Phương pháp sơ đồ hệ thanh

Ví dụ về áp dụng phương pháp sơ đồ hệ thanh

VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH PHẦN 3 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH 3.1 TỔNG QUAN VỀ CÁC KHU VỰC CHỊU LỰC CỤC BỘ CỦA KẾT CẤU CẦU BÊ TÔNG 3.1.1 Các vùng D điển hình trong cầu bê tông Trong cầu bêtông có khá nhiều khu vực không liên tục (khu vực chịu lực cục bộ) kể cả ở kết cấu phần dưới, kết cấu phần trên và nơi tiếp giáp của chúng. Có thể bắt gặp những vùng không liên tục về mặt hình học (kích thước kết cấu thay đổi đột ngột) hay không liên tục về mặt cơ học (nơi có tác dụng của lực tập trung lớn). Một trong các vùng D thuộc kết cấu phần dưới có thể kể đến là bệ cọc, nơi lực từ chân mố trụ được truyền qua xuống các cọc theo một cơ cấu khó có thể chuẩn đoán bằng phương pháp mặt cắt thông thường (như đối với dầm thường hoặc bản mỏng). Bản thân bộ phận mố trụ, ở khu vực dưới các gối cầu cũng là những vùng D tiếp nhận các lực gối cầu tác dụng tập trung và truyền xuống phần thân mố trụ phía dưới. Khu vực thân các trụ, nơi có bước nhảy về kích thước mặt cắt hay chuyển từ mặt cắt đặc sang mặt cắt rỗng cũng là một loại vùng D phổ biến. Tại kết cấu phần trên, loại vùng D hay gặp nhất là khu vực trên gối cầu (ở đầu dầm hay giữa dầm). Đối với dầm BTCT DƯL thì tại các khu vực đó, có thể có thêm các neo cáp DƯL làm cho tình hình làm việc của kết cấu càng phức tạp hơn. Có thể nói, tất cả các khu vực quanh neo cốt thép DƯL đều là những vùng D nhạy cảm, phát sinh ứng suất nén và kéo cục bộ lớn, gây nứt bê tông. Tương tự, khu vực neo của dây cáp trong cầu treo dây văng hay dây võng vào kết cấu nhịp, trụ tháp, mố neo cũng là những vùng D nhạy cảm. Do vùng D tại khu vực gối cấu làm việc hết sức bất lợi, người ta có xu hướng xây dựng kết cấu không gối (bearingless). Trong trường hợp đó, khu vực liên kết của kết cấu nhịp và mố trụ (khung cứng) cũng là một vùng D cần phải được nghiên cứu thỏa đáng. 3.1.2 Các phương pháp tính toán và xử lý cấu tạo các vùng D trong cầu bêtông ở nước ta Một cách khái quát có thể tóm tắt một số phương pháp tính toán và xử lý cấu tạo đối với các vùng D nêu trên như sau: - Thông thường, người ta áp dụng phương pháp mặt cắt và coi vùng D như các vùng B để tính toán và xử lý cấu tạo. Biểu hiện rõ nhất là việc tính toán lượng cốt thép từ bài toán mặt cắt thẳng góc và bố trí phân bố đều mà không xem xét một cách kỹ lưỡng đến sự phân bố rất không đều của ứng suất trên mặt cắt. 4 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH - Việc bố trí cốt thép để chịu các ứng suất phân bố phức tạp trong vùng D được các nhà thiết kế lưu ý đến bằng cách tham khảo các chỉ dẫn nêu trong các quy trình hay các sổ tay hướng dẫn