THUYẾT MINH đồ án cầu

PHẦN 1 THIẾT KẾ KỸ THUẬT CHƯƠNG I THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU Sơ đồ tính bản mặt cầu 1 CHIỀU DÀY BẢN MẶT CẦU Chiều dày tối thiểu của bản BTCT theo AASHTO là 175mm Chọn chiều dày bản là 200mm 2 TĨNH TẢI Tính cho 1m dài bản mặt cầu + Tĩnh tải do trọng lượng BMC (DC1) DC1= 0 2×1×2 5×9 81 = 4 9 kNm + Lớp phủ mặt cầu (DW) chọn lớp phủ dày 75 mm DW=2250x10 9x9 8x75 = 1 66 kNm + Lan can tay vịn (DC2) DC2= 4 532 kN Thực chất lực tập trung quy đổi của lan can không đặt ở mép bản mặt cầu nhưng để đơn giản tính.

PHẦN : THIẾT KẾ KỸ THUẬT CHƯƠNG I : THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU Sơ đồ tính mặt cầu CHIỀU DÀY BẢN MẶT CẦU: Chiều dày tối thiểu BTCT theo AASHTO 175mm Chọn chiều dày 200mm 2.TĨNH TẢI: Tính cho 1m dài mặt cầu + Tĩnh tải trọng lượng BMC : (DC1) DC1= 0.2×1×2.5×9.81 = 4.9 kN/m + Lớp phủ mặt cầu (DW) :chọn lớp phủ dày 75 mm DW=2250x10-9x9.8x75 = 1.66 kN/m + Lan can tay vịn (DC2) : DC2= 4.532 kN Thực chất lực tập trung quy đổi lan can không đặt mép mặt cầu để đơn giản tính tốn thiên an toàn ta coi đặt mép coi tải trọng lan can phần hẫng chịu hết Theo 22TCN272–05 4.6.2.1.6, dãi phải coi dầm liên tục dầm giản đơn Chiều dài nhịp lấy khoảng cách tâm đến tâm dầm chủ, dầm chủ coi tuyệt đối cứng Cần xác định mômen dương lớn mômen âm lớn nhất, lực cắt lớn áp dụng tính tốn cho tồn Để xác định nội lực ta vẽ đường ảnh hưởng vị trí nhịp gối xếp tải để xác định nội lực max Sơ đồ tính tải tác dụng lên hẫng Các hệ số cho tĩnh tải Loại tải trọng TTGH cường độ TTGH sử dụng DC 1.25/0.9 DW `1.5/0.65 3.HOẠT TẢI: 3.1 Do xe tải thiết kế: Xét bánh xe nặng xe tải thiết kế có trọng lượng P đặt cách mép lan can 0.3m, khoảng cách từ tim bánh xe tới ngàm x = 0.25 m, chiều rộng tiếp xúc bánh 510mm Chiều rộng dải tương đương : E =1140+0.833x = 1140+0.833×250 = 1348.25 mm LL = P/2 (b+h)E = 145/2 (0.51+0.20)×1.348 = 75.75kN/m 3.2 Do người bộ: Tải trọng người 3.1 kN/m2, chiều rộng người 1.5m phần người nằm phần hẫng 0.55m TÍNH TỐN NỘI LỰC TẠI NGÀM: Tĩnh tải DC1 DC2 DW 4.9(KN/m) 4.532 (KN) 1.66 (KN/m) Hoạt tải Hệ số tải trọng PL LL γ LL γ PL γ DC γ DW 3.1KN/M 75.75KN/M 1.75 1.75 1.25 1.5 Với : γLL – hệ số tải trọng hoạt tải xe γPL – hệ số tải trọng hoạt tải người γDC – hệ số tải trọng tĩnh tải thân kết cấu γDW – hệ số tải trọng tĩnh tải lớp phủ mặt cầu Xét hệ số điều chỉnh tải trọng trường hợp sử dụng giá trị cực đại γi: D×R×I≥ 1 D = hệ số liên quan tính dẻo R = Hệ số liên quan đến tính dư I = Hệ số liên quan đến tầm quan trọng khai thác Lấy =1 Mônmen ngàm : + Trường hợp có bánh xe tải tải trọng thân L2 L12 L2 + γDC.DC2 L2+ γDW DW + γLL(1+IM).LL ] 2 + Trường hợp có người tải trọng thân M 1 = η.