TKMH CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP - DẦM T CĂNG SAU L=30M

Ngoài ra còn các tải trọng :Co ngót ,từ biến ,nhiệt độ …01/06/06không xét 3.1 Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo tiêu chuẩn ngành,giả thuyết tính tĩnh tả

Trờng đại học giao thông vận tải

Khoa công trình

bộ môn ctgttp

Thiết kế môn học dầm cầu bê tông cốt thép

Giáo viên hớng dẫn : Trần việt Hùng

Sinh viên thực hiện : Hoàng Văn Thạch

A-Số liệu thiết kế

Thiết kế Cầu bê tông cốt thép DƯL nhịp giản đơn :

- Chiều dài nhịp L=30m

Lµn thiÕt kÕ 3600 mm

-Cờng độ chịu nén của bê tông ở tuổi 28 ngày fc’=60 Mpa

-Mô đun dàn hồi của BTdầm:

2.1.Chiều dài tính toán nhịp

-Tổng chiều dài toàn dầm 30m, để hai đầu dầm kê gối 0,4m.chiều dài tính toán nhịp là 29,2m

2.2.Số lợng và khoảng cách giữa dầm chủ

-Chiều rộng toàn cầu

B=B1+2B3+2B2+2B4=10500+2.2000+2.0+2.500=15500mm +B1=10500 mm chiều rộng cầu

+B3=2000 mm chiều rộng phần dành cho ngời đi bộ

+B2=200 mm Chiều rộng vạch sơn (nhng ta không tính vào bề rộng cầu mà vạch sơn sẽ bố trí trên cả lề ngời đi và phần xe chạy)

+B4=500 mm bề rộng lan can

-Số lợng dầm chủ ta chọn Nb 7

2200

15500 S

B  b 

=1150 mm

2.3.Chiều cao dầm chủ

-Đối với cầu ô tô : h/L=1/181/22 do đó ta chọn h=1600 mm

Kiểm tra lại chiều cao dầm tối thiểu hmin=0,045L

Trong đó L-Chiều dài nhịp tính toán L=29200 mm

Chiều dày bản ts 200 mm

1800

650

200 500

Mặt cắt ngang đầu dầm và giữa dầm

2.5.Bố trí chung mặt cắt ngang cầu

Cầu gồm 7 dầm có mặt cắt chữ T chế tạo bằng bê tông câp G60 Lớp phủ mặt cầu

có 2 lớp :lớp chống nớc có chiều dày 0,4 cm,lớp bê tông atphan trên cùng có chiều dày 7 cm.Lớp phủ đợc chế tạo dốc ngang bằng cách kê cao gối cầu.Khoảng cách giũă các dầm chủ S=2200mm

14500/2 14500/2

2200 2200

2200 2200

2200 1150

650

Mặt cắt ngang cầu

Lớp bê tông asphan 7cm Lớp chống nứơc 0,4 cm

2% 2%

15500

500

Mặt cắt ngang kết cấu nhịp

2.5.1.Xác định chiều rộng bản cánh hữu hiệu

2.5.1.1.Đối với dầm giữa

Bề rộng bản cánh hữu hiệu có thể lấy giá trị nhỏ nhất của:

Bề rộng cánh dầm hữu hiệu có thể đợc lấy bằng ẵ bề rộng hữ hiệu của dầm kề trong =2200/2=1100 mm cộng với trị số nhỏ nhất của:

+1/8 chiều dài nhịp hữu hiệu =29200/8=3650

+6 lần chiều dày trung bình của bản cộng với số lớn hơn giữa 1/2 độ dày bản bụnghoặc ẳ bề dày bản cánh trên của dầm chính

=6.200+max 1650

4 / 1800 2 / 200

Kết luận:Bê rộng bản cánh dầm hữu hiệu

Dầm giữa(bi) 2200 mmDầm biên(be) 2250 mm

3.tính toán nội lực dầm chủ do tĩnh tải

Tải trọng tác dụng trên dầm chủ

Tĩnh tải:Tĩnh tải giai đoạn 1DC1 và tĩnh tải giai đoạn 2(DC2+DW)

