Luận Văn Tốt Nghiệp Cầu Dầm Super T Nhịp 38.3m

Luận văn tốt nghiệp cầu dầm super T nhịp 38.3m giúp các bạn tham khảo để luận văn tốt nghiệp của các bạn được tốt hơn Luận văn tốt nghiệp gồm có 3 phần chính: Phần 1. Thiết kế sơ bộ + Chương 1. Giới thiệu công trình + Chương 2. Phương án sơ bộ 1 + Chương 3. Phương án sơ bộ 2 + Chương 4. So sánh các phương án Phần 2. Thiết kế kỹ thuật + Chương 1. Thiết kế lan can + Chương 2. Thiết kế bản mặt cầu + Chương 3. Thiết kế dầm chủ + Chương 4. Thiết kế dầm ngang + Chương 5. Thiết kế các chi tiết + Chương 6. Thiết kế trụ cầu + Chương 7. Thiết kế mố cầu Phần 3. Thiết kế kỹ thuật thi công

GIỚI THIỆU VỀ CÔNG TRÌNH

NHIỆM VỤ THIẾT KẾ

Dự án nâng cấp và xây mới các công trình giao thông tại xã Nam Thái Sơn bao gồm 4 tuyến đường mới và 6 cây cầu, cùng với việc sửa chữa 3 tuyến đường và 8 cầu hiện có Trong số đó, cầu Hòn Đất cũ, một cầu thép tư nhân xây dựng năm 2008, đã xuống cấp và không đáp ứng được tải trọng hiện tại Vì vậy, việc xây dựng cầu mới để phù hợp với tuyến đường mới là điều cần thiết.

+ Cầu được xây dựng vĩnh cửu bằng bê tông cốt thép (BTCT) và bê tông cốt thép dự ứng lực (DUL)

+ Cầu được xây dựng trên tuyến đường cấp IV đồng bằng

+ Cầu được thiết kế theo tiêu chuẩn: TCVN11823-2017

+ Vận tốc thiết kế : 60 Km/h

 Do tuyến có ít người qua lại và vận tốc thiết kế là 60 Km/h nên không bố trí lề bộ hành

+ Số làn xe thiết kế: 2 làn

+ Bề rộng mặt đường xe chạy: 9.9m

+ Bề rộng lan can ô tô: 2 x 0.5m

+ Độ dốc ngang và dọc cầu: 2%

- Cấp công trình: Theo cấp sông là cấp V (theo TCVN 5664-2009)

Do cầu nằm ở vị trí thưa dân cư, yêu cầu về mỹ quan và diện mạo kiến trúc của cầu không cần thiết.

TIÊU CHUẨN THIẾT KẾ

- Tiêu chuẩn thiết kế cầu: TCVN11823-2017

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 2

+ Xe tải thiết kế và tải trọng làn

+ Xe 2 trục thiết kế và tải trọng làn

- Mỗi làn chỉ bố trí tổ hợp của xe tải và tải trọng làn thiết kế hoặc xe 2 trục và tải trọng làn thiết kế

Xe tải được thiết kế với trục trước nặng 35KN và hai trục sau mỗi trục nặng 145KN Khoảng cách giữa hai trục trước là 4300mm, trong khi khoảng cách giữa hai trục sau thay đổi từ 4300mm đến 9000mm để tối ưu hóa nội lực Khoảng cách ngang giữa hai bánh xe là 1800mm.

Hình 1.1 Đặc trưng của xe tải thiết kế

Xe 2 trục: Gồm 2 trục, mỗi trục nặng 110KN, khoảng cách giữa hai trục không đổi là

1200mm, theo phương ngang khoảng cách giữa hai bánh xe là 1800mm

Hình 1.2 Đặc trưng của xe 2 trục thiết kế

Tải trọng làn cầu được xác định là 9.3N/mm, phân bổ theo chiều dọc cầu Tại phương ngang, tải trọng này được phân bố trên bề rộng 3000mm, và có khả năng dịch chuyển để tạo ra nội lực lớn nhất.

VỊ TRÍ XÂY DỰNG CẦU

1.3.1 Giới thiệu vị trí và địa hình

- Khu vực xây dựng cầu có địa hình tương đối bằng phẳng

- Cao độ mặt đất tự nhiên (MĐTN) ở vùng xây dựng đó khoảng +2.4m đến +2.6m

- Cao độ tự nhiên bình quân: +2.5m

1.3.2 Đặc điểm hiện trạng khu vực xây dựng

- Hiện tại, tại vị trí công trình có một cây cầu cũ nằm trên tuyến đường chính phục vụ cho việc qua lại.

ĐẶC ĐIỂM VỀ KHÍ HẬU

- Công trình cầu Hòn Đất ( thuộc Thị trấn Hòn Đất, huyện Hòn Đất, tỉnh Kiên Giang)

Khu vực này, do nằm ở vĩ độ thấp và tiếp giáp với biển, có khí hậu nhiệt đới gió mùa nóng ẩm quanh năm, với hai mùa rõ rệt: mùa nắng và mùa mưa.

Mùa mưa tại khu vực này kéo dài từ tháng 4 đến tháng 11, chiếm khoảng 90% tổng lượng mưa hàng năm Thời điểm lượng mưa cao nhất thường rơi vào cuối mùa, đặc biệt là vào tháng 7 và tháng 8, khi lượng mưa có thể đạt tới 4.000mm Mặc dù mùa mưa có thể chịu ảnh hưởng của bão, nhưng tác động này thường không đáng kể.

Mùa nắng diễn ra từ tháng 12 đến tháng 3 năm sau, trùng với gió mùa Đông Bắc, với lượng mưa rất ít, chỉ chiếm khoảng 10% tổng lượng mưa trong năm.

- Các số liệu khí hậu trong thời kì quan trắc:

+ Nhiệt độ không khí tương đối cao và đồng nhất trong năm

+ Nhiệt độ trung bình năm: 27.5 – 27.7 o C

+ Nhiệt độ cao nhất năm: 34 – 36 o C

+ Nhiệt độ thấp nhất năm: 22 o C

- Lượng mưa: mùa mưa bắt đầu từ tháng 4 đến tháng 11 chiếm 90% lượng mưa của cả năm

+ Lượng mưa trung bình năm: 1800 – 2200mm

+ Lượng mưa cao nhất năm: 2800mm

+ Lượng mưa thấp nhất năm: 960mm

- Gió: Kiên Giang nằm trong khu vực gió cấp IIA, có 2 hướng gió chính là Đông – Nam và Tây – Nam vào mùa hạ, tốc độ gió trung bình 2,5 m/s

+ Gió Tây Nam xuất hiện từ tháng 9 đến tháng 4 năm sau

+ Gió Đông Bắc: Xuất hiện từ tháng 5 đến tháng 10

+ Tổng số giờ nắng trong năm: 2550 – 2650 giờ

+ Tổng lượng bức xạ: 4.8 – 5.0 kWh/m 2 /ngày

- Độ ẩm: Độ ẩm trung bình đạt 81 – 82%.

ĐẶC ĐIỂM VỀ ĐỊA CHẤT CÔNG TRÌNH

Qua công tác khảo sát hiện trường cùng với các thí nghiệm hiện trường của khu vực xây dựng gồm các lớp:

Bảng 1.1 Số liệu địa chất công trình

Cường độ chống cắt Su

CH1 14 Sét dẻo trung bình 17.5 0.84 18 - 10 13

Kết quả thăm dò địa chất tại khu vực công trình cho thấy địa chất chủ yếu là đất mềm yếu với khả năng chịu lực kém Do đó, trong quá trình thi công, cần áp dụng các biện pháp xử lý nền và đặc biệt chú ý đến độ lún của nền để đảm bảo an toàn và hiệu quả cho công trình.

- Mực nước ngầm nằm tại cao trình mặt đất tự nhiên

PHƯƠNG ÁN SƠ BỘ 1

GIỚI THIỆU PHƯƠNG ÁN 1

2.1.1 Phương án trên bình đồ

- Cầu Hòn Đất bắc qua đoạn sông Hà Tiên – Rạch Giá được xây dựng hoàn toàn mới tại vị trí cách cầu cũ 50m

Hiện trạng đường dẫn vào cầu hai bên vẫn đảm bảo chất lượng tốt, tạo điều kiện thuận lợi cho việc vận chuyển vật liệu và thiết bị máy móc trong quá trình thi công.

2.1.2 Xác định khẩu độ cầu và phân chia nhịp

- Chọn độ dốc dọc cầu: id = 2%

- Bán kính đường cong trắc dọc cầu: R = 2500m

2.1.2.1 Xác định khẩu độ cầu

- Chiều dài thoát nước cần thiết tại vị trí xây dựng ( Khẩu độ cầu)

- Khẩu độ cầu được xác định theo mặt cắt ướt của sông tại vị trí xây dựng ứng với MNCN = +2.46m như dưới đây:

Hình 2.2 Diện tích mặt cắt ướt của sông

4.61 9.76m Trong đó: ĐỘ SÂU SO VỚI MNCN 0 0 0.28 1.47 3.42 5.05 5.52 5.56 6.07 6.78 7.21 7.57 8.09 8.32 7.88 7.14 6.49 5.44 3.71 2.09 1.46 1.25 0.76 0 0 0

+4.97 -1.04 -2.53 -2.97 -3.03 -3.73 -2.54 -0.89 +1.84 +2.83 +3.02 +4.85 hướn g dòn g c hả y hướn g dòn g c hả y hướn g dòn g c hả y

BÌNH ĐỒ PHƯƠNG ÁN CẦU ĐƯỜNG XÃ NAM THÁI SƠN ĐƯỜNG SỐ 1

Hình 2.1 Bình đồ phương án cầu

AW: Diện tích mặt cắt ướt, ứng với MNCN

Htb: Chiều sâu trung bình

- Đề xuất phương án phân chia nhịp: khổ thông thuyền 25x4m (sông cấp V)

- Với bề rộng thông thuyền tối thiểu là 25m, chọn bề rộng thông thuyền B = 38m n = L

- Sơ bộ chọn bề rộng khe co giãn: Lkgi = 5cm

- Số khe co giãn cần thiết: nkgi = 2.nnhịp = 2 3 = 6 kgi

- Bề rộng sườn xà mũ: bW = 1.2m

- Chọn chiều dài dầm Ld = 38.3m, do đó chiều dài cầu Lc (không tính chiều dài 2 phần cánh mố) là:

2.1.2.2 Kiểm tra điều kiện thoát nước qua cầu

- Vị trí mố cách tim sông: LM = Lc

 Vị trí mố trong phương án nằm ngoài mực nước cao nhất

- Chiều dài tối thiểu của cầu đảm bảo yêu cầu thoát nước:

- Bề rộng trụ theo phương dọc cầu: bi = 1.5m

- Số trụ cần bố trí: ntrụ = nnhịp – 1 = 3 -1 = 2 trụ

+ Chiều dài nhịp: Lnhịp = Ld +2Lkgi + bW = 38.3 + 20.05 + 1.2 = 39.6m

+ Chọn khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: a = 0.4m

+ Dầm super T dài Ld = 38.3m, chiều dài cầu là 117.6m

2.1.3 Phương án trên trắc ngang cầu

Hình 2.3 Phương án trên trắc ngang cầu

Số lượng dầm chính: Nd = 5 dầm

Khoảng cách giữa 2 dầm chủ: S = 2180 mm

Chọn chiều cao dầm chính: hd = 0.045Ld = 0.04538.3 = 1.7235m Chọn hd = 1750 mm

Chiều cao khấc đầu dầm: h1 = 800 mm

Bề rộng mặt cầu: W = 10900 mm

+ Bề rộng phần xe chạy: Bxc = 9900 mm

+ Bề rộng lan can: Blc = 500 mm

Chọn bản mặt cầu dày: 250 mm

Chọn lớp phủ mặt cầu dày: 135 mm

+ Lớp bê tông Asphal dày: 70 mm

+ Lớp phòng nước dày: 5 mm

+ Lớp mui luyện dày trung bình: 60 mm Độ dốc ngang cầu: 2 %

+ Bề dày vách ngăn dầm chủ: 150 mm

+ Số vách ngăn trên 1 dầm: 3 vách ngăn

+ Bề dày dầm ngang: 1000 mm

+ Chiều cao dầm ngang: 780 mm

+ Chiều dày tấm ván khuôn: 30 mm

- Chiều cao kiến trúc giữa nhịp: hkt1 = hd + ts + hphủ = 1.75 + 0.25 + 0.135 = 2.135m

- Chiều cao kiến trúc đầu nhịp: hkt2 = h1 + ts + hphủ = 0.80 + 0.25 + 0.135 = 1.185m

2.1.4 Phương án trên trắc dọc cầu

2.1.4.1 Xác định đường cong trắc dọc cầu

- Chiều dài đường cong: K = 2  id  R = 2  0.02  2500 = 100m

- Chiều dài tiếp tuyến (TD-C): T = id  R = 0.02  2500 = 50m

- Cao độ đỉnh C: YC = YE + P

- Khoảng cách từ C đến TD: XTD = id  R = 0.02  2500 = 50m

- Cao độ đỉnh C: YC = YE + P = 7.395 + 0.5 = 7.895m

- Cao độ mặt cầu tại mố: YM = YC – id.L

- Khoảng cách tính từ mố đến tiếp đầu: XMTD = L

- Cao độ tại tiếp đầu TD: YTD = YM + id.XMTD = 6.719 + 0.028.8 = 6.895m

- Cao độ từ mố đến tiếp đầu TD tính theo phương trình với gốc tọa độ tại mố M1:

- Cao độ các điểm trong phạm vi đường cong xác định theo phương trình với gốc tọa độ tại mố M1:

YX = YTD + id.(X – XMTD) - (X - XMTD) 2

- Độ dốc dọc cầu trong phạm vi đường cong: idX = id - X - XMTD

Phạm vi đường cong lồi, R

T P hkt1: Chiều cao kiến trúc tại giữa nhịp

CĐMNTT: Cao độ mực nước thông thuyền

Ho: Tĩnh không do sông cấp V nên tĩnh không là 4m

- Ví trí tim trụ tính từ mố M1: Xtrụ T1 = 2.Lkgi + Ld + bw

- Tại vị trí tim trụ T1: X = 39m tính từ mố M1

+ Độ dốc dọc cầu: id39 = id - X - XMTD

- Sử dụng Excel để tính toán các vị trí còn lại, ta lập thành bảng sau:

Bảng 2.1 Tọa độ đường cong trắc dọc cầu

Vị trí R (m) X (m) Độ dốc dọc cầu

2.1.5 Tính toán cao độ và chọn kích thước cấu tạo

- Cao độ hoàn thiện tại tim trụ: 7.317m

 Cao độ đáy kết cấu nhịp (KCN) = 7.317 – 1.185 = 6.132m

- Chọn gối cầu sử dụng gối cao su bản cốt thép kích thước 500x450x78mm

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 11 Đá kê gối 800x750x200mm

+ Bố trí tường tay với chiều dày t = 100mm, chiều cao h = 800mm

 Cao độ đỉnh xà mũ = Cao độ đáy KCN – hgối = 6.132 – 0.078 – 0.2 = 5.854m + Bề rộng xà mũ theo phương ngang cầu tối thiểu:

Btối thiểu = (Nd -1).S + Bđá + 2.ttường tay + (0.2 – 0.4)m Trong đó:

S: Khoảng cách giữa 2 dầm chủ

Bđá: Bề rộng đá kê gối ttường tay: Bề dày tường tay (0.2 – 0.4)m: Độ dư để bố trí bầu dầm và bộ phận cần thiết

Btối thiểu = (5 – 1)2.18 + 0.8 + 20.1 + 0.2 = 9.92m  Chọn xà mũ theo phương ngang cầu: Bxm = 10.4m

+ Bề rộng xà mũ theo phương dọc cầu tối thiểu: c = a + 0.5m 1 1

Trong đó: a: Bề dày thân trụ theo phương dọc cầu h: Chiều cao thân trụ (dự kiến chiều cao thân trụ khoảng 8m)

 Bề dày tối thiểu theo phương dọc cầu: c = 1.5 + 0.5 = 2m

 Chọn bề dày xà mũ theo phương dọc cầu: 3.2m

+ Chiều dày xà mũ phải lớn hơn 0.4m  Chọn 1.5m

+ Bề rộng sườn xà mũ theo phương dọc cầu chọn từ trước là 1.2m

+ Chiều dày sườn xà mũ = h1 + hđá = 0.8 + 0.2 + 0.078 = 1.078m

750 Goái cao su bản cốt thép

Hình 2.4 Chi tiết gối và đá kê gối

Hình 2.5 Chi tiết xà mũ trụ

+ Trụ đặc, bằng bê tông cốt thép, trụ thân hẹp

+ Cao độ đỉnh xà mũ: 5.854m

+ Cao độ đáy xà mũ (đỉnh thân trụ) = Cao độ đỉnh xà mũ – Bề dày xà mũ

+ Bề rộng thân trụ theo phương ngang cầu khoảng 2 – 5m: Chọn 5m

+ Bề rộng thân trụ theo phương dọc cầu: (1.33 – 1.6)m  Chọn 1.5m

 CĐ MĐTN tại tim trụ: -3.794m

Htrụ 1 = Cao độ đáy xà mũ – Cao độ MĐTN = 4.354 – (-3.794) = 8.148m

Htrụ 2 = Cao độ đáy xà mũ – ( CĐMNTN – 0.5m) = 4.354 – (-0.2.59 – 0.5) = 7.444m  Chọn chiều cao thân trụ Htrụ = 8m

+ Cao độ đỉnh móng = Cao độ đáy xà mũ – Htrụ = 4.354 – 8 = -3.646m

+ Chọn sơ bộ kích thước bệ móng trụ tối thiểu theo phương ngang:

= Bề rộng trụ theo phương ngang + (1 – 2)m = 5 + 2 = 7m  Chọn 7.4m

+ Chọn sơ bộ kích thước bệ móng trụ tối thiểu theo phương dọc:

= Bề rộng trụ theo phương dọc + (1 – 2)m = 1.5 + 2 = 3.5m  Chọn 7.4m

Trong đó: (1 – 2)m là phần dư tối thiểu tính từ mép trụ

+ Bề dày bệ móng trụ 1 - 2m  Chọn 2m

+ Cao độ đáy bệ trụ = Cao độ đỉnh bệ - Bề dày bệ = -3.646 – 2 = -5.646m

PHƯƠNG NGANG XÀ MŨPHƯƠNG DỌC XÀ MŨ

Hình 2.6 Chi tiết trụ cầu

- Mố cầu là mố chữ U bằng bê tông cốt thép

- Cao độ hoàn thiện tại tim mố = 6.719m

 Cao độ đáy KCN tại mố = Cao độ mố - hkt2 = 6.719 – 1.185 = 5.534m

- Gối cầu sử dụng gối cao su có kích thước 500x450x78mm

- Đá kê gối có kích thước 800x750x200mm

 Cao độ đỉnh tường thân (đỉnh thân mố) = Cao độ đáy KCN – hđá kê

+ Bề rộng xà mũ tối thiểu theo phương ngang cầu: d = Nd.S + (0 – 0.4)m

S: Khoảng cách giữa tim 2 dầm chủ

 d = 52.18 = 10.9m  Chọn bề rộng xà mũ theo phương ngang cầu là 10.9m (bằng bề rộng toàn cầu)

+ Bề rộng xà mũ theo phương dọc cầu: Chọn 0.95m

+ Chiều dày tường đỉnh: Chọn 0.65m

+ Chiều cao tường đỉnh: htđ = hkt2 + hđá kế - hlớp phủ = 1.185 + 0.2 + 0.078 – 0.135 = 1.328m

+ Cao độ đỉnh tường thân = 5.256m

+ Bề rộng tường thân theo phương ngang cầu = bề rộng xà mũ mố = 10.9m + Bề dày tường thân: chọn 1.6m

+ Chiều cao tường thân (Cao độ MĐTN tại tim mố = 2.603m)

= Cao độ đỉnh tường thân – MĐTN – 0.25 = 5.256 – 2.603 – 0.25= 2.403m  Chọn chiều cao tường thân mố là: 2.9m

+ Chiều dài tường cánh: Ltc = m.H + atc

Trong đó: m: Ta luy mái dốc (chọn taluy mái 1:1) H: Chiều cao đất đắp H = Hmố + htđ = 2.9 + 1.328 =4.228m atc: Chiều dài tường cánh vùi trong nón mố thường (0.65 – 1)m

+ Chiều dày tường cánh khoảng (0.5 – 1)m  Chọn 0.5m

+ Cao độ đỉnh bệ móng mố = Cao độ đỉnh tường thân – Hmố

+ Bề dày bệ móng mố khoảng (1 – 2)m  Chọn 2m

Cao độ đáy bệ móng được tính bằng cách trừ chiều dày bệ khỏi cao độ đỉnh bệ, cụ thể là 2.356m - 2m = 0.356m Bề rộng bệ theo phương ngang tối thiểu được xác định bằng bề rộng tường thân cộng với khoảng từ 0 đến 0.4m, tức là 10.9m + 0.4m = 11.3m, do đó chọn 12m Bề rộng theo phương dọc cầu được chọn là 6m.