[γDC.DC1 L23 L12 L25 M = η.[ γDC.DC1 + γDC.DC2 L2+ γDW DW + γPL.PL ] 2 Với :  L1 =1.05m – chiều dài hẫng L2 =0.80m – khoảng cách từ tim lan can đến ngàm L3 = 0.55m – chiều dài phần có lớp phủ mặt cầu L4 = 0.605m – chiều dài phần ảnh hưởng bánh xe lên cánh hẫng L5 = 0.55m – chiều dài phần người hẫng Thay giá trị vào ta : 1.052 0.55 +1.25×4.532× 0.8+ 1.5×1.66× + 1.75× (1+0.25) M = 1.[1.25×4.9× 2  × 75.75× 0.605 2 ] = 38.61KNm 1.052 0.55 0.55 M = 1.[1.25×4.9× +1.25×4.532× 0.8+ 1.5×1.66× + 1.75×3.1× ] 2 = 9.11 KNm Lực cắt ngàm : + Trường hợp có bánh xe tải tải trọng thân  Vn1 = η.[γ DC DC1 L1+ γDC DC2 + γDW.DW L3+ γLL(1+IM).LL.L4 ] Vn1 = 1.[1.25 ×4.9× 1.05+ 1.25×4.532+ 1.5×1.66× 0.55+ 1.75× (1+0.25) ×75.75×0.605 ] = 113.72kN + Trường hợp có người tải trọng thân Vn = η.[γDC.DC1 L1+ γDC.DC2 + γDW.DW L3+γPL.PL.L5] Vn = 1.[1.25×4.9× 1.05+ 1.25×4.532 + 1.5×1.66× 0.55+1.75×3.1×0.55] = 16.45 kN Vậy trường hợp bánh xe tải thiết kế gây nội lực bất lợi M 1 = 38.61 kNm ; Vn1 = 113.72kN 5.TÍNH TỐN NỘI LỰC BẢN KIỂU DẦM: 5.1 Ngun lý tính tốn : Nội lực xét m chiều rộng Bản mặt cầu phân tích mơ hình dải liên tục kê lên gối tựa cứng dầm chủ Đối với mặt cầu dầm phân tích theo mơ hình dải ngàm hai đầu tính theo phương pháp gần với đường lối tính mơ men dương mặt nhịp mơ hình giản đơn kê lên gối khớp + Trị số mômen mặt cắt nhịp hai đầu ngàm xác định : M 0.5 L  k0.5 M 0.5 L + Mô men âm đầu nhịp : M g  k g M 0.5 L M 0.5 L : Mômen tải trọng gây nhịp giản đơn k: hệ số hiệu chỉnh xét đến tính chất ngàm hai đầu + k0.5 = 0.5 + kg = –0.8 5.2 Xác định hoạt tải tác dụng Dải chịu lực theo phương ngang cầu, chiều rộng dải tương đương theo phương dọc cầu xác định theo : E  = 660 + 0.55×S = 660+ 0.55×2300= 1925mm E  = 1220+ 0.25×S = 1220 + 0.25×2300 = 1795mm Tác dụng bánh xe quy băng tải có bề rộng (b + h) Độ lớn tải trọng băng bánh xe gây : LL  P/2 145 /   53.05(kN / m)  (0.51  0.2)  1.925 (b  h).E LL  P/2 145 /   56.89(kN / m)  (0.51  0.2)  1.795 (b  h).E Tiến hành xếp tải lên đường ảnh hưởng a.Trường hợp có bánh xe đặt vị trí nhịp: b Trường hợp hai bánh xe hai xe tải đặt cách 1,2m : c Trường hợp hai bánh xe xe tải đặt cách 1,8m : 5.3 Xác định mômen dương nhịp: 5.3.1 Do tĩnh tải hoạt tải bánh xe gây :  M 0.5 L    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL LL  = 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×53.05×0.345] = 53.74 kN.m  M 0.5 L    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL LL  = 1×[1.25×4.9×0.661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×56.89×0.345] = 57.22 kN.m 5.3.2 Do