50569 06dam chinh2 mirqo 20131213090938

ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG VII ĐẶC TRƯNG HÌNH HỌC CỦA CÁC MẶT CẮT DẦM: VII.1 Đặc trưng hình học giai đoạn I (giai đoạn đổ BMC): + Quy đổi cốt thép DƯL thành diện tích Aps đặt trọng tâm cốt thép DƯL ( bỏ qua hai tao thép phía trên) + Diện tích tiết diện mặt cắt dầm (chưa tính cốt thép): Ai + Môđun đàn hồi bêtông: Ecd = 38006.99 Mpa + Môđun đàn hồi thép: Ep = 197000 Mpa + Hệ số quy đổi sang bêtông: n = Ep/Ecd = 5.18 + Diện tích mặt cắt dầm tính đổi (kể đến cốt thép DƯL): Aeqi = Ai + (n-1)Apsi + Momen tỉnh đáy dầm: Seqi = A i*ybi + (n-1)Apsi*Cpsi + Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện chưa liên hợp đến đáy dầm: yb.eqi = Seqi/Aeqi + Momen quán tính mặt cắt tính đổi: Mặt cắt x0 x1 x2 x3 x4 x5 Ieqi = Idi + A i(ybi - yb.eqi) + (n-1)Apsi*(yb.eqi - Cpsi) Baûng đặc trưng hình học giai đoạn I Ai Aeqi Seqi yb.eqi mm2 mm2 mm3 mm 738927.0 738927.0 312917123 423.475 1537783.0 1554181.4 1447983718 931.670 612827.0 635081.9 502801358 791.711 612827.0 635081.9 502801358 791.711 612827.0 636253.2 502950115 790.487 612827.0 638595.9 503247628 788.053 Idi mm4 19330253197 260294294625 221637228025 221637228025 221637228025 221637228025 Ieqi mm4 19330253197 2.60413E+11 2.21981E+11 2.21981E+11 2.22018E+11 2.22096E+11 VII.2 Bề rộng cánh hữu hiệu: (TCN 4.6.2.6) VII.2.1 Dầm giữa: * Bề rộng hữu hiệu lấy giá trị nhỏ giá trị sau: + 1/4 chiều dài nhịp: Bban1 = Ltt/4 + 12 lần bề dày trung bình cộng gia strị lớn hai giá trị bề rộng sườn dầm nửa bề rộng cánh dầm Super T Bban = 12ts + max ( bw , b5 / ) + Khoảng cách dầm kề nhau: Bban3 = S bin = min(Bban1, Bban2i, Bban3) + Bề rộng hữu hiệu cảu dầm trong: Bề rộng hữu hiệu mặt cắt Mặt cắt Bban1(mm) bwi(mm) b5(mm) Bban2i(mm) Bban3(mm) x0 9550 883.00 700 3283 2340 x1 9550 700.0 700 3100 2340 x2 9550 100.0 700 2750 2340 x3 9550 100.0 700 2750 2340 SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 184 bin(mm) 2340 2340 2340 2340 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG x4 x5 9550 9550 100.0 100.0 700 700 2750 2750 2340 2340 2340 2340 VII.2.2 Dầm giữa: Do khoảng cách cánh hẩng lấy giá tri S/2 nên giá trị bề rộng hữu hiệu lấy giá trị dầm ứng với mặt cắt VII.2.3 Bề rộng quy đổi: + Hệ số chuyển đổi bê tông sang bêtông dầm: n = Ecb/Ecd = 0.7746 B = n*bin + Bề rộng quy đổi cho dầm mặt cắt: Bảng giá trị bề rộng quy ñoåi Mặt cắt bin(mm) B(mm) x0 2340 1813 x1 2340 1813 x2 2340 1813 x3 2340 1813 x4 2340 1813 x5 2340 1813 VII.1 Đặc trưng hình học giai đoạn II (giai đoạn có BMC): + Chiều dày bản: ts = 200 mm + Khoảng cách từ trọng tâm đến thớ dầm: Ybmc = H + ts/2 = 1800 mm + Diện tích mặt cầu quy đổi: Abmci = ts*Bi + Momen quán tính trục trung hoà bản: Ibmci = B*ts3/12 + Diện tích tiết diện mặt cắt nguyên không kể đến cốt thép DƯL: Alh1i = Ai + Abmci + Diện tích tiết diện mặt cắt quy đổi có kể đến cốt thép DƯL: Alh2i = Aeqi + Abmci Mặt cắt x0 x1 x2 x3 x4 x5 Bảng giá trị đặc trưng hình học kể BMC Abmci Ibmci Alh1i B mm2 mm4 mm2 mm 362511.2 1.21E+09 1101438.2 1813 362511.2 1.21E+09 1900294.2 1813 362511.2 1.21E+09 975338.2 1813 362511.2 1.21E+09 975338.2 1813 362511.2 1.21E+09 975338.2 1813 362511.2 1.21E+09 975338.2 1813 Alh2i mm2 1101438.2 1916692.6 997593.2 997593.2 998764.5 1001107.1 + Momen tỉnh đáy dầm: Slh1i = Ai*ybi + Abmci*ybmc SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 185 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG Slh2i = Aeqi*yb.eqi + Abmci*ybmc + Momen quán tính mặt cắt quy ñoåi: Ilh1i = Idi + Ibmci + Ai(yb.lh1i - ybi)2 + Abmc*(ylh1i - ybmc)2 Ilh2i = Ieqi + Ibmci + Aeqi(yb.lh2i - yeqi)2 + Abmc*(ylh2i - ybmc)2 + Khoảng cách từ trọng tâm chưa liên hợp liên