+ Chiều dài bản quá độ: Lbqđ < Hđắp.tan(45 - φ

2 ) = 2.2m  Chọn chiều dài bản quá độ là 2m

+ Chọn bề dày bản quá độ = 0.2m

Hình 2.7 Chi tiết mố cầu

VẬT LIỆU XÂY DỰNG

- Bê tông dầm chủ, vách ngăn:

Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi: f c '  50 MPa

- Bê tông móng mố, trụ cầu:

- Bê tông bản mặt cầu, ván khuôn:

Sử dụng dung dịch Silicate – Tamsil 7  ct  18 kN/m 3

PHƯƠNG DỌC MỐ M1 PHƯƠNG NGANG MỐ M1

Sử dụng bê tông asphalt  btn  22.5 kN/m 3

Sử dụng bê tông thường:  ml  23.5 kN/m 3

- Cột và thanh lan can (ASTM, cấp 345)

Cường độ chịu kéo: Fu = 450 MPa

Cường độ chảy: Fy = 345 MPa

Mô đun đàn hồi: Es = 200000 MPa

- Thép dự ứng lực: Đường kính danh định tao thép: Dps = 15.2 mm

Diện tích danh định: Aps = 140 mm 2

Cường độ chịu kéo: fpu = 1860 MPa

Cường độ chảy: fpy = 1674 MPa

Mô đun đàn hồi: Ep = 197000 MPa Ứng suất lúc căng kéo cáp dự ứng lực: fpj = 1400 MPa

THIẾT KẾ SƠ BỘ DẦM CHÍNH

+ Vật liệu kết cấu: BTCT DUL

+ Công nghệ chế tạo: Căng trước

+ Chiều dài tính toán: Ltt = 37.5m

- Một số mặt cắt cơ bản của dầm

Hình 2.11 Mặt cắt vách ngăn dầm

2.3.2 Xác định hệ số phân bố ngang

Kiểm tra điều kiện áp dụng và phương pháp tính:

+ Số liệu trên trắc ngang cầu:

Ltt = 37500 mm Không thỏa điều kiện 6000  L  43000 d = 1750 mm 450  Hd  1700

 Hệ số phân bố ngang được tính theo phương pháp đòn bẩy

+ Một làn xe thiết kế chịu tải

- Các đặc trưng đường ảnh hưởng:

- Hệ số phân bố ngang đối với xe: g2,3,4 M = 1

- Hệ số phân bố ngang đối với làn: g2,3,4 M = m.

3 = 0.787 + Hai làn xe thiết kế chịu tải

- Hệ số phân bố ngang đối với xe: g2,3,4 M = 1

- Hệ số phân bố ngang đối với làn: g2,3,4 M = m.

+ Một làn xe thiết kế chịu tải:

- Hệ số phân bố ngang đối với xe: g2,3,4 V = g2,3,4 M = 0.705

- Hệ số phân bố ngang đối với làn: g2,3,4 V = g2,3,4 M = 0.787

+ Hai làn xe thiết kế chịu tải:

- Hệ số phân bố ngang đối với xe: g2,3,4 V = g2,3,4 M = 0.812

- Hệ số phân bố ngang đối với làn: g2,3,4 V = g2,3,4 M = 0.727

- Một làn xe thiết kế chịu tải (Sử dụng phương pháp đòn bẩy)

- Hệ số phân bố ngang đối với xe: g1 M = 1

- Hệ số phân bố ngang đối với làn: g1 M = m.

- Hai làn xe thiết kế:

Kiểm tra điều kiện áp dụng:

Thỏa điều kiện 1800  S  3500 de = 590 mm 0  de  1400

 Hệ số phân bố ngang được tính theo công thức g1 M = e.g2,3,4 M e = 0.97 + de

- Một làn xe thiết kế:

+ Hệ số phân bố ngang đối với xe: g1 V = g2,3,4 V = 0.864

+ Hệ số phân bố ngang đối với làn: g1 V = g2,3,4 V = 0.704

Kiểm tra phạm vi áp dụng: de = 590mm Thỏa điều kiện 0  de  1400

 Hệ số phân bố ngang được tính theo công thức g1 V = e.g2,3,4 V e = 0.8 + de

Bảng 2.2 Hệ số phân bố tải trọng đối với hoạt tải

Vị trí Tải trọng xe Tải trọng làn

2.3.3 Xác định nội lực tác dụng lên dầm chính

2.3.3.1 Tĩnh tải tác dụng lên dầm chính

- Trọng lượng bản thân dầm chính: qdc = Adc.Ldc.γdc

- Như phần cấu tạo dầm chủ ta có số liệu kích thước:

Hình 2.13 Một số tiết diện tính toán dầm chủ Bảng 2.3 Tính toán trọng lượng dầm chủ

Tiết diện Diện tích A (m 2 ) Chiều dài đoạn (m) γ (kN/m 3 )

- Trọng lượng bản mặt cầu: quy về tải trọng phân bố đều trên toàn bộ chiều dài dầm

DC2tr = qBMC = hf bf γc = 0.25  2.18  23.5 = 12.81 kN/m

Hình 2.12 Hình minh họa các đặc trưng tiết diện dầm chủ

Hình 2.14 Chi tiết dầm ngang

DC2b = qBMC = hf bf γc = 0.25  2.18  23.5 = 12.81 kN/m

- Trọng lượng dầm ngang: quy về tải trọng phân bố đều trên toàn bộ chiều dài dầm

+ Số đoạn dầm ngang: Ndn = 8 dầm

+ Trọng lượng riêng: γdn = 23.5 kN/m 3

+ Dầm trong: DC3tr = Adn.Ldn.Ndn

+ Dầm biên: đối với dầm biên chịu phân nửa tải trọng dầm trong

- Trọng lượng ván khuôn: quy về tải trọng phân bố đều trên toàn bộ chiều dài dầm + Chiều dày: hvk = 0.03 m

DC4 = hvk  Lvk  γvk = 0.03  0.9  23.5 = 0.63 kN/m

Khoảng cách các cột lan can 2300mm Tay vòn treân

Hình 2.15 Chi tiết lan can

+ Trọng lượng riêng: γglc = 23.5 kN/m 3

Trọng lượng gờ lan can = Aglc  γglc = 0.188  23.5 = 4.42 kN/m

Cột lan can: Giả định trọng lượng cột lan can = 0.10 kN/m

+ Đường kính ngoài: 95 mm + Đường kính trong: 90 mm

Trọng lượng ống tay vịn 2 2 2 2

Tổng trọng lượng lan can: DC5 = 0.14 + 0.10 + 4.42 = 4.65 kN/m

- Trọng lượng vách ngăn: quy về tải trọng phân bố đều trên toàn bộ chiều dài dầm

+ Số lượng vách ngăn / 1 dầm: 3 vách ngăn

+ Tổng số lượng vách ngăn: Nvn = 15 vách ngăn

+ Chiều dày vách ngăn: Lvn = 0.15 m

+ Trọng lượng riêng: γvn = 23.5 kN/m 3

+ Diện tích MCN vách ngăn: Avn = 0.984 m 2

Hình 2.16 Chi tiết vách ngăn dầm

- Trọng lượng lớp phủ: quy về tải trọng phân bố đều trên toàn bộ chiều dài dầm

Bảng 2.4 Tổng tĩnh tải tác dụng lên dầm chủ

Tĩnh tải Dầm biên (kN/m) Dầm trong (kN/m)

Trọng lượng lớp phủ mặt cầu 6.70 6.70

- Dầm biên: DCb = 34.98 kN/m DWb = 6.70 kN/m

- Dầm trong: DCtr = 30.74 kN/m DWtr = 6.70 kN/m

2.3.3.2 Hoạt tải tác dụng lên dầm chính TTGHCĐ

- Hoạt tải xe thiết kế HL-93, gồm 2 tổ hợp tải trọng sau:

+ Tải trọng xe 2 trục, 3 trục

2.3.3.3 Chọn dầm chủ trong kết cấu nhịp để thiết kế

Trong thiết kế dầm giản đơn, việc lựa chọn dầm chủ cho kết cấu nhịp cần dựa vào moment lớn nhất tại mặt cắt giữa nhịp trong TTGH cường độ I.

- Do đó cần thiết xác định moment tại mặt cắt giữa nhịp trong TTGH cường độ I của dầm trong và dầm biên theo trình tự dưới đây:

2.3.3.3.1 Moment tại mặt cắt giữa nhịp, X = 18.75m do tĩnh tải TTGHCĐ I

Hình 2.17 Sơ đồ tĩnh tải ĐAH moment tại mặt cắt L/2

- Các đặc trưng đường ảnh hưởng moment tại X = 18.75m

+ ηI : Hệ số quan trọng, cầu thiết kế không quan trọng ηI = 1

- Đối với dầm biên: DCb = 34.98 kN/m DWb = 6.70 kN/m

- Đối với dầm trong: DCtr = 30.74 kN/m DWtr = 6.70 kN/m

2.3.3.3.2 Moment tại giữa nhịp, X = 18.75 do hoạt tải TTGHCĐ I

- Các đặc trưng đường ảnh hưởng moment tại X = 18.75m đối với hoạt tải HL-93

Hình 2.18 Sơ đồ hoạt tải lên ĐAH moment tại mặt cắt L/2

- Giá trị tung độ đường ảnh hưởng tại mặt cắt L/2

TỔNG HỢP HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

+ Đối với xe 3 trục và tải trọng làn:

M utr LL max  M utr LL tr 3 , M utr LL tr 2 max(5752.95 , 4499.33) = 5752.95 kN.m

Moment tại giữa nhịp, X = 18.75m của dầm trong TTGHCĐ I:

DC LL utr utr utr

M ub LL max  M ub LL tr 3 , M ub LL tr 2 max(6127.89 , 4793.53) = 6127.89 kN.m

Căn cứ vào giá trị nội lực của dầm biên và dầm trong:

 Chọn dầm biên để thiết kế

2.3.4 Thiết kế dầm chủ (dầm biên)

- Hệ số phân bố ngang: g 1 M LL 0.86 g 1W M 0.84

- Moment tại giữa nhịp TTGHCĐ I: Mu = 17213.72 kN.m

2.3.4.1 Ước tính diện tích cáp dự ứng lực

- Ước tính hàm lượng cốt thép DUL: Sử dụng cốt thép DUL ASTM 416-85, loại tao

7 sợi, có độ chùng thấp cấp 270

+ Đường kính danh định: Dps = 15.2 mm

+ Diện tích danh định: Aps1 = 140 mm 2

+ Cường độ chịu kéo nhỏ nhất: fpu = 1860 MPa

- Diện tích cốt thép DUL được tính theo công thức:

Số tao cáp DUL cần thiết: ntao = Aps

140 = 39.11 tao Chọn bố trí 44 tao cáp  Aps = 44  140 = 6160 mm 2

Hình 2.19 Bố trí cáp DUL cho mặt cắt giữa nhịp

- Bố trí cáp DUL theo phương dọc dầm:

+ Do dầm super T có sườn dầm mỏng nên theo phương dọc dầm cáp DUL được kéo thẳng,

+ Để tránh ứng suất kéo gây nứt ở phía trên dầm do dự ứng lực, vị trí đầu dầm ta bố trí một số tao cáp không dính bám

+ Còn mặt cắt giữa nhịp tất cả các tao cáp đều dính bám

Bảng 2.5 Tọa độ nhóm cáp DUL theo từng hàng tính từ đáy dầm tại mặt cắt giữa nhịp

Hàng Hàng A Hàng B Hàng C Hàng D Hàng E Tổng

- Tọa độ trọng tâm cáp DUL: tính từ đáy dầm tại mặt cắt giữa nhịp được tính theo công thức

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 30 psi psi cp c y n

+ ypsi: Khoảng cách từ trọng tâm nhóm cáp DUL đến đáy dầm

+ npsi: Số tao cáp DUL

+ nc: Tổng số tao cáp DUL

* Ghi chú: Bỏ qua 2 tao cáp trên cánh dầm

2.3.4.2 Bề rộng bản cánh hữu hiệu

- Dầm thiết kế là dầm biên, bề rộng bản cánh hữu hiệu được xác định như sau: Đối với dầm trong:

 btr = 2.18m Đối với dầm biên:

Ltt : Chiều dài nhịp tính toán hf : Chiều dày trung bình của bản mặt cầu s : Bề rộng sườn dầm

Khoảng cách từ tim đến tim của dầm chủ (S) cần được xác định chính xác để đảm bảo tính ổn định của kết cấu Chiều rộng phần hẫng của bản (bk) cũng đóng vai trò quan trọng trong việc phân phối tải trọng Bề rộng bầu trên (b2) của dầm, hay còn gọi là bản cánh trên, cần được tính toán hợp lý để tối ưu hóa khả năng chịu lực Cuối cùng, bề rộng thực tế của bản phía trên dầm (bc) cần được kiểm tra để đảm bảo đáp ứng các tiêu chuẩn kỹ thuật.

- Dầm thiết kế là dầm biên Do đó, bề rộng bản cánh hữu hiệu bc = 2.18

2.3.4.3 Quy đổi bề rộng bản mặt cầu và vật liệu dầm chủ

- Modul đàn hồi của dầm:

2.3.4.4 Quy đổi tiết diện dầm sang tiết diện T

- Bề rộng cánh quy đổi: b1 = 2.bk = 2  640 = 1280mm

- Bề rộng sườn dầm bw = 2.s = 2  110 = 220mm

- Chiều dày bản cánh quy đổi: hf1 = Ak+AV

- Chiều cao bầu dầm quy đổi h1: h1 = H1 + A1 + A2 b1 - bw

- Chiều cao dầm: hd = 1750mm

Hình 2.20 Quy đổi tiết diện dầm tại mặt cắt giữa nhịp

2.3.4.5 Quy đổi tiết diện T sang tiết diện T tính toán (liên hợp)

- Chiều dày bản cánh quy đổi: hf = (1280 - 220)81 + (1938 - 220)250

- Chiều cao dầm quy đổi: h = 1750 + 250 = 2000mm

Hình 2.21 Quy đổi tiết diện liên hợp tại mặt cắt giữa dầm

2.3.4.6 Kiểm toán tiết diện dầm

- Điều kiện kiểm toán: min

- Xác định vị trí trục trung hòa: 1 w

 Trục trung hòa qua cánh, tính lại c với bw = b = 1938 c = 61601860

- Kiểm tra hàm lượng max: c dp = 194.916

- Kiểm tra sức khánh uốn: Mu  .Mn

2 = 20031.1 kN.m + Mn = 1  20031.1 = 20031.1 kN.m > Mu = 15580.72 kN.m OK

 Tiết diện dầm và bố trí cáp DUL trong mặt cắt đạt yêu cầu

THIẾT KẾ SƠ BỘ NỀN MÓNG TRỤ CẦU ( TRỤ T1)

- Loại trụ: trụ thân hẹp BTCT

Hình 2.22 Kích thước sơ bộ trụ T1 theo phương ngang và dọc cầu

- Cao trình các bộ phận của trụ:

+ Cao trình đỉnh thân trụ: 4.354 m

+ Cao trình đặt đá kê gối: 5.854 m

+ Cao trình đỉnh sườn xà mũ: 6.932 m

+ Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi fc’ = 30 MPa

2.4.2 Xác định các tải trọng tác dụng lên trụ

2.4.2.1 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân trụ

+ Mỗi nhịp kề trụ có 5 đá kê gối, kích thước 800x750x200mm và 5 thớt gối kích thước 500x450x78mm

+ Tổng trọng lượng đá kê gối:

2 1.70.53.22 + 10.41.21.078).23.5 = 1425.36 kN + Trọng lượng tường tay:

+ Tổng trọng lượng xà mũ: P2 = 1425.36 + 7.52 = 1432.88 kN

Hình 2.23 Chi tiết mặt cắt ngang thân trụ T1

+ Diện tích mặt cắt ngang thân trụ: Ap = 3.5  1.5 + 0.75 2 = 7.02 m 2

+ Chiều cao thân trụ: hp = 8m

+ Trọng lượng thân trụ: P3 = (7.02  8) 23.5 = 1319.2 kN

+ Trọng lượng bệ móng: P4 = 7.4  7.4  2  23.5 = 2573.72 kN

Bảng 2.6 Tải trọng bản thân trụ

STT Tên cấu kiện Trọng lượng (kN)

- Tĩnh tải do bản thân trụ:

+ Tĩnh tải do bản thân trụ được xác định:

2.4.2.2 Tĩnh tải do kết cấu phần trên tác dụng lên trụ (T1)

Hình 2.24 Đường ảnh hưởng tại gối

- Tĩnh tải phần trên tác dụng lên trụ:

Bảng 2.7 Tải trọng tác dụng lên dầm chủ

- Tổng tải trọng kết cấu nhịp:

- Tổng tải trọng lớp phủ mặt cầu:

- Tổng tĩnh tải kết cấu phần trên tác dụng lên trụ:

RDC = η.(γDC.DC + γDW.DW). = 1(1.25162.175 + 1.533.518) 37.5 = 9487.31

2.4.2.3 Tải trọng do hoạt tải

- Sơ đồ xếp tải theo phương dọc cầu:

Hình 2.25 Sơ đồ xếp tải ĐAH trụ cầu

- Tung độ đường ảnh hưởng phản lực gối:

- Phản lực gối do hoạt tải xe:  

+ Do xe 3 trục và tải trọng làn w: m = 1 Nb = 2

+ 1450.485 + 1450.371) +1.759.337.5] = 2964.7 kN + Do xe 2 trục và tải trọng làn:

 RLL = max(RLL1,RLL2) = max( 2964.7, 2005.5) = 2964.7 kN

- Tổng tải trọng đứng tác dụng tại đáy bệ:

2.4.3 Tính toán sơ bộ móng trụ cầu

Bảng 2.8 Các chỉ tiêu cơ lý đất

Tính chất vật lý Ký hiệu Đơn vị Lớp 1 Lớp 2 Lớp 3 Lớp 4 Lớp 5

Cường độ chống cắt Su MPa 5.2 18 - 34 -

Góc ma sát trong φ deg - - 30 - 38

Dung trọng tự nhiên γ kN/m 3 16.8 17.5 18.5 19.5 21.5

Modul biến dạng Eo MPa 4.6 10 28 25 42

Điều kiện địa chất tại khu vực này không thuận lợi, với các lớp đất phía trên chủ yếu là đất sét có chỉ số SPT thấp Độ dày của các lớp đất không đồng đều, tuy nhiên, lớp đất thứ 5 có bề dày ổn định và đáng kể, cho thấy tiềm năng khả thi trong việc xây dựng.