và sách tham khảo. Có thể kể đến bộ sách của giáo sư Leonhardt, trong đó có tập “Bố trí cốt thép trong kết cấu bê tông”. - Đối với những vùng D chưa được nghiên cứu, người ta có thể tính toán phân bố ứng suất bằng phương pháp phần tử hữu hạn. Dựa trên hướng và hợp lực của các ứng suất kéo, người ta bố trí cốt thép để tiếp nhận các ứng suất này. Tuy nhiên bài toán như vậy mới chỉ được giải quyết một cách cục bộ. Sự liên hệ giữa các bộ phận của vùng D thường không được xem xét một cách triệt để (ví dụ không chỉ ra được là cốt thép cần phải được kéo dài tới đâu và neo ở đâu). - Gần đây, SĐHT cũng đã bước đầu được nghiên cứu ứng dụng để tính toán và xử lý cấu tạo một số vùng D như đã nêu trong báo cáo kết quả khảo sát ở chương I. Tuy nhiên những khó khăn như sự không sẵn sàng chấp nhận của các nhà quản lý, sự thiếu cụ thể của quy trình quy phạm, thiếu các hướng dẫn, đặc biệt là ví dụ mẫu đã làm cho phương pháp SĐHT mới chỉ được áp dụng rất hạn chế trong thực tiễn. Các ví dụ tính toán và xử lý cấu tạo cho 4 loại vùng D điển hình dưới đây nhằm góp phần đẩy mạnh việc áp dụng SĐHT cho kết cấu cầu bêtông. 5 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH 3.2 BỆ CỌC CAO 3.2.1 Đặc điểm chịu lực Giải pháp sử dụng cọc khoan nhồi hoặc cọc đóng cho kết cấu móng là một trong những giải pháp rất phổ biến trong xây dựng công trình, trong đó có công trình cầu. Bệ móng trong kết cấu là một bộ phận quan trọng với mục đích để tiếp nhận và truyền lực từ các bộ phận bên trên phân bố xuống hệ cọc phía dưới. Cho đến nay, phương pháp mặt cắt vẫn là phương pháp chủ yếu để tính toán thiết kế bệ cọc. Người ta cho rằng ứng suất phát sinh trong bệ cọc là phân bố đều theo chiều ngang của mặt cắt. Với quan niệm như vậy thì cốt thép được bố trí rải đều trên mặt bằng theo các phương chịu lực kéo. Các nghiên cứu gần đây cho thấy, đối với đa số bệ cọc nhất là bệ cọc cao (deep pile caps), thì việc áp dụng phương pháp mặt cắt là không thích hợp và có thể dẫn đến một bệ cọc thiếu an toàn hoặc không kinh tế [Nguyễn Đức Thanh (2005)]. Chúng ta hãy xem xét đặc điểm chịu lực của bệ cọc cao. Cách thức sự truyền và phân bố lực từ thân trụ xuống các cọc phụ thuộc vào chiều cao của bệ cọc và sự bố trí các cọc trong móng. Do đặc điểm khác biệt của bệ cọc cao so với bệ cọc thông thường là chiều cao của bệ cọc thường lớn hơn 0,5 lần khoảng cách giữa chân mố trụ và cọc, do đó lực nén từ chân trụ được truyền trực tiếp thông qua thanh nén xuống cọc. Hình 3.2.1a thể hiện dòng lực trong một bệ cọc trên 2 cọc thông thường và Hình 3.2.1b là sơ đồ hệ thanh tương ứng. a) b) Hình 3.2.1 Dòng lực và dạng sơ đồ hệ thanh trong bệ cọc trên 2 cọc thông thường Kết quả nghiên cứu đặc điểm chịu lực của