hợp đến đáy dầm: yb.lh1i = Slh1i/Alh1i yb.hl2i = Slh2i/Alh2i + Khoảng cách từ thớ nén mép dầm liên hợp đến trọng tâm cốt thép DƯL: di = dpi + ts Bảng giá trị đặc trưng hình học giai đoạn II Slh1i Slh2i yb.lh1i yb.lh2i Ilh1i Ilh2i M/c mm3 mm3 mm mm cm4 cm4 x0 965437357 965437357 877 877 48135835 48135835 x1 2097964548 2100503952 1104 1096 47849264 48325708 x2 1151916589 1155321593 1181 1158 44387983 45781102 x3 1151916589 1155321593 1181 1158 44387983 45781102 x4 1151916589 1155470349 1181 1157 44387983 45857476 x5 1151916589 1155767863 1181 1154 44387983 46010424 di mm 1000 1745 1747 1747 1748 1751 VIII Tính toán mát dự ứng lực: + Tổng mát ứng suất dự ứng lực kéo trước ∆ f PT = ∆ f pE S + ∆ f pR + ∆ f pSR + ∆ f pC R + ∆ f pR (5.9.5.1-1) ∆fpES Mất mát ứng suất co ngắn đàn hồi (Mpa) ∆fpSR Mất mát ứng suất co ngót (Mpa) ∆fpCR Mất mát ứng suât từ biến bêtông (Mpa) ∆fpR Mất mát ưng suất tự chùng cốt thép (Mpa) Mất mát ứng suất mặt cắt xác định sau: VIII.1 Mất mát co ngắn đàn hồi: Công thức tính toán: ∆fpES = + + + + + Ep E ci × fcpg Trong đó: Modul đàn hồi thép DUL Ep = 197000 Mpa Modul đàn hồi bê tông lúc truyền lực: Eci = 4800 fci' = 33941.1 Mpa Số lượng tao thép ứng suất trước giống nhau: nc = 51 fcgp : Tổng ứng suất bê tông trọng tâm bó thép DUL lực dự ứng lực sau truyền vàtự trọng cấu kiện mặt cắt có mômen max (Mpa) ng suất cốt thép DUL lực dự ứng lực: fps = 0.7*fpy = 1171.8 Mpa Độ lệch tâm cốt thép DUL mặt cắt dầm Super-T chưa liên hợp bê tông SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 186 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG epsi = ybi - Cpsi + Momen tónh trọng tâm cốt thép DUL mặt cắt dầm super –T chưa liên hợp bêtông Spsi = Idi/epsi + Tổng lực DUL: Fpsi = fps*Apsi fcgpi = Mặt cắt x0 x1 x2 x3 x4 x5 Fpsi Ai + Fpsi × epsi S psi − M DCi S psi Bảng tính mát ứng suất co ngắn epsi Spsi Fpsi m m3 KN 0.423 0.046 0.0 0.785 0.332 4593.5 0.662 0.335 6234.0 0.662 0.335 6234.0 0.663 0.334 6562.1 0.665 0.333 7218.3 àn hồi fcgpi Mpa 0.00 13.86 22.50 22.50 23.73 26.20 ∆fpES Mpa 0.000 71.863 116.600 116.600 123.001 135.805 VIII.2 Mất mát ứng suất co ngót: ∆fpSR = 117 - 1.03*Ha Ha - độ ẩm tương ứng khu vực xây cầu, lấy trung bình hàng năm, lấy Ha = 86 % ∆fpSR = ==> 28.42 Mpa VIII.3 Maát mát ứng suất từ biến: ∆fpCR = 12*fcgp - 7*∆fcdp + Độ lệch tâm cốt thép DUL mặt cắt dầm Super-T liên hợp mặt cầu: eps-lh1i = yb.lh1i - Cpsi + Momen tónh trọng tâm cốt thép DUL mặt cắt dầm Super-T liên hợp mặt cầu Sps-lh1i = Ilh1i/eps-lh1i + Momen tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm biên chưa liên hợp: Mtx = (DCbmg + DCvk + Mvn)*ϖ*g + Momen tải trọng thường xuyên tác dụng lên dầm biên liên hợp: Mtxlh = M DWg + Thay đổi ứng suất bê tông trọng tâm cốt thép DUL tải trọng thường xuyên, trừ tải trọng tác dụng vào lúc thực DUL: ∆ cdpi = SV: NGÔ ANH TUAÁN Mtxi Mtx lh2 + S psi S ps −lh.1i Trang 187 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG M/c x0 x1 x2 x3 x4 x5 Bảng giá trị mát ứng suất từ biến MC fcgpi eps-lh1i Sps-lh1i Mtx Mtxlh ∆fcdpi Mpa mm m3 KN.m KN.m Mpa 0.00 0.00 876.5 0.54917 0.0 0.0 1.79 13.86 949.2 0.50412 328.8 404.1 4.02 22.50 1028.0 0.43177 689.2 846.9 22.50 1028.0 0.43177 1260.9 1549.4 7.35 23.73 1029.3 0.43123 1785.6 2194.3 10.43 26.20 1031.6 0.43029 2380.8 2925.7 13.95 ∆fpCR Mpa 0.0 153.8 241.8 218.5 211.7 216.8 VIII.4 Mất mát ứng suất chùng thép: VIII.4.1 Mất mát chùng ứng suất lúc truyền lực: Có thể tính mát theo công thức sau: Đối với tao thép tự chùng ít: ∆f pR1 =  log ( 24.0 × t )  f pj − 0.55  f pj   40.0  f py  Trong thời gian từ lúc căng cốt thép lúc truyền lực (cắt cốt thép) t = ngày Giới hạn chảy thép: fpy = 1674 Mpa (5.9.4.4.1) Ứng suất