tĩnh tải hoạt tải 2bánh xe hai xe gây :  M 0.5 L    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL LL  = 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1×1.75×(1+0.25)×53.05×0.39] = 50.95 kN.m  M 0.5 L    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL LL  = 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1×1.75×(1+0.25)×56.89×0.39] = 54.23 kN.m 5.3.3 Do tĩnh tải hoạt tải bánh xe xe gây :  M 0.5 L    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL LL ` = 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×53.05×0.183] = 31.18 kN.m  M 0.5 L    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL LL  = 1×[1.25×4.9×0 661+1.5×1.66×0 661+1.2×1.75×(1+0.25)×56.89×0.183] = 33.02 kN.m Suy : trường hợp bánh xe xe tải thiết kế đặt dầm gây mômen lớn Vậy : mômen dương nhịp: M 0,5 L  k0.5 L M 0.5 L  0.5  53.74  26.87(kNm) mômen âm gối: M g  k g M 0.5L  0.8  57.22  45.78(kNm) 5.4 Xác định lực cắt ngàm Lực cắt ngàm xác định theo phương pháp chất tải thông thường Ta xét trường hợp hai bánh xe hai tải ba trục cách 1.2m xếp tải bên  Vg    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL.LL  = 1×[1.25×4.9×1.15+1.5×1.66×1.15+1×1.75×(1+0.25)×56.89×0.83]= 113.2 kN Xét trường hợp hai bánh xe tải ba trục cách 1.8m:  Vg    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL.LL  =1×[1.25×4.9×1.15+1.5×1.66×1.15+1.2×1.75×(1+0.25)×53.05×0.616]=95.69kN TÍNH NỘI LỰC THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN SỬ DỤNG: Khi tính theo trạng thái giới hạn sử dụng ( TTGHSD) lấy:  LL   PL   DC   DW  η = ηD ηR ηI=1 6.1.Tính mômen lực cắt ngàm hẫng Mômen ngàm: M  = η.[γ DCDC1 = 1×[1×4.9× L23 L12 L24 + γ DCDC2 L2+ γ DW.DW + γLL(1+IM).LL ] 2 1.05 2 + 1×4.532×0.8+ 1×1.66× 0.55 2 +1×1.25×75.75× =22.03 kNm Lực cắt ngàm: V = η.[γ DCDC1 L1+ γ DCDC2 + γ DWDW L3+ γLL(1+IM).LL.L4] = 1×[1×4.9×1.05+ 1×4.532+ 1×1.66×0.55+1×1.25×75.75×0.605] = 67.87 kN 6.2.Tính mơmen nhịp lực cắt ngàm kiểu dầm  M 00.5 L    DC DC1. DC1   DW DW DW  m. LL 1  IM .LL  LL  = 1×[1×4.9×0 661+1×1.66×0 661+1×1×(1 + 0.25)×53.05×0.39] = 21.16 kNm  M 00.5 L    DC DC1  DC1   DW DW DW  m. LL 1  IM .LL  LL  = 1×[1×4.9×0 661+1×1.66×0 661+1×1×(1 + 0.25)×56.89×0.39] = 32.09 kNm Mômen dương nhịp : M 0,5L  k0.5L M 00.5L  0.5  30.22  15.11(kN m) Mômen âm đầu nhịp : M g  k g M 00.5L  0.8  32.09  25.67(kN m) Lực cắt ngàm :  Vg    DC DC1.DC1   DW DWDW  m. LL 1  IM .LL.LL  = 1×[1×4.9×1+1×1.66×1+1×1×(1+0.25)×75.75×0.83] = 85.15kN Nội lực thiết kế mặt cầu Mômen Dương Âm Hẫng Cường độ 26.87 –45.78 –38.61 Sử dụng 15.11 –25.67 –22.03 0.605 2 ] Diện tích tiết diện có kể đến cốt thép ứng suất trước: Atd  