Phân tích ứng xử và thiết kế kết cấu nhịp cầu dầm liên tục từ các dầm bê tông dự ứng lực đúc sẵn,luận văn thạc sỹ xây dựng cầu hầm

BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI - - BÙI VĂN SÁNG PHÂN TÍCH ỨNG XỬ VÀ THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP CẦU DẦM LIÊN TỤC TỪ CÁC DẦM BÊ TÔNG DỰ ỨNG LỰC ĐÚC SẴN LUẬN VĂN THẠC SĨ KHOA HỌC KỸ THUẬT CHUYÊN NGÀNH: XÂY DỰNG CẦU HẦM MÃ SỐ : 60.58.25 Thành Phố Hồ Chí Minh – 2013 BỘ GIÁO DỤC VÀ ĐÀO TẠO TRƯỜNG ĐẠI HỌC GIAO THÔNG VẬN TẢI - - BÙI VĂN SÁNG PHÂN TÍCH ỨNG XỬ VÀ THIẾT KẾ KẾT CẤU NHỊP CẦU DẦM LIÊN TỤC TỪ CÁC DẦM BÊ TÔNG DỰ ỨNG LỰC ĐÚC SẴN LUẬN VĂN THẠC SĨ KHOA HỌC KỸ THUẬT CHUYÊN NGÀNH: XÂY DỰNG CẦU HẦM MÃ SỐ : 60.58.25 GIÁO VIÊN HƯỚNG DẪN KHOA HỌC: PGS.TS TRẦN ĐỨC NHIỆM Thành Phố Hồ Chí Minh – 2013 LỜI CAM ĐOAN Tơi xin cam đoan cơng trình nghiên cứu tơi, có hỗ trợ từ Giáo viên hướng dẫn PGS.TS Trần Đức Nhiệm Các nội dung nghiên cứu kết đề tài trung thực chưa công bố công trình nghiên cứu trước Những số liệu bảng biểu phục vụ cho việc phân tích, nhận xét, đánh giá tác giả thu thập từ nguồn khác có ghi phần tài liệu tham khảo Ngồi ra, đề tài cịn sử dụng số nhận xét, đánh số liệu tác giả, quan tổ chức khác thể phần tài liệu tham khảo Nếu phát có gian lận tơi xin hồn toàn chịu trách nhiệm trước Hội đồng, kết Luận văn   Tác giả luận văn Bùi Văn Sáng i LỜI CẢM ƠN Lời muốn gửi lời cảm ơn tới PGS.TS Trần Đức Nhiệm người thầy trực tiếp hướng dẫn giúp tơi hồn thành luận văn Sự nhiệt tình kiến thức hiểu biết sâu rộng nguồn cảm hứng để tơi hồn thành luận văn tiếp tục có nghiên cứu việc học công việc chuyên môn ngày Tôi gửi lời cảm ơn tới thầy cô mơn Cầu Hầm thầy khoa Cơng trình – Trường đại học Giao thông Vận tải Trong suốt thời gian học Đại học Cao học truyền đạt cho kiến thức chuyên ngành kinh nghiệm công việc, sống để trưởng thành vững vàng sồng chuyên môn Tôi gửi lời cảm ơn đến Ban Tổng Giám đốc công ty, tập thể cán xí nghiệp thiết kế Cầu Cảng công ty cổ phần Tư vấn ĐTXD Giao thông Bà Rịa – Vũng Tàu, nơi công tác tạo điều kiện, giúp đỡ động viên suốt q trình học tập nghiên cứu Cuối cùng, tơi xin gửi lời cảm ơn bạn lớp Cầu Hầm – K19 Cơ sở Được gặp gỡ làm việc với bạn niềm vui vinh dự ii LỜI CAM ĐOAN ……………………………………………………….……………i LỜI CẢM ƠN……………………………………………………………………….……….ii PHẦN MỞ ĐẦU ĐẶT VẤN ĐỀ ĐỐI TƯỢNG VÀ MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP NGHIÊN CỨU NỘI DUNG VÀ CẤU TRÚC LUẬN VĂN CHƯƠNG I TỔNG QUAN 1.1 Giới thiệu chung 1.1.1 Kết cấu cầu dầm liên tục hệ liên hợp 1.1.2 Kết cấu cầu dầm bê tơng liên hợp, liên tục hóa từ dầm bê tông đúc sẵn dự ứng lực 1.1.3 Lịch sử phát triển 11 1.2 Một số phương pháp nối liên tục dầm đỉnh trụ 13 1.2.1 Phương pháp nối liên tục không dùng dự ứng lực 14 1.2.2 Phương pháp nối liên tục dùng dự ứng lực 18 1.3 Tình hình ứng dụng giải pháp liên tục hóa kết cấu nhịp từ dầm giản đơn đúc sẵn ứng suất trước Việt Nam 26 1.4 