 Mũi cọc nên đưa vào lớp thứ 5

- Đường kính cọc dự kiến D = 1.2 m

- Chiều dài cọc dự kiến: L = 55 m

- Tiêu chuẩn thiết kế: TCVN11823-2017

- Cường độ bê tông cọc: fc’ = 30 MPa

- Cường độ chảy tính toán của thép: fy = 420 MPa

- Modul đàn hồi của thép: Es = 200000 MPa

- Trọng lượng riêng của thép: γs = 78.5 kN/m 3

2.4.3.4 Tính toán sức chịu tải của cọc

- Tính toán sức chịu tải của cọc theo TCVN11823-2017

- Sức chịu tải danh định của cọc: Rn = Rs.n + Rp.n

- Sức chịu tải tính toán của cọc: Rr = s.sta.Rs.n + p.sta.Rp.n

+ Rs.n: thành phần ma sát danh định xung quanh cọc

+ Rp.n: thành phần kháng mũi danh định của cọc

Hình 2.26 Mặt cắt địa chất tại trụ T1

2.4.3.4.1 Thành phần ma sát bên

- Thành phần ma sát danh định:

- Thành phần ma sát thiết kế:

+ U: Chu vi tiết diện cọc, U = .D = .1.2 = 3.77m

+ li : Chiều dài ma sát của đoạn cọc nằm trong lớp đất thứ i

+ fsi : Áp lực ma sát quanh thân cọc

+ si.sta: Hệ số kháng ma sát của lớp đất thứ i

+ Áp lực ma sát của lớp 1: fs1 = α.Su

+ Lực ma sát danh định lớp 1: Rs.n1 = U.fs1.l1 = 3.77  2.86  10.15 = 109.415 kN + Lực ma sát thiết kế lớp 1: Rs.r1 = s.sta.Rs.n1

Cọc khoan nhồi, đất sét, phương pháp   s.sta = 0.45

- Lớp 2: Sét dẻo trung bình, l2 = 14m

+ Lực ma sát danh định lớp 2: Rs.n2 = U.fs2.l2 = 3.77  9.9  14 = 522.51 kN

+ Lực ma sát thiết kế lớp 2: Rs.r2 = s.sta.Rs.n2

- Lớp 3: Cát mịn chặt vừa, l3 = 6m

+ Áp lực ma sát của  lớp 3: N = 36 < 53

+ Lực ma sát danh định lớp 3: Rs.n3 = U.fs3.l3 = 3.77  100.80  6 = 2280.042 kN + Lực ma sát thiết kế lớp 3: Rs.r3 = s.sta.Rs.n3

Cọc khoan nhồi, đất cát  s.sta = 0.55

+ Áp lực ma sát của lớp 5: N = 55 > 53

- Mũi cọc nằm trong lớp đất thứ 5 (Cát trung chặt)

- Thành phần kháng mũi danh định: Rp.n = qp.Ap

- Thành phần kháng mũi danh định: Rp.n = 3.52  1000  1.131 = 3981.03 kN

- Thành phần kháng mũi thiết kế: Rp.r = p.sta.Rp.n

Cọc khoan nhồi, đất cát  p.sta = 0.55

- Sức kháng danh định của cọc: Rn = Rs.n + Rp.n = 9556.77 + 3981.03 = 13537.79 kN

- Sức kháng thiết kế của cọc: Rr = Rs.r + Rp.r = 5087.3 + 1990.5 = 7077.797 kN

2.4.3.5 Ước tính số lượng cọc bố trí cho trụ

- Xác định số lượng cọc: c r n N

+  : Hệ số xét đến ảnh hưởng của lực ngang và moment,  = 1.2 – 2

+  N : Tổng lực thẳng đứng tác dụng tại đáy bệ

Bảng 2.9 Số lượng cọc khoan nhồi bố trí cho trụ

Thông số   N R r n c kN kN cọc

- Với phương pháp tính trên, ta tính các đường kính và chiều dài khác nhau:

Bảng 2.10 Chi tiết sức chịu tải cọc khoan nhồi trụ T1

- Chọn cọc thiết kế có D = 1.2m, Lcọc = 55m  Cao độ mũi cọc = -60.647m

+ Sức chịu tải cực hạn của cọc: Rn = 13537.79 kN

+ Sức chịu tải tính toán: Rr = 7077.8 kN

+ Số lượng cọc bố trí tối thiểu: nc = 4.058 cọc

 Chọn bố trí 5 cọc khoan nhồi, bố tri như hình:

Hình 2.27 Bố trí cọc khoan nhồi trụ T1 theo phương ngang và dọc cầu

Hình 2.28 Mặt bằng bố trí cọc khoan nhồi trụ T1

THIẾT KẾ SƠ BỘ NỀN MÓNG MỐ CẦU (M1)

- Thiết kế mố chữ U BTCT

Hình 2.29 Kích thước sơ bộ mố M1 phương ngang và dọc cầu

- Các kích thước cơ bản của mố:

+ Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi: fc’ = 30 MPa

+ Cường độ chảy nhỏ nhất của thép: fy = 420 MPa

+ Modul đàn hồi của thép: Es = 200000 MPa

2.5.2 Xác định tải trọng tác dụng lên mố

2.5.2.1 Tính toán trọng lượng bản thân mố

+ Mỗi mố có 5 thớt gối kích thước 500 x 450 x 78mm và 5 đá kê gối kích thước

+ Trọng lượng tường đỉnh: P2 = 0.651.32810.923.5 = 221.109 kN

+ Trọng lượng thân mố: P3 = 1.62.910.923.5 = 1188.54 kN

+ Trọng lượng tường cánh: P4 = 17.244  0.5  23.5 2 = 405.23 kN

- Gờ đỡ bản quá độ:

+ Diện tích mặt cắt ngang = 0.135 m 2

+ Bề rộng gờ đỡ bản quá độ = 10.9m

+ Trọng lượng gờ đỡ bản quá độ: P5 = 0.135  10.9  23.5 = 34.58 kN

+ Trọng lượng tường tai: P6 = 0.1  0.8  0.95  2  23.5 = 3.572 kN

+ Trọng lượng bệ móng mố: P7 = 12  6  2  23.5 = 3384 kN

+ Diện tích mặt cắt ngang = 0.659 m 2

+ Trọng lượng bản quá độ: P8 = 0.659  9.9  23.5 = 153.316 kN

Bảng 2.11 Trọng lượng bản thân mố

STT Kết cấu Trọng lượng (kN)

5 Gờ đỡ bản quá độ 34.58

- Tĩnh tải do bản thân mố được xác định:

Hình 2.30 Sơ đồ xếp tải ĐAH mố cầu

2.5.2.2 Trọng lượng đất đắp sau mố

- Thể tích đất đắp sau mố:

2.5.2.3 Tĩnh tải do kết cấu phần trên tác dụng lên mố

- Kết cấu nhịp đều nên tĩnh tải kết cấu nhịp phần trên chịu 1 nửa so với trụ được xác định

- Xếp tải theo phương dọc cầu:

- Phản lực gối do hoạt tải:

+ Do xe 3 trục và tải trọng làn: m = 1 Nb = 2

+ Do xe 2 trục và tải trọng làn:

- Phản lực gối do hoạt tải: RLL = max(RLL1,RLL2) = 2008.43 kN

- Tổng tĩnh tải tác dụng tại đáy bệ:

R = RDC + RDL + RLL + Rđất đắp G43.65 + 6475.75 + 2008.4 + 3453.22 = 16681kN

2.5.3 Tính toán sơ bộ móng mố cầu

Điều kiện địa chất tại khu vực này không lý tưởng, với các lớp đất chủ yếu là đất sét có chỉ số SPT thấp Độ dày của các lớp đất không đồng đều, tuy nhiên, lớp đất thứ 5 có bề dày đáng kể và ổn định, cho thấy tiềm năng tốt trong bối cảnh địa chất hiện tại.

2.5.3.4 Tính toán sức chịu tải cọc

Hình 2.31 Mặt cắt địa chất tại mố M1

+ U: Chu vi tiết diện cọc, U = .D = .1 = 3.14m

+ Lực ma sát danh định lớp 3: Rs.n3 = U.fs3.l3 = 3.14  100.80  6 = 1900.04kN + Lực ma sát thiết kế lớp 3: Rs.r3 = s.sta.Rs.n3

+ Lực ma sát danh định lớp 4: Rs.n4 = U.fs4.l4 = 3.14  18.7  15 = 881.22 kN + Lực ma sát thiết kế lớp 4: Rs.r4 = s.sta.Rs.n4

+ Áp lực ma sát của  lớp 5: N = 55 > 53

+ Lực ma sát danh định lớp 5: Rs.n5 = U.fs5.l5 = 3.14  150.4  5.247 = 2479.51kN + Lực ma sát thiết kế lớp 5: Rs.r5 = s.sta.Rs.n5

- Thành phần kháng mũi danh định: Rp.n = 3.52  1000  0.7854 = 2764.6 kN

- Sức kháng thiết kế của cọc: Rr = Rs.r + Rp.r = 3040.7 + 1382.3= 4422.97 kN

2.5.3.5 Ước tính số lượng cọc bố trí cho mố

- Chọn cọc thiết kế có D = 1m, Lcọc = 50m  Cao độ mũi cọc = -49.644m

 Chọn bố trí 6 cọc khoan nhồi, bố trí như hình:

Hình 2.32 Bố trí cọc theo phương ngang và dọc cầu mố M1

PHƯƠNG ÁN SƠ BỘ 2

GIỚI THIỆU PHƯƠNG ÁN 2

3.1.1 Phương án trên bình đồ

- Cầu Hòn Đất bắc qua đoạn sông Hà Tiên – Rạch Giá được xây dựng hoàn toàn mới tại vị trí cách cầu cũ 50m

Hiện trạng đường dẫn vào cầu ở cả hai bên vẫn tương đối tốt, tạo điều kiện thuận lợi cho việc vận chuyển vật liệu, thiết bị và máy móc trong quá trình thi công.

3.1.2 Xác định khẩu độ cầu và phân chia nhịp

- Chọn độ dốc dọc cầu: id = 2%

- Bán kính đường cong trắc dọc cầu: R = 2500m

3.1.2.1 Xác định khẩu độ cầu

- Chiều dài thoát nước cần thiết tại vị trí xây dựng ( Khẩu độ cầu)

- Khẩu độ cầu được xác định theo mặt cắt ướt của sông tại vị trí xây dựng ứng với MNCN = +2.46m như dưới đây:

Hình 3.2 Diện tích mặt cắt ướt của sông

+2.18 +0.99 -0.98 -2.60 ĐỘ SÂU SO VỚI MNCN 0 0 0.28 1.47 3.42 5.05 5.52 5.56 6.07 6.78 7.21 7.57 8.09 8.32 7.88 7.14 6.49 5.44 3.71 2.09 1.46 1.25 0.76 0 0 0

+4.97 -1.04 -2.53 -2.97 -3.03 -3.73 -2.54 -0.89 +1.84 +2.83 +3.02 +4.85 hướn g dòn g c hả y hướn g dòn g c hả y hướn g dòn g c hả y

BÌNH ĐỒ PHƯƠNG ÁN CẦU ĐƯỜNG XÃ NAM THÁI SƠN ĐƯỜNG SỐ 1

Hình 3.1 Bình đồ phương án cầu

AW: Diện tích mặt cắt ướt, ứng với MNCN

Htb: Chiều sâu trung bình

- Đề xuất phương án phân chia nhịp: khổ thông thuyền 25x3.5m (sông cấp V)

- Với bề rộng thông thuyền tối thiểu là 25m, Chọn bề rộng thông thuyền B = 40m n = L

- Sơ bộ chọn bề rộng khe co giãn: Lkgi = 5cm

- Số khe co giãn cần thiết: nkgi = nnhịp + 1 = 3 + 1= 4 kgi

- Chọn chiều dài dầm Ld = 40m, do đó chiều dài cầu Lc là:

3.1.2.2 Kiểm tra điều kiện thoát nước qua cầu

- Vị trí mố cách tim sông: LM = Lc

 Vị trí mố trong phương án nằm ngoài mực nước cao nhất

- Chiều dài tối thiểu của cầu đảm bảo yêu cầu thoát nước:

- Bề rộng trụ theo phương dọc cầu dự kiến: bi = 1.5m

- Số trụ cần bố trí: ntrụ = nnhịp – 1 = 3 -1 = 2 trụ

+ Chiều dài nhịp: Lnhịp = Ld + Lkgi = 40 + 0.05 = 40.05m

+ Chọn khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: a = 0.4m

+ Dầm thép chữ I dài Ld = 40m, chiều dài cầu là 120.2m

3.1.3 Phương án trên trắc ngang cầu

Hình 3.3 Phương án trên trắc ngang cầu

Số lượng dầm chính: Nd = 5 dầm

Khoảng cách giữa 2 dầm chủ: S = 2180 mm

Chọn chiều cao dầm chính: hd = 0.033Ld = 0.03340 = 1.32m  Chọn hd = 1400 mm

Bề rộng mặt cầu: W = 10900 mm

+ Bề rộng phần xe chạy: Bxc = 9900 mm

+ Bề rộng lan can: Blc = 500 mm

Chọn bản mặt cầu dày: 250 mm

Chọn lớp phủ mặt cầu dày: 135 mm

+ Lớp bê tông Asphal dày: 70 mm

+ Lớp phòng nước dày: 5 mm

+ Lớp mui luyện dày trung bình: 60 mm Độ dốc ngang cầu: 2 %

- Chiều cao kiến trúc : hkt = hd + ts + hphủ = 1.4 + 0.25 + 0.135 = 1.785m

3.1.4 Phương án trên trắc dọc cầu

3.1.4.1 Xác định đường cong trắc dọc cầu

- Chiều dài đường cong: K = 2  id  R = 2  0.02  2500 = 100m

Phạm vi đường cong lồi, R

- Chiều dài tiếp tuyến (TD-C): T = id  R = 0.02  2500 = 50m

- Cao độ đỉnh C: YC = YE + P

- Khoảng cách từ C đến TD: XTD = id  R = 0.02  2500 = 50m

- Cao độ đỉnh C: YC = YE + P = 7.045 + 0.5 = 7.545m

- Cao độ mặt cầu tại mố: YM = YC – id.L

- Khoảng cách tính từ mố đến tiếp đầu: XMTD = L

- Cao độ tại tiếp đầu TD: YTD = YM + id.XMTD = 6.343 + 0.0210.1 = 6.545m

- Cao độ từ mố đến tiếp đầu TD tính theo phương trình với gốc tọa độ tại mố M1:

- Cao độ các điểm trong phạm vi đường cong xác định theo phương trình với gốc tọa độ tại mố M:

YX = YTD + id.(X – XMTD) - (X - XMTD) 2

- Độ dốc dọc cầu trong phạm vi đường cong: idX = id - X - XMTD

- Ví trí tim trụ tính từ mố M1: Xtrụ T1 = Lkgi + Ld + Lkgi

- Tại vị trí tim trụ T1: X = 40.075m tính từ mố M1

+ Độ dốc dọc cầu: id40.075 = id - X - XMTD

- Sử dụng Excel để tính toán các vị trí còn lại, ta lập thành bảng sau: hkt: Chiều cao kiến trúc

CĐMNTT: Cao độ mực nước thông thuyền

Ho: Tĩnh không do sông cấp V nên tĩnh không là 4m

Bảng 3.1 Tọa độ đường cong trắc dọc cầu

Vị trí R (m) X (m) Độ dốc dọc cầu

3.1.5 Tính toán cao độ và chọn kích thước cấu tạo

- Cao độ hoàn thiện tại tim trụ: 6.965m

 Cao độ đáy kết cấu nhịp (KCN) = 6.965 – 1.785 = 5.18m

- Chọn gối cầu sử dụng gối cao su bản cốt thép kích thước 400x350x57mm Đá kê gối 700x650x200mm

Hình 3.4 Chi tiết gối và đá kê gối

+ Bố trí tường tay với chiều dày t = 100mm, chiều cao h = 1400mm

 Cao độ đỉnh xà mũ = Cao độ đáy KCN – hgối = 5.18 – 0.057 – 0.2 = 4.923m + Bề rộng xà mũ theo phương ngang cầu tối thiểu:

Btối thiểu = (Nd -1).S + Bđá + 2.ttường tay + (0.2 – 0.4)m Trong đó:

S: Khoảng cách giữa 2 dầm chủ

Bđá: Bề rộng đá kê gối ttường tay: Bề dày tường tay (0.2 – 0.4)m: Độ dư để bố trí bầu dầm và bộ phận cần thiết

Btối thiểu = (5 – 1)2.18 + 0.7 + 20.1 + 0.2 = 9.82m  Chọn xà mũ theo phương ngang cầu: Bxm = 10.4m

+ Bề rộng xà mũ theo phương dọc cầu tối thiểu: c = a + 0.5m 1 1

Trong đó: a: Bề dày thân trụ theo phương dọc cầu h: Chiều cao thân trụ (dự kiến chiều cao thân trụ khoảng 8m)

 Bề dày tối thiểu theo phương dọc cầu: c = 1.5 + 0.5 = 2m

 Chọn bề dày xà mũ theo phương dọc cầu: 2.5m

+ Chiều dày xà mũ phải lớn hơn 0.4m  Chọn 1.5m

Hình 3.5 Chi tiết xà mũ trụ

+ Trụ đặc, bằng bê tông cốt thép, trụ thân cột, 2 cột

+ Cao độ đỉnh xà mũ: 4.923m

+ Cao độ đáy xà mũ (đỉnh thân trụ) = Cao độ đỉnh xà mũ – Bề dày xà mũ

+ Chọn tiết diện thân trụ: D = 1.5m

 CĐ MĐTN tại tim trụ: -3.768m

Htrụ 1 = Cao độ đáy xà mũ – Cao độ MĐTN = 3.423 – (-3.768) = 7.191m

Htrụ 2 = Cao độ đáy xà mũ – ( CĐMNTN – 0.5m) = 3.423 – (-2.59 – 0.5) = 6.513m  Chọn chiều cao thân trụ Htrụ = 7m

+ Cao độ đỉnh móng = Cao độ đáy xà mũ – Htrụ = 3.423 – 7 = -3.577m

+ Chọn sơ bộ kích thước bệ móng trụ tối thiểu theo phương ngang: 7.4m

+ Chọn sơ bộ kích thước bệ móng trụ tối thiểu theo phương dọc:

+ Bề dày bệ móng trụ 1 - 2m  Chọn 2m

+ Cao độ đáy bệ trụ = Cao độ đỉnh bệ - Bề dày bệ = -3.577 – 2 = -5.577m

Hình 3.6 Chi tiết trụ cầu

- Mố cầu là mố chữ U bằng bê tông cốt thép

- Cao độ hoàn thiện tại tim mố = 6.343m

PHƯƠNG DỌC XÀ MŨ PHƯƠNG NGANG XÀ MŨ

 Cao độ đáy KCN tại mố = Cao độ mố - hkt = 6.343 – 1.785 = 4.558m

- Gối cầu sử dụng gối cao su có kích thước 400x350x57mm

- Đá kê gối có kích thước 700x650x200mm

 Cao độ đỉnh tường thân (đỉnh thân mố) = Cao độ đáy KCN – hđá kê

+ Bề rộng xà mũ tối thiểu theo phương ngang cầu: d = Nd.S + (0 – 0.4)m

S: Khoảng cách giữa tim 2 dầm chủ

 d = 52.18 = 10.9m  Chọn bề rộng xà mũ theo phương ngang cầu là 10.9m (bằng bề rộng toàn cầu)

+ Bề rộng xà mũ theo phương dọc cầu: Chọn 0.9m

+ Chiều dày tường đỉnh: Chọn 0.65m

+ Chiều cao tường đỉnh: htđ = hkt + hđá kế - hlớp phủ = 1.785 + 0.2 + 0.057 – 0.135 = 1.907m

+ Cao độ đỉnh tường thân = 4.301m

+ Bề rộng tường thân theo phương ngang cầu = bề rộng xà mũ mố = 10.9m + Bề dày tường thân: chọn 1.55m

+ Chiều cao tường thân (Cao độ MĐTN tại tim mố = 2.59m)

= Cao độ đỉnh tường thân – MĐTN – 0.25 = 4.301 – 2.59 – 0.25 = 1.462m

 Chọn chiều cao tường thân mố là: 2m

+ Chiều dài tường cánh: Ltc = m.H + atc

Để tính toán chiều cao đất đắp, ta có công thức H = Hmố + htđ = 2 + 1.907 = 3.907m, với m là ta luy mái dốc (chọn taluy mái 1:1) Chiều dài tường cánh vùi trong nón mố thường nằm trong khoảng từ 0.65 đến 1m, do đó Ltc = 3.907 + 1 = 4.907m Cuối cùng, ta chọn chiều dài tường cánh là 5m.