Ao  n1 Aps Hệ số quy đổi tiết diện cốt thép thành bê tông: Với n1  Ethép Ebêtông Với n1  Ethép Ebêtông Edam  0.043   c1.5 f c'1  0.043  24001.5  40  31975 4MPa 197000  6.16 31975 Trục trung hòa I–I Diện tích : Ao = A – Aps = 9300-211.56 = 9388.44 (cm2) Atd = Ao + n1.Aps= 9388.44 + 6.16×211.56 = 10378.42 (cm2) => n1   S0ps  n1  Aps  ( ydo  a ps )  6.16 × 211.56 × (118.72 - 25)  122136.8(c m3 ) Độ dời trục : S 0ps 122136.8 c1    11.8(cm)  118(mm) Atd 10387.42 ytI=yt0+c1 =562.8 +118 =680.8(mm) ydI=yd0-c1 =1187.2-118 =1069.2(mm) Mơmen qn tính tiết diện : I I I  I 000  A0  c1  n1  Aps  ( ydI  a ps ) 2 I I I  3.48 10  9388.44 11.82  6.16  211.56  (118.72  25)  4.755 10 (cm ) Momen kháng uốn :  S Id I  I I  I 4.755  10    10 (cm ) 1187.2 y dI  S It  I  I I  I 4.755  10   8.5  10 (cm ) I 56.28 yt b.Xét mặt cắt gối: Trục trung hịa I–I Diện tích : Ao =Ag– Aps= 200  2300 +600  1550 - 211.56 =1419788.44(mm2)=14197.88(cm2) Atd = Ao + n1.Aps= 14197.88+ 6.16×211.56= 15501.09(cm2)  S0ps  n1  Aps  ( ydo  a ps )  6.16 × 211.56 × (104.22 - 55) = 64143.98(c m3 ) Độ dời trục : c1  S 0ps 64143.98   4.14(cm) Atd 15501.09 ytI=yt0+c1 = 707.8+41.4 =749.2 (mm) ydI=yd0-c1 =1042.2-41.4 = 1000.8 (mm) Mômen quán tính tiết diện : I I  I  I 000  A0  c1  n1  Aps  ( y dI  a ps ) 2 I I  I  4.24 ×10  14197 88  4.14  6.16  211.56  (1000  55)  4.48  10 (cm ) Momen kháng uốn :  S tdd  I I  I 4.48  1011   4.48  1011 (mm3 ) 100.08 y dI  S tdt  I I  I 4.48  1011   5.98  1011 (mm3 ) 74.92 ytI 6.TÍNH TỐN MẤT MÁT ỨNG SUẤT Mất mát ứng suất mặt cắt xác định sau : Tổng mát ứng suất trước kết cấu căng sau xác định theo TCN 272-05 f PT  f PF  f PA  f P ES  f PSR  f PCR  f PR Trong đó: f PF : mát ma sát cốt thép thành ống (MPa) f pA : mát trượt thép neo (MPa) f pES : mát nén đàn hồi bê tông(MPa) f pSH : mát co ngót bê tơng(MPa) f pCR : mát từ biến bê tông (MPa) f pR : mát chùng cốt thép DƯL (MPa) Mất mát ứng suất mặt cắt xác định sau : 6.1 Mất mát ứng suất biến dạng neo: Mất mát thiết bị neo tính theo công thức sau: f PA  A.( Ep L ) Trong đó: A : Độ trượt neo, lấy mm L: Chiều dài bó cáp Ep : mô đun đàn hồi thép, Ep =197000Mpa f PA Tên bó A (mm) L (mm) 35198 33.581 35187 33.592 3,4,5,6 34800 4x33.965 (MPa) 203.033 6.2.Mất mát nén đàn hồi Mất mát co ngắn đàn hồi chất căng bó sau gây mát cho bó trước (các đặc trưng hình học tính cho giai đoạn 2): f pES  N 1 Ep   f cgp N Eci Trong đó: N: số lượng bó cáp dự ứng lực có đặc trưng giống nhau; N=6 EP: mô đun đàn hồi thép DƯL (MPa) Ep=197000 MPa Eci: mô đun đàn hồi bê tông lúc truyền lực (MPa) f’ci = 0,75xf’c = 0,75x40 = 30MPa => Eci=0,043x24001.5 √30=27691.47 MPa fcgp : tổng