Một số hình ảnh tiêu biểu 30 1.5 Vấn đề tính tốn, thiết kế cầu dầm liên hợp, liên tục hóa tiêu chuẩn thiết kế cầu AASHTO LRFD 2007 35 1.6 Kết luận chương I 36 CHƯƠNG II : CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TỐN KẾT CẤU NHỊP CẦU DẦM BÊ TƠNG ỨNG SUẤT TRƯỚC LIÊN TỤC HÓA 38 2.1 Hiệu ứng phụ thuộc thời gian bê tông ứng suất trước 38 2.1.1 Thuộc tính co ngót bê tông 39 2.1.2 Thuộc tính từ biến bê tơng 41 2.1.3 Tự chùng cáp dự ứng lực trước 44 2.2 Phương pháp phân tích cho từ biến co ngót 45 2.2.1 Nguyên lý chồng (Principle of Superposition) 46 2.2.2 Phương pháp mô đun hữu hiệu (Effective Modulus Method) 46 2.2.3 Phương pháp tốc độ từ biến (Rate of Creep Method) 47 2.2.4 Phương pháp tốc độ dòng (Rate of Flow Method) 48 2.2.5 Phương pháp Dischinger cải tiến (Improved Dischinger Method) 49 2.2.6 Phương pháp điều chỉnh tuổi (già hóa) mơ đun hữu hiệu (Age Adjusted Effective Modulus Method) 49 2.3 Phương pháp thiết kế liên tục hóa dầm ngang 50 2.3.1 Phương pháp PCA 50 2.3.2 Phương pháp NCHRP 322 53 2.4 Hiệu ứng nhiệt kết cấu cầu dầm liên hợp, liên tục hóa 54 2.4.1 Cơ sở lý thuyết 55 2.4.2 Tiêu chuẩn thiết kế cầu AASHTO LRFD 2007 57 2.5 Kết luận chương II 58 CHƯƠNG III: PHÂN TÍCH, THIẾT KẾ CHUỖI DẦM LIÊN TỤC HÓA CÓ TUỔI DẦM KHÁC NHAU 59 3.1 Cơ sở mục đích tính tốn 59 3.2 Dầm có tuổi lớn 90 ngày 60 3.2.1 Các tham số thiết kế giả thiết 60 3.2.2 Tính tốn 61 3.2.3 Ví dụ tính toán 65 3.2.4 Kết 66 3.3 Dầm có tuổi nhỏ 90 ngày 69 3.3.1 Mơ hình 69 3.3.2 Tính tốn 70 3.3.3 Tổ chức bảng tính 71 3.3.4 Kết 72 3.3.5 Nhận xét 76 3.4 Kết luận chương III 78 3.4.1 Dầm có tuổi lớn 90 ngày 78 3.4.2 Dầm có tuổi nhỏ 90 ngày 78 KẾT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ 80 Kết luận 80 Kiến nghị 82 TÀI LIỆU THAM KHẢO 84 PHẦN PHỤ LỤC 86 Phụ lục A: Thiết kế mối nối liên tục cho dầm PCBT – 45 PCBT – 85 có tuổi lớn 90 ngày 87 Phụ lục B: Kết tính tốn mối nối liên tục cho dầm PCBT có tuổi lớn 90 ngày 92 Phụ lục C: Tính tốn cho trường hợp cầu liên tục hóa từ hai dầm PCBT có tuổi nhỏ 90 ngày 97 Phụ lục D: Thông số dầm PCBT 122 PHẦN MỞ ĐẦU ĐẶT VẤN ĐỀ Do áp lực phát kinh tế gia tăng dân số ngày lớn dẫn đến nhu cầu phát triển hoàn thiện hạ tầng ngày thiết đặc biệt hệ thống giao thông, nên việc xây dựng việc cải tạo hệ thống cầu – đường ngày gia tăng Trước thực trạng kinh tế cịn nhiều khó khăn, nguồn kinh phí xây dựng nhiều hạn chế, thêm vào đó, việc xây dựng đưa vào khai thác, sử dụng lượng lớn cơng trình cầu đường làm gia tăng áp lực công tác quản lý, bảo trì để cơng trình ln làm việc trạng thái tốt Như để giảm áp lực đó, việc nghiên cứu áp dụng cơng nghệ mới, chủng loại kết cấu có chất lượng cao cần quan tâm, việc nghiên cứu thiết kế cầu có ý nghĩa quan trọng Những kết cấu chất lượng cao cần thiết kế xây dựng nhằm làm gia tăng hiệu phép chúng phục vụ xã hội tốt thời gian dài hạn chế chi phí bảo trì chi phí rủi ro khác Trong luận văn tập trung vào