+ Chiều dày tường cánh khoảng (0.5 – 1)m  Chọn 0.5m

+ Cao độ đỉnh bệ móng mố = Cao độ đỉnh tường thân – Hmố

+ Bề dày bệ móng mố khoảng (1 – 2)m  Chọn 2m

Cao độ đáy bệ móng được tính bằng cách lấy cao độ đỉnh bệ trừ đi chiều dày bệ, cụ thể là 2.301m - 2m = 0.301m Bề rộng bệ theo phương ngang tối thiểu được xác định bằng bề rộng tường thân cộng với khoảng từ 0 đến 0.4m, tức là 10.9m + 0.4m = 11.3m, do đó chọn bề rộng là 12m Ngoài ra, bề rộng theo phương dọc cầu được chọn là 6m.

+ Chiều dài bản quá độ: Lbqđ < Hđắp.tan(45 - φ

2 ) = 2.034m  Chọn chiều dài bản quá độ là 2m

Hình 3.7 Chi tiết mố cầu

VẬT LIỆU XÂY DỰNG

- Bê tông cho lan can:

Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi: 30 MPa

- Bê tông móng mố, trụ cầu:

- Bê tông bản mặt cầu:

Sử dụng dung dịch Silicate – Tamsil 7  ct  18 kN/m 3

Sử dụng bê tông asphal  btn  22.5 kN/m 3

Sử dụng bê tông thường:  ml  23.5 kN/m 3

- Thép dầm chính, STC, LKN, mối nối, bản táp, cột và thanh lan can

THIẾT KẾ SƠ BỘ DẦM CHÍNH

3.3.1 Sơ đồ kết cấu nhịp

Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: 0.4 m

Hình 3.8 Mặt cắt đầu dầm và giữa dầm

3.3.2 Đặc trưng hình học của tiết diện

3.3.2.1 Xác định hệ số modul đàn hồi

Tỷ số modul đàn hồi được xác định như sau: n = Es

- Es : Modul đàn hồi của thép dầm, Es = 200000MPa

- Ec : Modul đàn hồi của bê tông bản mặt cầu

3.3.2.2 Xác định bề rộng bản cánh dầm hữu hiệu

 Bề rộng bản cánh hữu hiệu đối với dầm trong: Weff,in = 2180mm

1090 tt eff in t eff ex s h

 Bề rộng bản cánh hữu hiệu đối với dầm biên: Weff,ex = 2180mm

3.3.2.3 Đặc trưng hình học của tiết diện dầm ở giai đoạn làm việc

- Kích thước của các tiết diện:

Hình 3.9 Các giai đoạn làm việc của dầm trong và dầm biên

- Đặc trưng hình học của tiết diện gồm các đặc trưng sau:

+ Khoảng cách từ đáy tiết diện đến trục trung hòa: b i i i y A d

+ Khoảng cách từ đỉnh dầm thép đến trục trung hòa: y t  H d  y b

+ Moment quán tính của tiết diện đối với trục qua trọng tâm tiết diện:

+ Moment kháng uốn của tiết diện tại đáy tiết diện: W b b

+ Moment kháng uốn của tiết diện tại đáy tiết diện: W t t

Ai : Diện tích từng cấu kiện, mm 2+ di : Khoảng cách từ trọng tâm tiết diện đến đáy dầm, mm

CHƯA LIÊN HỢP LIÊN HỢP n LIÊN HỢP 3n

Hd : Chiều cao dầm, mm

Io : moment quán tính riêng của từng cấu kiện, mm 4

Bảng 3.2 Đặc trưng tiết diện hình học của tiết diện đối với dầm biên Đặc trưng hình học Dầm trong (Dầm biên)

Cấu kiện Chi tiết và đơn vị Dầm thép Liên hợp ngắn hạn (n)

Bản mặt cầu Rộng (mm) 2180 311.43 103.81

3.3.3 Xác định hệ số phân bố ngang

Kiểm tra điều kiện áp dụng và phương pháp tính:

+ Số liệu trên trắc ngang cầu:

Ltt = 39200 mm Thỏa điều kiện 6000  L  43000 ts = 250 mm 110  ts  300

- Tham số độ cứng dọc: K g  n I (  A e ) g 2

- Hệ số phân bố ngang đối với moment:

+ Một làn xe thiết kế:

+ Hai hoặc nhiều làn xe thiết kế:

Kiểm tra phạm vi áp dụng:

 Hệ số phân bố ngang được tính theo công thức:

+ Một làn xe thiết kế chịu tải:

7600 = 0.647 + Hai hoặc nhiều làn xe thiết kế chịu tải:

- Một làn xe thiết kế chịu tải (Sử dụng phương pháp đòn bẩy):

- Hệ số phân bố ngang đối với xe: g1 M = 1

- Hệ số phân bố ngang đối với làn: g1 M = m.

Kiểm tra điều kiện áp dụng:

Thỏa điều kiện Nb  4 de = 590 mm -300  de  1700

 Hệ số phân bố ngang được tính theo công thức g1 M = e.g2,3,4 M e = 0.77 + de

- Một làn xe thiết kế:

+ Hệ số phân bố ngang đối với xe: g1 V = g1 M = 0.864

+ Hệ số phân bố ngang đối với làn: g1 V = g1 M = 0.704

Kiểm tra phạm vi áp dụng: de = 590mm Thỏa điều kiện -300  de  1700

 Hệ số phân bố ngang được tính theo công thức:

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 72 g1 V = e.g2,3,4 V e = 0.6 + de

Bảng 3.3 Hệ số phân bố tải trọng đối với hoạt tải

3.3.4 Xác định nội lực tác dụng lên dầm chính

- Trọng lượng bản mặt cầu: DCBMC = γc.ts.We

- Dầm chính: DCdc = γs.As = 78.5  53280  10 -6 = 4.18kN/m

- Hệ liên kết ngang và sườn tăng cường đứng: giả định tổng trọng lượng của hệ liên kết ngang và sườn tăng cường bằng 15% tổng trọng lượng dầm chính

DChlkn,stc = 0.15  DCdc = 0.15  4.18 = 0.63kN/m Vậy tổng tĩnh tải giai đoạn 1:

+ Đối với dầm trong: DC1tr = 12.81 + 4.18 + 0.63 = 17.62kN/m

+ Đối với dầm biên: DC1b = DC1tr = 17.62kN/m

Khoảng cách các cột lan can 2300mm Tay vòn treân

Hình 3.10 Chi tiết lan can

+ Trọng lượng riêng: γglc = 23.5 kN/m 3

Trọng lượng gờ lan can = Aglc  γglc = 0.188  23.5 = 4.42 kN/m

Cột lan can: Giả định trọng lượng cột lan can = 0.10 kN/m

+ Đường kính ngoài: 95 mm + Đường kính trong: 90 mm

Trọng lượng ống tay vịn 2 2 2 2

Tổng trọng lượng lan can: DC2 = 0.14 + 0.10 + 4.42 = 4.66 kN/m

- Trọng lượng lớp phủ: quy về tải trọng phân bố đều trên toàn bộ chiều dài dầm

Bảng 3.4 Tổng tĩnh tải tác dụng lên dầm chủ

Tĩnh tải Dầm trong (kN/m) Dầm biên (kN/m)

- Dầm biên: DCb = 22.28 kN/m DWb = 6.70 kN/m

- Dầm trong: DCtr = 17.62 kN/m DWtr = 6.70 kN/m

3.3.4.3 Hoạt tải tác dụng lên dầm chínhTTGH cường độ

- Hoạt tải xe thiết kế HL-93, gồm 2 tổ hợp tải trọng sau:

+ Tải trọng xe 2 trục, 3 trục

3.3.4.4 Chọn dầm chủ trong kết cấu nhịp để thiết kế

Khi thiết kế dầm giản đơn trong kết cấu nhịp, việc lựa chọn dầm chủ cần dựa vào moment lớn nhất tại mặt cắt giữa nhịp theo tiêu chuẩn TTGH cường độ I.

- Do đó cần thiết xác định moment tại mặt cắt giữa nhịp trong TTGH cường độ I của dầm trong và dầm biên theo trình tự dưới đây:

3.3.4.4.1 Moment tại mặt cắt giữa nhịp, X = 19.6m do tĩnh tải TTGHCĐ I

Hình 3.11 Sơ đồ tĩnh tải ĐAH moment tại mặt cắt L/2

- Các đặc trưng đường ảnh hưởng moment tại X = 19.6m

+ ηI : Hệ số quan trọng, cầu thiết kế không quan trọng ηI = 1

- Đối với dầm biên: DCb = 22.28 kN/m DWb = 6.70 kN/m

- Đối với dầm trong: DCtr = 17.62 kN/m DWtr = 6.70 kN/m

3.3.4.4.2 Moment tại giữa nhịp, X = 19.6 do hoạt tải TTGHCĐ I

- Các đặc trưng đường ảnh hưởng moment tại X = 19.6m đối với hoạt tải HL-93

Hình 3.12 Sơ đồ hoạt tải lên ĐAH moment tại mặt cắt L/2

- Giá trị tung độ đường ảnh hưởng tại mặt cắt L/2

Bảng 3.5 Tổng hợp hệ số phân bố ngang

TỔNG HỢP HỆ SỐ PHÂN BỐ NGANG

M utr LL max  M utr LL tr 3 , M utr LL tr 2 max(4004.84 , 3127.34) = 4004.84 kN.m

DC LL utr utr utr

M ub LL max  M ub LL tr 3 , M ub LL tr 2 max(6336.17 , 4912.41) = 6336.17 kN.m

Hình 3.13 Xác định chiều cao D c

Căn cứ vào giá trị nội lực của dầm biên và dầm trong:

 Chọn dầm biên để thiết kế

3.3.5 Kiểm toán tiết diện dầm ở TTGH cường độ (dầm biên)

- Hệ số phân bố ngang: g 1 M LL 0.86 g 1W M 0.70

- Moment tại giữa nhịp TTGHCĐ I: Mu = 13614.9 kN.m

3.3.5.1 Kiểm toán các giới hạn trong việc xác định kích thước tiết diện

- Đối với bản biên chịu nén:

Các cấu kiện chịu uốn phải thỏa điều kiện: 0.1 yc 0.9 y

+ Iyc : moment quán tính của bản biên chịu nén đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng bản bụng

+ Iy : moment quán tính của mặt cắt dầm thép đối với trục thẳng đứng trong mặt phẳng của bản bụng

Khi không có STC dọc, điều kiện

2Dc tw  6.77 Es fc Trong đó:

+ Dc : chiều cao bản bụng chịu nén tại moment đàn hồi ft c d t fb ft

+ ffb , fft : ứng suất trong bản cánh chịu nén do tải trọng tính toán ở TTGHCĐ I ffb = Mub

2Dc tw = 58.29 < 6.77 Es fc = 209.97 OK

3.3.5.2 Kiểm toán tiết diện dầm chủ ở TTGHCĐ I

3.3.5.2.1 Tính toán momet chảy My

Công thức: My = MD1 + MD2 + MAD

+ MD1 : Moment do tĩnh tải giai đoạn 1 ( Dầm chủ + hệ liên kết)

+ MD2 : Moment do tĩnh tải giai đoạn 2

MD2 = Mub – Mb LL = 13614.9 – 6336.2 = 7278.72 kN.m

+ Moment tăng thêm do hoạt tải để gây ra hiện tượng chảy ở một trong hai cánh

Bảng 3.6 Kết quả tính toán moment chảy M y

MD1 MD2 MAD My kN.m kN.m kN.m kN.m

Xác định vị trí trục trung hòa dẻo là bước quan trọng trong việc đảm bảo cân bằng khả năng chịu lực của các bộ phận trong mặt cắt liên hợp Việc này cần được thực hiện mà không cần xem xét đến các yếu tố khác.

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 79 đến lực dọc do tải trọng

Bảng 3.7 Thông số mặt cắt ngang của các bộ phận trong mặt cắt liên hợp

Bản mặt cầu Bản cánh trên Bản bụng Bản cánh dưới

We ts bt tt Dw tw bb tb mm mm mm mm mm mm mm mm

Ghi chú: Trong tính toán sơ bộ có thể bỏ qua phần thép bản mặt cầu

Bảng 3.8 Khả năng chịu lực của các bộ phận dầm

Bộ phận Công thức Khả năng chịu lực (kN)

Bản mặt cầu Ps = 0.85f’c.We.ts 16213.75

Bản biên trên Pt = bt.tt.Fy 4140

Bản bụng Pw = Dw.tw.Fy 7341.6

Bản biên dưới Pb = bb.tb.Fy 6900

- Vị trí trục trung hòa có thể xảy ra các trường hợp như sau:

Bảng 3.9 Kiểm tra điều kiện của các trường hợp vị trí trục trung hòa

Trường hợp Điều kiện Giá trị

1 (1) Pb + Pw Pt + Ps + Prb + Prt (2) 14241.6 20354 Không đạt

2 (1) Pb + Pw + Pt Ps + Prb + Prt (2) 18381.8 16214 Đạt

 Trục trung hòa và moment dẻo được xác định theo trường hợp 2: Trục trung hòa đi qua phần bản biên trên dầm

Trong đó: dt : Khoảng cách từ trọng tâm bản biên trên đến TTH dẻo db : Khoảng cách từ trọng tâm bản dưới trên đến TTH dẻo

Khoảng cách từ trọng tâm bản bụng đến TTH dẻo (dw), khoảng cách từ trọng tâm lớp cốt thép dọc dưới đến TTH dẻo (drb), khoảng cách từ trọng tâm lớp cốt thép dọc trên đến TTH dẻo (drt), và khoảng cách từ trọng tâm bản mặt cầu đến TTH dẻo (ds) đều là các thông số quan trọng trong thiết kế cầu Những khoảng cách này ảnh hưởng đến độ bền và tính ổn định của cấu trúc cầu, vì vậy cần được tính toán chính xác để đảm bảo an toàn và hiệu suất tối ưu cho công trình.

Bảng 3.10 Kết quả tính toán moment dẻo db mm dw mm ds mm dt mm

3.3.5.3 Kiểm tra tiết diện đặc chắc hay không đặc chắc

- Kiểm tra tiết diện đặc chắc hay không đặc chắc:

(1) Vật liệu dầm có Fy = 345 Mpa

(2) Kiểm tra độ mảnh bản bụng: w

+ Dcp : Chiều cao bản bụng chịu nén tại moment dẻo, do trục trung hòa đi qua bản cánh biên trên nên Dcp = 0

D cp t     Tiết diện bản bụng đặc chắc

Từ (1) và (2)  Tiết diện dầm là đặc chắc

- Tính toán sức kháng uốn danh định của dầm liên hợp, Mn :

Bảng 3.11 Điều kiện và công thức tính sức kháng uốn của tiết diện Điều kiện Công thức tính

+ Rh : Hệ số lai (do tiết diện dầm đồng nhất), lấy Rh =1

+ Dp : Khoảng cách từ đỉnh bản đến trục trung hòa tại lúc moment dẻo

+ D’ : Khoảng cách quy định khác: ' , 0.7

Bảng 3.12 Kết quả kiểm tra điều kiện

Kiểm tra mm mm mm mm mm

Bảng 3.13 Kết quả tính sức kháng uốn của tiết diện

My Mp Mn Mu,CĐ Điều kiện Kết luận kN.m kN.m kN.m kN.m

+ η : Hệ số điều chỉnh tải trọng, η = 1

+ Mu,CĐ : Moment do tải trọng tính toán ở TTGH CĐ I

Kết luận : Tiết diện dầm đủ khả năng chịu uốn ở TTGH cường độ I

THIẾT KẾ SƠ BỘ NỀN MÓNG TRỤ CẦU ( TRỤ T1)

- Loại trụ: trụ thân cột BTCT, 2 cột

Hình 3.14 Kích thước sơ bộ trụ T1 theo phương ngang và dọc cầu

- Cao trình các bộ phận của trụ:

+ Cao trình đỉnh thân trụ: 3.423 m

+ Cao trình đỉnh xà mũ: 4.923 m

+ Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi fc’ = 30 MPa

3.4.2 Xác định các tải trọng tác dụng lên trụ

3.4.2.1 Tĩnh tải do trọng lượng bản thân trụ

+ Mỗi nhịp kề trụ có 5 đá kê gối, kích thước 700x650x200mm và 5 thớt gối kích thước 400x350x57mm

+ Tổng trọng lượng xà mũ: P2 = 866.563 + 16.45 = 883.013 kN

Hình 3.15 Chi tiết mặt cắt ngang thân trụ T1

+ Diện tích mặt cắt ngang thân trụ: Ap = 0.75 2 = 7.02 m 2

+ Chiều cao thân trụ: hp = 7m

+ Trọng lượng thân trụ: P3 = 2  1.77  7  23.5 = 581.4 kN

+ Trọng lượng bệ móng: P4 = 7.4  7.4  2  23.5 = 2573.72 kN

Bảng 3.14 Tải trọng bản thân trụ

STT Tên cấu kiện Trọng lượng (kN)

- Tĩnh tải do bản thân trụ:

+ Tĩnh tải do bản thân trụ được xác định:

3.4.2.2 Tĩnh tải do kết cấu phần trên tác dụng lên trụ (T1)

Hình 3.16 Đường ảnh hưởng tại gối

- Tĩnh tải phần trên tác dụng lên trụ:

Bảng 3.15 Tải trọng tác dụng lên dầm chủ

- Tổng tải trọng kết cấu nhịp:

- Tổng tải trọng lớp phủ mặt cầu:

- Tổng tĩnh tải kết cấu phần trên tác dụng lên trụ:

RDC = η.(γDC.DC + γDW.DW). = 1(1.2594.27 + 1.533.52) 39.2 = 6588.83 kN

- Sơ đồ xếp tải theo phương dọc cầu:

Hình 3.17 Sơ đồ xếp tải ĐAH trụ cầu

- Tung độ đường ảnh hưởng phản lực gối:

- Phản lực gối do hoạt tải xe:  

+ Do xe 3 trục và tải trọng làn w: m = 1 Nb = 2

+ 1450.51 + 1450.398) +1.759.339.2] = 3053.4 kN + Do xe 2 trục và tải trọng làn:

 RLL = max(RLL1,RLL2) = max( 3053.4, 2055.8) = 3053.4 kN

- Tổng tải trọng đứng tác dụng tại đáy bệ:

3.4.3 Tính toán sơ bộ móng trụ cầu

Điều kiện địa chất không thuận lợi do các lớp đất trên chủ yếu là đất sét với chỉ số SPT thấp và độ dày không đồng đều Tuy nhiên, lớp đất thứ 5 có bề dày ổn định, cho thấy tiềm năng tích cực trong bối cảnh địa chất hiện tại.