bệ cọc cho thấy cần chú ý các điểm sau đây khi xác định kích thước và kiểm toán các thanh và nút của sơ đồ hệ thanh: 6 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH - Nút chịu nén dưới chân cột thường có khả năng chịu lực cao do bêtông bị nén 2 trục và chiều cao của nút là khá lớn (vì bệ cọc cao). Do đó nút này thường không phải là nơi xung yếu của hệ thanh. - Khả năng chịu lực của thanh kéo T thường bị khống chế bởi điều kiện neo tại nút kéo nén trên đỉnh cọc. Do đó, việc bố trí cốt thép cho thanh T có đủ chiều dài neo cần thiết là rất quan trọng và phải được kiểm tra bằng tính toán. Việc bố trí cốt thép tập trung trên đỉnh cọc cũng là điều kiện để đảm bảo neo chắc chắn cốt thép này. Hình 3.2.2 thể hiện ảnh hưởng của việc bố trí cốt thép chịu kéo đối với một bệ cọc thông thường trên 2 cọc mà ở đó đường kính cọc nhỏ hơn bề rộng của bệ cọc. Kết quả nghiên cứu cho thấy việc bố trí cốt thép tập trung trên cọc sẽ bảo đảm neo các cốt thép này tốt hơn hẳn so với cách bố trí cốt thép rải đều theo bề rộng bệ cọc như người ta vẫn quen làm hiện nay [Nguyễn Đức Thanh (2005)]. - Việc bố trí cốt thép của thanh kéo T theo phương đứng (1 lớp, 2 lớp, 3 lớp ) ảnh hưởng rõ rệt đến kích thước và khả năng chịu lực của thanh nén C 2 cũng như nút kéo nén trên đỉnh cọc. Cốt thép càng được bố trí làm nhiều lớp thì kích thước nút càng lớn, tức diện tích tiếp xúc giữa nút và thanh nén C 2 càng lớn và do đó khả năng chịu lực của nút và thanh nén C 2 đều tăng. a) Bố trí cốt thép đều trên toàn bộ bệ cọc. Hai thanh thép ngoài cùng được neo rất yếu tại nút b) Bố trí cốt thép tập trung trên đỉnh cọc. Tất cả các thanh thép được neo tốt Hình 3.2.2: Biểu diễn không gian cấu tạo nút kéo nén cho 2 trường hợp bố trí cốt thép chịu kéo trong 1 bệ cọc trên 2 cọc Dạng bệ cọc trên 3 hay 4 cọc cũng thường gặp trong các móng trụ cầu. Bệ cọc thường được cấu tạo kiểu đài cao (deep pile caps) và dòng lực cũng được chảy trực tiếp từ cột về các cọc (Hình 3.2.3a, b). Sơ đồ hệ thanh không gian tương ứng và bố trí cốt thép chịu kéo được thể hiện trên Hình 3.2.3c,d,e,f. Thanh nén Cốt thép chủ Mặt dưới bệ cọc Cọc Cọc 7 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Hình 3.2.3: Dòng lực, sơ đồ hệ thanh và bố trí cốt thép trong bệ cọc trên 3 và 4 cọc Như vậy, ta thấy rằng các cốt thép chịu kéo tại mặt dưới bệ cọc cần được bố trí tập trung trên đỉnh cọc và nối các cọc với nhau theo phương mà khoảng cách giữa các cọc là ngắn nhất. Việc tiêu chuẩn 22TCN-272-05 đề nghị áp dụng SĐHT cho bệ cọc cao tại mục 5.6.3 đã khẳng định sự cần thiết phải xem xét thích đáng sự làm việc thực của bệ cọc trong thực tế thiết kế. Tuy nhiên, các kỹ sư ở nước ta vẫn thường áp dụng mục 5.13.3 “Đế móng” với