thép DƯL kích: fpj = 0.7*fpu = 1302 Mpa (5.9.3.1) ∆fpR1 ==> = 13.771 Mpa VIII.4.2 Mất mát chùng ứng suất sau truyền lực: Đối với tao thép khử ứng suất, dư kéo trước: ∆f pR = 138MPa − 0.4 × ∆f pES − 0.2 × ∆f pSR + ∆f pCR × 30% ( Đối với thép dự ứng lực có tính tự chùng thấp: mát chùng cốt thép lấy 30% ∆fpR2 tính théo công thức trên) Tổng mát chùng ứng suất: ∆fpR = ∆fpR1 + ∆fpR2 Bảng giá trị mát ứng suất chùng ứng suất sau truyền lực ∆fpES ∆fpSR ∆fpCR ∆fpR1 ∆fpR2 ∆fpR Mặt Mpa Mpa Mpa Mpa Mpa Mpa cắt x0 0.000 28.42 0.000 13.771 136.295 150.065 x1 71.863 28.42 153.819 13.771 98.321 112.091 x2 116.600 28.42 241.808 13.771 75.146 88.917 x3 116.600 28.42 218.467 13.771 76.547 90.317 x4 123.001 28.42 211.744 13.771 74.390 88.160 ( SV: NGOÂ ANH TUẤN Trang 188 ) MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG x5 135.805 28.42 216.774 13.771 68.967 82.737 VIII.4.3 Tổng mát ứng suất: ∆ f PT = ∆ f pES + ∆ f pSR + ∆ f pCR + ∆ pR Sô phần trăm mát: ∆fpT/fpj Bảng tính tổng mát ứng suất ∆fpES ∆fpSR ∆fpCR Mặt Mpa Mpa Mpa cắt x0 0.000 28.42 0.000 x1 71.863 28.42 153.819 x2 116.600 28.42 241.808 x3 116.600 28.42 218.467 x4 123.001 28.42 211.744 135.805 28.42 216.774 x5 ∆fpR Mpa 150.065 112.091 88.917 90.317 88.160 82.737 ∆fpT Mpa 178.485 366.192 475.745 453.805 451.326 463.736 Số % Mất mát 13.71% 28.13% 36.54% 34.85% 34.66% 35.62% IX TÍNH DUYỆT THEO MOMEN: Tính duyệt theo trạng thai giới hạn sử dụng IX.1 Điều kiện ứng suất bêtông Bảng TCN5.9.4.2.1 & 5.9.4.2.2-1 Momen tải trọng thường xuyên có xét đến mặt cầu dầm ngang: MDC1 = MDCdc + MDCmc + MDCdn + MDCvk + MDCvn Momen tải trọng thường xuyên giai đoạn sau liên hợp tác dụng lên mặt cầu: MDC2 = MDClc , MDW Khoảng cách từ trọng tâm dầm chủ chưa liên hợp đến thớ nén cùng: yn0 = H' - yb.eq0 yni = H - yb.eqi Khoảng cách từ trọng tâm dầm chủ có mặt cầu đến thớ nén cùng: ynlh0 = H' - yb.lh20 ynlhi = H - yb.lh2i Khoảng cách từ trọng tâm dầm chủ có mặt cầu đến thớ nén BMC: ynb0 = H' + ts - yb.lh20 ynbi = H + ts - yb.lh2i Khoảng cách từ trọng tâm dầm chưa liên hợp đến thớ chịu kéo yki = yb.eqi Khoảng cách từ trọng tâm dầm co tính BMC đến thớ chịu kéo yklhi = yb.lh2i M/c x0 x1 x2 SV: NGOÂ ANH TUAÁN MDC1 KN.m 0.00 361.26 1581.91 MDC2 KN.m 0.00 277.77 582.16 yni mm 376.525 768.330 908.289 Trang 189 ynlhi mm -76.524 595.979 518.957 ynbi mm -77 604 542 yki mm 423 932 792 yklhi mm 877 1096 1158 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP x3 x4 x5 GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG 2894.18 4098.70 5464.93 1065.09 1508.4 2011.17 908.289 909.513 911.947 518.957 518.957 518.957 542 543 546 792 790 788 1158 1157 1154 * Điều kiện ứng suất bêtông Bảng TCN5.9.4.2.1 & 5.9.4.2.2-1 Quy ước: ứng suất kéo mang dấu "-", ứng suât nén mang dấùu "+" Giới hạn Ứng suất kéo thớ dầm S-T DƯL có dính bám điều kiện ăn mòn thông thường + Do tổng DƯL hữu hiệu tải trọng thường xuyên: Giới hạn ứng suất nén BMC: f cf1.nb = 0.45*f' c2 = 13.5 Mpa Giới hạn ứng suất nén thớ dầm: f cf1.nb = 0.45*f' c1 = 22.5 Mpa + Do tổng hoạt tải DƯL hữu hiệu 50% tải trọng thường xuyên: Giới hạn ứng suất nén BMC: f cf1.nb = 0.40*f' c2 = 12 Mpa Giới hạn ứng suất nén thớ dầm: f cf1.nb = 0.40*f' c1 = 20 Mpa + Do tổng DƯL hữu hiệu tải trọng thường xuyên, thời vận chuyển: Giới hạn ứng suất nén BMC: f cf1.nb = 0.60*f' c2 = 18 Mpa Giới hạn ứng suất nén thớ dầm: f cf1.nb = 0.60*f' c1 = 30 Mpa + Ứng suất kéo thớ dầm: Giới hạn ứng suất kéo thớ dầm có dính bám điều kiện ăn mòn thông thường f c f kd = −0.5 f c'1 = -3.5 Mpa + Lực thực hữu hiệu cáp DƯL: F pei = f pei *A psi f pei = f pj - ∆ f pT + Lực tao cáp thớ dầm: F' pei = f pei *A' psi Bảng tính lực thực tao cáp DƯL A psi ∆ f pT f pei Mặt mm2 Mpa