- Đường kính cọc dự kiến D = 1.2 m

- Chiều dài cọc dự kiến: L = 50 m

- Tiêu chuẩn thiết kế: TCVN 11823-2017

- Cường độ chảy tính toán của thép: fy = 420 MPa

- Modul đàn hồi của thép: Es = 200000 MPa

- Trọng lượng riêng của thép: γs = 78.5 kN/m 3

3.4.3.4 Tính toán sức chịu tải của cọc

+ U: Chu vi tiết diện cọc, U = .D = .1 = 3.77m

Hình 3.18 Mặt cắt địa chất tại trụ T1

+ Lực ma sát danh định lớp 1: Rs.n1 = U.fs1.l1 = 3.77  2.86  10.19 = 109.87 kN

+ Áp lực ma sát của lớp 5: N = 55 > 53

- Thành phần kháng mũi danh định: Rp.n = 3.52  1000  1.131 = 3981.03 kN

- Sức kháng thiết kế của cọc: Rr = Rs.r + Rp.r = 3514.6+ 1990.5 = 5505.15 kN

3.4.3.5 Ước tính số lượng cọc bố trí cho trụ

- Chọn cọc thiết kế có D = 1.2m, Lcọc = 50m  Cao độ mũi cọc = -55.58m

 Chọn bố trí 5 cọc khoan nhồi, bố trí như hình:

Hình 3.19 Bố trí cọc khoan nhồi trụ T1 theo phương ngang và dọc cầu

Hình 3.20 Mặt bằng bố trí cọc khoan nhồi trụ T1

- Khoảng cách bố trí cọc:

+ Khoảng cách tính từ tim cọc đến mép ngoài bệ: 1.2m  1.d = 1 1.2 = 1.2 OK + Khoảng cách giữa các cọc theo phương dọc và ngang cầu:

SO SÁNH CÁC PHƯƠNG ÁN

ĐÁNH GIÁ VỀ KINH TẾ

- Dầm có bộ ván khuôn cố định, giảm giá thành xây lắp và chế tạo ván khuôn mới

- Tận dụng được vật liệu địa phương, giảm giá thành xây dựng

- Do không cần giàn giáo thi công bản mặt cầu, cốt thép có thể lắp đặt ngay sau khi đặt dầm, nên tiết kiệm được chi phí giàn giáo

- Tổng kinh phí xây dựng: vì thời gian có hạn nên chưa xác định được yếu tố này

- Trọng lượng bản thân nhẹ nên ít trở ngại trong khâu vận chuyển, tiết kiệm chi phí

- Thép đòi hỏi phải đảm bảo chất lượng, nên phần lớn phải nhập từ nước ngoài, dẫn dẫn đến giá thành tương đối cao

- Tổng kinh phí xây dựng: vì thời gian có hạn nên chưa xác định được yếu tố này.

ĐÁNH GIÁ KỸ THUẬT, TIẾN ĐỘ THI CÔNG

Khi đánh giá chất lượng công trình, cần đảm bảo các tiêu chí như độ bền, độ cứng, khả năng chịu lực và tuổi thọ Ngoài ra, thi công dễ dàng, thời gian thi công ngắn và độ an toàn cao cũng là những yếu tố quan trọng không thể bỏ qua.

- Bản cánh dầm cứng tạo sàn công tác cho công việc trên và dưới mặt cầu, đồng thời tạo sự an toàn cho công nhân tại công trường

- Thời gian thi công giảm vì có thể nhấc dễ dàng dầm ra khỏi ván khuôn

- Khi cẩu lắp: dầm không cần các liên kết phụ để giữ ổn định

- Thi công lắp đặt kết cấu nhịp tương đối đơn giản

- Không cần giàn giáo thi công cho bản mặt cầu, cốt thép có thể lắp đặt ngay sau khi đặt dầm

- Trọng lượng bản thân lớn nên khó khăn trong khâu vận chuyển

- Kết cấu thành mỏng nên đòi hỏi cao về khâu quản lí chất lượng dầm

- Thép là loại vật liệu chịu lực cao với mọi loại ứng suất (kéo, nén , uốn, xoắn…)

- Kết cấu thép tương đối nhẹ nên khả khả năng vượt nhịp xa hơn

- Tốc độ xây lắp nhanh

- Kết cấu thép có tính linh động cao, dễ chế tạo, lắp ráp

- Vì vách mỏng, độ cứng theo phương ngang kém nên khó khăn khi cẩu lắp.

ĐÁNH GIÁ VỀ MỸ QUAN

Dầm có đáy dạng dầm hộp với thiết kế ít góc cạnh, được coi là tương đương với các dầm hộp và bản có lỗ đúc tại chỗ, hiện đang được ưa chuộng trong xây dựng.

- Hệ thống dầm lớn, đặc chắc, gọn gàng nên tạo được vẻ chắc chắn khi nhìn vào

- Cầu có nhiều chi tiết liên kết, mối nối, liên kết hàn và liên kết bu lông nên tính thẩm mỹ không cao.

ĐÁNH GIÁ VỀ KHAI THÁC VÀ DUY TU BẢO DƯỠNG

Tiêu chí đánh giá: Khả năng duy tu bảo dưỡng trong quá trình khai thác

BTCT và BTCT DUL là vật liệu lý tưởng, có khả năng cạnh tranh với thép trong ngành xây dựng, đặc biệt là trong lĩnh vực xây dựng cầu.

Bản mặt cầu liên tục nhiệt sở hữu khả năng chịu lực vượt trội và khả năng chống chịu tốt hơn so với thép trước các tác động môi trường Điều này giúp giảm thiểu chi phí bảo trì và duy tu trong quá trình sử dụng.

Cầu thép bê tông liên hợp dễ bị ảnh hưởng bởi môi trường và sự oxi hóa của vật liệu, dẫn đến chi phí duy tu bảo dưỡng trong quá trình sử dụng tương đối cao.

ẢNH HƯỞNG ĐẾN MÔI TRƯỜNG

Tiêu chí đánh giá: độ êm thuận khi xe lưu thông, xây dựng, khai thác kết cấu không ảnh hưởng đến môi trường

- Trong quá trình xây dựng, khai thác ít ảnh hưởng đến môi trường

- Việc cạo các lớp sơn cũ, và thu gom phế thải độc hại là vô cùng đắt đỏ và độc hại đối với sức khỏe con người

- Trong quá trình hàn các kết cấu, thải ra nhiệt lượng và khói gây ảnh hưởng đến môi trường.

LỰA CHỌN PHƯƠNG ÁN

Từ những phân tích trên, ta có thể so sánh các phương án như sau:

Bảng 4.1 So sánh, lựa chọn phương án thiết kế

STT Các chỉ tiêu Phương án 1 Phương án 2

1 Giá thành vật liệu (rẻ tiền) 

3 An toàn trong thi công 

4 Độ êm thuận khi xe chạy 

6 Duy tu và bảo dưỡng (ít duy tu, bảo dưỡng) 

7 Môi trường (ít ảnh hưởng) 

8 Ảnh hưởng sức khỏe con người trong thi công ( ít ảnh hưởng) 

PHẦN 2 THIẾT KẾ KỸ THUẬT

THIẾT KẾ LAN CAN CẦU

SỐ LIỆU TÍNH TOÁN VÀ ĐẶC TRƯNG VẬT LIỆU

- Hình dạng kích thước như hình 1-1 và hình 1-2

- Cấp thiết kế lan can: L2

- Chiều dài toàn lan can Llc = 38300 mm

- Chiều cao tường bê tông tính từ mặt cầu H = 500 mm

- Chiều cao lan can tính từ mặt cầu HR = 1107 mm

- Cột lan can bố trí khoảng cách L = 2000 mm

- Chiều dày lớp bảo vệ ac = 25 mm

Hình 1.2 Chi tiết lan can cầu

Hình 1.1 Chi tiết cột lan can

- Bê tông cho lan can :

Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi : f ’ c = 30 (MPa)

- Cột và thanh lan can (ASTM, cấp 345)

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất : Fu = 450 (MPa)

Cường độ chảy nhỏ nhất : Fy = 345 (MPa)

Cường độ thép trong bê tông : Fy = 420 (MPa)

Mô đun đàn hồi : Es = 200000 (MPa)

TÍNH TOÁN TRỌNG LƯỢNG VÀ ƯỚC TÍNH THÉP

1.2.1 Ước tính thép lan can cầu:

- Dựa vào cấp lan can L2 ta có:

- Diện tích mặt cắt lan can: A = 188350 mm 2 ( Tính bằng autoCAD)

- Bề rộng quy đổi: btd = A

- Moment gây nứt kiểu dầm: Mcr = γ1.γ3.Sc.fr fr = 0.63 f c ' = 0.63 30 = 3.45 MPa htb = btd = 377 mm

- Chọn thép dọc 12mm  As1 = 12 2

- Số thanh trong mặt cắt kiểu dầm: N = 481.88

- Moment gây nứt kiểu bản hẫng: Mcr = γ1.γ3.Sc.fr

200 = 1.01 mm 2 mm -1 > Asmin = 0.96 mm 2 mm -1

- Bố trí cốt thép cho tường lan can như sau (Xem hình ):

+ Lớp bê tông bảo vệ 25mm

+ Thép dọc sử dụng 712 trong mặt cắt

+ Thép đai sử dụng 14 bố trí cách khoảng dọc tường @200mm

XÁC ĐỊNH CÁC SỨC KHÁNG CỦA HỆ THỐNG LAN CAN

1.3.1 Xác định sức kháng của tường bê tông R W

1.3.1.1 Trường hợp xe xô va trong phần đoạn tường R w1 :

Tính toán thông số sức kháng uốn của tường dạng dầm m w , h w :

Sức kháng uốn của lan can:

Hình 1.3 Bố trí cốt thép lan can cầu

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 108 d = 377 – 50 = 327 mm a = As.fy

Tính toán sức kháng uốn của tường dạng bản hẫng m c :

Chiều dài tính toán L = 1m, = 16@200mm = 516mm

Sức kháng uốn của dạng bản hẫng:

200 = 1.01 mm 2 mm h = 377mm d = 300 – 50 = 327 mm a = As.fy

Tính toán chiều dài đường chảy l c d rc db

Lt = 1220mm Mb = 0 Hw = 500mm

Tổng sức kháng ngang của tường trường hợp xô va trong phần đoạn tường Rw1 :

1.3.1.2 Trường hợp va chạm tại đầu tường hoặc tại mối nối R w2 :

- Vị trí đặt tải tại đỉnh tường: YRW = HW = 500mm

1.3.2 Sức kháng của hệ dầm cột lan can R R

1.3.2.1 Trường hợp xe va vào giữa nhịp lan can (N=1) R R1 :

L 00mm Mp = .fu.W  = 1 fu = 415 MPa W = 0.1D 3 (1 -  4 ) = 0.1.110 3 [1-(98

1.3.2.2 Trường hợp xe va vào cột lan can (N = 2) R R2 :

KIỂM TOÁN HỆ THỐNG LAN CAN

Hệ thống lan can được kiểm toán với các tổ hợp xô va như dưới đây:

1.4.1 Trường hợp lực xô va ở đầu tường hoặc mối nối kết hợp giữa nhịp lan can:

H = 500mm HR = 1107mm YR = Rw2.H+RR1.HR

1.4.2 Trường hợp xe xô va ở đầu tường hoặc mối nối kết hợp cột lan can:

PP = 215.36 kN RR2 = 302.35 kN Rw2 = 669.43 kN

Sức kháng của tường được chiếc giảm do cột chống đỡ Rw22 :

R = PP + RR2 + Rw22 = 215.36 + 302.35 + 192.62 = 710.33 kN > Ft = 120 kN

YR = (PP + RR2).HR + Rw22.H

1.4.3 Trường hợp xô va trong đoạn tường kết hợp giữa nhịp lan can:

R = Rw1 + RR1 = 1009.35 + 117.63 = 1126.98 kN > Ft = 120 kN  OK

1.4.4 Trường hợp xe xô va trong đoạn tường kết hợp cột lan can:

PP = 215.36 kN RR2 = 302.35 kN Rw1 = 1009.35 kN

Sức kháng của tường được chiếc giảm do cột chống đỡ Rw11 :

R = PP + RR2 + Rw11 = 215.36 + 302.35 + 532.54 = 1050.24 kN > Ft = 120 kN

YR = (PP + RR2).HR + Rw11.H

THIẾT KẾ BẢN MẶT CẦU

CẤU TẠO BẢN MẶT CẦU

Chiều dài tính toán bản trong: 2180 mm

Chiều dài tính toán bản hẫng: 1090 mm

Bề rông mặt cầu: 10900 mm

Lớp bê tông nhựa dày: 70 mm

Lớp phòng nước dày: 5 mm

Lớp mui luyện dày trung bình: 60 mm

Bản mặt cầu dày: 250 mm

Bề rộng lan can: 500 mm

Lớp bảo vệ lớp trên 60 mm

Lớp bảo vệ lớp dưới 25 mm

- Bê tông bản mặt cầu:

Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi f ’ c = 35 (MPa)

Hình 2.1 Mặt cắt ngang cầu

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất Fu = 730 (MPa)

Cường độ chảy nhỏ nhất Fy = 420 (MPa)

Mô đun đàn hồi Ec = 200000 (MPa)

Sử dụng loại bê tông Asphalt btn = 22.5 (kN/m 3 )

Bề dày lớp bê tông nhựa tbtn = 70 (mm)

Sử dụng dung dịch Silicate - Tamsil 7 ct = 18 (kN/m 3 )

Bề dày lớp chống thấm tct = 5 (mm)

Sử dụng bê tông thường ml = 23.5 (kN/m 3 )

Bề dày lớp mui luyện tml = 60 (mm)

TÍNH TOÁN BẢN TRONG (BẢN KIỂU DẦM)

- Chiều dày bản: hf %0mm;

- Nhịp tính toán (Lb = 2180mm): là khoảng cách tính từ tim hai dầm dọc liền kề (để thiên về an toàn)

Bề rộng bản (theo hướng xe chạy) được xác định là bề rộng dải tương đương (B), nhưng chỉ tính toán với 1m Chiều rộng dải bản tương đương phản ánh chiều rộng của dải bản chịu ảnh hưởng của tải trọng bánh xe trong phạm vi tác dụng, từ đó phát sinh nội lực.

2.2.1 Tải trọng tác dụng lên bản:

- Trọng lượng bản thân bản mặt cầu, dạng phân bố đều:

- Trọng lượng lớp phủ mặt cầu, dạng phân bố đều:

2.2.1.2 Hoạt tải xe thiết kế HL – 93:

Hoạt tải xe 3 trục LL, dạng phân bố cục bộ:

0.76 1.765 = 54.05 kN/m Các đặc trưng đường ảnh hưởng M,V:

Hình 2.2 Các đặc trưng đường ảnh hưởng M, V

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 116 y1V = 1 -

- Tổ hợp TTGH cường độ và sử dụng:

- Xét hệ số liên tục bản  f g d nh h 250 0.7

 Tổ hợp TTGH cường độ: uCDnh nh o1CD uCDg g o2CD uCD oCD

 Tổ hợp TTGH sử dụng: uSDnh nh o1SD uSDg g o2SD uSD oSD

2.2.2 Tính toán và bố trí thép bản dầm:

2.2.2.1 Cốt thép lớp dưới (tính toán với mômen dương)

- Ước tính cốt thép , TTGH cường độ: Mu = MuCDnh = 27.83 kN.m

Theo điều [A5.10.3.2], khoảng cách cốt thép lớn nhất:

Chọn 916mm @125 trên 1m dài bản Asb = 9..16 2

- Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện TTGH cường độ: Mu ≤ Mn = 0.9 Lớp bảo vệ lớp dưới ac = 25mm

2 = 217mm Asb = 1809.6 mm 2 a = As.fy

.Mn = 0.9.155.22 9.69 kN.m > Mu = 27.83 kN.m  OK

- Kiểm toán hàm lượng cốt thép:

- Hàm lượng cốt thép tối thiểu: min ( ,1.33 )

Mcr = γ1.γ3.fr.Sc fr = 0.63 f c ' = 0.63 35= 3.73 MPa

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 118 γ1 = 1.6 γ3 = 0.67 Sc = 1

  Mmin = 3.70.10 7 N.mm ds = 217mm a = 25.55 mm

- Hàm lượng cốt thép tối đa: c d ≤ 0.6 c = a

- Kiểm toán sức kháng cát của tiết diện TTGH cường độ:

Vu ≤ Vn  = 0.9 Vu = VuCD = 98.29 kN

Sức kháng cắt danh định của bê tông Vc trong mặt cắt:

Vc = 0.083..bv.dv f c '  = 2 bv = 1000mm

.Vn = 0.9.200.56 = 180.51kN > Vu = 98.29kN  OK

Chiều dày bản mặt cầu hf = 250mm đủ khả năng chịu lực cắt

- Kiểm toán kháng nứt, TTGH sử dụng: MuSD = 16.66 kN.m Điều kiện : ss uSD d 0.6 y cr

- Kiểm tra cự ly cốt thép chốn nứt: s = 125mm  Smax max

2.2.2.2 Cốt thép lớp trên (Tính cho mômen âm)

- Ước tính cốt thép, TTGH cường độ: Mu = -41.11 kN.m

Chọn 9mm @125mm trên 1m dài bản

- Kiểm toán sức kháng uốn của tiết diện TTGH cường độ:

Mu ≤ .Mn  = 0.9 Mu = 41.11 kN.m Lớp bảo vệ lớp thép trên ac = 60mm

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 120 a = As.fy

- Kiểm toán hàm lượng cốt thép:

- Hàm lượng cốt thép tối thiểu: min ( ,1.33 )

Mcr = γ1.γ3.fr.Sc fr = 0.63 f c ' = 0.63 35= 3.73 MPa γ1 = 1.6 γ3 = 0.67 Sc = 1

  Mmin = 4.16.10 7 N.mm ds = 182mm a = 25.55 mm

- Hàm lượng cốt thép tối đa: c d ≤ 0.6 c = a

Kiểm toán sức kháng cắt của tiết diện TTGH cường độ:

Vc = 0.083.bv.dv f ' c  = 2 bv = 1000mm

Sức kháng cắt danh định của bê tông Vc trong mặt cắt:

.Vn = 0.9.176.8 = 159.12 kN > Vu = 98.29 kN  OK

- Kiểm toán kháng nứt, TTGH sử dụng: MuSD = -24.37 kN.m

- Điều kiện : ss uSD d 0.6 y cr

- - Kiểm tra cự ly cốt thép chốn nứt: s = 125mm  Smax

2.2.2.3 Cốt thép phân bố theo phương dọc cầu A SL , bố trí lớp dưới bản :

Chọn 514mm @250mm bố trí cho lớp trên và lớp dưới

Lượng cốt thép cho mỗi lớp Asd1 = 5..14 2

4 = 769.69 mm 2 Lượng cốt thép cho cả 2 hướng

2.2.2.4 Bố trí thép chống co ngót và nhiệt độ A ST , bố trí lớp trên bản :

Lượng cốt thép tối thiểu cho mỗi hướng:

2.(1000+250).420 = 0.18mm 2 mm -1 0.233  AsT  1.27 mm 2 mm -1

Cốt thép chịu lực và phân bố đã được lựa chọn lớn hơn tiêu chuẩn AST Theo điều [A5.10.8.2], với chiều dài bản hf = 250mm, lớn hơn 150mm, nên thép nhiệt độ được phân bố đều trên toàn bộ bề mặt.

