Dam I_keo truoc

8/14/2019 Dam I_keo truoc

http://slidepdf.com/reader/full/dam-ikeo-truoc 1/58

B N T NH D M

1 Copyright@Mr_Titan

BẢNG TÍNH: DẦM BTCT DỰ ỨNG LỰC GIẢN ĐƠNThực hiện: Nguyễn Xuân ĐạtKiểm tra: Nguyễn Xuân ĐạtNgày HT: 4/17/2009

I. SỐ LIỆU THIẾT KẾ

1. Số liệu chungSTT Tham số Đơn vị Ký hiệu Trị số

1 Chiều dài nhịp m 24.62 Khoảng cách từ gối đến đầu dầm m a 0.3

3 Chiều dài nhịp tính toán m L 244 Bề rộng phần xe chạy m 8

5 Bề rộng gờ chắn xe m 0.25

6 Bề rộng lề người đi m 1

7 Bề rộng lan can m 0.258 Bề rộng toàn cầu m B 119 Tải trọng thiết kế:

+ Hoạt tải xe HL93+ Người đi bộ kPa PL 3

10 Loại dầm thiết kế Dầm I

11 Hình thức kết cấu BTCT DUL12 Công nghệ chế tạo Căng trước13 Tiêu chuẩn thiết kế 22TCN-272-05

2. Số liệu mặt cắt2.1. Số liệu mặt cắt ngang cầuSTT Tham số Đơn vị Ký hiệu Trị số

1 Số lượng dầm chủ cái 62 Khoảng cách giữa các dầm chủ cm S 174

3 Chiều dài cánh hẫng cm 904 Dầm ngang

+ Số lượng dầm ngang (tại vị trí 2 gối) cái 25+ Kích thước dầm ngang

- Chiều dài dầm ngang cm 156

- Chiều dày dầm ngang cm 24

-Chiều cao dầm ngang cm 76

6 Chiều dày trung bình của bản mặt cầu cm 18

7 Lớp phủ mặt cầu cm 7.5

2.2. Số liệu mặt cắt ngang dầm

2.2.1. Mặt cắt giữa nhịp

Ld

B1

B2

B3

B4

Nb

Sk

ndn

Ldn

Bdn

Hdn

hf

hw



B N T NH D M


Ký hiệu Trị số Đơn vị Ký hiệu Trị số Đơn vịH 1143 mm b1 558 mmh1 178 mm b2 178 mmh2 190 mm b3 410 mm

h3 481 mm b4 190 mmh4 116 mm b5 116 mmh5 178 mm b6 508 mm

2.2.2. Mặt cắt gối

Ký hiệu Trị số Đơn vị Ký hiệu Trị số Đơn vị

H 1143 mm b1 558 mmh1 178 mm b2 410 mmh2 74 mm b3 410 mmh3 891 mm b4 74 mmh4 0 mm b5 0 mmh5 0 mm b6 508 mm

2.3. Đặc trưng hình học của mặt cắt Tham số Gối Giữa nhịp

499825 361321### 186986363

Yc (mm) 542.7220 517.515.74E+10 5.23E+10

3. Số liệu về vật liệu3.1. Bê tông

Cấp BT Ký hiệu Trị số Đơn vị

Tỷ trọng của BT 2500 kg/m3

Cấp BT (cường độ đặc trưng,xác suất 0,95) 45 MpaCường độ chịu nén của BT lúc bắt đầu đặt

36 Mpatải hoặc tạo ứng suất trước

CĐ chịu kéo khi uốn của BT (MĐ phá hoại) -4.23 Mpa36056.60 Mpa

Cấp BT bản 35.00 MPa

31798.93 Mpa

3.2. Thép thường Loại thép Tham số Ký hiệu Trị số Đơn vị

Thép có gờGiới hạn chảy 295 Mpa

Mô đun đàn hồi 200000 Mpa

Thép tròn trơn

Giới hạn chảy 235 Mpa

Mô đun đàn hồi 200000 Mpa

3.3. Thép cường độ cao

A (mm2)S (mm3)

I (mm4)

γ c

f'c

f'ci

f r

Mô đun đàn hồi Ec= 0.043 xγ

c1.5 x căn (f'

c) E

c

f'cb

Mô đun đàn hồi của bản Eb

Eb

f y

Es

f y

Es



B N T NH D M


Tham số Ký hiệu Trị số Đơn vịCấp thép ASTM Grade 270

Đường kính tao thép 12.7 mm

Cường độ chịu kéo 1860 Mpa

Giới hạn chảy (tao thép khử ứng suất dư) 1581 Mpa

Ứng suất trong thép DUL khi kích 1302 Mpa

Diện tích một tao thép 90.8Mô đun đàn hồi 197000 Mpa

II. CÁC HỆ SỐ

1. Hệ số làn xeSố làn xe thiết kế:

2Hệ số làn xe:

m = 12. Hệ số điều chỉnh tải trọng

Hệ số dẻo:

1Hệ số dư thừa

1Hệ số tầm quan trọng

1.05Hệ số điều chỉnh tải trọng

1.05

3. Hệ số phân bố hoạt tải3.1. Hệ số phân bố hoạt tải đối với mô men3.1.1. Hệ số phân bố hoạt tải đối với mô men trong các dầm trongKhoảng cách từ trọng tâm của dầm không liên hợp tới trọng tâm của bản mặt cầu:

715.492 mmTỷ lệ mô đun giữa dầm và bản mặt:

1.134Tham số độ cứng dọc:

2.690E+11Với dầm chữ I, hệ số phân bố hoạt tải được tính theo công thức sau:Một làn xe chất tải:

0.398Hai hay nhiều làn chất tải

0.540Hệ số phân bố thiết kế cho mô men trong dầm trong:

0.5403.1.2. Hệ số phân bố hoạt tải đối với mô men trong các dầm biên:

Dps

f pu

f py

f pj

Aps mm2

Ep

nlan

=

ηD

=

ηR

=

ηI=

η = η

Dη

Rη

I=

eg

= (H - Yc)+h

f /2 =

n = Ec/E

b=

Kg= n(I+A

g*e

g^2)=

mgMI1

=

mgMI2

=

mgMI =

Một làn thiết kế chịu tải: Theo nguyên tắc đòn bẩy

1.0

3

3.04.0

1.4300

06.0

+=

f

g

MI h L

K

L

S

mm

S mg

1.0

3

2.06.0

2.2900

075.0

+=

f

g

MI h L

K

L

S

mm

S mg



B N T NH D M


Xác định giá trị các tung độ:

1.374

0.799

0.655

0.483

0Với xe tải thiết kế:

0.290

Với tải trọng làn:

0.149

Với tải trọng người:

1.303

Hai hay nhiều làn chất tải:Khoảng cách từ tim bản bụng của dầm biên tới mép trong của bó vỉa:

-60cmKiểm tra điều kiện áp dụng:Ta có:

Kiểm tra: Không nằm trong phạm vi áp dụngVậy hệ số phân bố thiết kế đối với mô men trong các dầm biên là:

y5

=

de

= Sk

- B4- B

3- B

2=

Điều kiện: -300 ≤ de

≤ 1700mm

=

+

=2

*2.1 541 y ymg ME

HL

( ) =−−−+= 2343

1

2

1*

3

2.1 B B BS S y

mmg k

ME

Lan

( ) =+= 3213

1

2

12.1

B y y Bmg ME

PL

+=

mm

d mg mg e

MI ME 2800

77.022

ME

( )=

−+=

S

BS S y k 4

1

( )=

−−+=

S

B BS S y k 34

2

( )=

−−−+=

S

B B BS S y k 234

3

( )

=−−−−+

= S

m B B BS S

yk 3.0234

4



B N T NH D M


.