loại kết cấu cầu đặc biệt: Kết cấu cầu dầm liên tục hóa triệt để từ dầm bê tông đúc sẵn dự ứng lực trước liên hợp với thông qua dầm ngang mặt cầu đổ chỗ Loại kết cấu cầu lựa chọn chúng có nhiều ưu điểm bật Kết cấu cầu liên tục hình thành từ nhiều nhịp dầm giản đơn bê tông ứng suất trước liên kết với đầu dầm thông qua dầm ngang đỉnh trụ nghiên cứu phát triển Hoa Kỳ từ cuối năm 1950 Trong trình nghiên cứu phát triển, hiệp hội xi măng Portland (Portland Cement Association) sớm thừa nhận ba ưu điểm bật loại kết cấu Thứ nhất, kết cấu mô men uốn biến dạng hoạt tải nhịp giảm đáng kể Điều cho phép giảm bớt số lượng cáp dự ứng lực dầm làm tăng chiều dài nhịp Thứ hai, việc liên tục hóa dầm giản đơn thành kết cấu cầu liên tục cải thiện khả khai thác việc hạn chế khe biến dạng mặt cầu Việc giảm bớt khe biến dạng cải thiện bề mặt xe chạy tăng tính bền lâu cầu khơng có khe co giãn mặt cầu nước muối từ mặt cầu không thâm nhập vào kết cấu gối cầu Rất nhiều kỹ sư xem xét ưu điểm hàng đầu Thêm vào việc loại bớt khe biến dạng thiết kế giảm giá thành đầu tư ban đầu cầu đồng thời giảm chi phí bảo trì Thứ ba, cầu liên tục từ nhịp giản đơn phân phối lại mô men xảy việc tăng tải đột ngột cho dầm kết cấu, điều cung cấp tính dư cho cầu Trong phiên Tiêu chuẩn Thiết kế cầu Hiệp hội đường Hoa Kỳ từ năm 2007 (AASHTO LRFD 2007) có thay đổi quy định cụ thể cho loại kết cấu cầu liên hợp, liên tục từ nhịp dầm giản đơn bê tông đúc sẵn ứng suất trước Hiện phiên AASHTO LRFD phát triển đến phiên thứ sáu AASHTO LRFD 2012 phiên chuyển đơn vị SI đến phiên thứ tư AASHTO LRFD 2007 phiên sau chưa quy đổi hệ đơn vị SI Trong Tiêu chuẩn thiết kế cầu AASHTO LRFD 2007 đưa quy định: Mối nối liên tục xem xét hoàn toàn hiệu (triệt để) thỏa mãn hai điều kiện: Ứng suất nén phải phát triển thớ mối nối dầm ngang tác dụng tổ hợp tải trọng: Tĩnh tải thường xuyên giai đoạn 2, lún, từ biến, co ngót, 50% hoạt tải Gradient nhiệt độ tuổi dầm trước thiết lập mối nối tối thiểu 90 ngày Trong điều kiện thi công, việc đợi tuổi dầm phải đạt 90 ngày trở ngại lớn tiến độ kinh tế, việc tính tốn để xác định số ngày tối thiểu dầm trước thiết lập mối nối quan trọng ĐỐI TƯỢNG VÀ MỤC TIÊU NGHIÊN CỨU Hiện có nhiều phương pháp nối liên tục kết cấu nhịp đỉnh trụ từ dầm bê tông đúc sẵn ứng suất trước, phương pháp đề xuất Charles Newhouse (Newhouse, 2005) có cấu tạo tương đối đơn giản (liên kết mô men âm thép thường mặt cầu, liên kết mô men dương thép 19 uốn chữ U ngàm vào đầu dầm) dễ dàng thi công đưa trước thời điểm ban hành tiêu chuẩn AASHTO LRFD 2007 Xuất phát từ đó, Luận văn với đề tài “Phân tích ứng xử thiết kế kết cấu nhịp dầm liên tục từ dầm bê tông dự ứng lực đúc sẵn” đặt mục tiêu nghiên cứu loại mối nối Luận văn dành phần lớn nội dung để tính toán lại mối nối cho loại dầm Precast Concrete Bulb Tee (PCBT) (dầm T đúc sẵn có bầu) theo AASHTO LRFD 2007 Tính tốn mơ men theo thời gian sử dụng phương pháp