ứng suất trọng tâm bó cốt thép lực căng trước trọng lượng thân dầm tiết diện có mômen max ( MPa) fcgp   Fi ( Fi e).e M g e   Ag Ig Ig Trong đó: Fi= 0.65.fpu.Aps =0.65×1860×140×7×6×10-3=7108.92 (kN) e: độ lệch tâm trọng tâm bó thép so với trục trung hồ tiết diện e  ydI  a ps APS: tổng diện tích bó cáp ứng suất trước A: diện tích mặt cắt ngang dầm Ag  Atd MTTBT: mô men khối lượng thân dầm M DC1  DC1 L2 24.56  34.4   3632.91 kNm 8 I: mô men quán tính tiết diện tính tốn giai đoạn chưa liên hợp *Mặt cắt nhịp: e khoảng cách từ trọng tâm dầm đến trọng tâm bó cốt thép DUL: e  ydI  a ps =1069.2-250=819.2 mm f cgp   7108.92 7108.92  81.92 3632.91  81.92   10387 42 4.755 10 4.755 10  1.68kN / cm  16.8MPa f pES   197000   16.8  49.8MPa  27691 47 *Mặt cắt gối: Mg = e  ydI  a ps =1000.8-550=450.8 mm f cgp   7108.92 7108.92  45.08   0.781kN / cm  7.81MPa 15501 09 4.48 10 f pES   197000   87.81  23.15MPa  27691 47 6.3 Mất mát ứng suất ma sát CTDƯLvà thành ống:  Kx    f pF  f pj 1  e     Trong đó: fPj : ứng suất bó CTDƯL đầu neo đóng đầu neo giả định: fpj=0,75fpu= 0,75x1860 =1395MPa x : chiều dài bó CTDƯL tính từ đầu kích đến TD xét (mm) K : hệ số ma sát lắc mm bó thép lấy theo bảng (5.9.5.2.2b-1) => K = 6,6x10-7 (mm-1) μ: hệ số ma sát lấy theo bảng (5.9.5.2.2b-1) => μ = 0,23 e : số logarit tự nhiên  : tổng giá trị tuyệt đối thay đổi góc đường cáp ứng suất trước từ đầu kích gần đến điểm xét Kết tính tốn ghi bảng đây: Mặt cắt Gối L/2 x  (mm) (rad) 201.4 0.068 21.83 201.8 0.076 24.36 3,4 5,6 200 0.19 17599 0.068 37.51 17593.5 0.076 40 16 Tên bó 3,4 5,6 17400 f pF i f pF 46.95 141.91 6.4 Do co co ngót: Mất mát co ngót bê tơng cấu kiện kéo sau xác định theo công thức: ∆fpSR=93 – 0,85.H Trong đó: H độ ẩm tương đối mơi trường, lấy trung bình năm(%) Ở ta lấy H=85% Vậy: ∆fpSR=93 – 0.85×85=20.750 (MPa) 6.5.Mất mát ứng suất từ biến : Ta có : f pCR  12 fcgp  7fcdp Trong : + f cgp – ứng suất bêtông trọng tâm CTDƯL truyền lực nén + f cdp – độ thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm Asp tải trọng tĩnh, lớp phủ DW *Đối với mặt cắt nhịp: f cdp L ( DC  DC1  DW )   ( y dx  a ps )  I 'td 34400 (30.33  24.56  3.825)   (1069  250)  4.755  1011  2.45MPa  f pCR  12 16.8   2.45  184.45MPa *Đối với mặt cắt gối:  f pCR  12  7.81  93.72 MPa ( fcdp  ) 6.6.Mất mát chùng ứng suất lúc truyền lực: f pR  f pR1  f pR2 Trong : f pR1 – mát chùng ứng suất thời điểm truyền lực f pR – mát chùng ứng suất sau truyền lực 6.6.1.Mất mát chùng ứng suất thời điểm truyền lực Dùng tao thép tự chùng ít: f pR1   log( 24t )  f pj  0.55 f pj  40  f py  Trong : + t – thời gian giả định từ lúc căng đến lúc cắt