0.149

1.303

3.2. Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt 3.2.1. Hệ số phân bố hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm trong

Một làn xe chất tải:0.589

Hai hoặc nhiều làn chất tải:

0.657

Hệ số phân bố thiết kế của hoạt tải đối với lực cắt trong các dầm trong:

0.657

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

Với xe tải thiết kế

0.290

Với tải trọng làn

0.15

Với tải trọng người đi bộ

1.303

Hai hay nhiều làn chất tải:

Kiểm tra: Không nằm trong phạm vi áp dụngVậy hệ số phân bố thiết kế cho lực cắt trong các dầm biên là:

0.290

0.149

1.303

III. XÁC ĐỊNH NỘI LỰC TẠI CÁC MẶT CẮT ĐẶC TRƯNG1. Đường ảnh hưởng tại các mặt cắt đặc trưngXét tại 5 mặt cắt đặc trưng

+ Mặt cắt tại gối

+ Mặt cắt thay đổi tiết diện (cách gối 1.14m)+ Mặt cắt L/4+ Mặt cắt L/2

Một làn xe chất tải: Theo nguyên tắc đòn bẩy

+ Mặt cắt cách gối một khoảng dv

= 0.72H

HL

=ME

PLmg

=ME

Lanmg

=+=mm

S mg VI

760036.0

1

=1VE

HLmg

=1VE

Lanmg

=1VE

PLmg

=

−+=

2

2107003600

2.0mm

S

mm

S mg VI

=VI mg

+=

mm

d mg mg e

VI VE 3000

6.022

=VE

HLmg

=VE

Lanmg

=VE

PLmg



B N T NH D M


Bảng tổng hợp diện tích tại các mặt cắt đặc trưng:

Mặt cắtGối 0.00 0.000 12.000 0.000 12.000

0.82 9.537 11.191 -0.014 11.177Thay đổi tiết diện 1.14 13.030 10.887 -0.027 10.860Mặt cắt L/4 6.00 54.000 6.750 -0.750 6.000Mặt cắt L/2 12.00 72.000 3.000 -3.000 0.000

2. Xác định tĩnh tải2.1. Tĩnh tải dầm chủ+ Xét đoạn dầm từ đầu dầm tới mặt cắt thay đổi tiết diện:

Trọng lượng đoạn dầm:

Trong đó:

A - Diện tích tiết diện dầm chủ tại giữa nhịp

35.5kN

+ Xét đoạn dầm còn lại:

196.2 kN

Phương trình đường ảnh hưởng mô men và lực cắt tại mặt cắt xk

là:

Diện tích đường ảnh hưởng mô men và lực cắt tại mặt cắt xk

là:

xk(m) ω

Mω

Vdω

Vaω

V

dv

= 0.72H

γ c

- Tỷ trọng của bê tông dầm chủ

A0

- Diện tích tiết diện dầm chủ tại đầu dầm

x3

- khoảng cách từ gối đến mặt cắt thay đổi tiết diện

DCd0

=

DCd

=

( ) ( ) x L

x L x x f k

k −−

=,1 ( ) ( ) L x L

x x x f k

k −=,2

( ) L

x x x f k −=,3 ( )

L

x x x f k −=1,4

( )( ) k k

k k x

M x x L L L

x x Lk

−=−

= 2

1

2

1

ω

( )( )

L

x L x L

L

x k k

k x

Vd k

2

2

11

2

1 −=−

−=ω

L

x x

L

x k k

k x

Vak

2

2

1

2

1−=

−=ω

k k k x

Vd

x

Va

x

V ω ω ω +=

( ) ( ) 22

11 0

300 ×

+

−++=A A

m xma A DC cd γ

( )32 x L A DC cd −= γ



B N T NH D M


+ Tĩnh tải dầm chủ coi là tải trọng dải đều trên suốt chiều dài dầm

9.42 kN/m2.2. Tĩnh tải bản mặt cầu+ Dầm giữa:

0.34

8.48 kN/m+ Dầm biên:

0.35

8.63 kN/m2.3. Tĩnh tải dầm ngang

1.235 kN/m2.4. Trọng lượng lan can, tay vịn+ Phần thép có trọng lượng (tính gần đúng):

0.3kN/m+ Phần bê tông có trọng lượng (tính gần đúng):

3.75 kN/m+ Tổng trọng lượng lan can, tay vịn:

4.05 kN/m2.5. Trọng lượng lớp phủ mặt cầu và tiện ích công cộng + Trọng lượng lớp phủ mặt cầu:

22.5

2.94 kN/m+ Các tiện ích khác:

0.05 kN/m+ Tổng cộng:

DW = 2.99 kN/m2.6. Trọng lượng của gờ chắn xe

1.88 kN/m

2.7. Phân bố tĩnh tải cho các dầm

DCdc

=

Abmg = S.(hf +15mm)A

bmg= m2

DCbmg

= γ c.A

bmg

DCbmg

=

Abmb

= m2

DCbmb

= γ c.A

bmb

DCbmb =

DCdn

=

DCt=

DCbt

= B4*60cm*γ

cDC

bt=

DClc

= DCt+ DC

bt

DClc

=

DWlp

= hw.γ

w.S

Trong đó: γ w

- trọng lượng riêng của lớp phủ mặt cầu

γ w

= kN/m3

DWlp

=

DWti

=

DW = DWlp

+ DWti

DCgc

= B2*30cm*γ

c

DCgc

=

d

d d

dc L

DC DC DC

+= 0

( )mmhS S

A f k bm b 152

+

+=

( )

L N

N L B H DC

b

dndndndncdn γ =



B N T NH D M


+ Dầm biên:

1.4454

1.5172

0.7270

- Tĩnh tải lan can

5.854 kN/m- Tĩnh tải gờ chắn xe

1.36 kN/m- Tĩnh tải lớp phủ và tiện ích công cộng

2.18 kN/m+ Dầm trong:- Tĩnh tải lan can

0kN/m- Tĩnh tải gờ chắn xe

0.00 kN/m- Tỉnh tải lớp phủ và tiện ích công cộng

2.99 kN/m2.7. Tổng cộng tĩnh tải tác dụng lên dầm chủ2.7.1. Dầm trong

+ Giai đoạn chưa liên hợp9.42 kN/m

+ Giai đoạn khai thác: mặt cắt liên hợp

19.14 kN/m

2.99 kN/m2.7.2. Dầm biên+ Giai đoạn chưa liên hợp

9.42 kN/m+ Giai đoạn khai thác: mặt cắt liên hợp

25.88 kN/m

2.18 kN/m

DClcb

= DClc*y

1b

DClcb

=

DCgcb

= DCgc

*y3b

DCgcb

=

DWb =

DClcg

=

DCgcg

=

DWg

=

DCdcg

=

DCg

= DCdc

+ DCbmg

+ DCdn

+ DClcg

+ DCgcg

DCg

=

DWg

=

DCdcb

=

DCb = DCdc + DCbmb + 0.5DCdn+ DClcb + DCgcb

DCb

=

DWb

=

=

−+

=S

BS S

yk

b

2

4

1

=+

=S

S S y k

b2

+−−=

224

S B BS

S

DW DW k b

=

−−−+=

S

B B BS S

y

k

b

2

2

34

3



B N T NH D M


3. Xác định nội lực tại các mặt cắt do tĩnh tải tác dụng+ Dầm trong- Giai đoạn chưa liên hợp

- Giai đoạn khai thác: mặt cắt liên hợp

+ Dầm biên- Giai đoạn chưa liên hợp

- Giai đoạn khai thác: mặt cắt liên hợp

Bảng tổng hợp nội lực tại các mặt cắt đặc trưng

Giai đoạn chưa liên hợp Giai đoạn liên hợp

Mdc Vdc Mdc Vdc Mdw VdwDầm trong

0.00 0.000 113.024 0.000 229.634 0.000 35.835

0.82 89.825 105.273 182.500 213.886 28.480 33.3771.14 122.728 102.287 249.348 207.819 38.911 32.4316.00 508.610 56.512 1033.355 114.817 161.258 17.918