Hoạt tải gồm cả lực xung kích (LL+Im):Xe HL93

Ngoài ra còn các tải trọng :Co ngót ,từ biến ,nhiệt độ …01/06/06(không xét)

3.1

Tĩnh tải rải đều lên 1 dầm chủ

Tỷ trọng của các cấu kiện lấy theo tiêu chuẩn ngành,giả thuyết tính tĩnh tải phân

bố đều cho mỗi dầm,riêng lan can thì một mình dầm biên chịu





-Diện tích mặt cắt ngang của dầm khi cha mở rộng.Ag=8050 cm2(tính qua

autocad).Do dầm chủ có mở rộng về 2 phía gối nên tính thêm phần mở rộng ta có

đ-ợc trọng lợng bản thân của dầm chủ gDC1(dc)=22,12 kN/m

+Tải trọng do dầm ngang :DCldn

theo chiều dọc cầu bố trí 5 dầm ngang tại vị trí gối ,giữa nhịp va L/4,theo chiều ngang cầu bố trí 6 dầm ngang.do đó tổng số dầm ngang =5.6=30 dầm

52 , 11 30

=1,69kN/m +Tải trọng rải đều do các tấm đỡ BTCT khi đổbản mặt cầu gDC1(đỡ)=2,92kN/m

+Tải trọng do bản mặt cầu

gDC(bmc)= 9 , 94 kN / m

7

24 10 14500





+Tải trọng do lan can

DC2:Trọng lợng lan can xuất hiện ở giai đoạn khai thác sau mất mát

Ta sử dụng loại lan can theo tiêu chuẩn AASHTO

-Tĩnh tải DC2 tác dụng cho dầm biên

g

22,12 kN/m

Do TLBT dầm ngang

) dn ( DC

g

2,92 kN/m

Do lan can gDC2 4,654 kN/m

3.2 Các hệ số cho tĩnh tải  p(theo TCN)

Loại tải trọng TTGH Cờng độ I TTGH Sử dụng

95 , 0





Đah mô men mặt cắt giữa nh?p

_Trạng thái giới hạn cờng độ I

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

DC

= 0,95(1,25.9,94+1,25.22,12+1,25.1,69+1,25.2,92+1,5.3,375+1,25.4,654). =53,882 =53,882.106,58=5742,704kNm

-Trạng thái giới hạn sử dụng:

Dầm trong (không có tĩnh tải lan can)

_Trạng thái giới hạn cờng độ I

Dầm trong(không co tĩnh tải của lan can)

Mu=A.=48,355.79,935=3865,257kNm

Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng của lan can)

Mu=B. = 53,882.79,935=4307,058kNm

_Trạng thái giới hạn sử dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải lan can)

_Trạng thái giới hạn cờng độ I

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

Mu=A.=48,355.11,349=548,781kNm

Dầm ngoài (chịu toàn bộ tải trọng do lan can)

Mu=B. =53,882.11,349=611,507kNm

_Trạng thái giới hạn sử dụng

Dầm trong (không có tĩnh tải do lan can)

-Trạng thái giới hạn cờng độ I

Dầm trong (không có tĩnh tải lan can)

=0,95(56,718.3,65-39,385.3,65)=60,102kN

-Tr¹ng th¸i giíi h¹n sö dông

DÇm trong (kh«ng cã tÜnh t¶i do lan can)

-Tr¹ng th¸i giíi h¹n sö dông

TTGHCêng

trong 54,45 0 362,373 274,383 643,885 506,159 705,983 555,424

DÇm

ngoµi 60,102 0 403,65 306,272 717,478 564,984 786,679 619,975

4.néi lùc dÇm chñ do ho¹t t¶i

4.1.TÝnh to¸n hÖ sè ph©n bè ho¹t t¶i theo lµn

Sè dÇm chñ n=7:dïng c«ng thøc

_§èi víi c¸c dÇm chñ bªn trong :