việc kiểm toán mặt cắt qua chân cột và bố trí thép “phân bố đồng đều qua toàn bộ đế móng”. Đây là một sự nhầm lẫn giữa bệ móng cọc và đế móng đặt trên nền đất. Để làm rõ cách thức áp dụng SĐHT cho tính toán và xử lý cấu tạo bệ cọc cao, trong phạm vi đề tài, một bệ cọc trên 4 cọc được lựa chọn nghiên cứu chi tiết trong phần sau đây. 3.2.2 Ví dụ bệ cọc trên 4 cọc 3.2.2.1 Giới thiệu về kết cấu Cầu Thuận Phước là công trình quan trọng của thành phố Đà Nẵng, gồm hai phần: cầu dẫn và cầu chính. Trong đó phần cầu chính có kết cấu dây võng với nhịp chính 405m lớn bậc nhất ở nước ta hiện nay. Hệ cáp chủ được treo lên hai trụ tháp và được neo vào hai mố neo. Hai trụ tháp cao 91,4m được đặt trên hệ móng cọc khoan nhồi có đường kính cọc 2,5 m. 8 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Trong ví dụ này ta nghiên cứu bệ cọc trụ tháp phía Tây (Hình 3.2.4) đặt trên 8 cọc, được chia thành 2 nhóm. Bệ cọc được chia 2 phần liên kết với nhau bởi một dầm giằng. Kích thước bệ cọc được thể hiện trên hình vẽ; chiều dày bệ cọc là 6,5m. R 2 7 5 0 c 11860 R 2 7 5 0 2750 6250 35470 2750 6250 11750 2750 2750 11750 11750 11970 2 5875 1 8 2 7 3 6 5 4 6500 11750 62502750 2750 11970 2 2500 2500 2000 3875 2750 11970 2 11970 2 58705870 1125 11970 2 11750 4000 5200 6250 27502750 2500 2500 35470 1500 8750 1500 Hình 3.2.4 Cấu tạo hệ móng dưới chân trụ tháp phía Tây cầu Thuận Phước Bêtông sử dụng cho bệ cọc có cường độ nén mẫu trụ là 29,2MPa; cốt thép có giới hạn chảy 390MPa. 3.2.2.2 Giải pháp thiết kế Theo hồ sơ thiết kế kỹ thuật, bệ cọc được kiểm tra theo phương pháp mặt cắt với điều kiện chịu momen, lực cắt của mặt cắt thẳng đứng qua mép chân trụ tháp. Ứng suất trong bêtông được khống chế và cốt thép chịu kéo được bố trí đều trên bề rộng bệ cọc như sau: - Tại đáy bệ: 3 lớp φ28, khoảng cách a = 150mm, riêng lớp thứ nhất sát đáy bệ, bố trí thép kẹp đôi. Khoảng cách giữa các lớp thép là 100mm. - Tại đỉnh của cọc: 2 lưới thép φ12, a = 200, đặt cách nhau 100mm. - Mặt trên bệ: 1 lưới thép φ28, cách khoảng a = 150mm. 3.2.2.3 Phân tích đặc điểm chịu lực, tính toán và xử lý cấu tạo bằng SĐHT Như đã nêu ở phần trên, bệ cọc TH13 gồm có 8 cọc khoan nhồi Ø2,5m, được bố trí thành hai cụm riêng biệt nối với nhau bởi thanh giằng kích thước 4x6,5m. Trong phạm vi đề tài, các tác giả đi sâu nghiên cứu hai trường hợp tải trọng sau đây: 9 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH - Trường hợp thứ nhất: Toàn bộ mặt cắt chân trụ tháp hầu như bị nén. Do nội lực trong thanh giằng là không đáng kể, ta có thể xem xét một bên bệ cọc tựa trên 4 cọc. Tổ hợp lực tại chân trụ tháp gồm: P = 77,5MN; M y = 36,6MNm. Với ox là phương dọc cầu, oy là phương ngang cầu. - Trường hợp thứ hai: Tổ hợp tải trọng vừa gây nên ứng suất kéo lẫn ứng suất nén tại mặt cắt chân trụ tháp. Đây là trường hợp khá phổ biến trong thực tế. Tổ hợp tải trọng được xét ở đây có P = 88,3MN; M y = 118,6MNm. Với ox là phương dọc cầu, oy là phương ngang cầu. a) Xét trường hợp thứ nhất: Toàn bộ mặt cắt tại chân trụ tháp đều chịu nén. Nội lực đầu cọc được xác định và thể hiện trên hình 3.2.5a, SĐHT sẽ gồm 4 thanh nén nghiêng thể hiện sự truyền lực nén trực tiếp từ chân trụ tháp tới các đỉnh cọc và 4 thanh kéo liên kết các đỉnh cọc với nhau (Hình 3.2.5b). Dựa trên sơ đồ hệ thanh trong hình 3.2.5c, xác định được nội lực trong các thanh kéo, nén như sau: C 11 = 24,65 MN; C 12 = 14,1 MN; C 21 = 23,14 MN; C 22 = 19,25 MN; T = 6,39 MN; Góc giữa thanh kéo và nén nghiêng α = 65 0 . My = 36,6MNm P = 77,5 MN Y X 24,65MN 14,1MN T 17,45MN 21,3MN C22 C21 C11 C12 C42 C41 a) b) c) Hình 3.2.5: Biểu diễn phẳng điều kiện biên và sơ đồ hệ thanh của bệ cọc TH13 Trọng tâm thanh kéo được xác định tại trọng tâm nhóm cốt thép đáy bệ trên đỉnh cọc, chỉ có những cốt thép nằm trong vùng truyền lực từ cọc vào bệ cọc được khống chế dưới một góc lan tỏa ≈ 45 0 là được xem xét (hình 3.2.6). Số lượng thanh thép trong các thanh kéo T được xác định theo cách trên là 78 thanh φ28 (A s = 48.029mm 2 ). 180 200 4 5 ° Ø32 Kep dôi Ø32@150 2500 280 Hình 3.2.6 Kích thước và vị trí thanh kéo trong bệ cọc 10 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Do ảnh hưởng của momen và lực nén, nút chịu nén đa phương dưới chân trụ tháp là không đối xứng. Các thanh nén nghiêng C 21 – C 24 liên kết nút chịu nén này với các nút trên đỉnh cọc. Các nút trên đỉnh cọc là nút kéo nén với 2 thanh kéo được liên kết. Các giá trị nội lực của các thanh kéo và nén trong SĐHT được biểu diễn trong hình 3.2.5c. Để kiểm toán các phần tử của hệ thanh, trước hết tính toán các giá trị ứng suất giới hạn của bêtông và cốt thép theo 22TCN-272-05 như sau: - Bêtông tại nút chịu nén dưới chân trụ tháp f n,eff = 0,85 . f . f' c = 0,85 . 0,7 . 29,2 = 17,37 MPa - Bêtông tại nút kéo nén trên đỉnh cọc với 2 thanh kéo f n,eff = 0,65 . f . f' c = 0,65 . 0,7 . 29,2 = 13,29 MPa - Cốt thép f y = 0,9f’ y = 0,9 . 390 = 351 MPa Kiểm toán thanh kéo Dựa trên kết quả tính toán được thể hiện trên hình 3.2.5, thanh kéo được lựa chọn để kiểm toán là thanh T 1 có lực kéo lớn nhất bằng 6,39 MN. Khả năng chịu lực của thanh giằng chịu kéo: P r = ϕ.f y .A st = 15,17 MN > T 1 = 6,39 MN. Kết luận thanh giằng đảm bảo yêu cầu chịu lực. Kiểm tra đoạn neo cần thiết Với thanh cốt thép chịu lực là φ28, công thức để xác định chiều dài neo cơ bản l bd theo điều 5.11.2 tiêu chuẩn 22TCN-272-05 được lấy như sau: ' c yb db f fA02,0 l = = 800 mm ≥ 0,06d b f y = 590 mm. Trong đó: A b = 616 mm 2 là diện tích thanh cốt thép; f y = 351 MPa là cường độ chảy quy định của thanh cốt thép; f’ c = 29,2 MPa là cường độ nén quy định của bêtông tại thời điểm 28 ngày và d b = 28mm là đường kính thanh cốt thép. Cũng theo điều 5.11 của quy trình nêu trên, chiều dài triển khai cốt thép kéo l d được tính toán trên cơ sở của chiều dài neo cơ bản l db có kể đến hệ số chiết giảm chiều dài neo. Trong trường hợp này, hệ số chiết giảm chiều dài neo được lấy bằng prov,s rep,s A A . Trong đó A s,req là diện tích cốt thép cần thiết của thanh kéo theo yêu cầu chịu lực kéo T 11 ; A s,req = T 11 /f y = 18.214 mm 2 và diện tích cốt thép bố trí theo thiết kế A s,prov = 48.029 mm 2 . Như vậy, chiều dài đoạn neo cần thiết l d = db prov,s req,s l A A ×       = 303mm. So sánh với chiều dài neo thực tế nhận thấy thép đã được neo đảm bảo yêu cầu. Kiểm toán nút chịu nén 11 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Dựa trên hình 3.2.8, ứng suất nén lớn nhất tại nút nén dưới chân trụ tháp tại mặt tiếp xúc với thân trụ là σ 21 = 5,76 MPa < f n,eff = 17,37 MPa ⇒ Đạt yêu cầu. Kiểm toán nút kéo nén trên đỉnh cọc 1 3 ° 9 0 ° Ac1 Ac2 Ac3 4 5 ° Nút kéo nén 2500 2 5 ° 6 5 ° 1 2 ° Hình 3.2.7 Biểu diễn phẳng nút kéo nén trên đỉnh cọc Kiểm toán nút kéo nén trên đỉnh cọc (hình 3.2.8 với A c1 = π.2,5 2 /4 = 4,91 m 2 ; A c2 = A c1 /cos13 0 = 5,04 m 2 ; A c3 = A c3 .cos12 0 = 4,93 m 2 ) cho thấy ứng suất tại mặt tiếp xúc với thanh nén C 2 , σ C2 = 4,70 MPa < 13,29 MPa cũng đảm bảo khả năng chịu lực cho nút. Kiểm toán thanh nén C 2 Theo 5.6.3.3-1 của tiêu chuẩn 22TCN-272-05, cường độ có hiệu của bêtông ' c 1 ' c cu f85,0 1708,0 f f ≤ ε+ = = 24,82 MPa. Với ε 1 = ε s + (ε s + 0,002)*cotg 2 α s . Trong đó α s = 65 o là góc nghiêng nhỏ nhất giữa thanh kéo và thanh nén liền kề; và ε s là biến dạng kéo trong bêtông theo hướng thanh kéo T = × × = σ =ε 44.334200000 1039,6 E 6 s s s 6,66.10 -4 . Với các giá trị đã có ta có thể xác định được = ε+ 1 ' c 1708,0 f 28,86 MPa. Vậy chọn f cu,eff = 24,82 MPa để kiểm toán thanh nén C 21 ƯS trong thanh C 21 tại nơi tiếp xúc với nút nén: 5,76 MPa, đạt yêu cầu. ƯS trong thanh C 21 tại nơi tiếp xúc với nút kéo nén: 4,70 MPa, đạt yêu cầu. b) Xét trường hợp thứ hai: Với tổ hợp tải trọng P = 88,3 MN; M y = 118,6 MNm; tại mặt cắt chân trụ tháp vừa xuất hiện ứng suất kéo 2,33 MN/m 2 và ứng suất nén 10,82 MN/m 2 . Nội lực đầu cọc được xác định và thể hiện trên hình 3.2.9. 