12.00 678.146 0.000 1377.806 0.000 215.010 0.000Dầm biên

0.00 0.000 113.024 0.000 310.584 0.000 26.1550.82 89.825 105.273 246.833 289.284 20.787 24.3621.14 122.728 102.287 337.247 281.078 28.401 23.6716.00 508.610 56.512 1397.627 155.292 117.699 13.078

12.00 678.146 0.000 1863.502 0.000 156.933 0.000Ghi chú: Mô men có đơn vị là kN.m, lực cắt có đơn vị là kN

4. Xác định nội lực do hoạt tải4.1. Mô men do hoạt tải HL93 và PL gây ra tại các mặt cắt đặc trưng 4.1.1. Mô men do xe tải thiết kếTa xét 2 trường hợp xếp xe bất lợi nhất lên đường ảnh hưởng như hình vẽ:

MDCdcg

= ωM*DC

dcg

VDCdcg

= ωV*DC

dcg

MDCg = ωM*DCg

MDWg

= ωM*DW

g

VDCg

= ωV*DC

g

VDWg

= ωV*DW

g

MDCdcb

= ωM*DC

dcb

VDCdcb

= ωV*DC

dcb

MDCb = ωM*DCb

MDWb

= ωM*DW

b

VDCb

= ωV*DC

b

VDWb

= ωV*DW

b

Mặt cắtx (m)



B N T NH D M


Giá trị tung độ ĐAH Giá trị mô men

Truck TandemTrường hợp 1

0.00 0 0 0 0 0 0

0.82 0.795 0.754 0.647 0.500 226.590 170.3171.14 1.086 1.029 0.882 0.677 308.988 232.6176.00 4.5 4.2 3.43 2.35 1231.38 95712.00 6 5.4 3.85 1.7 1487.75 1254

Trường hợp 20.00 0 0 0 0 0 0 00.82 0.795 0.215 0.647 0 0.774 209.095 108.8431.14 1.086 0.514 0.882 0 1.057 285.280 172.8876.00 4.5 4.05 3.43 1.28 4.35 1193.75 92412.00 6 5.7 3.85 3.85 5.7 1563 1254

Giá trị tính toán

Truck Tandem Tính toán Đơn vị0.00 0 0 0.000 kNm0.82 226.59 170.32 226.590 kNm1.14 308.99 232.62 308.988 kNm6.00 1231.38 957 1231.375 kNm12.00 1563 1254 1563.000 kNm

4.1.2. Mô men do tải trọng làn gây ra tại các mặt cắt đặc trưng Công thức xác định:

Mặt cắt Đơn vị0.00 0.00 0 kNm0.82 9.54 88.69 kNm1.14 13.03 121.18 kNm6.00 54.00 502.2 kNm12.00 72.00 669.6 kNm

4.1.3. Mô men do tải trọng người đi gây ra cho dầm biên tại các mặt cắt đặc trưng Công thức xác định:

Mặt cắt Đơn vị0.00 0.00 0 kNm0.82 9.54 28.611 kNm1.14 13.03 39.09 kNm6.00 54.00 162.000 kNm12.00 72.00 216.000 kNm

4.1.4. Tổ hợp mô men do hoạt tải tác dụng tại các mặt cắt đặc trưng (có xét hệ số phân bố)Hệ số xung kích

IM = 25%

Công thức xác định:+ Dầm trong

Mặt cắtx (m)

yM1

yM2

yM3

yM4

yM5

ωM Mlan

ωM

MPL

M LanM ω ×= 3.9

M PL B PLM ω ××= 3

( ) LanMI HLMI g M mg M IM mg M ++= 1



B N T NH D M


+ Dầm biên

Hệ số phân bố Giá trị mô men

TổngDầm trong

0.00 0.540 0.540 0 0 0

0.82 0.540 0.540 152.911 47.883 200.7941.14 0.540 0.540 208.516 65.422 273.9386.00 0.540 0.540 830.977 271.122 1102.09912.00 0.540 0.540 1054.769 361.496 1416.266

Dầm biên0.00 0.290 0.149 1.303 0 0 0 00.82 0.290 0.149 1.303 82.041 13.249 37.293 132.5831.14 0.290 0.149 1.303 111.875 18.102 50.953 180.9296.00 0.290 0.149 1.303 445.843 75.018 211.159 732.02012.00 0.290 0.149 1.303 565.914 100.024 281.545 947.483

4.2. Lực cắt do hoạt tải HL93 và PL gây ra tại các mặt cắt đặc trưng Trường hợp xếp xe bất lợi nhất được thể hiện trên hình vẽ:

4.2.1. Lực cắt do xe tải thiết kếGiá trị tung độ ĐAH Giá trị lực cắt

Truck Tandem Tính toán0.00 1.000 0.950 0.821 0.642 286.479 214.500 286.4790.82 0.966 0.916 0.787 0.607 275.335 206.956 275.3351.14 0.953 0.903 0.773 0.594 271.042 204.050 271.0426.00 0.750 0.700 0.571 0.392 205.229 159.500 205.22912.00 0.500 0.450 0.321 0.142 123.979 104.500 123.979

4.2.2. Lực cắt do tải trọng lànMặt cắt

0.00 12.00 111.60.82 11.19 104.081.14 10.89 101.256.00 6.75 62.7812.00 3.00 27.9

4.2.3. Lực cắt do tải trọng người gây ra cho dầm biên tại các mặt cắt đặc trưng

Mặt cắt

0.00 12.00 360.82 11.19 33.571.14 10.89 32.666.00 6.75 20.25

Mặt cắtx (m) mg

HLmg

Lanmg

PLM

HLM

LanM

PL

Mặt cắtx (m) y

V1y

V2y

V3y

V4

ωVd

Vlan

ωVd

VPL

( ) PL

ME

PL Lan

ME

Lan HL

ME

HLb M mg M mg M IM mg M +++= 1



B N T NH D M


12.00 3.00 9

4.2.4. Tổ hợp lực cắt do hoạt tải tác dụng tại các mặt cắt đặc trưng (có xét hệ số phân bố)Hệ số phân bố Giá trị lực cắt

TổngDầm trong

0.00 0.657 0.657 235.231 73.309 308.540

0.82 0.657 0.657 226.081 68.368 294.4481.14 0.657 0.657 222.555 66.510 289.0656.00 0.657 0.657 168.516 41.236 209.75212.00 0.657 0.657 101.801 18.327 120.128

Dầm biên0.00 0.29 0.15 1.30 103.725 16.671 46.924 167.3200.82 0.29 0.15 1.30 99.690 15.547 43.761 158.9991.14 0.29 0.15 1.30 98.136 15.125 42.572 155.8336.00 0.29 0.15 1.30 74.307 9.377 26.395 110.07912.00 0.29 0.15 1.30 44.889 4.168 11.731 60.788

5. Tổ hợp nội lực theo các trạng thái giới hạnHệ số tải trọng (3.4.1.1)

Tải trọngTrạng thái giới hạn

CĐ1 CĐ2 CĐ3 SD Đặc biệtLL 1.75 0 1.35 1 0.5DC 1.25 1.25 1.25 1 1.25DW 1.5 1.5 1.5 1 1.5

Tổ hợp tải trọng:Trạng thái giới hạn

CĐ1 CĐ2 CĐ3 SD Đặc biệt

Mô men dầm trong (kN.m)0.00 0 0 0 0 00.82 622.233 270.844 541.915 411.773 371.2411.14 849.444 370.053 739.869 562.198 507.0226.00 3462.253 1533.580 3021.413 2296.711 2084.62912.00 4523.238 2044.773 3956.732 3009.082 2752.906

Mô men dầm biên (kN.m)0.00 0 0 0 0 00.82 571.741 339.722 518.708 400.203 406.0131.14 780.787 464.160 708.415 546.577 554.6256.00 3204.617 1923.582 2911.809 2247.346 2289.592

