509.25 9.894 4.94713 20-20 2 6.296 4487.04 9.896 4.94814 20-20 2 6.296 4464.71 9.899 4.94915 20-20 2 6.296 4442.32 9.901 4.951G1 37-37 2 6.296 4443.67 9.901 4.951G2 37-37 2 6.296 4464.88 9.899 4.949G3 37-37 2 6.296 4473.72 9.898 4.949G4 37-37 2 6.296 4476.04 9.897 4.949G5 37-37 2 6.296 4474.50 9.898 4.949G6 3-3 2 6.296 4470.49 9.898 4.949B1 3-3 2 6.296 4473.72 9.898 4.949B2 3-3 2 6.296 4476.04 9.897 4.949B3 3-3 2 6.296 4474.50 9.898 4.949B4 3-3 2 6.296 4470.49 9.898 4.949

II.2.5. Mất mát do co ngót (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 là:



II.2.6. Mất mát do từ biến (5.9.5.4.3).

cdpcgppCR f712fΔf

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).

+ cdpΔf : 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).

I

.eM

I

.eMΔf dads

cdp

+ 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.

+ 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:

Bó cápMặt cắt Số cáp

Mds

(KN.m)Mda

(KN.m)Δfcdp

(Mpa)ΔfpCR

(Mpa)1 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.1972 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.1643 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.1594 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.1655 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.1786 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.2007 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.2258 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.2539 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.28210 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.31211 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.34212 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.37313 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.40414 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.43615 20-20 2 397051.00 39074.60 -8.236 176.467G1 37-37 2 89800.20 9849.05 -13.773 215.229G2 37-37 2 89800.20 9849.05 -13.773 215.199G3 37-37 2 89800.20 9849.05 -13.773 215.187G4 37-37 2 89800.20 9849.05 -13.773 215.184G5 37-37 2 89800.20 9849.05 -13.773 215.186G6 3-3 2 89800.20 9849.05 -13.773 215.191B1 3-3 2 40100.73 4565.35 -7.037 168.032B2 3-3 2 40100.73 4565.35 -7.037 168.029B3 3-3 2 40100.73 4565.35 -7.037 168.031



B4 3-3 2 40100.73 4565.35 -7.037 168.036

II.2.7. Mất mát do tự chùng (5.9.5.4.4).

Trong đó:

+ : Mất mát tại thời điểm truyền lực truyền lực(Mpa)

+ : Mất mát sau khi truyền(Mpa)

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).

Bó cápMặt cắt Số cáp Fpj(Mpa) t(ngày)

1 20-20 2 1315.930 4 18.4122 20-20 2 1322.926 4 18.8003 20-20 2 1324.098 4 18.8664 20-20 2 1322.735 4 18.7905 20-20 2 1320.048 4 18.6406 20-20 2 1315.316 4 18.3787 20-20 2 1309.822 4 18.0768 20-20 2 1303.876 4 17.7519 20-20 2 1297.645 4 17.41310 20-20 2 1291.229 4 17.06711 20-20 2 1284.691 4 16.71712 20-20 2 1278.071 4 16.36613 20-20 2 1271.397 4 16.01414 20-20 2 1264.689 4 15.66415 20-20 2 1257.961 4 15.315G1 37-37 2 1258.364 4 15.336G2 37-37 2 1264.737 4 15.667G3 37-37 2 1267.396 4 15.805G4 37-37 2 1268.093 4 15.842



G5 37-37 2 1267.629 4 15.817G6 3-3 2 1266.425 4 15.754B1 3-3 2 1267.396 4 15.805B2 3-3 2 1268.093 4 15.842B3 3-3 2 1267.629 4 15.817B4 3-3 2 1266.425 4 15.754

- 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:

Bó cáp

Mặt cắt Số cáp

1 20-20 2 27.5372 20-20 2 27.0293 20-20 2 26.5214 20-20 2 26.0145 20-20 2 25.5096 20-20 2 24.8397 20-20 2 24.1718 20-20 2 23.5079 20-20 2 22.84710 20-20 2 22.19011 20-20 2 21.53612 20-20 2 20.88513 20-20 2 20.23814 20-20 2 19.59515 20-20 2 18.955G1 37-37 2 20.155G2 37-37 2 19.829G3 37-37 2 19.504G4 37-37 2 19.179G5 37-37 2 18.854G6 3-3 2 18.530B1 3-3 2 22.333B2 3-3 2 22.008B3 3-3 2 21.683B4 3-3 2 21.359

II.2.8. Tổng mất mát ứng suất của các bó cáp trong giai đoạn sử dụng:

Bó cápMặt cắt Số cáp (Mpa)

1 20-20 2 307.6162 20-20 2 300.4683 20-20 2 298.847



4 20-20 2 299.6345 20-20 2 301.6796 20-20 2 305.5007 20-20 2 310.0518 20-20 2 315.0369 20-20 2 320.29710 20-20 2 325.73911 20-20 2 331.30512 20-20 2 336.95413 20-20 2 342.66114 20-20 2 348.40615 20-20 2 354.176G1 37-37 2 393.755G2 37-37 2 387.358G3 37-37 2 384.500G4 37-37 2 383.511G5 37-37 2 383.628G6 3-3 2 384.451B1 3-3 2 340.174B2 3-3 2 339.186B3 3-3 2 339.302B4 3-3 2 340.126

-> Mất mát tổng cộng : = 338.97 (Mpa)

II.3.Kiểm toán theo trạng thái giới hạn cường độ I:

II.3.1. Sức kháng uốn (theo điều 5.7.3.2)

Căn cứ vào điều 5.7.3.2 AASHTO ta kiểm tra theo công thức:

un M.M

Trong đó :

+ Φ : Hệ số sức kháng, = 1.0 đối với các cấu kiện dự ứng lực chịu kéo khi

uốn (Theo 5.5.4.2.1 Tiêu chuẩn 22 TCN 272-05).

+ Mn : Sức kháng uốn danh định của tiết diện, được tính theo công thức :

2

h -

2

ah.β b-b0.85f

2

a - dfA -

2

a-dfA

2

a - dfA M f

f1w'c

's

'y

'ssysppspsn

+ Aps : Tổng diện tích các bó thép ứng suất trước.

+ ds : Khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép chịu kéo

không DUL (mm)

+ ds’ : Khoảng cách từ thớ biên chịu kéo ngoài cùng đến trọng tâm cốt thép

chịu nén (mm)

+ 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. :



ppups d

ck - 1f f

+ Với :

0.38 f

f - 1.04. 2 k

pu

py

C : Khoảng cách từ trục trung hoà đến mặt chịu nén (mm).

p

pupsw1

'c

pups

d

fkA bβ0.85f

fA c

dp : Khoảng cách từ thớ ngoài cùng chịu nén đến trọng tâm các bó thép

ứng suất trước.

b : Chiều rộng bản cánh chịu nén.

bw : Chiều rộng bản bụng.

1 : Hệ số quy đổi khối ứng suất:

1 = 0.764

hf : Chiều dầy cánh chịu nén của cấu kiện

a : Chiều dày khối ứng suất tương đương,

a = c.1.

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 1581 Mpa

Ep 197000 Mpa

f'c 40 Mpa

fcr 4.455 Mpa

fy 420 Mpa

f 'y 420 Mpa

Es 200000 MPa

k 0.380

1 0.764

Φ 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

(mm2)

As

(mm2)

A 's

(mm2)

β1 bw

(cm)

3-3 14860 26641 47333 0.764 100

20-20 53260.8 47333 30159 0.764 100

37-37 22290 26641 47333 0.764 160

Tiết diện

b(mm) hf(mm) dp(mm) c(mm) fps(Mpa)

3-3 11500 350 2850 1174 1568.85

20-20 5000 1084 6850 3465 1502.47

37-37 11500 350 2850 1765 1422.3

+) Bảng kiểm toán sức kháng uốn của từng tiết diện (Theo điều 5.7.3.2)

Tiết

diện

a

(mm)

ds

(mm)

ds’

(mm)

Mr

(KN.m)

Mu

(KN.m)

Kiểm tra

3-3 896.94 2850 150 149556.16 115250 Đạt

20-20 2647.26 6850 150 550929.95 745396 Đạt

37-37 1348.46 2850 150 127150.80 216059 Đạt

II.3.2. Kiểm tra giới hạn cốt thép ứng suất trước.

II.3.2.1. Hàm lượng thép tối đa: (theo 5.7.3.3.1-1)

Điều kiệm kiểm tra: 0.42d

c

e

Trong đó:

+ c : khoảng cách từ thớ nén ngoài cùng đến trục trung hoà (mm)

+ 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).

yspsps

sysppspse .fA .fA

.d.fA .d.fA d

Tổng hợp về kiểm toán giới hạn cốt thép trong bảng sau:



Tiết diện de

(mm)

c

(mm)

c/de Kiểm tra

3-3 3850 1174 0.304 Đạt

20-20 7850 3465 0.401 Đạt

37-37 3850 1765 0.411 Đạt

II.3.2.2. 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:

a) 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.