cốt thép = ngày + f py – cường độ chảy quy định thép ứng suất trước, f py = 0,85 f pu = 0,85×1860=1581 (Mpa) + f pj – ứng suất ban đầu bó cốt thép cuối giai đoạn căng : fpi = 0.75 fpu - f pES - f pF - f pA *Mặt cắt nhịp : fpi = 0.75×1860-49.8-141.91-203.033=1000.267 MPa  f pR1  log( 24  4) 1000 267    0.55  1000 267  4.098 MPa 40  1581  *Mặt cắt gối : fpi = 0.75×1860-29.27-48.21 -203.033 =1114.19 MPa  f pR1  log( 24  4) 1114 19    0.55  1114 19  8.544 MPa 40  1581  6.6.2.Mất mát chùng ứng suất sau truyền lực Đối với cấu kiện căng sau thép dự ứng lực có độ chùng thấp phù hợp với AASHTO M 203M(ASTM A416) mát dão thép tính bằng:  30 138  0.3f pF  0.4f pES  0.2  (f pSR  f pCR ) 100 *Mặt cắt nhịp: f pR2   30 138  0.3  141 91  0.4  49.8  0.2  (20.75  184 45) 100 = 10.34 MPa f pR2  Do : f pR  4.098  10.34  14.438 MPa *Mặt cắt gối : 30 138  0.3  46.95  0.4  23.15  0.2  (20.75  93.72) 100 =27.528 MPa f pR2  f pR  8.544  27.528  36.072 MPa 6.7.Tổng mát ứng suất trước *Tại mặt cắt nhịp : f PT  f PF  f PA  f P ES  f PSR  f PCR  f PR f pt  141.91  203.033  49.8  20.75  184.45  14.438  614.381MPa *Tại mặt cắt gối : f PT  f PF  f PA  f P ES  f PSR  f PCR  f PR f pt  48.21  203.033  23.15  20.75  93.72  36.072  424.935 MPa KIỂM TOÁN DẦM THEO TRẠNG THÁI SỮ DỤNG: TTGHSD liên quan đến phẩm chất cầu chịu tải trọng khai thác Các vấn đề cần quan tâm nứt ,biến dạng, ƯS bê tơng bó cốt thép điều kiện khai thác thường xuyên 7.1.Kiểm tra ứng suất bê tông: Kiểm tra ứng suất bê tông nhằm đảm bảo không phát sinh vết nứt bê tông ứng suất kéo nén lớn trình khai thác fc ≤ [fc] Giả thiết ứng suất âm chịu nén dương chịu kéo fc : Ứng suất kéo bê tông tải trọng gây tiết diện tính tốn [fkc] ứng suất kéo giới hạn bê tông lấy theo TCN272-05 điều 5.9.4.2.2-1 5.9.4.2.1-1 Giới hạn ứng suất cho bó cốt thép: fpu=1860 MPa, độ chùng thấp 15,2 mm tao sợi, Aps=140mm2; EP=197000MPa Ứng suất bó thép trước thời điểm kích: fpj=0,75.fpu=1395(MPa) Sau truyền lực: Fi =(0,75.fpu - ∆fpES - ∆fpF - ∆fpA).Aps fpy=0,9fpu=1674 MPa Sau mát: fpe=0,8fpy=1339.2 MPa Giới hạn ứng suất cho bê tông: Cường độ chịu nén BT tuổi 28 ngày: f’c=40 MPa Cường độ lúc căng cốt thép: f’ci=0.9×40=36 MPa 7.1.1 Giai đoạ n 1:giai đoạn vừa chế tạo xong +giới hạn ứng suất kéo:  f t   0.25 f 'ci  0.25 36  1.5MPa >1.38 MPa =>  f t  =1.38 MPa + giới hạn ứng suất nén:  fc   0,6xf’ci= 0.6×36 = 21.6 MPa Các lực tác dụng gồm: + Tải trọng thân DC1 DC1 = 24.56 kN/m + Lực căng trước Fps ( Sau trừ mát tức thời) Ứng suất thớ biên : fd  Fps Ao  Fps eo Sod  SD M DC Sod Ứng suất thớ biên : f  t Fps Ao  Fps eo Sot  SD M DC Ở tiết diện nhịp: Trong Sot Fps: tổng lực