12 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH My = 118,6MNm P = 88,3MN Y X Hình 3.2.8: Thể hiện bệ cọc dạng phẳng, lực nén - kéo thẳng đứng tại chân trụ tháp và các lực đứng tại đầu cọc (điều kiện biên) SĐHT cũng sẽ gồm 4 thanh nén nghiêng để truyền dòng lực nén từ chân trụ tháp tới các đỉnh cọc (do toàn bộ các cọc vẫn chịu lực nén) và 4 thanh kéo T 1 liên kết các nút ở đỉnh cọc với nhau, kích thước và vị trí thanh kéo cũng được xác định tương tự như trường hợp 1. Một thanh kéo T 2 được bố trí tại trọng tâm cốt thép chịu kéo của trụ tháp và được truyền xuống thẳng đáy bệ như hình 3.2.9. Các giá trị nội lực của các thanh kéo và nén trong SĐHT cũng được biểu diễn trong hình 3.2.9. 4,3MN 92,6MN 25,1MN 63,2MN T2 72,55MN C41 C42 T1=18,56MN 143090 5200 6250 6500 5 5 . 3 7 ° 7 2 . 5 5 ° Hình 3.2.9 Sơ đồ hệ thanh xét trong phương song song tim cầu và giá trị nội lực tương ứng 25x124 4000 5200 15*150 130 90 15*150 2*130 90 3*120 130 90 90 3*120 x Y 13 [...]...V D P DNG PHNG PHP S H THANH Hỡnh 3.2.10 Chi tit thanh kộo T2 Trng tõm thanh kộo c xỏc nh ti trng tõm nhúm thộp phớa thõn tr thỏp chu kộo S lng ct thộp xỏc nh trong thanh kộo T2 l 32 thanh 32, As = 25.600mm2 Vic kim toỏn cỏc thanh kộo, nộn v cỏc nỳt ca SHT cng tng t nh trng hp 1 Trong phn ny ch trỡnh by thờm kim toỏn thanh kộo T2 ng sut trong thanh kộo T2: T 2 T2 4,3x10 6 = = = 167MPa... trong thanh T3: 25 V D P DNG PHNG PHP S H THANH As = T3 4,03 = = 0.0112 m 2 = 112 cm 2 .f y 0,9.400 B trớ 2 lp ct thộp chu lc cỏch nhau 10cm mi lp gm 15 thanh 28@127 Tng din tớch ct thộp b trớ As = 184,74 cm2 V trớ trng tõm ct thộp trựng vi v trớ thanh kộo T3 gi thit ban u Khi kim tra cỏc thanh nộn trong h, kớch thc cỏc thanh nộn c xỏc nh nh sau: Hỡnh 3.3.14 Kớch thc cỏc thanh nộn trong s 2 Cỏc thanh. .. 0,85.33,33 = 28,33MPa 0,8 + 170e 0,8 + 170.0, 0017 1 fcu = 28,33MPa ng sut trong bờtụng ca thanh nộn C6 v C7 sb = 8,166 = 9,3MPa < fcu = 28,33MPa OK 0,878.1, 0 Xột thanh nộn C5 Do thanh T1 khụng chu kộo nờn ng sut nộn gii hn trong thanh nộn C 5 es = 0 l bin dng kộo ca bờ tụng trong thanh kộo T1 s l gúc nh nht gia thanh ging v thanh chng, s = 47,8o 1 = 0,002.cotg247,8= 0,0016 fcu = fc 33,33 = = 31, 09 MPa 0,85fc... thc cỏc thanh nộn trong s 1 Xột thanh nộn C6=C7 ng sut nộn gii hn trong thanh nộn C6: fcu = fc 0,85fc 0,8 + 170e 1 22 V D P DNG PHNG PHP S H THANH 1 = s + ( s +0,002 ) cotg 2 s (iu 5.6.3.3-2 Tiờu chun 22TCN-272-05) Vi s l bin dng kộo ca bờ tụng trong thanh kộo T2 es = 1 T 2 A ps f ps 1 15, 087 13, 03 = = 0,00032 5 E s As + A ps 2, 0.10 (82,91 + 22,11).104 s l gúc nh nht gia thanh ging v thanh. .. 