+ Ag : 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.

b) 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

fc’

Mpa

fr

MPa

MDC

KN.m

Ag

m2

yt

m

yb

m

I

m4

Mcr

KN.m

Mu

KN.m

3-3 40 3.98 40100.7 8.34 1.17 1.83 6.34 92203.59 115250

20-20 40 3.98 397051.0 18.34 3.54 3.46 174.18 486191.2 745396



37-37 40 3.98 89800.2 8.70 1.77 1.24 7.67 83538.64 216059

Tiết

diện

1,22.Mcr

KN.m

1,33.Mu

KN.m

Min

KN.m

Mr

KN.m

Kiểm tra

3-3 153282.5 110644.3 110644.3 149556.16 Đạt

20-20 991376.7 543429.5 543429.5 550929.95 Đạt

37-37 287358.5 100246.4 100246.4 127150.80 Đạt

II.3.3. Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện:

Công thức kiểm toán:

nu V . V

Trong đó:

+Φ : Hệ số sức kháng cắt được xác định theo quy định trong bảng 5.5.2.2-1.

Φ = 0.7

+ Vn :Sức kháng cắt danh định được xác định theo quy định của điều 5.8.3.2.

pvv'cn2

pscn1

nV db0.25f V

V V V Vmin V

Với:

+ Vc : Sức kháng cắt danh định do ứng suất kéo trong bê tông (TCN 5.8.2.4)

vv'cc dbf0.083 V

+ Vs : Sức kháng cắt của cốt thép chịu cắt (TCN5.8.3.3)

s

sincotg cotgdfA V vyv

s

+ Vp : Thành phần lực ứng suất trước có hiệu trên hướng lực cắt tác dụng, là

dương nếu ngược chiều lực cắt (N).

5

1ipstrp sin . f . A V

i

+ dv : chiều cao chịu cắt có hiệu được xác định trong điều 5.8.2.7

+ bv: bề rộng bụng có hiệu, lấy bằng bệ rộng lớn nhất trong chiều cao dv.

+ s : Cự ly cốt thép đai.

+ : Hệ số chỉ khả năng bêtông bị nứt chéo truyền lực keo được quy định trong

điều 5.8.3.4.



+ : Góc nghiêng của ứng suất nén chéo được xác định trong điều 5.8.3.4

(độ). Khi tính, giả thiết trước góc , sau đó tính các giá trị để tra bảng ngược lại và , nếu hai giá trị gần bằng nhau thì có thể chấp nhận được, nếu không thì giả

thiết lại.

+ : Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (độ). Nếu cốt đai thẳng

đứng, = 900.

+ Av: Diện tích cốt thép chịu cắt trong cự ly s (mm2).

II.3.3.1. Xác định Vp :

Tại các măt cắt (3-3 , 20-20 , 37-37) góc lệch cưa cáp i so với phương

ngang là α = 0 do đó : Vp = 0 (KN.m)

II.3.3.2. Xác định dv và bv:

- Chiều cao chịu cắt 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:

2

ad

0,72h

0,9d

maxd

e

e

v

Với

+ a = 1.c

+ 1 đã tính ở phần tính chất vật liệu, 1 = 0.764

Mặt cắt dv(mm)

3-3 2160

20-20 5040

37-37 2160

- Bề rộng chiu cắt có hiệu của tiết diện bv:

Tại các tiết diện kiểm toán, bề rộng có hiệu được lấy bằng bề rộng sườn có

hiệu của tiết diện dầm

Mặt cắt bv(mm)

3-3 1000

20-20 1600

37-37 1000

II.3.3.3. Xác định và :



- Hai giá trị và : Được tra từ bảng 5.8.3.4.2-1

- Để xác định được và ta phải thông qua các giá trị sau 'cf

và x .

Trong đó:

+ : ứng suất cắt trong bêtông : vv

pu

db .

V . V

(MPa).

+ εx : Ứng biến trong cốt thép ở phía chịu kéo do uốn của cấu kiện xác định

theo công thức sau : pspss

popsuv

u

x AEAE

fAθcotg0.5Vd

M

+ fpo : ứng suất trong thép dự ứng lực khi ứng suất trong bêtông xung quanh

nó bằng 0: c

ppcpepo E

Efff (MPa).

+ fpe : ứng suất có hiệu trong thép ứng suất trước sau mất mát.

tpsps

g

pspspe y

I

.e.fA -

A

.fA- f (MPa).

+ Ep = 197000 (Mpa).

+ Ec = 32979.77 (Mpa).