Mpa cắt x0 0.0 178.485 1123.5 x1 3920.0 366.192 935.8 x2 5320.0 475.745 826.3 x3 5320.0 453.805 848.2 x4 5600.0 451.326 850.7 6160.0 463.736 838.3 x5 F pei KN 0.0 3668.4 4395.7 4512.4 4763.8 5163.7 F' pei KN 314.6 262.0 231.4 237.5 238.2 234.7 + Ứng suất cho phép cốt thép DƯL: f pe.cf = 0.8*f py = 1339.2 Mpa SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 190 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG + Kiểm tra: max(f pei ) ≤ f pe.cf Kết luận: Thỏa mãn điều kiện + Độ lệch tâm cốt thép DUL thớ trên: e' ps = y b0 - C' ps0 e' ps = y bi - y psi + Ứng suât thớ dầm dự ứng lực: σ pe.tdi = ' Fpei + Fpei Aeqi   e e 'psi ' yni  −  Fpei psi yni + Fpei   I eqi I eqi   + Ứng suât thớ dầm dự öùng löïc: σ pe.ddi = ' Fpei + Fpei Aeqi   e psi e 'psi ' +  Fpei yki + Fpei yki    I eqi I eqi   Bảng tính ứng suất thớ thớ dự ứng lực epsi e'psi σpe.tdi σpe.ddi Mặt mm mm Mpa Mpa cắt x0 423.5 -266.5 2.059 -1.411 x1 785.1 813.0 -6.597 13.595 x2 661.9 635.9 -5.221 18.187 x3 661.9 583.9 -5.309 18.626 x4 663.2 531.9 -5.600 19.562 665.5 531.9 -6.168 21.089 x5 IX.2 Kiểm tra ứng suất nén bêtông khai thác: fn = Fpei Amci − Fpei espi I eqi M uSDg yni + I yni fn-ứng suất nén lớn biên chịu nén dầm Theo trạng thái GHSD, ứng suất nén dầm kiểm tra theo trường hợp sau: IX.2.1 Do tác động ứng suất DƯL tải trọng thường xuyên: Ứng suất thớ σ 1tbi = MDC 2i + M DWi × ynbi I lh 2i Trong đó: MDC1i : momen tải trọng thường xuyên có xét đến mặt cầu dầm ngang tác dụng lên dầm super-T giữa: MDWi , MDC2i : momen tải trọng thường xuyên giai đoạn sau liên hợp tác dụng lên mặt cầu: Ứng suất dầm: σ 1tdi = SV: NGÔ ANH TUẤN M DC i + M DWi M × ynlhi + DC 1i ynli + σ pe.tdi I lh i I eqi Trang 191 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG σ 1tdi = M/c x0 x1 x2 x3 x4 x5 M DC i + M DWi M × ynlhi + DC 1i ynli + σ pe.tdi I lh i I eqi Bảng tính ứng suất DƯL tải trọng thường xuyên MDC1 MDC2 MDW ynlhi ynbi KN.m KN.m KN.m m m 0.00 0.00 0.00 -0.077 -0.077 361.26 277.77 126.31 0.596 0.604 1581.91 582.16 264.73 0.519 0.542 2894.18 1065.09 484.33 0.519 0.542 4098.70 1508.37 685.90 0.519 0.543 914.5 5464.93 2011.17 0.519 0.546 σ1tbi Mpa 0.000 0.505 1.002 1.834 2.599 3.469 σ1tdi Mpa 2.059 -5.033 2.212 8.289 13.674 19.571 + Kiểm tra ứng suất thớ bản: - Điều kiện kiểm tra: max( σ tbi ) ≤ f cf1.nb Với: f cf1.nb = 13.5 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện + Kiểm tra ứng suất thớ dầm: - Điều kiện kieåm tra: max( σ tdi ) ≤ f cf1.nd Với: f cf1.nd = 22.5 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện IX.2.2 Do tác động hoạt tải 50% tải trọng thường xuyên: Ứng suất thớ bản: σ 2tbi = 0.5 × (σ 1tbi ) + Ứng suất thớ dầm: σ 2td = 0.5 × (σ 1tdi ) + M/c x0 x1 x2 x3 x4 x5 M LLi × ynbi I lh i MLLi × ynlhi I lh 2i Bảng tính ứng suất hoạt tải 50% tải trọng thường xuyên MLLi σ1tbi σ1tdi Ilh2i σ2tbi KN.m Mpa Mpa cm4 Mpa 0.000 0.000 0.000 2.059 48135834.9 0.581 464.417 0.505 -5.033 48325707.7 1.150 971.153 1.002 2.212 45781101.9 2.094 1768.390 1.834 8.289 45781101.9 2.947 2487.120 2.599 13.674 45857475.6 3.898 3286.492 3.469 19.571 46010423.8 σ2tdi Mpa 0.001 0.570 1.102 2.009 2.821 3.717 + Kieåm tra ứng suất thớ bản: - Điều kiện kiểm tra: SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 192 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG max(s tb ) ≤ f cf2.nb Với: f cf2.nb = 12 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện + Kiểm tra ứng suất thớ dầm: - Điều kiện kiểm tra: max(s td ) ≤ f cf2.nd Với: f cf2.nd = 20 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện IX.2.3 Do tổng DƯL hữu hiệu, tải trọng thường xuyên tải trọng thời: Ứng suất thớ bản: σ 3tbi = (σ 1tbi ) + Ứng suất thớ daàm: σ 3tdi = (σ 1tdi ) + M LLi × ynbi I lh2 i MLLi × ynlhi I lh 2i Bảng tính ứng suất DƯL hữu hiệu, tải trọng thường xuyên tải trọng thời ynlhi MLLi σ1tbi σ1tdi Ilh2i ynhi σ3tbi σ3tdi M/c m KN.m Mpa Mpa cm4 m Mpa Mpa x0 0.0 0.000 2.059 48135834.9 -0.077 -0.077 0.000 2.059 x1 0.596 464.4 0.505 -5.033 48325707.7 0.604 1.086 -4.460 x2 0.519 971.2 1.002 2.212 45781101.9 0.542 2.152 3.312 x3 0.519 1768.4 1.834 8.289 45781101.9 0.542 3.927 10.294 x4 0.519 2487.1 2.599 13.674 45857475.6 0.543 5.544 16.488 0.519 x5 3286.5 3.469 19.571 46010423.8 0.546 7.365 23.278 + Kiểm tra ứng suất thớ bản: - Điều kiện kieåm tra: max( σ tb ) ≤ f cf3.nb Với: f cf3.nb = 18 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện + Kiểm tra ứng suất thớ dầm: - Điều kiện kiểm tra: max( σ td ) ≤ f cf3.nd Với: f cf3.nd = 30 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện IX.2.4 Kiểm tra ứng suất bê tông giai đoạn thi công: a Kiểm toán ứng suất thớ giai đoạn thi công Lực thực cáp DƯL: Điều kiện: f t ≥ −0.58 f ci' SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 193 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG f t ≥ −0.58 f ci Trong đó: f t - Ứng suất thớ dầm: f' ci - Cường độ cịu nén bêtông truyền lực: f' ci = 0.8f' c = 40 Mpa Tải trọng tác dụng lên dầm thi công: Fpe e ps M ft = − Fpe ynl + DCdc ynl Aeq I eq I eq Lực thực cáp DƯL: f petc = f pj - ∆ f ES - ∆ f pR1 F petc = f petci *A psi fti = M/c x0 x1 x2 x3 x4 x5 Fpetci Aeqi − Fpetci e psi I eqi ynli + M DCdc ynli I eq Bảng tính ứng suất bêtông ỡ thớ giai đoạn thi công fpetc Fpetci MDCdci Aeqi Ieqi epsi mm Mpa KN KN.m mm2 cm4 0.0 1288.23 0.000 738927 1933025 423.5 4768.2 1216.37 418.729 1554181 26041255 785.1 6233.1 1171.63 877.577 635082 22198115 661.9 6233.1 1171.63 1605.566 635082 22198115 661.9 6525.3 1165.23 2273.784 636253 22201760 663.2 7098.9 3031.712 1152.42 638596 22209557 665.5 fti Mpa 0.000 4.314 13.422 16.401 19.588 23.584 Ứng suất thớ dầm: Điều kiện kiểm tra: ( ft ) ≥ −0.58 × fc ' Với: −0.58 × fc ' = -3.6682 Mpa Kết luận: Thỏa mãn điều kiện b Kiểm toán ứng suất thớ giai đoạn thi công: Ứng suất thớ dầm: Lực thực cáp DƯL: fdi = M/c x0 x1 x2 x3 x4 SV: NGÔ ANH TUẤN Fpetci Aeqi + Fpetci espi I eqi yki + M DCdci yki I eqi Bảng tính ứng suất bêtông ỡ thớ giai đoạn thi công Fpetci MDCdci Aeqi Ieqi epsi yki mm2 KN KN.m cm4 mm mm 0.0 0.000 738927 1933025 423 423 4768.2 418.729 1554181 26041255 785 932 6233.1 877.577 635082 22198115 662 792 6233.1 1605.566 635082 22198115 662 792 6525.3 2273.784 636253 22201760 663 790 Trang 194 fdi Mpa 0.000 4.557 11.599 11.859 12.606 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP x5 GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG 7098.9 3031.712 638596 22209557 665 788 13.868 Điều kiện kiểm tra: max(f d ) ≤ 0.6*f' ci Với: 24 Mpa 0.6 fci' = Kết luận: Thỏa mãn điều kiện IX.2.5 Kiểm tra độ vồng, võng dầm: Xét mặt cắt nhịp (có độ võng lớn nhất) Quy ước: Độ võng xuống mang dấu "+" Độ vồng lên mang dấu "-" Momet quán tính mặt cắt nguyên trọng tâm (không xét cốt thép) Tại mặt cắt nhịp: Đối với dầm Super T chưa liên hợp: Id5 = 221637228025 mm4 Ig = I lh1 = Đối với dầm liên hợp: 443879825896 mm4 IX.2.5.1 Độ vồng DƯL f v ps = Fps × e ps × L2 = ### mm × Eci × I d IX.2.5.2 Độ võng trọng lượng dầm: fv.DC1 = × DCdc × g × L4tt = 55 mm 384 × Ecdam × I d IX.2.5.3 Độ võng MBC, dầm ngang, ván khuôn, vách ngăn: fv.DC = × ( DCbmb + DCdn + DCvn + DCvk ) × g × L4tt 384 × Ecdam × I d = 45.605 mm IX.2.5.4 Độ võng gờ chắn, lan can: fv DC = × ( DClc ) × g × L4tt 384 × Ecdam × I d = 36.2908 mm IX.2.5.5 Độ võng lớp phủ trang bị cầu: fv DW = × ( DWb ) × g × L4tt 384 × Ecdam × I d = 16.5 mm IX.2.5.6 Độ vồng cầu sau căng cáp DƯL : fv