PCA (PCA Method) kết hợp với mơ hình phân tích từ biến, co ngót mát ứng suất AASHTO LRFD 2007 để thực Thơng qua việc tính tốn cho nhiều loại dầm với thông số khác nhau, luận văn đưa số kết luận kiến nghị phân tích thiết kế loại kết cấu liên tục Hình 0.1: Chi tiết liên tục dầm ngang Charles Newhouse K df  Aps  Agc  cggc  cgsms   1   1   bif   ns  Agc  I gc   Kdf = 0.947 - Mất mát ứng suất co ngót từ thời điểm truyền tới thời điểm đổ mặt cầu: fpSD = bdf*Eps*Kdf 38.05 Mpa fpSD = 4.6 Từ biến dầm bê tông (từ thời điểm đổ mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng) - Mất mát ứng suất từ biến tác dụng dự ứng lực trọng lượng thân dầm: ni*fcgp*(bif – bid)*Kdf ∆fpCD1 = ∆fpCD1 = 50.90 Mpa - Từ biến từ thời điểm đổ bê tông mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng: ddf = 1.9*ksd*khc*kf ddf = 1.491 - Từ biến từ thời điểm đổ bê tông mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng: bdf = 1.9* klad*ks*khc*kf bdf = 1.062 - Mô men tải trọng thường xuyên mặt cắt chưa liên hợp: M ncomp  w ncdl L2 Mncomp = 216.93 KN.m - Mô men tải trọng thường xuyên mặt cắt liên hợp: M comp  w cdl L2 16 Mcomp = 146.43 KN.m - Thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm cáp dự ứng lực tải trọng chất thêm mặt cắt liên hợp: f ccs   M comp ∆fccs = cgct  cgsms I ct -0.321 Mpa 108 - Thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm cáp dự ứng lực đổ bê tông mặt cầu: f cdp  ( M dh  M ncomp ) ems It -4.234 Mpa ∆fcdp = - Thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm cáp dự ứng lực mát ứng suất khoảng thời gian ban đầu đến đổ bê tông mặt cầu: Aps  Ag e 2pg f c1  (f pSR  f pCR  f pR1 ) 1  Ag  Ig    ∆fc1 = -0.981 Mpa - Mất mát ứng suất đổ bê tông mặt cầu: f pCD  ns (f ccs  f cdp  f c1 ) bdf K df -34.70 Mpa ∆fpCD2 = - Tổng mát ứng suất từ biến dầm: ∆fpCD1 + ∆fpCD2 ∆fpCD = 16.20 Mpa ∆fpCD = 4.7 Tự chùng cáp dự ứng lực (từ thời điểm đổ mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng) - Mất mát ứng suất tự chùng cáp dự ứng lực từ thời điểm đổ mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng: ∆fpR1 ∆fpR2 = 12.39 Mpa ∆fpR2 = 4.8 Co ngót mặt cầu - Co ngót mặt cầu từ thời điểm đổ mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng: ddf = ksd*khs*kfd *0.48*10-3 ddf = 0.45*10-3 - Lực cưỡng mặt cầu:  * s * h f * Ecd Psd  ddf   * ddf Psd = 3645.01 KN 109 - Thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm cáp dự ứng lực lực co ngót mặt cầu: f cdf h   Psd  hg  hh  f  cgct   cggc  cgsms  P    sd  Agc I gc ∆fcdf = -1.50 Mpa - Mất mát ứng suất co ngót mặt cầu liên hợp f pSS  ns * f cdf * K df 1   * bdf ∆fpSS =  -8.85 Mpa 4.9 Tổng - Tổng mát ứng suất từ thời điểm truyền đến thời điểm đổ mặt cầu: ∆fpid = ∆fpSR + ∆fpCR + ∆fpR1 ∆fpid = 101.35 Mpa - Tổng mát ứng suất từ thời điểm đổ mặt cầu đến cuối thời gian sử dụng: ∆fpds = ∆fpSD + ∆fpCD + ∆fpR2 + ∆fpSS ∆fpds = 57.79 Mpa - Tổng mát ứng suất từ thời điểm