12.00 4222.872 2564.776 3843.878 2967.918 3038.518Lực cắt dầm trong (kN)

0.00 880.741 340.795 757.325 574.009 495.0660.82 832.708 317.424 714.929 541.712 464.6481.14 814.284 308.420 698.658 529.315 452.9536.00 537.464 170.398 453.563 342.487 275.27412.00 210.224 0.000 162.173 120.128 60.064

Lực cắt dầm biên (kN)0.00 720.273 427.463 653.345 504.059 511.1230.82 676.395 398.147 612.795 472.644 477.6471.14 659.561 386.854 597.228 460.582 464.770

6.00 406.370 213.731 362.338 278.449 268.77112.00 106.379 0.000 82.063 60.788 30.394

Xác định giá trị nội lực tính toán

Mặt cắtx (m) mg

HLmg

Lanmg

PLV

HLV

LanV

PL

Mặt cắtx (m)



B N T NH D M


Trạng thái giới hạnCĐ1 CĐ2 CĐ3 SD Đặc biệt

Mô men (kN.m)0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.000.82 622.23 339.72 541.92 411.77 406.011.14 849.44 464.16 739.87 562.20 554.636.00 3462.25 1923.58 3021.41 2296.71 2289.59

12.00 4523.24 2564.78 3956.73 3009.08 3038.52Lực cắt (kN.m)0.00 880.74 427.46 757.32 574.01 511.120.82 832.71 398.15 714.93 541.71 477.651.14 814.28 386.85 698.66 529.32 464.776.00 537.46 213.73 453.56 342.49 275.2712.00 210.22 0.00 162.17 120.13 60.06

IV. XÁC ĐỊNH SỐ LƯỢNG CỐT THÉP DUL VÀ BỐ TRÍ1. Xác định số lượng cốt thép dự ứng lực+ Diện tích cốt thép dự ứng lực có thể được xác định theo công thức kinh nghiệm sau:

2781.18+ Số tao cáp dự ứng lực cần thiết:

30.630

+ Vậy chọn: 32 tao thép D = 12.7mm

2. Bố trí cốt thép dự ứng lực2.1. Bố trí cốt thép dự ứng lực trên mặt cắt ngang dầmTại mặt cắt đầu dầm và giữa nhịp được bố trí như hình vẽ:

2.2. Bố trí cốt thép dự ứng lực theo phương dọc dầm

Mặt cắtx (m)

Aps

= mm2

nct

=

nct

=

( ) H f M A

pu

u ps

9.085.0φ ≥

1 ps

ps

ct A

An =



B N T NH D M


Chia số cáp dự ứng lực làm 7 nhóm: (1…10); (11…18); (19…24); (25,26); (27,28); (29,30)(31,32)

Tọa độ các bó cáp tại các mặt cắt đặc trưng (mm)Nhóm 1 2 3 4 5 6 7

SL tao 10 8 6 2 2 2 2

M/c x (m)0 -0.300 50.00 95.00 140.00 730.00 775.00 820.00 865.001 0.000 50.00 95.00 140.00 708.61 752.87 797.14 841.412 0.823 50.00 95.00 140.00 649.92 692.18 734.44 776.703 1.140 50.00 95.00 140.00 627.31 668.80 710.28 751.774 6.000 50.00 95.00 140.00 280.73 310.36 339.98 369.615 12.000 50.00 95.00 140.00 72.50 95.00 117.50 140.00

Nhóm 1 2 3 4 5 6 7SL tao 10 8 6 2 2 2 2

M/c x (m)0 -0.3 0.00 0.00 0.00 0.071 0.074 0.076 0.0781 0.00 0.00 0.00 0.00 0.071 0.074 0.076 0.0782 0.82 0.00 0.00 0.00 0.071 0.074 0.076 0.078

3 1.14 0.00 0.00 0.00 0.071 0.074 0.076 0.0784 6.00 0.00 0.00 0.00 0.071 0.074 0.076 0.0785 12.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00 0.00

V. TÍNH TOÁN ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA CÁC MẶT CẮT DẦM1. Đặc trưng hình học mặt cắt tính đổi của dầm chưa liên hợpQuy đổi phần thép dự ứng lực ra diện tích Aps đặt tại trọng tâm đám thép dự ứng lực

2905.6Đặc trưng hình học của mặt cắt dầm I giai đoạn 1:Mô đun đàn hồi của bê tông dầm:

36056.6Mpa

Mô đun đàn hồi của thép dự ứng lực:197000 Mpa

Hệ số quy đổi thép sang bê tông:

5.464

Diện tích dầm I giai đoạn 1 quy đổi (tính cả phần thép):

Mô men tĩnh của tiết diện quy đổi đối với đáy dầm:

Khoảng cách từ trọng tâm của tiết diện chưa liên hợp đến đáy dầm:

Giá trị góc sinα của các bó cáp tại các mặt cắt đặc trưng

Aps

= nct*A

ps1= mm2

Ec

=

Ep

=

A1

= A + (n1

- 1)Aps

S1

= S + (n1

-1)Aps

Cps

==c

p

E

E n1

1

1

1 A

S Y =



B N T NH D M


Mô men quán tính của tiết diện quy đổi (chưa liên hợp):

Bảng tổng hợp đặc trưng hình học của tiết diện quy đổi (chưa liên hợp)

0.00 512794.53 ### 535.556 ###0.82 512794.53 ### 535.166 ###

1.14 374290.53 ### 507.823 ###6.00 374290.53 ### 504.666 ###12.00 374290.53 ### 502.770 ###

2. Bề rộng bản cánh hữu hiệu2.1. Dầm trong Theo điều 4.6.2.6 của TCN:Bề rộng bản cánh hữu hiệu của dầm trong được lấy giá trị nhỏ nhất trong 3 giá trị:+ 1/4 chiều dài nhịp+ 12 lần chiều dày bản cộng với giá trị lớn hơn của bề rộng bản bụng hoặc 1/2 bề rộngbản cánh trên dầm I

+ Khoảng cách tĩnh giữa 2 dầm chủ

174 cm2.2. Dầm biênBề rộng bản cánh hữu hiệu của dầm biên được lấy giá trị nhỏ nhất trong 3 giá trị:+ 1/8 chiều dài nhịp+ 6 lần chiều dày bản cộng với giá trị lớn hơn của 1/2 bề rộng bản bụng hoặc 1/4 bề rộngbản cánh trên dầm I+ Bề rộng phần bản cánh hẫng

177 cm2.3. Bề rộng quy đổi Quy đổi bê tông bản sang bê tông dầm

0.882Bề rộng bản quy đổi cho dầm trong

153.5 cmBề rộng bản quy đổi cho dầm biên

156.1 cm

3. Đặc trưng hình học giai đoạn 2 (mặt cắt liên hợp)Khoảng cách từ trọng tâm bản tới thớ dưới của dầm:

1233 mmBề rộng tính toán của bản: lấy bằng bề rộng hữu hiệu cho dầm biên

I1

= I + (Y - Y1)2A + (n

1-1)A

ps(C

ps- Y

1)2

Mặt cắtx (m)

A1

(mm2)S

1

(mm3)Y

1

(mm)I1

(mm4)

bhhg

=

bhhb

=

n2

= Ecb

/Ec=

bg

= n2*b

hhg=

bb

= n2*b

hhb=

yb

= hf /2 + H =

+=

S

bbh

L

b f hhg 2

,max12

4

1

min 3

2

++=

k

f

hhg

hhb

S

bbh

L

bb

4,

2max6

8

1

min2

32



B N T NH D M


1561.0 mmDiện tích phần bản mặt cầu:

280978.79Mô men quán tính của bản đối với TTH của bản:

###

Diện tích mặt cắt liên hợp:+ Diện tích tiết diện nguyên (không kể đến diện tích cốt thép DUL):