TC = fv ps + fv.DC1 = -54 mm IX.2.5.7 Độ võng dầm khai thác tác dụng tải trọng thường xuyên: fv.TTTX = fv ps + fv.DC1 + fv.DC + fv.DC + fv.DW = 99.4 mm IX.2.5.8 Độ võng dầm khai thác tác dụng hoạt tải trọng thường SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 195 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG xuyên: Điều kiện kiểm tra f v LL ≤ L tt L vaø f v LLv PL ≤ tt 800 1000 Trong đó: fv.LL fv.LLv.PL Độ võng lớn nhịp xe Độ võng lớn nhịp xe người a Tính độ võng tải trọng làn: Wl = 9.3 KN/m Ltt = 34.4m fv.làn × Wl × L4tt = = 15 mm 384 × Ecdam × I lh1 b Tính độ võng tải trọng người đi: Wp = 4.5 KN/m Ltt = 34.4m fv PL = × Wp × L4tt = 7.4 mm 384 × Ecdam × I lh1 c Tính độ võng xe tải đơn: 12.9m 4.3m 4.3m P3 P2 12.9m P1 Ltt = 34.4m * + + + + + Độ võng hoạt tải, theo Điều 2.5.2.6.2 độ võng cần lấy theo trị số lớm của: Kết tính toán xe tải thiết kế, Kết tính toán 25% xe tải thiết kế với tải trọng thiết kế Hệ số phân bố cho độ võng lấy bằng: gD = nlan/Nb = Hệ số phân bố cho độ võng: 0.4 Tính độ võng xe tải thiết kế: P1 = P2 = g D*P1 = 58 KN P3 = gD*P3 = 14 KN Độ võng trục P1 gây ra: a = (L tt - 8.6)/2 = 14.8 m f vP1 SV: NGOÂ ANH TUẤN  3a  a   P1 × L3tt  − 4   = = 48( E × I )  L L   Trang 196 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG  3a  a   P1 × L3tt  −    = 3.7 mm 48( Ecd × I lh1 )  Ltt  Ltt    Độ võng trục P2 gây ra: f vP1 = fvP = P2 × L3tt = 48( Ecd × I lh1 ) mm Độ võng trục P3 gaây ra:  3a  a   P3 × L3tt  −    = 0.9 mm f vP = 48( Ecd × I lh1 )  Ltt  Ltt    Vaäy đọ võng xe tải thiết kế: fv.truck = fv.P1 + fv.P2 +fv.P3 = 8.6 mm Độ võng 25% xe tải thiết kế với tải trọng thiết kế fv.HL93 = 25%.fvtruck + fv.lane = 17.4344 mm Độ võng 25% xe tải thiết kế + tải trọng thiết kế người bộ: fv.LL = 25%.fvtruck + fv.lane + fv.PL = 24.8 mm Kiểm tra độ võng xe nói chung: fv.kt = max(fvHL93, fv.truck) = 17.4 mm Điều kiện kiểm tra max(fv.HL93, fv.truck) ≤ Ltt/800 = 47.8 mm Kết luận: Thỏa mãn điều kiện Kiểm tra độ võng xe tải thiết kế người bộ: fv.kt = max(fvHL93, fv.truck) + fv.PL = 24.8 mm Điều kiện kiểm tra fv.kt ≤ Ltt/1000 = 38 mm Kết luận: Thỏa mãn điều kiện X TÍNH DUYỆT THEO TRẠNG THÁI GIỚI HẠN CƯỜNG ĐỘ: X.1 Tính duyệt momen uốn: Sức kháng uốn Mr tính sau: Mr = φ Mn Trong : Mn : Sức kháng uốn danh định φ : Hệ số sức kháng Ta có φ = 0.9 Coi thớ có cốt thép DUL chịu, vói mặt cắt hình chữ T quy đổi sức kháng danh định tính sau: TCN 5.7.3.2.2.1   a h f  a a a      M n =  Aps f ps  d p −  + As f y  d s −  − As' f y'  d s' −  + 0.85 f c' βh f (b − bw ) − 2 2 2     2   Với mặt cắt hình chữ nhật sức kháng danh định Mn, xác định sau: TCN 5.7.3.2.3  a  a   M n =  Aps f ps  d p − td   + A' f '  ds −   2   SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 197 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG  a  a   M n =  Aps f ps  d p − td   + As' f y'  ds −   2    Trong đó: Aps: diện tích cốt thép DUL, bỏ qua diện tích cốt thép thường As' = m , As = m Khoảng cách từ thớ nén mép dầm liên hợp đến trọng tâm cốt thép DƯL: dp = dpi + hf bi - bề rộng mặt cắt chịu nén cấu kiện b = bban b bw-chiều dày bụng hf - chiều dày cánh chịu nén: hf = t s = 200 mm Hệ số chuyển đổi biều đồ ứng suất điều 5.7.2.2 Với: 28 MPa ≤ f c' ≤ 56 MPa fc' − 28MPa = 0.69286 7MPa Cường độ chịu kéo quy định cốt thép DƯL: fpu = 1860 Mpa Giới hạn chảy cốt thép DƯL: fpy = 1674 Mpa Hệ số k:  f  k = 1.04 − py  = 0.28  f pu   β = 0.85 − 0.05 c-khoảng cách từ thớ chịu nến đến trục trung hoà với giả thiết thép DƯL bó tao thép bị chảy dẻo TCN 5.7.3.1.1 Apsi f pu − 0.85.