Giả sử = 300

Sau khi tính toán và tra bảng 5.8.3.4.2-1, ta có các giá trị của và như sau:

Mặt

cắt

bv

(mm)

dv

(mm)

Vu

(Mpa.m2)

V

(Mpa)

v/fc’ εx (độ)

3-3 1000 2160 4.7936 0.4168 0.0104 0.00016 31 2.3

20-20 1600 5040 31.9995 1.7391 0.0435 0.00155 30 2.28

37-37 1000 2160 2.5163 0.2188 0.0055 0.00199 32 2.1

Vậy giá trị tính được gần sát với giả thiết do đó ta chọn để tính toán

II.3.3.4. Tính Vc và Vs:

- Chọn cốt đai chống cắt

Để rễ rang thi công , chọn cốt đai có đường kính không đổi Φ=16 mm , nhưng

khoảng cách giữa các cốt đai thì thay đổi theo sự giảm của lực cắt theo chiều dài dầm

Avmin = 0,083.

Trong đó :

+ Av : diện tích cốt thép ngang trong cự ly s (mm2)



+ s : Cự ly giữa các cốt thép đai (mm)

Thay số vào chương trình trên ta được Avmin

Mặt

cắtbv

(mm)

fy

(Mpa)

fc’

(Mpa)

S

(mm)

Avmin

(mm2)

3-3 1000 420 40 250 312.46

20-20 1600 420 40 100 199.98

37-37 1000 420 40 250 312.46

Dựa vào kết quả tính toán các thông số thành phần ta tính được Vc và Vs.

Mặt

cắtbv

(mm)

dv

(mm)

Av

(mm2)

(độ)

S

(mm)

β Vc

KN

Vs

KN

3-3 1000 2160 312.46 31 250 0.764 866.27 1887.07

20-20 1600 5040 199.98 30 100 0.764 3234.09 7045.28

37-37 1000 2160 312.46 32 250 0.764 866.27 1887.07

II.3.3.5. Tính sức kháng danh định của tiết diện và kiểm toán sức kháng cắt:

Mặt cắt Vn1

kN

Vn2

kN

Vn

kN

Vr = Φ.Vn

kN

Vu

kN

Kết luận

3-3 27533.48 21600 2753.35 19273.44 4783.59 Đạt

20-20 102793.65 80640 10279.36 71955.55 31999.51 Đạt

37-37 27533.48 21600 2753.35 19273.44 2516.32 Đạt

II.4. Kiểm toán theo trạng thái giới hạn sử dụng ( Điều 5.5.2)

Các vấn đề được kiểm toán trong trạng thái giới hạn sử dụng : Nứt ,

biến dạng và ứng suất trước trong bê tông

II.4.1. Các giới hạn ứng suất đối bê tông (5.9.4)

Kiểm tra theo công thức :

- Kiểm tra giới hạn ứng suất nến trong bê tông :

F t =

- Kiểm tra giới hạn ứng suất kéo trong bê tông :

F t =



Trong đó :

+ F : Tổng lực kéo trong các bó cáp ứng suất trước

+ MT T B T : Mô men do tải trọng bản thân dầm

+ A : Diện tích mặt cắt dầm

+ I : mô men quán tính của của tiết diện dầm

+ e: Độ lệch tâm của trọng tâm các bó thép ứng suất trước đến trục

trung hoà tiết điện

+ y t: khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ trên cùng của tiết điện

+ yb: khoảng cách từ trục trung hoà đến thớ dưới cùng của tiết diện

Mặt

cắt

F

(Mpa)

A

(m2)

I

(m4)

e

(m)

y t

(m)

yb

m

f t

Mpa

fb

Mpa

0.45f c’

Mpa

-0.5.

Mpa

KL

3 1316.2 8.34 6.34 1 1.17 1.8-77.7 520 18 -3.16 Đạt

20 1316.2 18.34 174.2 3.29 3.54 3.5-8.2 151 18 -3.16 Đạt

37 1316.2 8.70 7.7 1.06 1.77 1.2-149 355 18 -3.16 Đạt

II.4.2. Biến dạng(5.7.3.6)

Theo điều 5.7.3.6 giới hạn về độ võng :

- Tải trọng xe tải nói chung : L/800 = 15cm

- Sử dụng chương trình MiDas sau khi phân tích kết cầu và tổ hợp tải

trọng ta có : Độ võng của cầu tại mặt cắt giữa nhịp với tải trọng xe là

Δ = 12.5 cm

Ta thấy : Δ < L/800 -> thoả mãn


Documents

05 Patkkt Thduycd 7757