Mét lµn thiÕt kÕ chÞu t¶i :

1 , 0 3 s g 3 , 0 4 , 0

Lt

K L

S 4300

S 06

Ta lấy tỉ số 1

Lt

K

s 3

Lt

K L

S 2900

S 075

_Đối với dầm biên

Một làn thiết kế chịu tải

Do cự ly theo chiều ngang cầu của xe tải và xe 2 trục đều là 1800mm nên ta có sơ đồxếp tải nh hình vẽ cho cả 2 xe

1150 2200

2200 2200

1800

500

1,068 0.25

4.2.Hệ số phân bố hoạt tải theo làn đối với lực cắt

+Đối với dầm giữa:

Một làn thiết kế chịu tải:

7600

S 36

, 0

Hai làn thiết kế chịu tải:

0 , 447

10700

2200 7600

2200 2

, 0 10700

S 7600

S 2 , 0 g

2 2

+Đối với dầm biên

Một làn thiết kế chịu tải.sử dụng qiu tắc đòn bẩy gv  0 , 455

Hai làn thiết kế chịu tải

g  e g trong

Phạm viáp dụng - 300<=de=-1350<=1700.Không thoả mãn

Do đó gv  0 , 455

4.3.Tính toán hệ số phân bố của tải trọng ng ời đi bộ

Sử dụng phơng pháp đòn bẩy tính cho cả mô

men và lục cắt

Coi tải trọng phân bố ngời là lực tập trung

g 0,8406.1,5=1,261

Bảng hệ số phân bố của hoạt tải và ngời đi bộ:

( Sơ đồ phân bố tải trọng cho ngời đi bộ)

-Hiệu ứng lực của tải trọng làn thiết kế không xét lực xung kích

-Quy tắc xếp tải (theo TCN)

Hiệu ứng lực lớn nhất phải đợc lấy theo giá trị lớn hơn của các trờng hợp sau:

+Hiệu ứng của xe hai trục thiết kế tổ hợp với hiệu ứng tải trọng làn thiết

Các trục bánh xe không gây hiệu ứng lực lớn nhất đang xem xét bỏ qua

Chiều dài của làn xe thiết kế hoặc một phần của nó mà gây ra hiệu ứng lực lớn nhất phải đợc chất tải trọng làn thiết kế

Tải trọng ngời đi bộ(PL)

-Tải trọng rải đều của ngơi đi bộ 3.1,5 =4,5 kN/m tính đồng thời cùng hoạt tải xe thiết kế

*Sơ đồ tính : Dầm chủ là dầm giản đơn nên khoảng cách giữa các trục của xe tẻi

*Xếp xe tải lên đờng ảnh hởng sao cho hợp lực của các trục xe và trục xe gần nhấtcách đều tung độ lớn nhất của đờng ảnh hởng.

Hợp lực

1,2m 0,6m

§¶h m« men mÆt c¾t gi÷a nhÞp (xÕp t¶i cho xe2 trôc)

1.455 4,3 4,3

+Đờng ảnh hởng lực cắt tại mặt cắt giữa nhịp

Xếp xe tải HL-93+tải trọng làn lên đờng ảnh hởng lực cắt

35kN 145kN

110kN 110kN 1,2

0,7088

VXe 2 trục=0,75.110+0,7088.110=160,468kN

+Đờng ảnh hởng lực cắt tại mắt cắt cách gối 0,8m

Xếp xe tải HL-93+tải trọng làn lên đờng ảnh hởng lực cắt

VXe tải=0,961.145+0,8122.145+0,6633.35=280,3295kN

VLane=13,34.9,3=124,062kN

VPL=13,34.4,5=60,03kN

0,6633 0,8122

35kN 145kN

0.961

Xếp xe 2 trục +Tải trọng lànlên đờng ảnh hởng

Đah lực cắt mc cách gối 0,8m 0,049

+Đờng ảnh hởng lực cắt tại mắt gối

Xếp xe tải HL-93+tải trọng làn lên đờng ảnh hởng lực cắt

-Nhận xét: Nội lực tại các mặt cắt dới tác dụng của xe hai trục luôn nhỏ hơn xe

tải.Vởy ta chỉ phải kiểm toán nội lực của dầm chủ dới tác dụng của

Tĩnh tải+xe tải HL-93+Tải trọng làn+Ngời đi bộ

4.4.3.Tổ hợp nội lực

*Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cờng độ I

+Tổ hợp mô men theo trạng thái giới hạn cờng độ 1

) M g 75 , 1 M

75 , 1 M M

M

75 , 1 V V

V

.