Cự ly max < 3.hf = 3.250 = 750mm

Mỗi hướng cho 1 mặt chọn 14@250: AsT = .14 2

THIẾT KẾ DẦM CHỦ

CẤU TẠO DẦM CHỦ

- Bê tông cho dầm chính :

+ Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi f ’ c = 50 (MPa)

+ Cường độ chịu nén lúc căng kéo cáp DƯL f ’ ci= 0.85.f ’ c = 42.5 (MPa) + Môđun đàn hồi lúc căng kéo cáp DƯL Eci = 0.85.Ec

+ Cường độ chịu kéo Fu s0 (MPa)

+ Cường độ chảy Fy = 420 (MPa)

+ Mô đun đàn hồi Es = 200000 (MPa)

+ Đường kính danh định tao thép Dps = 15.2 (mm)

+ Diện tích danh định Aps = 140 (mm 2 )

+ Cường độ chịu kéo f pu = 1860 (MPa)

+ Cường độ chảy f py = 1674 (MPa)

+ Mô đun đàn hồi Ep = 197000 (MPa)

+ Ứng suất lúc căng kéo cáp DƯL f pj = 1400 (MPa)

- Chiều cao dầm chính H d 1750mm

- Chiều dài toàn dầm L d 38300mm

- Chiều dài nhịp tính toán L tt 37500mm

- Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối a 400mm

- Khoảng cách giữa các dầm S 2180mm

- Số lượng dầm chính trên mặt cắt ngang N d 5

- Số đoạn dầm ngang Ndng  Nb   1 2 8 đoạn

- Lớp bảo vệ dầm chính ac = 60mm

3.1.3 Các kích thước hình học cơ bản

Hình 3.1Mặt cắt dầm theo phương dọc

3.1.4 Trắc ngang kết cấu nhịp

- Dạng kết cấu nhịp: cầu dầm nhịp giản đơn

- Khoảng cách giữa 2 dầm chủ S = 2180 mm

Hình 3.3 Mặt cắt đầu dầm

Hình 3.2 Mặt cắt giữa dầm và phần đặc đầu dầm

Hình 3.4 Trắc ngang kết cấu nhịp

- Phần cánh hẫng: Lh = 1090 mm

- Kích thước hình học của dầm ngang:

+ Chiều cao dầm ngang: 800 mm

+ Chiều dài đoạn dầm ngang: 1000 mm

+ Chiều rộng dầm ngang ở đầu nhịp: 900 mm

NỘI LỰC TÁC DỤNG LÊN DẦM CHỦ

Ở phần 1, chương 2, mục 2.3 ta đã xác định được chọn DẦM BIÊN để thiết kế

3.2.1 Sơ lược kết quả tính toán hệ số phân bố ngang và tải trọng

Tính hệ số phân bố ngang xem chi tiết Phần 1 chương 2, mục 2.3.2

Bảng 3.1 Hệ số phân bố tải trọng ngang

Tính tĩnh tải tác dụng lên dầm chính xem chi tiết tại phần 1, chương 2, mục 2.3.2

Bảng 3.2 Bảng tổng hợp tĩnh tải tác dụng lên dầm chính

Loại tĩnh tải Dầm biên (KN/m)

Trọng lượng lớp phủ mặt cầu DW 6.70

Bảng 3.3 Sơ lược tĩnh tải tác dụng lên dầm chính

Tĩnh tải Dầm biên (kN/m)

Tính toán tải trọng dầm biên chi tiết xem tại phần 1, chương 2, mục 2.3.3

Bảng 3.4 Sơ lược kết quả tính tải trọng tác dụng lên dầm chính

STT Hạng mục Đơn vị Dầm biên

Tải trọng xe thiết kế 0.86 0.86

3.2.2 Bố trí cáp phương ngang dầm chủ

Bố trí cáp dầm chủ xem chi tiết phần 1, chương 2, mục 2.3.4

- Bố trí cáp DUL: gồm 5 hàng

 Hàng A: gồm 11 tao, mỗi tao cách 50mm

 Hàng B: gồm 13 tao, mỗi tao cách 50mm

 Hàng C: gồm 12 tao, mỗi tao cách 50mm

 Hàng D: gồm 6 tao, mỗi tao cách 50mm

 Hàng E: gồm 2 tao , mỗi tao cách 50mm

Khoảng cách giữa các tao của các hàng cách nhau 50mm

Hình 3.5 Mặt cắt giữa nhịp dầm trong

3.2.3 Xác lập vị trí các mặt cắt tính toán

Dầm chính sẽ được kiểm tại các mặt cắt đặc trưng :

- Mặt cắt cách gối dv(kiểm tra lực cắt) X1 = 1.59m

- Ở phần 1, chương 2, mục 2.3.4.6 ta đã xác định được dp = 1868mm, h = 2000mm dv = Max 0.9.dp = 0.9.1868 = 1681.2mm  dv = 1681.2m

8 (Mặt cắt không dính bám 1) X2 = 4.7m

4 (Mặt cắt không dính bám 2) X3 = 9.4m

3.2.4 Xác định đường ảnh hưởng tại các mặt cắt tính toán (L tt = 37.5m)

- Tại mặt cắt tại gối X0 = 0m Đặc trưng đường ảnh hưởng (ĐAH) lực cắt tại X0 :

- Đặc trưng đường ảnh hưởng momen tại X1 :

- Đặc trưng đường ảnh hưởng lực cắt tại X1 :

- Tại mặt không dính bám 1, X2 = 3m

- Tại mặt cắt không dính bám 2, X3 = 6m

- Tại mặt cắt giữa nhịp, X4 = 18.6m

3.2.5 Nội lực tại các mặt cắt tính toán

3.2.5.1 Nội lực do tĩnh tải

Các tĩnh tải tác dụng lên dầm chính tính toán dạng phân bố đều DCi, DW đã được tính ở phần trên

Nội lực chưa xét hệ số tải được tính bằng tải trọng nhân với diện tích đường ảnh hưởng, kết quả cho trong các bảng dưới đây:

Bảng 3.5 Nội lực do tĩnh tải tại mặt cắt gối, X0 = 0m

Loại tải Tải trọng DT ĐAH DT ĐAH V M V kN/m M V (+) V (-) kN.m kN

Bảng 3.6 Nội lực do tĩnh tải tại mặt cắt X1 = 1.68m

Tải trọng DT ĐAH DT ĐAH V M V kN/m M V (+) V (-) kN.m kN Dầm chủ DC1 16.14 30.09 17.11 -0.04 485.66 275.52 Bản mặt cầu DC2 12.81 30.09 17.11 -0.04 385.36 218.62 Dầm ngang DC3 0.46 30.09 17.11 -0.04 13.91 7.89

Tổng cộng do DC 30.09 17.11 -0.04 1052.41 597.05 Lớp phủ DW 6.70 30.09 17.11 -0.04 201.7 114.43

Loại tải Tải trọng DT ĐAH DT ĐAH V M V kN/m M V (+) V (-) kN.m kN Dầm chủ DC1 16.14 77.08 14.34 -0.29 1244.13 226.78

Loại tải Tải trọng DT ĐAH DT ĐAH V M V kN/m M V (+) V (-) kN.m kN Dầm chủ DC1 16.14 132.07 10.53 -1.18 2131.71 150.92

Loại tải Tải trọng DT ĐAH DT ĐAH V M V kN/m M V (+) V (-) kN.m kN Dầm chủ DC1 17.93 175.78 4.69 -4.69 2837.24 0

3.2.5.2 Nội lực do hoạt tải

- Hệ số phân bố ngang :

Tải trọng xe thiết kế 0.86 0.86

- Nội lực chưa nhân hệ số tải :

 Nội lực do xe 3 trục, 2 trục :

 Nội lực do tải trọng làn w : Mw = gLL M.w.M MV = gLL V.w.V

Xếp tải như hình bên dưới cho nội lực nguy hiểm nhất :

Các đặc trưng đường ảnh hưởng tại mặt cắt X1 = 1.68m

- Đường ảnh hưởng lực cắt :

- Nội lực tại mặt cắt X1 = 1.68m :

Do xe 3 trục : MLL3tr = 0.86.(145.1.61 + 145.1.41 + 35.1.22) = 414.93kN.m

Do xe 2 trục : MLL2tr = 0.86.(110.1.61 + 110.1.55) = 300.00 kN.m

Chọn : MLL = Max (MLL3tr, MLL2tr) = 414.93kN.m

Do tải trọng làn w = 9.3kN/m : Mw = 0.84.9.3.30.09 = 235.79 kN.m

Do xe 3 trục : VLL3tr = 0.86.(145.0.96 + 145.0.84 + 35.0.73) = 246.98 kN

Do xe 2 trục : VLL2tr = 0.86.(110.0.96 + 110.0.92) = 178.57 kN

Chọn : VLL = Max (VLL3tr, VLL2tr) = 246.98kN

Do tải trọng làn w = 9.3kN/m : Vw = 0.86.9.3.17.108 = 136.60 kN

Bảng 3.10 Nội lực do hoạt tải tại mặt cắt X1 = 1.68m

Loại tải Đường ảnh hưởng M Đường ảnh hưởng V

Tương tự ta tính cho các mặt cắt còn lại :

TẠI MẶT CẮT TẠI GỐI X0 = 0m

Bảng 3.14 Nội lực do hoạt tải tại mặt cắt tại gối X0 = 0m

3.2.5.3 Tổ hợp nội lực các TTGH

TỔ HỢP TTGH CƯỜNG ĐỘ 1

MuCD1 = [(1 + IM).1.75.MLL + 1.75.Mw + 1.25.MDC + 1.5.MDW]

VuCD1 = .[(1 + IM).1.75.VLL + 1.75.Vw + 1.25.VDC + 1.5.VDW]

TỔ HỢP TTGH SỬ DỤNG

MuSD = .(1.MLL + 1.Mw + 1.MDC + 1.MDW)

VuSD = .(1.VLL + 1.Vw + 1.VDC + 1.VDW)

Bảng 3.15 Mômen tại các mặt cắt trong tổ hợp TTGH cường độ và sử dụng

Mặt cắt MLL Mw MDC MDW MuCD1 MuSD

(kN.m) (kN.m) (kN.m) (kN.m) (kN.m) (kN.m) X1 = 1.68 m 414.93 235.79 1052.41 201.70 2996.44 2041.75

Bảng 3.16 Lực cắt tại các mặt cắt trong tổ hợp TTGH cường độ và sử dụng

Mặt cắt VLL Vw VDC VDW VuCD1 VuSD

(kN) (kN) (kN) (kN) (kN) (kN) X1 = 1.68 m 246.98 136.60 597.05 114.43 1731.85 1176.56

3.2.6 Bố trí cáp phương dọc dầm

Theo phương dọc, dầm cáp DUL được kéo thẳng để ngăn ngừa ứng suất kéo gây nứt ở thớ trên do dự ứng lực Tại vị trí đầu dầm, chúng ta bố trí một số tao bọc không dính bám và hai tao ở thớ trên dầm.

Dựa vào nội lực ta có bảng tính không dính bám như sau :

Bảng 3.17 Diện tích cáp DUL cần thiết trong mặt cắt

Thông số Đơn vị Các mặt cắt đặc trưng

Aps.min mm 2 0 1118.74 2858.60 4873.04 6048.82 n.min tao 0 8.03 20.51 34.97 43.41 n.chon tao 0 28 34 40 44

- Mặt cắt trên gối và đoạn cắt khấc : không bố trí cáp DUL bầu dầm dưới

Số tao còn lại dính bám tham khảo bảng sau:

Bảng 3.18 Các tao cáp dính bám trong mặt cắt

XÁC ĐỊNH CÁC ĐẶC TRƯNG CỦA CÁC MẶT CẮT TÍNH TOÁN

3.3.1 Tại mặt cắt giữa nhịp X4 = 18.75m

3.3.1.1 Vị trí trọng tâm cáp DUL, tính từ đáy dầm

- Diện tích cáp DUL : Aps = 44.139.35 = 6131.4mm 2

- Vị trí trọng tâm so với đáy dầm : Ycp =  i = 1

3.3.1.2 Quy đổi tiết diện dầm sang tiết diện tính toán a Tiết diện dầm chưa liên hợp ( Đã quy đổi ở Phần 1 Thiết kế sơ bộ)

Hình 3.6 Tiết diện chưa liên hợp

Quy đổi diện tích cáp DUL thành bê tông dầm

- Hệ số quy đổi : nps = 1.97.10 5

- Diện tích cáp DUL quy đổi và thay thế : nps.Aps = 6 6131.4 = 36788mm 2

Các đặc trưng tiết diện

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 145 b Tiết diện liên hợp

3.3.2.1 Vị trí cáp DUL tính từ đáy dầm

- Diện tích cáp DUL tại mặt cắt: Aps = 5574 mm 2

- Vị trí trọng tâm cáp DUL so với đáy dầm:

3.3.2.2 Quy đổi sang tiết diện tính toán

Tại mặt cắt X3, tiết diện giống như tại mặt cắt X4 chỉ khác về vị trí và diện tích cáp DUL trong mặt cắt

Diện tích cáp DUL quy đổi và thay thế: nps.Aps = 6 5574 = 33444 mm 2 a Tiết diện chưa liên hợp nps.Aps = 36788mm2 X

- Diện tích cáp DUL tại mặt cắt: Aps = 4737.9 mm 2

Tại mặt cắt X2, tiết diện giống như tại mặt cắt X4 chỉ khác về vị trí và diện tích cáp DUL trong mặt cắt

Diện tích cáp DUL quy đổi và thay thế: nps.Aps = 6 4737.9 = 2842.4 mm 2 a Tiết diện chưa liên hợp

- Diện tích cáp DUL tại mặt cắt: Aps = 3901.8mm 2

- Bề rộng cánh quy đổi: b = 2180mm

- Bề rộng bầu dưới và bề rộng sườn: b1 = bw = 700mm

- Chiều dày cánh quy đổi: hf = hc + A1 + A2 b - bw hc = 75mm

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 148 hf = 75 + 2 1144031.3

- Diện tích cáp DUL quy đổi và thay thế: nps.Aps = 6 4737.9 = 23410.8 mm 2 a Tiết diện chưa liên hợp b Tiết diện liên hợp

- Diện tích cáp DUL tại mặt cắt: Aps = 278.7mm 2

- Bề rộng cánh quy đổi: b = 1220mm

- Bề rộng bầu dưới và bề rộng sườn: b1 = bw = 890mm

- Chiều dày cánh quy đổi: hf = hc + A1 + A2 b - bw hc = 75mm

- Diện tích cáp DUL quy đổi và thay thế: nps.Aps = 6 278.7 = 1672.2 mm 2 a Tiết diện chưa liên hợp b Tiết diện liên hợp

Bảng 3.19 Đặc trưng hình học các mặt cắt chưa liên hợp

MC bw h hf bc b1 h1 Aps Ycp A1 y1 b y1 t I1 mm mm mm mm mm mm mm 2 mm mm 2 mm mm mm 4 X4 220 1750 81 1280 700 411 6131.4 131.6 704928 750.5 999.5 2.59E+11 X3 220 1750 81 1280 700 411 5574 126.3 701584 753.2 996.8 2.58E+11 X2 220 1750 81 1280 700 411 4737.9 126.2 701584 753.2 996.8 2.58E11 X1 700 1750 270 2180 700 0 3901.8 136.8 1648011 1044 706.1 5.00E+11 X0 890 800 257 1220 890 0 278.7 740 798482 429.6 370.5 4.42E+11

Bảng 3.20 Đặc trưng hình học các mặt cắt liên hợp

MC bw h hf bc b1 h1 Aps Ycp A2 y2 b y2 t I2 mm mm mm mm mm mm mm 2 mm mm 2 mm mm mm 4

TÍNH DUYỆT MẶT CẮT DẦM THEO TTGH SỬ DỤNG

3.4.1 Tính toán mất mát ứng suất

3.4.1.1 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi f pES

Môđun của bê tông dầm lúc truyền lực :

Tại mặt cắt giữa nhịp X4 = 18.6m Aps = 6131.4mm 2

2731.82 18.10 = 130.55MPa Tính toán tương tự cho các mặt cắt còn lại, ta có được bảng sau

Bảng 3.21 Mất mát ứng suất do co ngắn đàn hồi f pES

3.4.1.2 Tổng mất mát ứng suất theo thời gian f pLT

10 pj ps 83 pLT h st pR f A f f

Tại mặt cắt giữa nhịp X4 = 18.75m fpj = 1400 MPa A1 = 704928 mm 2 Aps = 6131.4mm 2 (bảng …) γh = 1.7 – 0.01H = 1.7 – 0.01.75 = 0.95 ( H = 95%) γst = 35

Tổng mất mát ứng suất được tính bằng công thức fpT = fpES + fpLT, với kết quả là 292.42 MPa Ứng suất hữu hiệu được xác định bằng fpe = fpj - fpT, cho kết quả 1107.58 MPa, nhỏ hơn 0.8fy (0.8 x 420 = 1339.2 MPa), do đó đạt yêu cầu Kết quả tương tự được trình bày trong bảng 3.22.