kéo bó cáp ứng suất trước trừ mát tức thời (KN) =>: Fl/2 = (0,75xfpu - ∆fpF - ∆fpA - ∆fpES) xAps =(0,75.1860-141.91-203.033-49.8)x103x5880x10-6=5881.511kN MDC1: mô men khối lượng thân dầm SD => M DC1  DC1. L /  24.56 147.92  3632 915kN m  3632915 kN mm Ao: diện tích mặt cắt dầm I giai đoạn A0 = Ag -∆ A0 = 9300-211.56=9088.44 cm2 Sod , S ot : Mô ment kháng uốn thớ thớ I 3.48  1011 S    2.93  10 (mm3 ) 1187.2 yd d I 3.48  1011 S    6.18  10 (mm3 ) 562.8 yt t e0: độ lệch tâm trọng tâm bó cáp dự ứng lực đến trục trung hoà tiết diện giai đoạn eo  yd0  a ps  1187  250  937.2mm Mặt cắt Giữa nhịp F (kN) 5881.51 M (kN.mm) 3632915 A0 (mm2) 908844 S0d (mm3) 2.93×108 S0t (mm3) 6.18×108 e0 (mm) 937.2 fd (Mpa) -13.74 ft (Mpa) -3.35 Toàn tiết diện chịu nén: f d  13.7MPa   f c   21.6MPa  Đạt f t  3.35MPa   f c   21.6MPa  Đạt Ở tiết diện gối: Trong : Fps: tổng lực kéo bó cáp ứng suất trước trừ mát tức thời (KN) =>: Fgối = (0,75xfpu - ∆fpF - ∆fpA - ∆fpES) xAps =(0,75.1860-46.95-203.033-23.15) x103x5580x10-6=6260.018 kN MDC1: mô men khối lượng thân dầm SD => M DC  DC1. gôi  0kN m Ao: diện tích mặt cắt dầm I giai đoạn A0 = Ag -∆ A0 = = 200  2300 +600  1550 - 211.56 =1419788mm2 Sod , S ot : Mô ment kháng uốn thớ thớ I 4.24  1011 S    4.068  10 (mm3 ) 1042.2 yd d  S t0  I 24  1011   5.99  10 (mm3 ) 707.8 yt e0: độ lệch tâm trọng tâm bó cáp dự ứng lực đến trục trung hồ tiết diện giai đoạn eo  ydx  a ps  1042  550  492 2mm Mặt cắt Tại gối F (kN) 6260.018 M (kN.mm) A0 (mm2) 1419788 S0d (mm3) 4.068×108 S0t (mm3) 5.99×108 e0 (mm) 492.2 fd (Mpa) -11.98 ft (Mpa) 0.735 Tiết diện chịu nén: f d  11.98MPa   f c   21.6MPa  Đạt Tiết diện chụi kéo: f t  0.735MPa   f c   1.38MPa  Đạt 7.1.2 Giai đoạ n : giai đoạn khai thác +giới hạn ứng suất kéo:  f t   0.25 f 'ci  0.25 36  1.5  1.38MPa ,   ft   1.38 MPa + giới hạn ứng suất nén:  fc   0,6xf’ci= 0.6×36 = 21.6 MPa Các lực tác dụng gồm: + Tải trọng thân DC1 DC1 = 24.56 kN/m + Tải trọng DC2 DC2 = 1.17 kN/m + Lực căng trước Fps ( Sau trừ mát tức thời) + Tải trọng lan can tay vịn,lớp phủ mặt cầu: DC3 ,DW + Hoạt tải : PL,LL Ứng suất thớ biên : f  d Fps Ao  Fps eo Sod  SD M DC Sod  SD M DC Stdd  SD SD M DC M PL 3 DW  LL  S tdd S tdd Ứng suất thớ biên : f  t Fps Ao  Fps eo Sot  SD M DC Sot  SD M DC Stdt SD SD M DC M PL 3 DW  LL   t t S td S td Ở tiết diện nhịp: Trong : Fps: tổng lực kéo bó cáp ứng suất trước trừ mát tức thời (KN) Fl/2 = (0.75×fpu - ∆fpT) ×Aps =(0.75×1860-614.381) ×5880×10-3=4355.854 kN MDC1: mơ men khối lượng thân dầm: SD => M DC1  DC1. L /  24.56 147.92  3632 915kN m  3632915 kN mm MDC2: mô men khối lượng thân mặt cầu SD => M DC  DC2  L /  