+ Diện tích tiết diện tính đổi có cả cốt thép DUL:

Mô men tĩnh của tiết diện liên hợp đối với trục đi qua đáy dầm:+ Với tiết diện nguyên (không kể đến diện tích cốt thép DUL):

+ Với tiết diện tính đổi có cả cốt thép DUL:

Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện liên hợp tới đáy dầm+ Với tiết diện nguyên (không kể đến diên tích cốt thép DUL):

+ Với tiết diện tính đổi (có kể đến diện tích cốt thép DUL):

Mô men quán tính của tiết diện liên hợp đối với trục trọng tâm mặt cắt liên hợp:+ Với tiết diện nguyên:

+ Với tiết diện tính đổi:

Bảng tổng hợp đặc trưng hình học của mặt cắt giai đoạn 2 (mặt cắt liên hợp)

0.00 ### 617712894.13 791.124 1.44E+11 793773.32 ### 782.44 1.47E+110.82 ### 617712894.13 791.124 1.44E+11 793773.32 ### 782.18 1.48E+111.14 ### 533433210.13 830.505 1.34E+11 655269.32 ### 818.78 1.38E+11

6.00 ### 533433210.13 830.505 1.34E+11 655269.32 ### 816.98 1.39E+1112.0 ### 533433210.13 830.505 1.34E+11 655269.32 ### 815.89 1.40E+11

VI. TÍNH TOÁN CÁC MẤT MÁT ỨNG SUẤT DUL Đối với kết cấu kéo trước, mất mát ứng suất bao gồm:

1. Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi

Công thức xác định:

bb

=

Abm

= hf *b

b= mm2

mm4

A2

= A + Abm

A3

= A1

+ Abm

S2

= S + Abm

*yb

S3

= S1

+ Abm

*yb

I2 = I + (Y2 - Y)2*A + Ibm + (Y2 - yb)2*Abm

I3

= I1

+ (Y3

- Y1)2*A

1+ I

bm+ (Y

3-y

b)2*A

bm

M/cx (m)

A2

(mm2)S

2

(mm3)Y

2

(mm)I2

(mm4)A

3

(mm2)S

3

(mm3)Y

3

(mm)I3

(mm4)

+ Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi: ∆f pES

+ Mất mát ứng suất do co ngót: ∆f pSH

+ Mất mát ứng suất do từ biến: ∆f pCR

+ Mất mát ứng suất do cốt thép tự chùng: ∆f pR

==12

3

f b

bm

hb I

2

2

2

A

S Y =

3

3

3

A

S Y =

cgp

p

pES f E

f =∆



B N T NH D M


Trong đó:Ep - mô đun đàn hồi của cốt thép DUL

197000 Mpa

32199.38Mpa

khi truyền và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mô men max (Mpa)Ứng suất trong cốt thép dự ứng lực do lực dự ứng lực:

1106.7 Mpa Độ lệch tâm của cốt thép DUL đối với mặt cắt dầm I chưa liên hợp:

Tổng dự ứng lực:

### NVậy:

0.00 283.35 10.93 66.90.82 298.77 10.97 67.111.14 279.50 10.21 62.56.00 370.59 10.85 66.3612.00 425.32 11.55 70.64

2. Mất mát ứng suất do co ngótVới kết cấu kéo sau ta có:

Trong đó:H - độ ẩm của môi trường

H = 80%

34.6 Mpa

3. Mất mát ứng suất do từ biếnCông thức xác định:

Trong đó:

là các tải trọng tác dụng sau khi căng DUL.

Ep

=

Eci

- mô đun đàn hồi của bê tông lúc truyền lực

Eci =

f cgp

- tổng ứng suất trong bê tông ở trọng tâm các bó thép DUL do lực dự ứng lực sau

f ps

= 0.7*f py

f ps

=

e1

= Y - Cps

Fps

= f ps

*Aps

Fps

=

Mặt cắtx (m)

e1

(mm)f cgp

(Mpa)

∆f pES

(Mpa)

∆f pSH

= 117 - 1.03H

∆f pSH

=

∆f pCR

= 12f cgp

- 7∆f cdp

∆f cdp

- thay đổi ứng suất tại trọng tâm cốt thép DUL do tải trọng thường tĩnh DC và DW

Mtx

- mô men do tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm I chưa liên hợp (tính từ biến)

Mtx

= DCbmb

*ωM

e1 - độ lệch tâm của cốt thép DUL đối với mặt cắt dầm I chưa liên hợpMtxlh

- mô men do tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm I liên hợp (tính từ biến)

Mtxlh

= (DClcb

+ DCgcb

)*ωM

+ MDWb

ci

cici f E 4800=

( I

eM

I

ee F

A

F f DCdc ps ps

cgp111 +−−=

2

21

I

eM

I

eM f txlhtx

cdp +=∆



B N T NH D M


0.00 0 283.35 0 526.124 0.000 131.2090.82 82291425.95 298.77 ### 531.747 0.760 126.316

1.14 112434338.25 279.50 ### 586.553 1.137 114.6156.00 465952500 370.59 ### 592.495 5.548 91.31912.00 621270000 425.32 ### 683.587 8.509 78.993

4. Mất mát ứng suất do cốt thép tự chùngCông thức xác định:

Trong đó:

4.1. Mất mát ứng suất do cốt thép tự chùng khi căng Công thức xác định:

Trong đó:t - thời gian từ lúc căng cốt thép đến lúc truyền lực

t = 3 ngày

66.146 Mpa4.2. Mất mát ứng suất do cốt thép tự chùng sau khi căng Công thức xác định:

0.00 66.9 34.60 131.209 78.080 144.2260.82 67.11 34.60 126.316 78.971 145.1181.14 62.5 34.60 114.615 83.159 149.3056.00 66.36 34.60 91.319 86.272 152.41812.00 70.64 34.60 78.993 87.025 153.171

5. Tổng cộng mất mát ứng suất


0.00 376.932 28.9500.82 373.147 28.6601.14 361.015 27.7286.00 344.697 26.47412.00 337.405 25.914

VII. TÍNH DUYỆT THEO MÔ MEN1. Tính duyệt theo trạng thái giới hạn sử dụng1.1. Kiểm tra ứng suất nén trong bê tông khi khai thác

e2

- độ lệch tâm của cốt thép DUL đối với mặt cắt dầm I liên hợp

e2

= Y2

- Cps

Mặt cắtx (m)

Mtx

(N.mm)e

1

(mm)M

txlh

(N.mm)e

2

(mm)∆f

cdp

(Mpa)∆f

pCR

(Mpa)

∆f pR

= ∆f pR1

+ ∆f pR2

∆f pR1

- mất mát ứng suất do cốt thép tự chùng khi căng

∆f pR2

- mất mát ứng suất do cốt thép tự chùng sau khi căng

∆f pR1

=

Mặt cắtx (m)

∆f pES

(Mpa)

∆f pSH

(Mpa)

∆f pCR

(Mpa)

∆f pR2

(Mpa)

∆f pR

(Mpa)

∆f pT

= ∆f pES

+∆f pSH

+∆f pCR

+ ∆f pR

Mặt cắtx (m)

Tổng mất mátứng suất

(Mpa)

Phần trăm mất mát(%)

pi

py

pi

pR f f

f t f

−=∆ 55.0

10

24log1

( ) pCR pSH pES pR f f f f ∆+∆−∆−=∆ 2.04.01382



B N T NH D M


1.1.1. Do tác động của ứng suất do dự ứng lực và tải trọng thường xuyên+ Ứng suất thớ trên bản

Trong đó:

Kiểm tra ứng suất thớ trên bản

15.75 Mpa

Kết luận

0.00 0 0.000 378.56 1.47E+11 0 Đạt0.82 68.83 20.787 378.82 1.48E+11 0.230 Đạt1.14 94.04 28.401 342.22 1.38E+11 0.303 Đạt6.00 389.72 117.699 344.02 1.39E+11 1.255 Đạt