(

VU   p DC1  p DC2  p DW  LLIM  MPL PL

Trong đó:

MLL-Mômen do hoạt tải tác dụng lên 1 dầm chủ đã tính hệ số phân bố ngang

MU-Mô men tính toán theo trạng thái giới hạn cờng độ 1 của dầm giữa

VU –K43Lực cắt tính toán theo trạng thái giới hạn cờng độ 1 của dầm giữa

IM –K43Hệ số xung kích =25%

MLL+IM=gMLL{(1+IM)MXe tải+MLane}

VLL+IM=gVLL{(1+IM)VXe tải+VLane}

GM,gV:hệ số phân bố tải trọng cho mô men và lực cắt

*Tổ hợp theo trạng thái giới hạn sự dụng

) M M

M M

M

MU  DC1 DC2  DW  LLIM  PL

) V V

V V

V

VU  DC1 DC2  DW  LLIM  PL

4.4.3.1.Nội lực do hoạt tải (Xe tải HL-93+Ngời+Tải trọng làn)

4.4.3.1.Mô men

*Trạng thái giới hạn cờng độ 1

Mo men do Xe tải HL-93+Ngời+Tải trọng làn

MLane-Mô men tải trọng làn ,xác định theo (bảng 4.1)

GPL-hệ số phân bố cho ngời đi bộ theo (bảng 3)

MPL-mômen của tải trong ngời đi bộ theo (bảng 4.1)

Ta có Bảng Mô men do hoạt tải (Xe tải HL-93+Ngời+Tải trọng làn)(bảng4.3.3.a)

*Trạng thái giới hạn sử dụng

Mô men do Xe tải HL-93+Ngời+Tải trọng làn

Vxe tải –K43lực cắt đối với hoạt tải xe tải (Bảng 4.2)

VLane –K43 lực cắt đối với tải trọng lane (Bảng 4.2)

VPL –K43 lực cắt đối với ngời đi bộ (Bảng 4.2)

Ta có Bảng Lực cắt do hoạt tải (Xe tải HL-93+Ngời+Tải trọng làn)(bảng4.3.3.a)

*Trạng thái giới hạn sử dụng

Lực

cắt

Dầm trong 234.4881 420.8301 604.2194 643.7371Dầm ngoài 278.6561 497.0199 710.3355 756.0357

Trạng thái giới hạn Sử dụng (Bảng 4.3.3.b)

men(kNm)

Dầm trong 2609.898 1973.274 221.1311 0Dầm ngoài 3339.343 2509.608 278.149 0Lực cắt(kN) Dầm trong 148.8813 267.1937 383.6314 408.722

Dầm ngoài 176.9245 315.5682 451.0067 480.02264.4.3.4.Bảng tổng kết nội lực trong dầm chủ

Tổ hợp nội lực Tĩnh tải +{Xe tải HL-93+Tải trọng làn+Ngời đi bộ}

*Tổ hợp theo trạng thái giới hạn cờng độ 1

Trạng thái giới hạn cờng độ 1(Bảng 4.3.4.a)

cắt(kN) Dầm trongDầm ngoài 288.9381338.7581 783.2031900.6699 1248.1041427.813 1542.7151349.72

*Tổ hợp theo trạng thái giới hạn Sử dụng

Trạng thái giới hạn Sử dụng(Bảng 4.3.4.b)

Mô

men(kNm)

Dầm trong 6664.494 5014.241 652.8811 0Dầm ngoài 7865.188 5903.968 760.073 0Lực

cắt(kN)

Dầm trong 148.8813 541.5767 889.7904 964.146Dầm ngoài 176.9245 621.8402 1015.991 1099.998

85

,

0

fci'  c' 

Mô đun đàn hồi của bê tông làm dầm:   ' 

c 5 , 1 c

d y ) IM LL M DC M ( I

d y g e

MU = mô men cực đại do tải trọng gây ra.