Bảng 3.22 Tổng mất mát ứng suất f pT và ứng suất hữu hiệu f pe

X4 8.58 704928 0.95 0.745 130.55 17 161.86 292.42 1107.58 1339.2 OK X3 7.80 701584 0.95 0.745 128.68 17 154.41 283.09 1116.91 1339.2 OK X2 6.63 701584 0.95 0.745 119.36 17 142.60 261.96 1138.04 1339.2 OK X1 5.46 1648011 0.95 0.745 82.45 17 99.17 181.62 1218.38 1339.2 OK X0 0.39 798482 0.95 0.745 9.66 17 79.18 88.84 1311.16 1339.2 OK

3.4.2 Tính duyệt độ bền chống nứt

3.4.2.1 Tính duyệt giai đoạn khai thác

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 152 Điều kiện : ftrên ≤ fgh fnén.gh = 0.45.f ’ c = 0.45.45 = 22.5MPa fdưới ≤fgh fkéo.gh = 0.5 f ' c = 0.5 50 = 3.54MPa

- Ứng suất thớ trên của mặt cắt : ftrên = Pp

y1 t + MuSD - MDL SD - MDCI SD

- Ứng suất thớ dưới của mặt cắt : fdưới = Pp

yI b- MDL SD + MDCI SD

y1 b - MuSD - MDL SD - MDCI SD

Tại mặt cắt giữa nhịp X4 = 18.6m fpe = 1107.58MPa Aps = 6131.4mm 2 e1 = 618.91mm

MDL SD = 2837.24kN.m MuSD = 11761.39kN.m

MDCI SD = MDC2 + MDC3 + MDC4 + MDC6 = 2251.32 + 81.25 + 111.53 +48.78

= 2492.88kN.m Ứng suất thớ trên của mặt cắt: ftrên = 6.79.10 6

Thớ trên chịu nén : ftrên = 22.11MPa < fnén.gh = 22.5MPa  OK Ứng suất thớ dưới của mặt cắt : fdưới = 6.79.10 6

Thớ dưới chịu kéo : fdưới = 3.48 < fkéo.gh = 3.54MPa  OK

Tính toán tương tự ta có số liệu tính duyệt giai đoạn khai thác trong các bảng sau:

Bảng 3.23 Nội lực tại các mặt cắt tính duyệt

Bảng 3.24 Ứng suất thớ trên ftrên tại các mặt cắt tính toán

Bảng 3.25 Ứng suất thớ dưới f dưới tại các mặt cắt tính toán

Bảng 3.26 Tính duyệt chống nứt các mặt cắt trong giai đoạn khai thác

Mặt cắt Ứng suất thớ trên Ứng suất thớ dưới Ứng suất giới hạn Kiểm toán ftren

(MPa) Loại fnén.gh fkéo.gh Thớ trên Thớ dưới

3.4.2.2 Tính duyệt giai đoạn tạo DUL Đối với cầu dầm có mặt cắt dạng super T, theo TCVN11823 – 2017 , các ứng suất giới hạn của bê tông trong giai đoạn tạo DUL (vùng có cáp DUL dính bám) như sau: f ’ ci = 0.8.f ’ c = 0.8.50 = 40MPa

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 154 Điều kiện : ftrên ≤ fgh fnén.gh = 0.6.f ’ ci = 0.6.40 = 24MPa fdưới ≤ fgh fkéo.gh = 0.63 f ' ci = 0.63 40 = 3.98MPa

- Ứng suất thớ trên của mặt cắt : ftrên = Pp

- Ứng suất thớ dưới của mặt cắt : fdưới = Pp

Tại mặt cắt giữa nhịp X4 = 18.6m MDL SD = 2837.24 kN.m fpj = 1400MPa fpES = 130.55MPa Aps = 6131.4mm 2 fpe = 1400 –130.55= 1269.45MPa

MDL SD = 2837.24kN.m y1 t = 999.5mm y1 b = 750.5mm Ứng suất thớ trên của mặt cắt : ftrên = 7.78.10 6

2.59.10 11 999.5= 3.39MPa Ứng suất thớ trên chịu nén : ftrên = 3.39MPa < fnén.gh = 24MPa  OK Ứng suất thớ dưới của mặt cắt : fdưới = 7.78.10 6

2.59.10 11 750.5= 16.786MPa Ứng suất thớ dưới chịu nén : fdưới = 16.786MPa < fnén.gh = 24MPa  OK

Tính toán tương tự ta có số liệu trong các bảng sau :

Bảng 3.27 Ứng suất thớ trên f trên tại các mặt cắt tính toán giai đoạn tạo DUL

Bảng 3.28 Ứng suất thớ dưới f dưới tại các mặt cắt tính toán giai đoạn tạo DUL

Bảng 3.29 Tính duyệt chống nứt các mặt cắt trong giai đoạn tạo DUL

Mặt cắt Ứng suất thớ trên Ứng suất thớ dưới Ứng suất giới hạn Kiểm toán f trên

(MPa) Loại f nén.gh f kéo.gh Thớ trên Thớ dưới

3.4.3 Tính duyệt độ vòng, độ võng dầm

Xét mặt cắt giữa nhịp X4 = 18.75m

- Đối với dầm chưa liên hợp : Id = I1 = 2.59.10 11 mm 4

- Đối với dầm liên hợp : Ig = I2 = 6.26.10 11 mm 4

3.4.3.1 Độ vồng do tạo DUL

Pp = 8.58.10 6 N eI = e0 = 618.91mm Eci = 27310.82 MPa

3.4.3.2 Độ võng do trọng lượng bản thân dầm chủ DC1

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 156 fDC1 = 5.DC1.L 4

3.4.3.3 Độ võng do bản mặt cầu, dầm ngang, ván khuôn, vách ngăn, DC2

DC2 = 12.81kN/m DC3 = 0.46kN/m DC4 = 0.63kN/m DC5 = 0.28kN/m

DC = DC2 + DC3 + DC4 + DC5 = 12.81 + 0.46 + 0.63 + 0.28= 14.18kN/m fDC2 = 5.DC.L 4

3.4.3.4 Độ võng do lan can DC3

3.4.3.5 Độ võng do lớp phủ mặt cầu DW

3.4.3.6 Độ vồng của dầm sau khi căng cáp DUL fv.TC = fv.ps + fDC1 = -132.18 + 47.06 = -85.12mm (Vồng lên)

3.4.3.7 Độ võng của dầm trong giai đoạn khai thác dưới tác dụng của tải trọng thường xuyên fDC = fv.ps + fDC1 + fDC2 + fDC3 + fDW = -132.18 + 47.06 + 41.35 + 5.61 + 8.08 fDC = -30.08mm

3.4.3.8 Độ võng của dầm trong giai đoạn khai thác dưới tác dụng của hoạt tải Điều kiện kiểm toán : fLL ≤ L

- Độ võng tức thời do xe 3 trục :

2 = 18.75m c3 = c1 = 14.45m Độ võng do trục P 1 gây ra : f1 = P1.c1

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 157 f1 = 35.10 3 14.45

4 37500 2 - 14.45 2 = 1.67mm Độ võng do trục P 2 gây ra : f2 = P2.L 3

48 34138.52 6.26.10 11 = 7.46mm Độ võng do trục P 3 gây ra : f3 = P3.c3

4 37500 2 - 14.45 2 = 6.91mm Độ võng do 3 trục gây ra : f3tr = f1 + f2 + f3 = 1.67+ 7.46 + 6.91= 16.04mm

Hệ số phân phối độ võng lên dầm : Df = Nb nd

5 = 0.4 Độ võng tức thời do xe 3 trục gây ra tại giữa dầm : fxe3tr = Df.f3tr = 0.4.16.04 = 6.42mm

- Độ võng tức thời do xe 2 trục :

P = 220kN Độ võng do trục P gây ra : f2tr = P.L 3

48 34138.52 6.26.10 11 = 11.32mm Độ võng tức thời do xe 2 trục gây ra tại giữa dầm : fxe2tr = Df.f2tr = 0.4.11.32 = 4.53mm < fxe3tr = 6.42mm

- Độ võng do tải trọng làn gây ra tại giữa dầm : q = 9.3kN/m fwL = 5.q.L 4

- Độ võng do 25% hoạt tải xe và tải trọng làn : fxe,w = 25%.6.42 + 11.21 = 12.82mm Độ võng tức thời do hoạt tải xe :

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 158 fLL = Max fxe3tr = 6.42mm fxe2tr = 4.53mm  fLL = 12.82mm < fo = L

THIẾT KẾ DẦM NGANG

CẤU TẠO DẦM NGANG

Do dầm Super T có dầm ngang được bố trí ở hai đầu, chúng ta chỉ cần xem xét trường hợp nguy hiểm nhất là khi xe cục bộ được đặt lên dầm ngang tại hai đầu dầm.

- Chiều dài dầm chủ: 38300mm

- Khoảng cách giữa các dầm ngang: 37500mm

- Khoảng cách từ đầu dầm đến tim gối: 400mm

- Chiều cao dầm ngang: 780mm

- Bề rộng dầm ngang: 1000mm

- Chiều dày bản mặt cầu: 250mm

- Tiết diện dầm ngang: 922117.65mm 2

Hình 4.1 Kích thước dầm ngang

- Bê tông cho dầm ngang và bản mặt cầu :

Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi f ’ c = 35MPa

Cường độ chịu kéo nhỏ nhất Fu = 730MPa

Cường độ chảy nhỏ nhất Fy = 420Mpa

Môđun đàn hồi Es = 200000Mpa

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN DẦM NGANG

Sơ đồ tính toán là sơ đồ liên tục, nhưng để đơn giản hóa quá trình tính toán, chúng ta mô hình hóa thành sơ đồ tính toán dạng hai đầu gối Sau đó, chúng ta sẽ áp dụng hệ số điều chỉnh để chuyển đổi về sơ đồ hai đầu ngàm.

- Trọng lượng bản thân bản mặt cầu :

- Trọng lượng bản thân dầm ngang :

- Trọng lượng bản thân lớp phủ mặt cầu

4.2.2 Hoạt tải HL-93 tác dụng lên dầm ngang

4.2.2.1 Khi làm việc cục bộ

- Hoạt tải xe 3 trục, tải trọng 1 bánh xe : Pi = 145

4.2.2.2 Khi làm việc chung kết cấu nhịp

- Xe 3 trục, tải trọng 1 bánh xe Pi = 17.5 kN 72.5kN 72.5 kN

- Xe 2 trục, tải trọng 1 bánh xe Pi = 55 kN 55 kN

NỘI LỰC DẦM NGANG

4.3.1 Do tĩnh tải, TTGH cường độ và sử dụng

Các đặc trưng đường ảnh hưởng : Y1M = 2.18

- Mômen M0DL =  [(DL DL + DC1 DC1 + DW DW) M]

- Mômen do tĩnh tải MDL :

V0DLCD =  [(1.25 18.33 + 1.25 219.14 + 1.5 114.70) 1.09] = 511.08kN Lực cắt do tĩnh tải VDL : VDLCD = V0DLCD = 511.08 Kn

4.3.2 Do hoạt tải tác dụng cục bộ

Các đặc trưng đường ảnh hưởng M, V :

Tính mômen M0LLcb do hoạt tải tại giữa nhịp :

M0LLcb = LL (1 + IM) Pi YiM + LL Wng M]

- Mômen do tổ hợp TTGH cường độ và sử dụng :

- Mômen do hoạt tải tác dụng cục bộ :

Tính lực cắt V0LLcb tại gối :

V0LLcb = LL (1 + IM) Pi YiV + LL Wng V]

- Lực cắt V0 tại gối do tổ hợp TTGH cường độ :

- Lực cắt do hoạt tải tác dụng cục bộ : VLLcbCD = V0LLcbCD = 204.07 kN

4.3.3 Do hoạt tải làm việc chung với kết cấu nhịp

Hoạt tải tác dụng lên dầm ngang thông qua phản lực gối R :

Các đặc trưng đường ảnh hưởng phản lực gối R :

2 1 37.3= 18.65m 2 Tải trọng tác dụng dầm ngang ở tổ hợp TTGH cường độ và sử dụng :

- Đối với hoạt tải xe 3 trục và tải trọng làn :

Rxe3tr = LL m (1 + IM) Pi Yi + LL m w R]

- Đối với hoạt tải xe 2 trục và tải trọng làn :

Rxe2tr = LL m (1 + IM) Pi Yi + LL m w R]

Hoạt tải tác dụng lên dầm ngang :

TTGH cường độ : RCD = Max Rxe3tr = 783.48 kN  RCD = 783.48kN

TTGH sử dụng : RSD = Max Rxe3tr = 447.71 kN  RSD = 447.71kN

Nội lực dầm ngang do hoạt tải khi làm việc với kết cấu nhịp :

Các đặc trưng đường ảnh hưởng M, V :

2.18 = 0.17m Tính mômen M0LLKCN : M0LLKCN = Ri YiM

- TTGH cường độ và sử dụng :

Tính lực cắt V0LLKCN : V0LLKCN = Ri.YiV

- TTGH cường độ và sử dụng :

Nội lực dầm ngang do hoạt tải làm việc với kết cấu nhịp :

NỘI LỰC CỦA DẦM NGANG

Mu = MuCD = MDLCD + MLLcbCD + MLLKCNCD = 194.98 + 66.63 + 298.90 = 560.51kN.m

MuSD = MDLSD + MLLcbSD + MLLKCNSD = 146.44 + 38.08 + 170.80 = 355.32kN.m

Vu = VuCD = VDLCD + VLLcbCD + VLLKCNCD = 511.08 + 204.07 + 920.05 = 1635.21 kN

THIẾT KẾ CÁC CHI TIẾT

THIẾT KẾ GỐI DI ĐỘNG

Bảng 5 1 Thông số tính toán

Phản lực gối Do tĩnh tải RDC 1190.78 kN.m

Do hoạt tải (không kể xung kích) RLL 409.28 kN.m Gối quay đầu dầm ở TTGH sử dụng (thiết kế) s 0.025 rad

Thay đổi nhiệt độ lớn nhất T 20 o C

Hệ số co giản nhiệt độ  10.8 x 10 -6 / o C

5.1.2 Xác định biến dạng co ngắn của dầm do tạo DUL (co ngắn đàn hồi)

5.1.3 Xác định biến dạng do co ngót

Diện tích mặt = 100mm Tra toán đồ  ks = 0.81 H = 70% kh = 1 sh = - 0.81 1 

5.1.4 Xác định chiều dày gối hg =  i = 1 n hri ≥ 2 s

- Biến dạng của dầm do nhiệt độ:

Tổng chuyển vị dọc dầm : s =  (T + E + SH)

Chiều dày gối : hg = 2 s = 2 55.39 = 110.78mm  Chọn h g = 120mm hri = 20mm

(5lớp @20mm + 2 lớp biên 10mm = 120mm)

5.1.5 Xác định kích thước gối W.L

Hệ số hình dạng gối : S = W L

Kiểm tra ứng suất nén

- Ứng suất nén do TTGH cường độ : s= RCD

- Ứng suất nén do hoạt tải : L= RLL

Kiểm tra góc quay của gối s.max = 2 

Biến dạng nén tức thời :  =  i

Góc quay lớn nhất của gối :

Kiểm tra chống nhổ (nén xoay kết hợp) Điều kiện chống nhổ :

- Điều kiện ứng suất nén : s ≥ s.nhổ s = 8.63MPa

- Điều kiện biến dạng cắt : s ≤ scắt s = 8.63MPa

Kiểm tra ổn định gối Điều kiện : s ≤ G

Tính toán cốt thép trong gối cao su

Chiều dày của cốt thép hs phải thỏa mãn các điều kiện dưới đây :

CỐT THÉP 6 LỚP, MỖI LỚP DÀY 1.5mm

Hình 5 1 Chi tiết gối di động

- TTGH sử dụng : hs ≥ hsyc hsyc = 3 hmax s

- TTGH mỏi : hs ≥ hsyc hsyc = 2 hmax L

Cấu tạo gối như sau :

- 5 lớp trong dày mỗi lớp 20mm

2 lớp biên dày mỗi lớp 10mm

- 6 lớp thép mỗi lớp dày 1.5mm

500mm (dọc cầu) x 450mm (ngang cầu) x 120mm

THIẾT KẾ GỐI CỐ ĐỊNH

5.2.1 Xác định biến dạng co ngắn của dầm do tạo DUL (co ngắn đàn hồi)

5.2.2 Xác định biến dạng do co ngót

Diện tích mặt = 100mm Tra toán đồ  ks = 0.81 H = 70% kh = 1 sh = - 0.81 1

5.2.3 Xác định chiều dày gối hg =  i = 1 n hri ≥ 2 s

- Biến dạng của dầm do nhiệt độ:

Tổng chuyển vị dọc dầm : s =  (T + E + SH)

Chiều dày gối : hg = 2 s = 2 55.39 = 110.78mm  Chọn hg = 120mm hri = 20mm

(5lớp @20mm + 2 lớp biên 10mm = 120mm)

5.2.4 Xác định kích thước gối W.L

Hệ số hình dạng gối : S = W L

Kiểm tra ứng suất nén

- Ứng suất nén do TTGH cường độ : s= RCD

- Ứng suất nén do hoạt tải : L= RLL

Kiểm tra góc quay của gối s.max = 2 

Biến dạng nén tức thời :  =  i

Góc quay lớn nhất của gối :

Kiểm tra chống nhổ (nén xoay kết hợp) Điều kiện chống nhổ :

- Điều kiện ứng suất nén : s ≥ s.nhổ s = 8.63MPa

- Điều kiện biến dạng cắt : s ≤ scắt s = 8.63MPa

Kiểm tra ổn định gối Điều kiện : s ≤ G

CỐT THÉP 6 LỚP, MỖI LỚP DÀY 1.5mm

Hình 5.2 Chi tiết gối cố định

Tính toán cốt thép trong gối cao su

Chiều dày của cốt thép hs phải thỏa mãn các điều kiện dưới đây :

- TTGH sử dụng : hs ≥ hsyc hsyc = 3 hmax s

- TTGH mỏi : hs ≥ hsyc hsyc = 2 hmax L

Cấu tạo gối như sau :

- 5 lớp trong dày mỗi lớp 20mm

2 lớp biên dày mỗi lớp 10mm

- 6 lớp thép mỗi lớp dày 1.5mm

500mm (dọc cầu) x 450mm (ngang cầu) x 120mm

THIẾT KẾ KHE CO GIÃN

Bảng 5 2 Thông số tính toán khe co giản

Lực hãm do xe tác dụng lên gối BR 162.5 kN Ứng suất nén do DUL trong dầm fcpg 18.10 MPa Độ ẩm môi trường H 70 % ti 3 ngày

Thay đổi nhiệt độ lớn nhất

Hệ số co giản nhiệt độ  10.8 x 10 -6 / o C

Tỉ số : Thể tích dầm

Diện tích mặt cắt dầm Ad 611646 mm 2

5.3.2 Bề rộng khe co giãn

- Biến dạng của dầm do nhiệt độ :

- Biến dạng do hoạt tải (lực hãm) :

Ec Ad BRd = 162.5kN Ad = 611646mm 2 L = 38300mm

- Biến dạng của dầm do co ngót : SH = sh L

 sh = ks.khs.kf.ktd.0.48.10 -3 t = 10000 ngày (25 năm) ks = 1.45 – 0.0051.V

- Biến dạng của dầm do từ biến : CR = CR L CR = (t,ti) cf cf = fcu

(t,ti) = 1.9 ks khc kf ktd ti -0.118 ks = 0.94 khc = 1.56 – 0.008.H = 1.56 – 0.008.75 = 0.96 ( H = 75%) kf = 0.745 ti = 3 ngày t = 10000 ngày fcu = fcgp = 18.10 MPa

- Bề rộng tối thiểu khe co giãn:

kg = LL + T + SH + CR = 0.3 + 8.27 + 12.18 + 22.69 = 43.45mm

Hình 5.3 Khe co giản trên mố

THIẾT KẾ TRỤ CẦU

CẤU TẠO TRỤ CẦU

- Bê tông cho trụ cầu

 Cường độ bê tông ở 28 ngày tuổi f c ’ = 30 MPa

 Cường độ chảy của cốt thép f y = 420 MPa

 Mô đun đàn hồi Es = 200000 MPa

- Loại trụ Trụ thân hẹp

- Các kích thước cơ bản của trụ

 Chiều cao xà mũ trụ 2.578 m

 Kích thước bệ móng trụ 7.4x7.4x2 m

- Cao trình các bộ phận trụ

 Cao độ đặt đá kê gối +4.85 m

 Cao độ đỉnh thân trụ +4.35 m

 Cao độ đỉnh bệ móng trụ -3.65 m

 Cao độ đáy bệ móng trụ -5.65 m

- Cao trình các mức nước

 Mực nước thông thuyền (MNTT) +1.26 m

 Mực nước cao nhất (MNCN) +2.46 m

- Các cao trình và kích thước chi tiết khác xem hình 6.1

Hình 6.1 Chi tiết kích thước Trụ T1 Quy ước : - Chọn trục x theo phương dọc cầu

- Chọn trục y theo phương ngang cầu

TẢI TRỌNG TÁC DỤNG LÊN TRỤ CẦU

6.2.1 Trọng lượng bản thân trụ cầu

Bảng 6.1 Trọng lượng bản thân trụ cầu

STT Tên cấu kiện Mặt cắt đỉnh móng

1 Đá kê gối + Thớt gối 32.32 32.32

6.2.2 Tĩnh tải kết cấu phần trên

35kN 145kN 145kN 35kN 145kN 145kN

Bảng 6.2 Tĩnh tải kết cấu phần trên

Loại tĩnh tải Dầm biên (kN/m) Dầm trong (kN/m)