12.00 519.63 156.933 345.11 1.40E+11 1.664 Đạt

+ Ứng suất thớ trên dầm

Trong đó:

bản mặt cầu và dầm ngang tác dụng lên dầm biên

Kiểm tra ứng suất thớ trên dầm

20.25 Mpa

Kết luận

0.00 0 360.564 607.444 ### -2.69 -2.689 Đạt0.82 178.01 360.816 607.834 ### -3.13 -1.060 Đạt1.14 243.21 324.222 635.177 ### -1.82 1.372 Đạt

MDC2b

- mô men do tải trọng thường xuyên giai đoạn sau khi liên hợp tác dụng lên BMC

MDC2g = (DCgcb + DClcb)*ωM

ynb

- khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ nén ngoài cùng của BMC

ynb

= H + hf - Y

3

σ1tb

≤ f cf1nb

f cf1nb

- giới hạn ứng suất nén của bản mặt cầu

f cf1nb

= 0.45f'cb

=

Mặt cắtx (m)

MDC2b

(kN.m)

MDWb

(kN.m)y

nb

(mm)I3

(mm4)σ

1tb

(Mpa)

ynlh - khoảng cách từ trọng tâm dầm I liên hợp đến thớ chịu nén ngoài cùng của dầm Iy

nlh= H - Y

3

MDC1g

- mô men do tải trọng thường xuyên giai đoạn chưa làm việc liên hợp có xét đến

MDC1b

= (DCdc

+ DCbmb

+ 0.5DCdn

)*ωM

ynI

- khoảng cách từ trọng tâm dầm I chưa liên hợp đến thớ chịu nén ngoài cùng

ynI

= H - Y1

σpe.td

- ứng suất thớ trên dầm do dự ứng lực

Fpe

- lực thực sự trong cáp dự ứng lực (trừ đi mất mát ứng suất)

Fpe

= (f pj-∆f

pT)*A

ps

σ1td

≤ f cf1nd

f cf1nd

- giới hạn ứng suất nén của dầm chủ

f cf1nd

= 0.45f'c=

Mặt cắtx (m)

MDC1b

(kN.m)

ynlh

(mm)

ynI

(mm)F

pe

(N)σ

pe.td

(Mpa)σ

1td

(Mpa)

nb

DWbb DC

tb y I

M M

3

2

1

+=σ

td penI

b DC

nlh

DWbb DC

td y I

M y

I

M M .

1

1

3

2

1σ σ ++

+=

nI

pe pe

td pey

I

e F

A

F

1

1

1. −=σ



B N T NH D M


6.00 1007.91 326.025 638.334 ### -4.93 8.346 Đạt12.00 1343.88 327.108 640.230 ### -6.65 10.866 Đạt

1.1.2. Do tổng hoạt tải, dự ứng lực hữu hiệu và 1/2 tải trọng thường xuyên+ Ứng suất thớ trên bản


14 Mpa

Kết luận

0.00 0 378.56 1.47E+11 0.00E+00 Đạt0.82 132.58 378.82 1.48E+11 0.12 Đạt1.14 180.93 342.22 1.38E+11 0.15 Đạt

6.00 732.02 344.02 1.39E+11 0.63 Đạt12.00 947.48 345.11 1.40E+11 0.83 Đạt



18 MpaKết luận

0.00 0 360.564 1.47E+11 -1.34 Đạt0.82 132.58 360.816 1.48E+11 -0.19 Đạt1.14 180.93 324.222 1.38E+11 1.13 Đạt6.00 732.02 326.025 1.39E+11 5.98 Đạt12.00 947.48 327.108 1.40E+11 7.76 Đạt

1.1.3. Do tổng dự ứng lực hữu hiệu, tải trọng thường xuyên và tải trọng nhất thời + Ứng suất thớ trên bản


21 Mpa

Kết luận

0.00 0 378.56 1.47E+11 0 Đạt

0.82 132.58 378.82 1.48E+11 0.23 Đạt1.14 180.93 342.22 1.38E+11 0.3 Đạt6.00 732.02 344.02 1.39E+11 1.25 Đạt12.00 947.48 345.11 1.40E+11 1.66 Đạt

σ2tb

≤ f cf2nb

f cf2nb


f cf2nb

= 0.4f'cb

=

Mặt cắtx (m)

MLLb

(kN.m)

ynb

(mm)

I3

(mm4)σ

2tb

(Mpa)

σ2td

≤ f cf2nd

f cf2nd

- giới hạn ứng suất nén của dầm chủ

f cf2nd

= 0.4f'c=

Mặt cắtx (m)

MLLb

(kN.m)y

nlh

(mm)I3

(mm4)σ

2td

(Mpa)

σ3tb

≤ f cf3nb

f cf3nb


f cf3nb

= 0.6f'cb

=

Mặt cắtx (m)

MLLb

(kN.m)

ynb

(mm)

I3

(mm4)σ

2tb

(Mpa)

nb LLbtb

tb y I

M

3

12

2+=

σ σ

nb

LLb

tbtb y I

M

3

13+= σ σ

nlh LLbtd

td y I

M

3

12

2+=

σ σ



B N T NH D M




27 Mpa

Kết luận

0.00 0 360.564 1.47E+11 -2.689 Đạt0.82 132.58 360.816 1.48E+11 -0.736 Đạt1.14 180.93 324.222 1.38E+11 1.796 Đạt6.00 732.02 326.025 1.39E+11 10.061 Đạt12.00 947.48 327.108 1.40E+11 13.074 Đạt

1.2. Kiểm tra ứng suất kéo trong bê tông khi khai thác 1.2.1. Đề phòng trường hợp thớ trên dầm các mặt cắt gần gối có thể bị kéo ta kiểm tra ứng suất kéo Điều kiện kiểm tra

-2.689 Mpa

Giới hạn ứng suất kéo

-3.35 Mpa

Kết luận: Đạt1.2.2. Kiểm tra ứng suất kéo trong bê tông khi khai thác + Ứng suất kéo lớn nhất tại thớ dưới dầm:

Trong đó:

Kiểm tra ứng suất kéo

Kết luận

0.00 2687878.91 12.23 0.00 12.233 Đạt0.82 2698875.28 12.66 400.20 10.533 Đạt1.14 2734125.95 14.6 546.58 11.365 Đạt6.00 2781538.67 17.2 2247.35 4.006 Đạt12.00 2802728.65 18.59 2967.92 1.334 Đạt

1.3. Kiểm tra ứng suất trong bê tông giai đoạn thi công 1.3.1. Kiểm tra ứng suất thớ trên trong quá trình thi công + Ứng suất thớ trên dầm I trong quá trình thi công

σ3td

≤ f cf3nd

f cf3nd - giới hạn ứng suất nén của dầm chủf cf3nd

= 0.6f'c=

Mặt cắtx (m)

MLLb

(kN.m)

ynlh

(mm)

I3

(mm4)σ

2td

(Mpa)

min(σ1tb

,σ1td

,σ2tb

,σ2td

,σ3tb

,σ3td

)≥f cf4kd

min(σ1tb

,σ1td

,σ2tb

,σ2td

,σ3tb

,σ3td

) =

f cf4kd

=

σpedd

- ứng suất tại thớ dưới dầm do dự ứng lực

MuSD

- mô men uốn theo TTGH sử dụng

σ4dd

≤ f cf4kd

Mặt cắtx (m)

Fpe

(N)σ

pedd

(Mpa)

MuSD

(kN.m)σ

4dd

(Mpa)

nlh

LLb

td tb y I

M

3

13+=σ σ

'

4 5.0 ckd cf f f −=

3

3

4Y

I

M uS D pedd dd −=σ σ

1

1

1

1

. Y I

e F

A

F pe pe

dd pe +=σ

e F F



B N T NH D M


Trong đó:

+ Điều kiện kiểm tra

với:

36 Mpa

-3.480 Mpa

0.00 3396522.8 283.35 607.444 ### 0.000 512794.53 -3.40.82 3395891.73 298.77 607.834 ### 89.825 512794.53 -3.011.14 3409311.07 279.50 635.177 ### 122.728 374290.53 -0.86.00 3398080.41 370.59 638.334 ### 508.610 374290.53 0.0812.00 3385643.86 425.32 640.230 ### 678.146 374290.53 0.01

1.3.2. Kiểm tra ứng suất thớ dưới trong quá trình thi công + Ứng suất thớ dưới dầm I trong quá trình thi công

Trong đó:

+ Điều kiện kiểm tra

0.00 3396522.8 283.35 535.556 5.83.E+10 0.000 512794.5 15.4590.82 3395891.73 298.77 535.166 5.84.E+10 89.825 512794.5 15.1001.14 3409311.07 279.50 507.823 5.32.E+10 122.728 374290.5 17.0336.00 3398080.41 370.59 504.666 5.32.E+10 508.610 374290.5 16.19412.00 3385643.86 425.32 502.770 5.40.E+10 678.146 374290.5 16.140

Ghi chú: Quy ước lực nén mang dấu dương (+), lực kéo mang dấu âm (-)1.4. Kiểm tra độ vồng, độ võng dầmXét tại mặt cắt giữa nhịp (có độ võng lớn nhất)Quy ước: Độ võng xuống mang dấu dương, vồng lên mang dấu âmMô men quán tính của mặt cắt nguyên đối với trọng tâm (không xét đến cốt thép)Tại mặt cắt giữa nhịp:+ Đối với dầm I chưa liên hợp:

5.23E+10+ Đối với dầm liên hợp:

1.34E+11

1.4.1. Độ vồng do dự ứng lực Độ vồng do dự ứng lực có thể xác định theo công thức sau:

Fpetc

- lực thực sự trong cáp dự ứng lực giai đoạn thi công

Fpetc

= (f pj

- ∆f pES

- ∆f pR1

)*Aps

f'ci

- cường độ chịu nén của bê tông khi truyền lực

f'ci

= 0.8f'c=

f cft

=

Mặt cắtx (m)

Fpetc

(N)

e1

(mm)y

nI

(mm)I1

(mm4)M

DCdc

(kN.m)A

1

(mm2)σ

t

(Mpa)

Fpetc

- lực thực sự trong cáp dự ứng lực giai đoạn thi công

Fpetc

= (f pj

- ∆f pES

- ∆f pR1

)*Aps

Mặt cắtx (m)

Fpetc

(N)

e1

(mm)y

1

(mm)I1

(mm4)M

DCdc

(kN.m)A

1

(mm2)σ

t

(Mpa)

Ig

= mm4

I2g

= mm4

nI DCdc

nI

pe c pe c

t y I

y I A 111

+−=σ

'

58.0 cit f −≥σ

1

1

1

1

1

1

y I

M y

I

e F

A

F DCdc petc petc

d −+=σ

nd cf d f 3≤σ

g ps

psv

Le F f

2

1

.−=



B N T NH D M


-58.513mm1.4.2. Độ võng do trọng lượng dầm

21.591 mm1.4.3. Độ võng do bản mặt cầu, dầm ngang

22.611 mm1.4.4. Độ võng do gờ chắn, lan can:

6.456mm

1.4.5. Độ võng do lớp phủ và thiết bị trên cầu

1.950mm1.4.6. Độ vồng của dầm sau khi căng cáp dự ứng lực

-36.922mm1.4.7. Độ vồng của dầm khi khai thác dưới tác dụng của tải trọng thường xuyên

-5.905mm1.4.8. Độ võng của dầm khi khai thác dưới tác dụng của hoạt tảiBố trí xe tại vị trí bất lợi như hình vẽ:

Hệ số phân bố độ võng có thể lấy bằng số làn/số dầm, vì tất cả các làn đều thiết kế chịu tải vàcác dầm giả thiết có độ võng như nhau.

0.333Các tải trọng trục xe tính toán độ võng:

48.333 kN

48.333 kN

11.667 kNKhoảng cách từ trục xe đến gối:

7.7m

f v.ps

=

f v.dc

=

f v.DC2

=

f v.DC3

=

f v.DW

=

f v.TC

= f v.ps

+ f v.dc

f v.TC

=

f v.TTTX

= f v.ps

+ f v.dc

+ f v.DC2

+ f v.DC3

+ f v.DW

f v.TTTX =

Df = nlan

/Nb=

P1

= Df*145

P1

=

P2

= P1

=

P3

= Df*35

P3 =

c1

= L/2 - 4.3m =

g ci

g c

dcdcv

I E

L DC f

384

5 4

. =

( )

g c

dnbmb DC v

I E

L DC DC f

384

54

2.

+=

( )

g c

lcb gcb

DC v I E

L DC DC f

2

4

3.384

5 +=

g c

b

DW v I E

L DW f

2

4

.

384

5=



B N T NH D M


12 m

16.3mXác định độ võng tại các vị trí trục xe:

2.393mm

2.882mm

0.546mm+ Độ võng do xe tải thiết kế:

5.822mm

+ Độ võng do tải trọng làn:

8.319mm+ Độ võng do tải trọng người đi

2.684mm

+ Độ võng do 25% xe tải thiết kế và tải trọng làn:9.774

9.774mm+ Kiểm tra độ võng do xe nói chung: Độ võng cho phép:

30mm

Kiểm tra:

Kết luận: Đạt+ Kiểm tra độ võng do xe và tải trọng người: Độ võng cho phép:

24mm

Kiểm tra:

12.458 mmKết luận: Đạt

2. Tính duyệt theo TTGH cường độ I2.1. Tính duyệt theo mô men uốn (chỉ xét cho mặt cắt giữa nhịp)+ Sức kháng uốn của mặt cắt:

c2

= L/2 =

c3

= L/2 + 4.3m =

f v.1

=

f v.2

=

f v.3

=

f v.truck

= f v.1

+ f v.2

+ f v.3

=

f v.lan

=

f v.PL

=

f v.xe

=

f v.kt

= max(f v.xe

,f v.truck

) =

f v.kt

≤ f v.cf

f v.kt

+ f v.PL

≤ f v.cf

f v.kt

+ f v.PL

=

Mr = ϕM

n

( )2

1

2

2

11

1.43

48c L

I E

c P f

g c

v −=

( )2

2

2

2

222. 43

48c L

I E

c P f

g c

v −=

( )2

3

2

2

33

3.43

48c L

I E

c P f

g c

v −=

g c

lanlanv

I E

Lq f

2

4

.384

5=

( )

g c

PLv I E

L B PL f

2

4

3.

384

5 ×=

==800

.

L f cf v

==1000

.