β1 fc' ( bi − bwi ) h f f 0.85 fc' β1 bwi + k Apsi pu d pi Apsi f pu c2 i = f 0.85 fc' β1 bi + k Apsi pu d pi c1i = Lấy ci = c1i c1 > ts, ngược lại c = c2 Chiều dày khối ứng suất tương đương: atd = c × β1 fps-Ứng suất trung bình cốt thép DUL với sức kháng uốn danh định tính theo TCN 5.7.3.1.1-1  c f psi = f pu  − k i  d pi     Thay giá trị vào ta được: i = 0…5 h  a a   M nTi = Apsi f psi  d pi − tdi  + 0.85.β1 fc' ( bi − bwi ) h f  tdi − f      a   Mncni = Apsi f psi  d pi − tdi    SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 198 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG Mncni = Apsi f psi  d pi −   Mn chọn sau: MnTi neáu c1i ≥ hf Mni = Mncni neáu ngược lại Ta có bảng tính sau: M/C x0 x1 x2 x3 x4 x5 Bảng tính ứng suất trung bình cốt thép DƯL Apsi dpi bi bwi c1i c2i mm mm2 mm mm mm mm -210.5 0.0 0.0 800.0 1812.6 883.0 33.7 133.31 3920.0 1545.1 1812.6 700.0 -40.2 179.38 5320.0 1547.0 1812.6 100.0 -40.2 179.38 5320.0 1547.0 1812.6 100.0 68.4 188.5 5600.0 1548.3 1812.6 100.0 273.6 206.66 6160.0 1550.5 1812.6 100.0 atdi mm 0.0 92.4 124.3 124.3 130.6 189.6 fpsi Mpa 1860.0 1815.1 1799.6 1799.6 1796.6 1768.1 Điều kiện duyệt momen uốn: ( Mri − Mui ) ≥ Bảng tính duyệt moment uốn Mni Mri Mui Mri - M ui Kết luận M/C KN.m KN.m KN.m KN.m x0 ÑAÏT 0.00 0.00 0.00 0.00 x1 ÑAÏT 10576.60 9518.94 2362.35 7156.59 x2 ĐẠT 14311.14 12880.03 4947.24 7932.79 x3 ĐẠT 14311.14 12880.03 7634.46 5245.57 x4 ĐẠT 15096.95 13587.26 12767.24 820.01 KHÔ NG ĐẠT x5 16626.91 14964.22 16971.07 -2006.85 X.2 Kiểm tra hàm lượng cốt thép DUL: * Cốt thép tối đa: TCN 5.7.3.3.1 de = Aps f ps d p + As f y d s Aps f ps + As fy Coi diện tích cốt thép thường As = 0, theo TCN 5.7.3.3.1-2 ta có: dei = Apsi f psi d pi Apsi f psi i Điều kiện kiểm tra: SV: NGÔ ANH TUẤN c ≤ 0.42 dei Trang 199 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG Mặt cắt x0 x1 x2 x3 x4 x5 c mm 133 179 179 189 274 Bảng kiểm tra hàm lượng cốt thép tối ña Apsi fpsi dpi dei mm2 Mpa mm mm 0.0 0.0 1860.0 800 3920.0 1815.1 1545 1545.1 1547 5320.0 1799.6 1547 1547 5320.0 1799.6 1547 5600.0 1796.6 1548 1548.3 6160.0 1768.1 1551 1550.5 c/de Kết luận 0.00 0.09 0.12 0.12 0.12 0.18 ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT * Cốt thép tối thiểu: TCN 5.7.3.3.2 Cốt thép tối thiểu phải đảm bảo momen kháng uốn tính toán giá trị nhỏ hai giá trị sau: + 1.22 lần sức kháng nứt + 1.33 lần momen tính toán cần thiết tổ hợp tải trọng cường độ + Cường độ chịu kéo uốn: fr = −0.63 fc'i = -4.455 Mpa σ4dd + Ứng suất thớ dầm Super - T: ∆σ = σ4ddi - fr + Tổng ứng suất gây nứt: ∆Mi = ∆σi*Sbi + Tổng momen gây nứt: Momen tỉnh đáy dầm: Sbi Mui Monen theo TTGH sử dụng: Mpsi = - Fpei*epsi Monem gây lực DƯL: Mcri = Mui + Mpsi + ∆Mi Momen nứt: M/C x0 x1 x2 x3 x4 x5 σ4ddi Mpa 0.0 -2.3 -6.6 -12.0 -17.0 -22.5 Bảng kiểm tra hàm lượng cốt thép tối thiểu ∆σi Sbi ∆Mi Mui Mpa cm3 KN.m KN.m 4.5 312917.1 1393.5 0.000 2.1 1445444.3 3051.4 1204.040 -2.1 499396.4 -1060.8 2521.265 -7.6 499396.4 -3783.0 4604.390 -12.5 499396.4 -6252.9 6503.429 -18.0 499396.4 -9012.3 8641.570 Mpsi KN.m 0.000 -2.880 -2.910 -2.987 -3.159 -3.436 Mcri KN.m 1393.53 4252.60 1457.55 818.40 247.33 -374.19 Momen kháng uốn yêu cầu: Mr.yci = min(1.2*Mcri, 1.33*Mui) Điều kiện kiểm tra: min(Mri - M r.yci) ≥ SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 200 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG Bảng kểm toán momen kháng uốn yêu cầu Mặt Mri Mr.yci Mr - M r.yc KN.m KN.m KN.m cắt x0 0.00 0.00 0.00 x1 9518.94 1601.37 7917.57 x2 12880.03 1749.06 11130.96 x3 12880.03 982.08 11897.95 x4 13587.26 296.80 13290.46 x5 14964.22 -449.03 15413.25 Kết luận ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT ĐẠT XI TÍNH DUYỆT THEO LỰC CẮT VÀ XOẮN: XI.1 Xác định sức kháng cắt danh định: Sức kháng cắt danh định lấy giá trị nhỏ hai giá trò sau: Vn = Vc + Vs + Vp Vn = 0.25 fc' bv d v + Vp Sức kháng cắt danh định bê tông: Vc = 0.0316.