ban đầu đến cuối thời gian sử dụng: ∆fpis = ∆fpid + ∆fpds ∆fpis = 159.14 Mpa - Dự ứng lực cuối thời điểm sử dụng: Peff  Pjack At  f pis Peff = 1237.05 Mpa 4.10 Tính tốn mơ men hoạt tải - Dùng phương pháp hệ số phân bố mô men để quy đổi mô men từ dầm Các giả thiết: + Bề rộng mặt cầu số; + Số dầm mặt cắt ngang nhỏ 4; + Các dầm song song với có độ cứng xấp xỉ nhau; + Phần đường xe chạy phần hẫng không vượt 910mm; + Độ cong mặt nhỏ giới hạn nêu mục 4.6.1.2; + Mặt cắt ngang phù hợp với mặt cắt bảng 4.6.2.2 - Kiểm tra yêu cầu khoảng cách: 1100mm ≤ s ≤ 4900mm S = 3050 mm => Thỏa mãn 110 - Kiểm tra yêu cầu chiều dày mặt cầu: 110mm ≤ hf ≤ 300mm hf = 215 mm => Thỏa mãn - Kiểm tra yêu cầu chiều dài dầm: 6000mm ≤ L ≤ 73000mm L = 24380 mm => Thỏa mãn - Tính tốn khoảng cách trọng tâm dầm mặt cầu: eg   hg  y yb   hh  hf eg = 1040.38 mm - Tính tốn tham số độ cứng dọc: Kg  I g  eg2 * Ag nd Kg = 1.097e+12 mm4 - Kiểm tra điều kiện tham số độ cứng dọc: 4e+9 mm4 ≤ Kg ≤ 3e+12 mm4 Kg = 1.097e+12 mm4 => Thỏa mãn - Hệ số phân bố mô men cho trường hợp làn: 0.4 0.3  s   s   Kg  DF1  0.06       3  4300   L   Lts  0.1 DF1 = 0.602 - Hệ số phân bố mô men cho trường hợp hai nhiều làn: 0.6 0.2  s   s   Kg  DF2  0.075       3  2900   L   Lts  0.1 DF2 = 0.865 - Lựa chọn hệ số phân bố mô men hoạt tải: DF = max(DF1, DF2) - Mô men hoạt tải dầm: mmax*DF Mmax = 994.03 KN.m Mmax = mmin*DF Mmin = -1988.05 KN.m Mmin = - Mô men 50% hoạt tải dầm: 497.01 KN.m Mmax50% = -994.03 KN.m Mmin50% = 111 Tính tốn mơ men nứt - Cường độ chịu kéo uốn bê tông dầm ngang: fr  0.63 f cd fr = - Mô men nứt: 3.31 Mpa M cr  f r I gc cggc Mcr = 1348.91 KN.m Tính tốn mô men phụ thuộc thời gian mối nối liên tục dầm ngang 6.1 Tính tốn mơ men cưỡng lại góc quay tĩnh tải - Mơ men cưỡng tĩnh tải để đưa góc quay khơng: M DLR w  g  w dh  w ncdl  * L2 MDLR = 2482.41 KN.m - Góc quay từ biến sau liên tục:  cr   bif  bid  w g  w dh  w ncdl  L3 24 Eci * I t cr = 2.23e-3 rad - Điều chỉnh góc quay từ biến cách sử dụng tỷ số: 1   - Mơ men để cưỡng lại góc quay từ biến tĩnh tải: 3cr *  Eci I t  M  DLR  L 1    bif  bid   1263.31 KN.m MDLR = 6.2 Tính tốn mơ men cưỡng lại góc quay dự ứng lực ban đầu - Góc quay đầu dầm ứng suất ban đầu (do sợi thẳng):   Strand s    Peff * Aps * Strand   cggc  es  L     ps    Eci * I t     ps = 5.23e-3 rad 112 - Góc quay đầu dầm ứng suất ban đầu (do sợi thẳng uốn cong)  ph  Strand h   Peff * Aps * Strand         0.3  cggc  ehms   0.2  ehend  cggc   L    Eci * I t   ph = 0.58e-3 rad - Tổng góc quay ban đầu đầu dầm: p = ps + ph rad p = 5.81e-3 - Mô men cưỡng để đưa góc quay dự ứng lực khơng: 3 p *  Eci * I t  M PSR  L MPSR = 5121.37 KN.m - Mô men cưỡng ứng suất trước chưa mát ứng suất: M PSRi  M PSR Pjack Peff * Aps 5780.22 KN.m MPRSi = - Chênh lệch mô men cưỡng mát ứng suất: MPSRi - MPSR ∆MPSR = 658.85 KN.m ∆MPSR = - Tỷ lệ mát ứng suất tổng mát ƯS thời điểm đổ BT mặt cầu: %lossed d  