Z: cánh tay đòn nội ngẫu lực

Z  dPS -c/2

dPS : khoảng cách trọng tâm cốt thép đến mép vùng bê tông chịu nén

Chọn dPS = d-200= 1600-200=1400 mm (200mm là khoảng cách dự kiên từ trọng tâm cốt thép DƯL đến mép dới dầm)

d = chiều cao mặt cắt

c = chiều cao vùng chịu nén dự kiến c=0,09dPs

có : Z=d ps ( 1  0 , 09 / 2 )  0 , 955 d ps

+cờng độ phá hoại: fpu  1860 Mpa

+Giới hạn chảy : fpy  0 , 85 xfpu  0 , 85 x 1860  1581 Mpa

+Cờng độ cho TTGH sử dụng fpe  0 , 85 xfpy  0 , 85 x 1581  1343 Mpa

+Cờng độ trung bình :

f 1 0 , 09 k

d

c k 1 f

ps pu

10 17 , 11002

6.2.Bố trí cáp theo toạ độ d ờng cong Parabol

+Lây đờng trục thẳng đứng tại mặt cắt đầu dầm, và đờng trục ngang đi qua tim tại vị trí neo tim bó bó cáp N1 đầu dầm

+Đối với mỗi mặt cắt dầm cách đầu dầm một khoảng x thì tính tung độ y theo công thức

y+b i = x ( L x )

L

f 4

mặt cắt xi

vị trí tim bó cáp

vị trí tim bó cáp mặt cắt giữa dầm

neo

vị trí tim bó cáp mặt cắt đầu dầm

bảng tung độ đờng trục các bó cốt thép

bảng đặc trng các góc 

số hiệu

bó Mặt cắt x (cm) L (cm) f (cm) tg (rad) (độ) sin y (cm) a (cm)N1

N7 8.0 0.000 0.000 0.000 0.000 124.0 10.00 N1

K/c a ®

¸y d Çm (c m)

6.3 -Đặc tr ng hình học

6.3.1(Mặt cắt bị giảm yếu bởi các ống để đặt DƯL

- Diện tích tiết diện

197000 E

E n Betong

7.tính toán các mất mát ứng suất

Tổng mất mát ứng suất trớc trong các cấu kiện kéo sau đợc xác định

 f pT   f pF   f pA   f pES   f pSR   f pCR   f pR

Trong đó:

Mất mát tức thời gồm

+Mất mát do ma sát  f pF

+Mất mát do thiết bị neo  f pA

+Mất mát do co ngắn đàn hồi  f pES

Mất mát theo thời gian gồm:

+Mất mát do co ngót  f pSR

+Mất mát do từ biến của bê tông  f pCR

+Mất mát do dão của thép  f pR

7.1- Mất mát do thiết bị neo : DfpA=D*E/L

a - Tổng giá trị tuyệt đối thay đổi góc của đờng cáp ứng suất trớc

từ đầu kích gần nhấtđến điểm đang xét đến điểm đang xét

Trong đó:

Ep - Mô đun đàn hồi của thép DƯL(Mpa)

Eci -Mô đun đàn hồi của BT lúc truyền lực(Mpa)

N - Số lợng các bó thép ứng suất trớc giống nhau

Tổng ứng suất bêtông ở trọng tâm các bó thép ứng suất trớc do lực ứng suất

Trớc

sau kích và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (Mpa)

F - Lực nén trong bêtông do ứng suất trớc gây ra tại thời điểm sau khi kích, tức

là đã xảy ra

mất mát do ma sát và tụt neo

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

- Tổng diện tích của các bó cáp ứng suất trớc

và tự trọng của cấu kiện ở các mặt cắt có mômen max (MPa).