β fc' bv d v Sức kháng cắt danh định cốt thép chịu cắt: Sức kháng danh định thành phần DUL thẳng đứng: Vp = Bỏ qua cốt thép thường chịu kéo: ds = 0.0 m Chiều cao chịu cắt hữu hiệu: dv = 1.368 m XI.2 Xác định thông số: β θ theo TCN 5.8.3.4.2 Ứng biến dọc cốt thép phía chịu uốn: 0.0 KN Mu + 0.5 × Vu cot g (θ ) − Aps × f po dv ,0 ≤ ε x ≤ 0.002 εx = Es × As + E p × Aps Bế rộng hữu hiệu: bvi = bwi = 700.0 mm Hệ số sức kháng cắt: TCN 5.5.4.2 Φ v = 0.9 Diện tích cốt thép DƯL tai mặt cắt: Aps = 3920.0 mm2 Ứng suất cắt bê tông xác định theo công thức: TCN 5.8.2.9-1 v= Vu − Φ.Vp = Φ.bv dv 2.102 Mpa Lực cắt nhân hệ số mặt cắt kiểm tra: Vu = 1811.83 KN Lưc dọc DUL: Fps = 4593.5 KN Ứng suất thép DUL ứng suất bê tông quanh baèng f po = f pe − Fpe Alh SV: NGÔ ANH TUẤN × Ep Ecdam = 925.887 Mpa Trang 201 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG f po = f pe − Fpe Alh × Ep = 925.887 Mpa Ecdam Trong đó: fpeo = 935.8 Mpa, (ứng suất hữu hiệu cốt thép DƯL) Fpe1 = 3668.4 KN, (Lực thực hữu hiệu cáp DƯL) Alh1 = 1916692.6 mm2, (diện tích tiết diện mặt cắt quy đổiù kể đến cốt thép DƯL) Ep = 197000 Mpa, (modun đàn hồi thép DƯL) Ecdam = 38007 Mpa, (modun đàn hồi dầm) Chiều dài truyền lực hữu hiệu cáp DUL: Ltl = 60*Dps = 912 mm Vì chiều dài truyền lực nhỏ khoảng cách đến mặt cắt tính duyệt nên toàn ứng suất thép DUL mặt cắt hữu hiệu Momen có nhân hệ số mặt cắt: Mu = max ( MuCD1; Vu dv ) = 2362.35 KN.m Giả thiết: θ = 23 độ ==> ε x = 0.000300 Với: v/f'c = 0.042 Tra bảng TCN 5.8.3.4.2-1, ta có giá trị sau: θ = 25 độ β = 4.85 Sức kháng cắt danh định mặt cắt: Vc = 0.083.β fc' bvi dv X.3 Chọn cốt thép đai chống cắt: Để thuận lợi cho thi công chọn đường kính cốt đai không đổi khoảng cách thay dổi theo giảm lực cắt theo chiều dài dầm Giới hạn chảy cốt thép đai: fy = 280.0 Mpa Diện tích cốt đai mặt cắt cự ly S ctd Av = 0.083 fc' bv × Sctd i i i fy Góc nghiêng cốt đai: α = 00 Vsi = Av fy dv cot g (θ ) Mặt cắt x0 x1 x2 x3 x4 x5 SV: NGÔ ANH TUẤN Sctdi Bảng tính sức kháng cắt danh định Bước cốt đai bvi dv Sctd(mm) mm mm 100 883.0 1368 150.00 700.0 1368 150.00 100.0 1368 250.00 100.0 1368 250.00 100.0 1368 250.00 100.0 1368 Trang 202 Avi mm2 185.08 220.09 31.44 52.40 52.40 226.00 Vsi KN 1520.33 1205.24 172.18 172.18 172.18 742.57 Vci KN 3438.36 2725.77 389.40 389.40 389.40 389.40 MSSV: 103105059 ĐỒ ÁN TỐT NGHIỆP GVHD: NGUYỄN TRƯỜNG TRUNG X.4 Tính duyệt lực cắt theo trạng thái giới hạn cường độ: Cường độ kháng cắt danh định: 3931.01 KN Vn = Vc + Vs + V p = Cường độ kháng cắt phải thoả mãn điều kiện: ΦVn ≥ Vu Ợ ta kiểm tra tai mặt cắt bất lợi lựt cắt maét caét dv: ΦVn = 3537.91 KN Vu = 1811.83 KN Kết luận: Thỏa mãn điều kiện X.5 Kiểm tra lại bố trí cốt đai: Khoảng cách tối đa: Tại chỗ yêu cầu có cốt đai cự li cốt đai không vượt quá: Nếu Vu < V' : Scd ≤ 0.8dv ≤ 600 mm Neáu Vu ≥ V' : Scd ≤ 0.4dv ≤ 300 mm V' = 0,1f'c.bv.dv Với: Bảng giá trị bước đai mặt cắt S(mm) S(mm) Mặt bvi dv V' Vu So sánh max chọn mm mm KN KN cắt x0 6039.72 1929.16 V' > Vu 600 100 883.0 1368 x1 4788 1811.83 V' > Vu 600 150 700.0 1368 x2 684 1663.40 V' < Vu 300 150 100.0 1368 x3 684 1309.23 V' < Vu 300 250 100.0 1368 x4 684 1094.33 V' < Vu 300 250 100.0 1368 684 449.11 V' > Vu 600 250 x5 100.0 1368 X.6 Tính duyệt cốt đai dọc chịu xoắn: Tại mặt cắt kiểm tra lực cắt (dv): V  M T = u +  u − 0.5 × Vs − Vp  cot g (θ ) dv Φ  Φ v  Mu = 2362.35 KN.m Vu = 1811.83 KN ==> T = 4443.6 KN Diện tích cốt thép chịu momen dương: Aps1 = 3920.0 mm2 Lực dọc tương đương cốt thép: Td1 = Fps1 = 4593.5 KN Kiểm tra: Td ≥ T Kết luận: Thỏa mãn điều kiện SV: NGÔ ANH TUẤN Trang 203 MSSV: 103105059