1.17 147.92  173.066 kN m  173066 kN mm MDC3+DW: mô men khối lượng thân lan can tay vị lớp phủ mặt cầu: SD => M DC 3dw  ( DC3  DW ). L /  (4.6  3.83) 147.92  1246 97 kN m MPL+LL: mô men hoạt tải : MPL+LL=3780.43 KM.m Ao: diện tích mặt cắt dầm I A0 = Ag -∆ A0 = 9300-211.56 =9088.44 cm2 Sod , S ot : Mô ment kháng uốn thớ thớ tiết diện giai đoạn Stdd , Stdt : Mô ment kháng uốn thớ thớ tiết diện giai đoạn  S d0  I 3.48  1011   2.93  10 (mm3 ) 1187.2 yd  S t0  I 3.48  1011   6.18  10 (mm3 ) 562.8 yt  S tdd  I I  I 4.755  1011    10 (mm3 ) I 1187.2 yd  S tdt  I I  I 4.755  1011   8.5  10 (mm3 ) I 56.28 yt e0: độ lệch tâm trọng tâm bó cáp dự ứng lực đến trục trung hoà tiết diện giai đoạn eo  yd0  a ps  1190.2  250  940.2mm Mặt cắt l/2 F (kN) 4355.854 MDC1 (kN.mm) 3632915 MDC2 (kN.mm) 173066 A0 (mm2) 908844 S0d (mm3) 2.93×108 S0t (mm3) 6.18×108 Stdd (mm3) 4×108 Stdt (mm3) 8.5×108 e0 (mm) 937.2 fd (Mpa) -5.88 ft (Mpa) -4.275 Toàn tiết điện chịu nén: f d  5.88MPa   f c   21.6MPa  Đạt f t  4.275 MPa   f c   21.6MPa  Đạt Ở tiết diện gối: Trong Fps: tổng lực kéo bó cáp ứng suất trước trừ mát tức thời (KN) Fgôi = (0.75×fpu - ∆fpT) ×Aps =(0.75×1860-424.935) ×5880×10-3=5703.98 MDC1: mơ men khối lượng thân dầm: SD => M DC  DC1  gôi  24.56   0kN m MDC2: mô men khối lượng thân mặt cầu SD => M DC  DC2  gôi  1.17   0kN m Mặt cắt Tại gối F (kN) 5703.98 M (kN.mm) A0 (mm2) 1419788 S0d (mm3) 4.068×108 S0t (mm3) 5.99×108 e0 (mm) 492.2 fd (Mpa) -10.92 ft (Mpa) 0.67 Tiết diện chịu nén: f d  10.92MPa   f c   21.6MPa  Đạt Tiết diện chụi kéo: f t  0.67 MPa   f c   1.38MPa  Đạt 7.2 Kiẻ m tra đọ võ ng Biến dạng tải trọng khai thác lớn gây hư hỏng lớp mặt cầu, nứt cục mặt cầu… Gây cảm giác khơng an tồn cho người lái xe Để hạn chế điều này, quy trình kiến nghị sau: Độ võng hoạt tải dầm, đơn giản   l 800 Xét mặt cắt nhịp Khi tính độ võng hoạt tải ta xét trường hợp: + Một xe thiết kế (có xét IM) 1 + 25% xe thiết kế tải trọng   l /  max( 1 ,  )  l 800 7.2.1 Trường hợp xe thié t ké Ta có : x  Pi bi x 2 (l  bi  x ) EI.l ... mặt cầu Sức kháng uốn bản: Mr= ΦMn Trong đó: +: Hệ số sức kháng quy định theo TCN 5.5.4.2.1 Φ= 0.9 trạng thái giới ` hạn cường độ I (cho BTCT thường) + Mr: Sức kháng uốn tính tốn + Mn: Sức kháng... mãn yêu cầu kiểm tra 7.4 Kiểm tra theo điều kiện kháng cắt: Việc kiểm tra sức kháng cắt tính theo cơng thức : Vu ≤ φVn Trong : + Vu = 113.72 kN + φ = 0.9 : hệ số sức kháng cắt + Vn : sức kháng cắt... có bánh xe đặt vị trí nhịp: b Trường hợp hai bánh xe hai xe tải đặt cách 1,2m : c Trường hợp hai bánh xe xe tải đặt cách 1,8m : 5.3 Xác định mômen dương nhịp: 5.3.1 Do tĩnh tải hoạt tải bánh