f pid f pis %losseds = 0.637 - Mô men cưỡng ứng suất trước thời điểm đổ bê tông mặt cầu: MPSRi - %losseds*∆MPSR MPSRd = 5360.62 KN.m MPSRd = - Mô men cưỡng ứng suất trước điều chỉnh góc quay từ biến thời điểm đổ bê tông mặt cầu:  bif  bid  M  PSR  M PSRd    bif   bid  MPSR = 2728.05 KN.m - Mơ men cưỡng mát ứng suất cịn lại: MPSloss = (1 - %lossesd)*∆MPSR 113 MPSloss = 239.25 KN.m - Mô men cưỡng điều chỉnh mát ứng suất lại: M  PSloss  M PSloss 1    bif   bid  MPSloss = 154.02 KN.m 6.3 Tính tốn mơ men để cưỡng lại góc quay co ngót khác - Co ngót khác từ thời điểm đổ mặt cầu tới cuối thời gian sử dụng: diffsh = ddf - bdf 2.4e-4 diffsh = - Lực co ngót khác (tác dụng tâm mặt cầu sườn chuyển tiếp mặt cầu dầm): Fdiffsh = diffsh(hf*s + hh*bt)*Ecd Fdiffsh = 4289.68 KN - Trọng tâm lực co ngót: cg diffsh h  h  h f * s  hh  s   hh * bt h 2   h f * s  hh * bt 137.84 mm cgdiffsh = - Mơ men co ngót khác nhau: M diffrest  Fdiffrest  hg  cggc  cg diffsh  Mdiffrest = 2352.68 KN.m - Mô men cưỡng điều chỉnh: M  DSR  1.5 M diffsh   bdf MDSR = 2024.49 KN.m 6.4 Tính tốn Mơ men phụ thuộc vào thời gian sau MTD = -MDLR + MPSR - MDSR - MPSloss MTD = -713.77 KN.m 6.5 Kiểm tra ứng suất dầm cuối thời điểm sử dụng tải trọng thường xuyên - Mô men cực hạn phụ thuộc thời gian, xét hai trường hợp: + Trường hợp 1: McriticalTD = MTD ≤ + Trường hợp 2: McriticalTD = MTD MTD > 114 MTD = -1459.92 KN.m < => McriticalTD = KN.m - Tính tốn ứng suất thớ mặt cắt nhịp: ftop  M DLR h g  cgt  Ig   M comp  Peff * Aps *  cggc  cgsms   McriticalTD  hg  cgct I ct  Peff * Aps Agc ftop3 = 9.04 Mpa - Tính tốn ứng suất thớ mặt cắt nhịp: fbot   M DLR  c   M gt Ig  comp  Peff * Aps *  cggc  cgsms   McriticalTD  cgct I ct  Peff * Aps Agc fbot3 = 2.60 Mpa - Kiểm tra giới hạn ứng suất kéo thớ trên: ftop3 = 9.04 Mpa > ts = -3.24 Mpa - Kiểm tra giới hạn ứng suất nén thớ trên: => Thỏa mãn ftop3 = 9.04 Mpa < css = 18.90 Mpa - Kiểm tra giới hạn ứng suất kéo thớ dưới: => Thỏa mãn fbot3 = 2.60 Mpa > ts = -3.24 Mpa - Kiểm tra giới hạn ứng suất nén thớ dưới: => Thỏa mãn fbot3 = 2.60 Mpa < css = 18.90 Mpa => Thỏa mãn 6.6 Kiểm tra ứng suất cuối thời kỳ sử dụng bao gồm hoạt tải - Tính tốn ứng suất thớ mặt cắt nhịp tổng tải trọng: ftop  ftop  M max hg  cgct I ct ftop4 = 9.78 Mpa - Tính tốn ứng suất thớ mặt cắt nhịp tổng tải trọng: fbot  fbot  M max cgct I ct fbot4 = 0.27 Mpa - Tính tốn ứng suất thớ mặt cắt nhịp 1/2 tải trọng thường xuyên hoạt tải: ftop  f top  M max hg  cgct I ct ftop6 = 9.41 Mpa - Tính tốn ứng suất thớ mặt cắt nhịp 1/2 tải trọng thường xuyên hoạt tải: 115 fbot  c fbot  M max gct I ct fbot6 = 1.43 Mpa - Kiểm tra giới hạn ứng suất kéo thớ trên: ftop4 = 9.78 Mpa > ts = -3.24 Mpa => Thỏa mãn - Kiểm tra giới hạn ứng suất nén thớ (tất tải trọng): ftop4 = 9.78 Mpa < cst = 25.20 Mpa => Thỏa mãn - Kiểm tra giới hạn ứng suất nén thớ (tải trọng 1/2 thường xuyên hoạt tải): ftop6 = 9.41 Mpa < csLL =16.80 Mpa - Kiểm tra giới hạn ứng suất kéo thớ dưới: => Thỏa mãn fbot4 = 0.27 Mpa > ts = -3.24 Mpa => Thỏa mãn - Kiểm tra giới hạn ứng suất nén thớ (tất tải trọng): fbot4 = 0.27 Mpa < cst = 25.20 Mpa => Thỏa mãn - Kiểm tra giới hạn ứng suất nén thớ (tải trọng 1/2 thường xuyên hoạt tải): fbot6 = 1.43 Mpa < csLL =16.80 Mpa => Thỏa mãn Chú ý: Cho tổ hợp tải trọng bao gồm hoạt tải, ứng suất thớ kiểm tra với tổ hợp tải trọng TTGH Sử dụng I ứng suất cho thớ kiểm tra với tổ hợp tải trọng TTGH Sử dụng III (kiểm tra điều kiện chịu kéo) Tính tốn mô men cưỡng nhiệt 7.1 Lực gây Gradient nhiệt dương 116 23   TC * Ecd P1 = 1197.81 KN TA    h f  100  TA = 3.68 oC 300  TA  TC * Ecd P2 = 463.49 KN P2  s *  h f  100  TB = 2.92 oC TB    h f  hh  100  300 TA  TB  TC * Ecd P3 = 40.69 KN P3  bt * hh TC    h f  hh  100  100  TC = 0.92 oC 300 TB  TC  TC * Ecd P4 = 76.66 KN P4  bt *100 b t TC  TC * Ecd P5 = 4.85 KN P5  w w *(300  (h f  100)  hh  100) 2 P1  s *100 7.2 Mô men Gradient nhiệt dương mặt cắt liên hợp - Khoảng cách từ trọng tâm mặt cắt liên hợp quy đổi tới thớ dầm: hg + hh + hf - cgct cgcttg = 678.84 mm cgcttg = - Khoảng cách từ trọng tâm P1 tới thớ bản: 40.23 mm cg1 = - Mô men P1 gây ra: P1*( cgcttg – cg1) M1 = 764.51 KN.m M1 = - Khoảng cách từ trọng tâm P2 tới thớ bản: 153.33 mm cg2 = - Mô men P2 gây ra: P2*( cgcttg – cg2) M2 = 243.40 KN.m M2 = - Khoảng cách từ trọng tâm P3 tới thớ bản: 234.22 mm cg3 = - Mô men P3 gây ra: P3*( cgcttg – cg3) M3 = 18.08 KN.m M3 = 117 - Khoảng cách từ trọng tâm P4 tới thớ bản: 295.98 mm cg4 = - Mô men P4 gây ra: P4*( cgcttg – cg4) M4 = 34.06 KN.m M4 = - Giá trị mô men P5 gây nhỏ nên khơng xét tính tốn - Tổng mô men nhiệt: Mthermal = M1 + M2 + M3 + M4 = 1060.05 KN.m - Đối với trường hợp kết cấu nhịp, mô men cưỡng nhiệt: 1.5* Mthermal = 1590.07 KN.m MRTh = Tính toán sức kháng uốn danh định mối nối dầm có cấu tạo theo đề xuất Charles NewHouse (4 No.6 uốn 180o) - Diện tích cáp dự ứng lực uốn mối nối: Abent = Strandbent* 98.71 mm2 - Ứng suất cáp dự ứng lực trạng thái giới hạn cường độ:  L  203  f pu _ strand   e   0.60  fpu_strand = 931.67 Mpa - Diện tích No.6 mối nối: As = 2270.96 mm2 - Khoảng cách từ trọng tâm thép tới thớ dầm: cghp = 163.51 mm - Cường độ chảy thép No.6: fy = 414 Mpa - Chiều cao khối ứng suất chịu nén acd  As f y  Abent f pu _ strand 0.85 f cd beff acd = 17.31 mm - Cánh tay đòn cốt thép thường: ds = hg + hf + hh - cghp ds = 1843.09 mm - Cánh tay đòn cáp dự ứng lực: dps = hg + hf + hh – 57.15 ds = 1949.45 mm 118 - Mô men kháng uốn danh định: a  M n  As * f y  d s  cd  acd      Abent * f pu _ strand  d ps      Mn = 2080.35 KN.m - Mô men kháng uốn tính tốn: Mr = *Mn = 0.9* 2080.35 = 1872.32 KN.m - Kiểm tra điều kiện: Mr = 1666.87 KN.m > 1.2 Mcr = 1.2*1134.21 = 1361.06 KN.m => Thỏa mãn điều kiện Kết 9.1 Đối với dầm có tuổi lớn 90 ngày Từ kết phần điều kiện mô men đảm bảo 9.2 Đối với dầm có tuổi 90 ngày - Mô men tĩnh tải giai đoạn 2: M DL   w cdl * L2 MDL = -292.86 KN.m - 50% mô men lớn hoạt tải: -994.03 KN.m M0.5LL = - Tổng mô men phụ thuộc thời gian: -713.77 KN.m MTD = - Mô men cưỡng nhiệt: 1590.07 KN.m MRTh = - Tổng mô men trên: M M = MDL + M0.5LL + MTD + MRTh = -410.59 KN.m < Từ kết => Thớ mặt cắt mối nối liên tục chịu nén, thỏa mãn điều kiện liên tục theo quy định mục 5.14.1.4.5 - Tổng mô men hiệu chỉnh (không xét MTD MTD < 0): M M 2 = MDL + M0.5LL + MRTh = 303.18 KN.m > Từ kết => Thớ mặt cắt mối nối liên tục chịu kéo, không thỏa 119 mãn điều kiện liên tục theo quy định mục 5.14.1.4.5 9.3 Kiểm tra sức kháng uốn vị trí nhịp - Khoảng cách từ trọng tâm thép Dự ứng lực tới thớ chịu nén cùng: dp = hg + hh + hf - cgsms dp = 1921.93 mm - Hệ số quy đổi khối ứng suất: 1 = 0.85 - Giả thiết vùng chịu nén mặt cắt nằm hoàn toàn mặt cầu, chiều cao vùng chịu nén tính theo cơng thức sau: c Aps f pu 0.85 f  b  kAps ' c f pu (bỏ qua làm việc cốt thép thường) dp c= 79.02 mm < hf => Giả thiết phù hợp - Ứng suất trung bình cốt thép dự ứng lực:  c f ps  f pu 1  0.28  dp    (Thép dự ứng lực có độ tự chùng thấp)  fps = 1840.15 Mpa - Kiểm tra sức kháng uốn: + Chiều dày khối chịu nén tương đương: ams = c*1 ams = 67.17 mm + Mô men kháng uốn mặt cắt nhịp: a   M n _ ms  Aps * f ps *  d p  ms    Mn_ms = 8232.02 KN.m + Sức kháng uốn tính tốn: Mr_ms = *Mn_ms Mr_ms = 7408.82 KN.m + Mơ men tính tốn trạng thái giới hạn I: MstrengthI = 1.25*(MDLR + Mcomp)+1.75mmax + 1.2Mcritical_TD 4857.81 KN.m MstrengthI = + Kiểm tra điều kiện: > MstrengthI = 4857.81 KN.m Mr_ms = 8232.02 KN.m => Thỏa mãn điều kiện TTGH Cường độ I 120 10 Tổng hợp kết tính tốn - Mơ men tĩnh tải thường xuyên: - 50% mô men lớn hoạt tải: - Tổng mô men phụ thuộc thời gian: - Mô men cưỡng nhiệt: - Sức kháng uốn tính tốn mối nối: - 1.2 lần mô men nứt: - Tổng tất mô men: - Tổng mô men hiệu chỉnh: MDL = M0.5LL = MTD = MRTh = -292.86 KN.m -994.03 KN.m -713.77 KN.m 1590.07 KN.m Mn Mcr ∑M ∑M2 1872.32 KN.m 1618.70 KN.m -410.59 KN.m 303.18 KN.m = = = = - Sức kháng uốn tính tốn nhịp: Mn_ms = 8232.02 KN.m - Mô men TTGH Cường độ I nhịp: Mtrength1 = 4857.81 KN.m 11 Tổng hợp kết kiểm tra “OK” - Ứng suất ban đầu cáp DƯL: Kiểm tra: fpo = - Ứng suất thời điểm truyền - nhịp: topti = “OK”; topci = “OK”; “OK”; botci = botti = - Ứng suất thời điểm truyền – đầu dầm: “OK”; topeti = “OK”; Kiểm tra: Kiểm tra: “OK”; topeci= “OK”; boteci= “OK”; boteti = - Ứng suất TTGH Sử dụng tải trọng thường xuyên: Kiểm tra: topts = “OK”; topcs = “OK”; “OK”; botcs = botts = - Ứng suất TTGH Sử dụng bao gồm hoạt tải: “OK”; topts2 = “OK”; topcs2= “OK”; botts2 = “OK”; botcs2= “OK”; top cs3= “OK”; bot cs3= “OK”; Kiểm tra: - Điều kiện: Mn > 1.2 Mcr “OK” - Tổng tất mô men mối nối: Kiểm tra: ∑M = “OK”; - Tổng mô men hiệu chỉnh mối nối: Kiểm tra: ∑M2 =“NOT OK”; - Mơ men tính tốn nhịp: Kiểm tra: Mstrength1 = “OK”; 121 Phụ lục D: Thông số dầm PCBT 122