- Thay đổi trong ứng suất bêtông tại trọng tâm thép ứng suất trớc do tải trọng ờng xuyên,

trừ tải trọng tác động vào lúc thực hiện các lực ứng suất trớc

- Mất mát do dão lúc truyền lực

- Mất mát sau khi truyền

7.6.1 Mất mát do d o lúc truyền lực ã

Sử dụng các tao thép có độ chùng dão thấp nên mất mát do dão lúc truyền

lực đợc tính :

Trong đó:

t - Thời gian từ lúc tạo ứng suất trớc đến lúc truyền, (ngày) t = 4 ngày

fpj - ứng suât ban đầu trong bó thép vào cuối lúc kéo (Mpa)

Có thể tính mất mát do dão vào lúc truyền lực chính bằng mất mát do co ngắn

7.6.2 Mất mát do d o thép sau khi truyềnã

Với thép ít dão cho cấu kiện kéo sau mất mát do dão thép sau khi truyền

Điều kiện kiểm toán

Mn sức kháng uốn danh định tiết diện chữ I

fps - ứng suất trung bình trong bó thép ứng suất trớc ở sức kháng danh định

8.1.1.Mặt cắt giữa nhịp

Thay số

6 4836 28 , 0 200 65 , 0 85

,

0

67 , 216 ).

200 2200 (

60 65 , 0 85 , 0 1860

pS

d

c k 1 f f

p

pu pS w c

f w c

pS

d

f kA b f

h b b f fpu

A c

' 85 , 0 1

1





1860

6 , 4836 28 , 0 2200 65 , 0 60

* 85 , 0

1860 6 , 4836 d

fpu kA b

f

A

p ps 1

'

c

' y c

' pu

1860 6 , 4836 )

2

a d (

8.1.1.2.Ta cã b¶ng kÕt qu¶ sau

b¶ng kiÓm to¸n kÕt theo b¶ng sau

8.2.1.KiÓm tra lîng cèt thÐp tèi ®a theo c«ng thøc

p ps ps

e

f A

d f

.

A

d 

120,4116/1414,3=0,0851<0.42 §¹t

Vây mặt cắt L?2 thoả mãn về hàm lợng cốt thép tối đa.

Các mặt cắt còn lại ta có bảng kết quả tinh theo (bảng 8.2.2)

8.2.2.Lợng cốt thép tối thiểu phải thoả mãn điều kiện

Ig : mô men quán tính của mặt cắt nguyên đối với trọng tâm không tính cốt thép

yt : khoảng cách từ thớ chịu kéo ngoài cùng đến trục trung hoà

fr :cờng độ chịu kéo khi uấn

8.2.3.Kiểm toán sức kháng cắt cho tiết diện

Kiểm toán theo công thức:

' c

f

A



dv - Chiều cao chịu cắt có hiệu

bv - Bề rộng bụng có hiệu, lấy bằng bệ rộng lớn nhất trong chiều cao dv

 - Góc nghiêng của cốt thép đai đối với trục dọc (độ) Nếu cốt đai thẳng đứng,

 = 0.

V p - Thµnh phÇn lùc øng suÊt tríc cã hiÖu trªn híng lùc c¾t t¸c dông, lµ d¬ng nÕu ngîc chiÒu lùc c¾t (N).

Ta thÊy theo b¶ng kÕt qu¶ Vu <0,1.f’c.bv.dv Ta lÊy cù ly cèt thÐp ®ai S

002 , 0 A

E A E

f A g cot V 5 , 0 d M

ps p

¸ Ð

ps ps n

v u

ps p c c

ps p A E A E

A E F

E

E f f

fa=øng suÊt cã hiÖu trong thÐp øng suÊt tríc sau mÊt m¸t fpa=0,8fpy=1336 Mpa

fpc-øng suÊt nÐn t¹i träng t©m tiÕt diÖn