3.3.13 S h thanh khu vc x m ng vi t hp 2 Khi tớnh toỏn ni lc ca cỏc thanh trong h, t iu kin cõn bng ca h cú th tớnh c C1 = Fc = 12,15 MN; T3 = Fs = 4,03 MN ln cỏc lc trong thanh tớnh toỏn c: T1 = 3,62 MN C5 = 5,39 MN C6 = 4,34 MN T2 = 4,95 MN C7 = 6,38 MN Khi kim toỏn cỏc thanh kộo, do ni lc trong cỏc thanh T 1, T2 nh nhng lng ct thộp b trớ khụng i (ging TH1) nờn khụng cn kim tra cỏc thanh T 1, T2... kộo Ta gi s kớch thc ca thanh nộn C1 l 50 cm v v trớ ca thanh kộo l v trớ trng tõm ca ct thộp chu lc thõn tr Tng t nh s 1, v trớ thanh kộo T 1, T2 c xỏc nh t trng tõm ct thộp, cỏc nỳt N1, N2 nm phớa di gi Da vo trng lc nộn chy t gi v thõn tr, ta xỏc nh c cỏc thanh C 5, C6 Thanh nộn C7 c xỏc nh do yờu cu cõn bng khi dũng lc kộo chuyn hng ti nỳt N3 24 V D P DNG PHNG PHP S H THANH Hỡnh 3.3.12 Biu ng... hng bi cỏc thanh kộo (do trong cỏp vn cũn ng lc) nờn cng gii hn ca thanh nộn C5, C6 l : fcu 0,85fc = 28,33 MPa ng sut nộn trong thanh nộn C5: sb = 5,39 = 6, 05MPa < fcu = 28,33MPa OK 0,594.1,5 ng sut nộn trong thanh nộn C6: sb = 4,34 = 4, 06MPa < fcu = 28,33MPa OK 0, 713.1,5 ng sut nộn trong thanh nộn C1: sb = 12,15 = 12,15MPa < fcu = 28,33MPa OK 0,5.1, 0 ng sut nộn gii hn trong thanh nộn C7:... PHP S H THANH Din tớch ct thộp trờn tng ng 69 thanh 28 hay 52 thanh 32, mt mt rt khú cú th b trớ trờn nh tr v khụng th khng ch c vt nt La chn 7 bú cỏp DL, mi bú 12 tao, mi tao cú din tớch 0,987 cm 2 Asp = 7*12*0,987 = 82,91cm2 B trớ nh hỡnh v ng sut trong cỏp DL lỳc ban u fpe = 1572 MPa (= 85%.fu) Din tớch thộp thanh cn dựng: As 1 fy T 2 Asp ( f pe + fy ) ữ A s 10 cm 2 Ch cn b trớ thanh 11... 16@150 As = 22,11 cm2 Thanh kộo T1 = 10,105 MN f A pe fpe = 0,9.13, 03 = 11, 727MPa cú ngha l giai on khai thỏc, khi ó kộo ct thộp d ng lc, lc kộo trong thanh T 1 nh hn ng lc do cỏp DL gõy ra nờn lỳc ny ct thộp thng v bờtụng b nộn.Vỡ vy khụng cn kim tra iu kin neo ca thộp thng ti nỳt N1 kim tra cỏc thanh nộn, ta cn xỏc nh kớch thc ca cỏc thanh nộn nh hỡnh 3.3.10 ng sut trong cỏc thanh C1, C2, C3, C4... nộn trờn nh cc, cú th nhn thy vic b trớ ct thộp ca thanh kộo T theo phng ng (1 lp, 2 lp, 3 lp ) nh hng rừ rt n kớch thc v kh nng chu lc ca thanh nộn C2 cng nh nỳt kộo nộn trờn nh cc Ct thộp cng 14 V D P DNG PHNG PHP S H THANH c b trớ lm nhiu lp thỡ kớch thc nỳt cng ln, tc din tớch tip xỳc gia nỳt v thanh nộn C2 cng ln v do ú kh nng chu lc ca nỳt v thanh nộn C2 u tng Tuy nhiờn trong quỏ trỡnh thit k . VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH PHẦN 3 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH 3.1 TỔNG QUAN VỀ CÁC KHU VỰC CHỊU LỰC CỤC BỘ CỦA KẾT CẤU. DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Hình 3.3.4 Bố trí cốt thép DƯL trong xà mũ Hình 3.3.5 Bố trí cốt thép trong xà mũ Hình 3.3.6 Bố trí cốt thép trong thân trụ 19 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Như. b). Sơ đồ hệ thanh không gian tương ứng và bố trí cốt thép chịu kéo được thể hiện trên Hình 3.2.3c,d,e,f. Thanh nén Cốt thép chủ Mặt dưới bệ cọc Cọc Cọc 7 VÍ DỤ ÁP DỤNG PHƯƠNG PHÁP SƠ ĐỒ HỆ THANH Hình