L f cf v



B N T NH D M


Trong đó:

0.9Bỏ qua phần diện tích cốt thép thường chịu kéo và chịu nén, mô men kháng uốn danh địnhcủa mặt cắt được xác định theo công thức sau:

Trong đó:

1230.81 mmb - bề rộng mặt cắt chịu nén của cấu kiện, b = 1561.0 mm

178 mm

0.729

c - khoảng cách từ thớ chịu nén ngoài cùng đến trục trung hòa

k = 0.38c = -231.252 mm

Kết luận: Tính theo mặt cắt hình chữ nhật

c = 119.646 mm

1791.293MpaMô men kháng uốn danh định của mặt cắt (tính theo mặt cắt hình chữ nhật):

6179.257kN.mSức kháng uốn:

5561.331kN.mKiểm tra: Đạt

2.2. Kiểm tra hàm lượng cốt thép dự ứng lực 2.2.1. Hàm lượng cốt thép tối đa

+ Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép dự ứng lực tới thớ chịu nén xa nhất

Mn

- sức kháng uốn danh định

ϕ - hệ số sức kháng, ϕ=

dp

- khoảng cách từ thớ nén mép trên dầm liên hợp đến trọng tâm cốt thép DUL

dp

= H - Cps

+ hf =

bw

- bề dày bản bụng bw

=

hf - chiều dày bản cánh chịu nén

β1

- hệ số chuyển đổi biểu đồ ứng suất

β1

=

f ps

- ứng suất trung bình trong cốt thép dự ứng lực

f ps

=

Mn

=

Mr =

( )

−−+

−=22

85.0

2

1

1

'1 f

w f c p ps psn

hcbbh f

cd f AM

β β

β

( )

p

pu

pswc

f wc pu ps

d

f kAb f

hbb f f Ac

+

−−=

'

1

'

1

85.0

85.0

β

β

−=

pu

py

f

f k 04.12

p

pu

pswc

pu ps

d

f kAb f

f Ac

+

='

185.0 β

−=

p

pu psd

ck f f 1

−=

2

1cd f AM p ps psn

β

ps ps

s y s p ps ps

e f A

d f Ad f Ad

+=



B N T NH D M


1230.81 mm+ Kiểm tra điều kiện:

+ Kết luận: Đạt2.2.2. Kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu Cốt thép tối thiểu phải đảm bảo mô men kháng uốn tính toán lớn hơn giá trị nhỏ hơn trong2 giá trị sau:+ 1.22 lần sức kháng nứt+ 1.33 lần mô men tính toán khi tính theo cường độTổng ứng suất gây nứt:

Trong đó:

-4.226 MpaTổng mô men gây nứt:

Mô men nứt:

0.00 12.233 16.460 4520.28 0 -761.6 3758.680.82 10.533 14.759 4050.44 400.2 -806.34 3644.31.14 11.365 15.591 2963.39 546.58 -764.18 2745.796.00 4.006 8.232 1555.02 2247.35 -1030.81 2771.5612.00 1.334 5.560 1046.23 2967.92 -1192.06 2822.09

Mô men kháng uốn yêu cầu:

0.00 4585.59 0 00.82 4446.05 760.42 760.421.14 3349.86 1038.45 1038.456.00 3381.3 4262.14 3381.3

12.00 3442.96 5616.42 3442.96

Kiểm tra:

Kết luận: Đạt

VIII. TÍNH DUYỆT THEO LỰC CẮT


Trong đó:

Bỏ qua hàm lượng cốt thép thường nên As

= 0

de

= dp

=

∆σ = σ4dd

- f r

σ4dd

- ứng suất kéo thớ dưới dầm

f r - cường độ chịu kéo khi uốn

f r =

∆M = ∆σ*S1

Mcr

= (MuSDb

+ Mps

)+∆M

Mặt cắtx (m)

σ4dd

(Mpa)

∆σ(Mpa)

∆M(kN.m)

MuSDb

(kN.m)

Mps

(kN.m)

Mcr

(kN.m)

Mr.yc

= min(1.22Mcr , 1.33M

CD1b)

Mặt cắtx (m)

1.22Mcr

(kN.m)1.33M

CD1b

(kN.m)Giá trị tính

toán

Mr ≥ M

r.yc

1. Ứng suất cắt danh định (xét tại mặt cắt x1

= dv)

Vp

- thành phần thẳng đứng của các bó cốt thép dự ứng lực xiên

42.0≤ed

c

vv

pu

d b

V V v

φ

φ −=



B N T NH D M


0.071 2 928.853 90.8 11998.480.074 2 928.853 90.8 12406.890.076 2 928.853 90.8 12815.08

0.078 2 928.853 90.8 13223.04

50.443 kN

Bỏ qua cốt thép thường chịu kéo 0 mm

991.877 mm

410 mm

0.9Vậy: v = 2.151 Mpa

0.0478 Đạt


40 1.19

0

0

2905.6

2696984.51 N

910.289 Mpa

Chiều dài truyền lực hữu hiệu:762 mm

Vì chiều dài truyền lực nhỏ hơn khoảng cách đến mặt cắt tính duyệt lực cắt, nên toàn bộ ứng suất

sinαSố tao tương

ứngf pe1

(Mpa)

Aps1

(mm2)

Vpi

(N)

Vp

=

dv

- chiều cao chịu cắt có hiệu

ds

=

dv =b

v- chiều dày sườn chịu cắt có hiệu

bv

=

φ - hệ số sức kháng cắt

φ =

2. Xác định thông số β và θ

+ Biến dạng dọc εx

Thử với θ = cotgθ =N

u=

As

= mm2

Aps

= mm2

f po - ứng suất trong bó cốt thép dự ứng lực khi ứng suất trong bê tông xung quanh bằng không

Fpe1

- lực dọc do dự ứng lực

Fpe1

=

f po

=

Ltl= 60D

ps→ L

tl=

∑= 11.sin ps petx p A f nV α

−

=

h

d

cd

d e

p

v

72.0

9.0

2

max

1β

='

c f

v

ps p s s

po psuu

v

u

x A E A E

f A g V N d

M

+

−++=

θ

ε

cot5.05.0

c

p pe

pe po E

E

A

F f f

3

1

1−=

( ) ( )11

2

1sin1 pe pstxtxt pe f Annn F

−+−= ∑∑ α



B N T NH D M


trong thép dự ứng lực tại mặt cắt đó là hữu hiệu.

Mu = 873.587 kN.mVậy biến dạng dọc:

-3.08E-03

KL: Không đạt, tính lại+ Biến dạng dọc có giá trị âm thì phải tính lại theo công thức TCN 5.8.3.4.2-3

Diện tích bê tông phía chịu uốn của dầm:

249912.5

-1.8404E-04

27 1.96

-1.8400E-04

Dùng 27 1.96

6.84

Công thức xác định

648.36 kN4. Khoảng cách cốt đai yêu cầuCông thức xác định

200177 mm

Yêu cầu:

258 mmKiểm tra điều kiện:

Ta có:

833 kN

1830 kN

793.5 mm600mm

Mu

- mô men uốn có nhân hệ số tại mặt cắt tính toán

Mu = max(MuCD1

, Vu.d

v)

ex=

Ac

= mm2

ex =Xác định θ theo bảng TCN5.8.3.4.2-1

θ = cotgθ =e

x=

θ = cotgθ =

β =3. Cường độ yêu cầu của cốt thép vách V

s

Vs

=

Dùng Av

= mm2

s ≤

s ≤

- Nếu Vu

< 0.1f'cb

vd

vthì s ≤ 0.8d

v ≤ 600mm

- Nếu Vu ≥ 0.1f'

cb

vd

vthì s ≤ 0.4d

v ≤ 300mm

Vu

=

0.1f'cb

vd

v=

Vậy Vu < 0.1f'cbvdv

s ≤ 0.8dv

=

hoặc s ≤

ps p s scc

po psuu

v

u

x A E A E A E

f A g V N d

M

++

−++

=

θ

ε

cot5.05.0

2

1 H

H

A A c

c =

vvc pu

s d b f V V

V '083.0−−=

φ

θ g V

d f A s

s

v yvcot≤

vc

yv

b f

f A s'

083.0≤



B N T NH D M


Kết luận: Khoảng cách cốt đai đạt yêu cầu5. Kiểm tra tính hợp lý của cốt thép dọc

Ta có:VT = 2698875.28 N

VP = 1081605.17 NKL: Cốt thép dọc bố trí hợp lý6. Bố trí cốt thép đaiSử dụng cốt thép đai dạng chữ U, No.10 với khoảng cách 170mm

θ φ φ φ

g V V V N

d

M f A f A p s

uu

v

u ps ps y s cot5.05.0

−−++≥+



B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M


265.00259.38243.95238.01146.9292.19

Trọngtâm cáp

(Cps

)



B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M


Kết luận

Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt

Kết luận

Đạt Đạt Đạt Đạt Đạt



B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M




B N T NH D M

Documents

Dam I_keo truoc