- Tổng tải trọng tĩnh tải: DC = 2 34.98 + 3 30.74 = 162.17 kN/m

- Tổng tải trọng lớp phủ: DW = 2 6.70 + 3 6.70 = 33.52 kN/m

6.2.3.1 Đường ảnh hưởng và sơ đồ đặt tải phản lực gối

− Tung độ đường ảnh hưởng :

− Diện tích đường ảnh hưởng trên 1 nhịp phải hoặc trái :

6.2.3.2 Đặt tải theo phương ngang cầu

Hình 6.2 Sơ đồ đặt tải theo phương ngang cầu Độ lệch tâm theo phương ngang cầu :

Tổng lực lệch so với mép lề trái : eL 3

6.2.4 Phản lực gối do hoạt tải xe

 Do xe 3 trục và tải trọng làn w :

 Do tải trọng làn: R1w = 0.9.1.2.9.3.18.75= 313.875kN

 Do tải trọng làn: R2w = 0.9.1.2.9.3.18.75 = 313.875kN

 Do xe 2 trục và tải trọng làn w :

Hoạt tải thiết kế là do xe 3 trục và tải trọng làn

Hoạt tải xe tác dụng tương đối với trục đi qua tâm của mặt cắt trụ, có xét xung kích

IM = 33% (Trục x theo hướng dọc cầu, trục y theo hướng ngang cầu)

− Tính tại mặt cắt đỉnh bệ móng :

 Chiều cao cột nước từ MNTT đến mặt cắt đỉnh bệ móng :

MNTT – cao độ đỉnh bệ móng = +1.26 – (-3.65) = 4.91m

 Diện tích mặt cắt ngang thân trụ: Ap = = 7.02m 2

 Lực đẩy nổi : B = -7.02 4.91 10 = -344.68kN MB = 0kN.m

− Tính tại mặt cắt đáy bệ móng :

 Chiều cao cột nước từ MNTT đến đáy bệ móng là: 4.91 + 2 = 6.91m

 Diện tích mặt cắt ngang đáy bệ : Abệ = 7.4 7.4 = 54.76m 2

 Lực đẩy nổi B = - (7.02 4.91 + 54.76) 10 = -1439.88 kN MB = 0kN.m

6.2.5.2 Áp lực dòng chảy p Áp lực dòng chảy theo phương dọc dòng chảy : p = 5.14.10 -4 C0.V 2 Đầu trụ tròn  C0 = 0.7

Vận tốc thiết kế : V = 2m/s (Tham khảo Phần 1, chương 1, mục 1.4.1, trang 4 ) p = 5.14.10 -4 0.7 2 2 10 3 = 0.91 kN/m 2

- Tính tại mặt cắt đỉnh bệ móng:

Diện tích chắn dòng của trụ: 4.91.1.5 = 7.37m 2

Lực cản của dòng chảy: 7.37.0.91 = 6.70kN

Vị trí đặt lực so với mặt cắt: 4.91

2 = 2.46m Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ: Mp = 6.70 2.46 = 16.45kN.m

- Tính tại mặt cắt đáy bệ móng:

Vị trí đặt lực so với mặt cắt: 2.46 + 2 = 4.46m

Mômen tại mặt cắt đáy bệ móng: Mp = 6.7 4.46 = 29.85kN.m

Vị trí tải cách mặt cầu là 1.8m, theo hướng dọc cầu

 Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ :

Cánh tay đòn : z = Htrụ + Hxà mũ + ts + hph + 1.8

Htrụ : Chiều cao thân trụ

Hxà mũ : Chiều dày xà mũ ts : Chiều dày bản mặt cầu hph : Chiều dày lớp phủ mặt cầu

+ Mômen đối với mặt cắt đáy bệ trụ : z = 12.763 + 2 = 14.763m

6.2.7 Tải trọng gió WS, WL

Vận tốc gió thiết kế V = VB.S

S = 1.09 (Do khu vực xây dựng lộ thiên và độ cao mặt cầu thấp hơn 10m

VB = 38m/s (Tham khảo chi tiết Phần 1, chương 1, mục 1.4.2 trang 4)

6.2.7.1 Tải trọng gió lên công trình WS

- Tải trọng gió ngang cầu : PD = 6.10 -4 V 2 At.Cd ≥ 1.8.At

+ Tải trọng gió tác dụng lên kết cấu nhịp :

- Tính với vận tốc thiết kế: V = 41.42m/s

Chiều cao kết cấu nhịp đón gió :

Hd : Chiều cao dầm chủ ts : Chiều dày bản mặt cầu

HR : Chiều cao toàn bố lan can cầu (Phần lan can thép không chắn hết gió nhưng không quá lớn nên xem như đón gió toàn bộ)

PD = 6.10 -4 41.42 2 118.88 = 1222.37kN < 1.8At = 213.98kN  PD !3.98kN

Cánh tay đòn đến đỉnh bệ móng: z = 3.17

2 + 1.5 + 8 = 11.085m Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ: MxWS = 213.98 11.085 = 2017.69kN.m Cánh tay đòn đến đáy bệ móng : z = 11.085 + 2 = 13.085m

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ: MxWS = 213.98 13.085 = 2799.86kN.m

Hình 6.3 Tải trọng tác dụng và các mặt cắt của trụ T1

- Tính với vận tốc gió 25m/s :

+ Tải trọng gió tác dụng lên xà mũ:

- Tính với vận tốc thiết kế: V = 41.42m/s

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: z = 1.5

2 + 8 = 8.75m Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ : MxWS = 8.75 10.97 = 95.97kN.m

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đáy bệ trụ : z = 8.75 + 2 = 10.75m

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ trụ : MxWS = 10.75 10.97 = 117.91kN.m

- Tính với vận tốc gió 25m/s:

PD = 6.10 -4 25 2 6.09 1 = 2.285kN < 1.8At = 10.97kN  PD = 10.97kN

+ Tải trọng tác dụng lên thân trụ (tính theo MNTT)

- Tính với vận tốc gió thiết kế : V = 41.42m/s

At = 1.5.(Cao độ đỉnh trụ – MNTT) = 1.5.(4.35 – 1.26) = 4.635m 2

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: z = (8-4.906)

2 + 4.906 = 6.45m Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: MxWS = 8.343 6.46 = 53.85kN.m

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đáy bệ trụ : z = 6.46 + 2 = 8.46m

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ trụ : MxWS = 8.343 8.46 = 70.54kN.m

PD = 6.10 -4 25 2 4.635 1 = 1.74kN < 1.8At = 8.343kN  PD = 8.343kN

- Tải trọng gió dọc cầu:

Tải trọng gió dọc cầu lấy bằng 25% tải trọng gió ngang cầu

+ Tải trọng gió tác dụng lên xà mũ:

- Tính với vận tốc gió thiết kế: V = 41.42m/s

PD = 0.25 6.10 -4 26.81 41.42 2 1 = 6.90kN < 1.8At =1.8.26.81 = 48.26kN  PD = 48.26kN

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: z = 2.578

2 + 8 = 9.29m Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: MyWS = 48.26 9.29 = 448.29kN.m

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đáy bệ trụ: z = 9.29 + 2 = 11.29m

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ trụ: MyWS = 48.26 11.29 = 544.81kN.m

PD = 0.25.6.10 -4 26.81.25 2 1 = 2.51kN < 1.8At = 48.26kN  PD = 48.26kN + Tải trọng gió tác dụng lên thân trụ (Tính theo MNTT):

- Tính với vận tốc gió thiết kế: V = 41.42m/s

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: z = 8-4.906

2 + 4.906 = 6.45m Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: MyWS = 6.45 27.85 = 179.69kN.m

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đáy bệ trụ: z = 6.45 + 2 = 8.45m

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ trụ: MyWS =8.45 27.85 = 235.38kN.m

PD = 0.25.6.10 -4 25 2 15.47.1 = 1.45kN < 1.8At = 27.85kN  PD = 27.85kN

6.2.7.2 Tải trọng gió tác dụng lên xe cộ WL

- Tải trọng gió ngang cầu: WL = 1.5.38.3 = 57.45kN

Cánh tay đòn đối với mặt cắt đỉnh bệ trụ: z = zBR = 12.76m

Mômen đối với mặt cắt đỉnh bệ móng: MxWL = 57.45 12.76 = 733.23kN.m Cánh tay đòn đối với mặt cắt đáy bệ trụ: z = 12.76 + 2 = 14.76m

Mômen đối với mặt cắt đáy bệ trụ: MxWL = 57.45 14.76 = 848.13kN.m

- Tải trọng gió dọc cầu: WL = 0.75.38.3 = 28.725kN

Mômen tại mặt cắt đỉnh bệ móng: MyWL = 28.725 12.76 = 366.62kN.m

Mômen tại mặt cắt đáy bệ móng : MyWL = 28.725 14.76 = 424.07kN.m

NỘI LỰC CÁC TỔ HỢP TTGH ĐỐI VỚI CÁC MẶT CẮT TÍNH TOÁN

Sơ đồ tính toán kết cấu xà mũ :

+ Trọng lượng bản thân : DL = 1432.88 2.98

+ Phản lực gối do tĩnh tải KCN: DC = 6081.59

+ Phản lực gối do lớp phủ: DW = 1256.91

+ Trọng lượng đá kê gối: DC = 33.32

Xác định hệ số phân bố ngang đối với dầm biên : Ki = 1 n + e.ai

 i ai 2 Độ lệch tâm của hoạt tải xe : eLL = ex = 1.65m

Xếp tải 2 làn nên: KLL = 2 0.378 = 0.756

+ Phản lực gối do hoạt tải xe kể cả xung kích :

Tổng hợp nội lực tại mặt cắt 1 – 1, trình bày ở bảng dưới đây:

Bảng 6.3 Tổng hợp nội lực tại mặt cắt 1 – 1

Trọng lượng bản thân DL 406.44 1.48 599.50

Phản lực gối do kết cấu nhịp DC 1216.31 2.11 2566.42

Phản lực gối do lớp phủ DW 251.38 2.11 530.41

Trọng lượng đá kê gối DC 6.46 2.11 13.64

Phản lực gối do xe và IM LLIM 1281.12 2.11 2703.16

Bảng 6.4 Nội lực tổ hợp các TTGH tại mặt cắt 1 – 1

6.3.2 Mặt cắt 2 – 2, mặt cắt tại đỉnh bệ móng (Tính toán kết cấu thân trụ)

Các nội lực tại mặt cắt đỉnh bệ móng được tổ hợp thành bảng dưới đây:

Bảng 6.5 Các nội lực tại mặt cắt 2 – 2, đỉnh bệ móng

Mx (kN.m) Trọng lượng bản thân trụ DL 2784.42

Tĩnh tải kết cấu nhịp DC 6081.56

Tải trọng lớp phủ DW 1127.67

Hoạt tải xe LL và IM 1694.20 390.19 2795.43

Lực đẩy nổi B -344.68 Áp lực dòng chảy p

Gió tác dụng lên KCN và lan can

Gió tác dụng lên xà mũ V thiết kế 10.97 95.97

Gió tác dụng lên thân trụ V thiết kế 8.34 53.84

Bảng 6.6 Các hệ số tổ hợp các TTGH

TTGH Hệ số tải trọng

DC DW LL,  WA WS WL FR

Bảng 6.7 Nội lực tại mặt cắt 2 – 2, tại đỉnh bệ móng

TTGH Nội lực tại mặt cắt 2-2, Đỉnh bệ móng

N (kN) Hy (kN) Mx (kN.m) Hx (kN) My (kN.m)

6.3.3 Mặt cắt 3 – 3, mặt cắt tại đáy bệ móng (Tính toán nền móng trụ)

Các nội lực tại mặt cắt đáy bệ móng được tổ hợp tương tự như mặt cắt đỉnh bệ móng và được tổng hợp thành các bảng sau:

Bảng 6.8 Nội lực tại mặt cắt 3 – 3

Mx (kN.m) Trọng lượng bản thân trụ DL 5358.14

Tĩnh tải kết cấu nhịp DC 6081.56

Tải trọng lớp phủ DW 1127.67

Hoạt tải xe LL và IM 1694.20 390.19 2795.43

Lực đẩy nổi B -1439.88 Áp lực dòng chảy p Dọc cầu

Gió tác dụng lên KCN và lan can

Bảng 6.9 Các hệ số tổ hợp TTGH

TTGH Hệ số tải trọng

DC DW LL,  WA WS WL FR

Bảng 6.10 Nội lực tại mặt cắt 3 – 3, tại đáy bệ móng

Nội lực tại mặt cắt 3-3, Đáy bệ móng

TÍNH TOÁN KẾT CẤU XÀ MŨ

- Cường độ thép tính toán : fy = 420 MPa

- Môđun đàn hồi của thép : Es = 200000 MPa

- Cường độ tính toán của bê tông : fc ’ = 30 MPa

- Trọng lượng riêng của bê tông : c = 23.5 kN/m 3

- Kích thước đá kê gối : 800x750x78 mm

- Nội lực tại mặt cắt 1 – 1 tham khảo bảng sau:

Bảng 6.11 Nội lực tại mặt cắt 1 – 1, tính toán kết cấu xà mũ

6.4.2 Tính toán phần thân xà mũ

6.4.2.1 Tính toán sức kháng mômen uốn kết cấu thân xà mũ

Chọn cốt thép D36mm As1 = .36 2

Dự trù cốt dọc yêu cầu chống xoắn, chọn 18D36mm

6.4.2.1.2 Bố trí cốt thép chịu lực của xà mũ :

Lớp bê tông bảo vệ: ac = 60mm

Hình 6.4 Cấu tạo xà mũ

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 210 dc = 60 + 36

Xà mũ thuộc dầm cao, bê tông khối lớn :

Cốt thép dọc cần được phân bố trong khoảng Ys tính từ mép miền chịu kéo theo chiều cao xà mũ, đặc biệt khi bề rộng không đủ để bố trí cốt dọc theo yêu cầu cấu tạo.

Khoảng cách cốt dọc yêu cầu cấu tạo smax = 515.6mm

Bố trí cốt dọc 2 lớp, mỗi lớp 9D36, khoảng cách tính từ tim các lớp là 125mm

Khoảng cách các cốt dọc : s = 1200 - 2 78

6.4.2.1.3 Tính toán sức kháng mômen uốn của xà mũ :

- Kiểm toán sức kháng mômen uốn: Mu ≤ .Mn Mu = 8365.1kN.m

Chiều cao làm việc của tiết diện : ds = h – dc = 2700 -

2 = 2425mm c = As.fy - 0.85.fc '.(bc - bw).1.hf

 Trục trung hòa đi qua cánh

Tính a đối với tiết diện chữ nhật bcxh: a = As.fy

.Mn = 0.9.17693.15 = 15923.84kN.m > Mu = 9500.59kN.m  OK

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép:

+ Hàm lượng cốt thép tối đa: c = a

- Hàm lượng cốt thép tối thiểu:  M n  Min M ( cr ,1.33 M u )

Dùng Autocad để tính moment quán tính:

6.4.2.2 Tính toán sức kháng cắt của xà mũ

Vu ≤ .Vn  = 0.9 Vu = 4655.55kN dv =Max

Sức kháng cắt của bê tông trong mặt cắt :

Vc = 0.083..dv.bv fc ' = 0.083.2.2299.26.1200 30 10 -3 = 2508.64kN

 Cần thiết bố trí cốt đai

6.4.2.2.2 Tính toán cốt đai đứng :

Sức kháng yêu cầu của cốt đai đứng trong mặt cắt :

Cự ly cốt đai đứng:

Vu = 4655.55kN < 0.1.fc ’.bv.dv = 0.1.30.1200.2299.26.10 -3 = 8277.34kN

Nên s ≤ 0.8.dv = 0.8.2299.26 = 1839.41mm ≤ 600mm  Chọn s = 200mm

Diện tích cốt đai cần thiết trong mặt cắt với cự ly s = 200mm:

Av = Vs.s fy.dv.cotg = 2644.19.10 3 200

Do dầm cao bê tông khối lớn nên cốt đai tối thiểu D20mm Chọn D20mm, 4 nhánh bố trí s = 200mm

Kiểm tra lượng cốt đai đứng tối thiểu:

Sức kháng cắt của cốt đai đứng đã bố trí trong mặt cắt: Vs = Av.fy.dv.cotg s

Kiểm toán sức kháng cắt của tiết diện: Vu ≤ .Vn Vu = 4655.55kN

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 2508.64 + 6067.61 = 8576.25kN

Vn2 = 0.25.fc ’.bv.dv = 0.25.30.1200.2299.26.10 -3 = 20693.36kN

.Vn = 0.9 8576.25 = 6626.46kN > Vu = 4655.55kN  OK

6.4.2.2.3 Tính toán cốt đai ngang (Dầm cao, bê tông khổi lớn) :

Diện tích cốt đai ngang chống phá hoại cắt: Avh ≥ 0.83.bv.sh

Khoảng cách cốt đai ngang: sh ≤ ds

 Chọn D20 làm cốt đai ngang, 2 nhánh

6.4.2.3 Tính toán cắt xoắn kết hợp

6.4.2.3.1 Sự ảnh hưởng của Mômen xoắn

Mômen xoắn : Tu =(R1 – R2).eg = MyIM = 390.19kN.m (Tham khảo mục 6.2.4 ) Mômen xoắn được xét đến khi : Tu > 0.25..Tcr

10056 10 -6 = 6633.72 kN.m 0.25..Tcr = 0.25.0.9.6633.72 = 1492.59kN.m > Tu = 390.19kN.m

 Không xét đến ảnh hưởng của mômen xoắn

6.4.2.3.2 Sức kháng xoắn của xà mũ

Tn = 2.Ag.At.fycotg s At = .20 2

.Tn = 0.9.8040.32 = 7236.28kN.m > Tu = 390.19kN.m  OK

6.4.2.3.3 Cốt thép dọc yêu cầu

As ≥ NdCD fy ph = 2.(1200 – 2.78 + 2578 – 2.78) = 6932mm

6.4.3 Kiểm toán xà mũ TTGH sử dụng Điều kiện : ss uSD d 0.6 y cr

2 b.x 2 – n.As.(ds – x) = 0 ds = 2425mm As = 18321.77mm 2

5.34.10 11 = 156.47MPa < 0.6.fy = 252MPa OK Kiểm tra cự ly cốt thép chống nứt: s = 150mm  Smax

Hình 6.5 Bố trí cốt thép xà mũ

Hình 6.6 Mặt bằng bố trí thép xà mũ

TÍNH TOÁN KẾT CẤU THÂN TRỤ

6.5.1 Số liệu tính toán tại mặt cắt đỉnh bệ móng, mặt cắt 2 – 2

Bảng 6.12 Nội lực mặt cắt 2 – 2, đỉnh bệ móng

TTGH Nội lực tại mặt cắt 2-2, Đỉnh bệ móng

6.5.2 Quy đổi mặt cắt thân trụ thành mặt cắt tính toán

Diện tích mặt cắt thật : Ap = 3500.1500 + .1500 2

Bề rộng quy đổi : b = Ap h = 7017145.87

6.5.3 Ước tính cốt thép thân trụ Ước tính cốt thép thân trụ theo hàm lượng Min: Asmin = Mcr

As.tmin = 2.Asmin Mcr = γ1.γ3.Sc.fr γ1 = 1.6 γ3 = 0.67 fr = 0.63 f'c = 0.63 30 = 3.45 MPa

Thân trụ bê tông khối lớn yêu cầu sử dụng cốt thép dọc để đảm bảo khả năng chống co ngót và kiểm soát nhiệt độ Đường kính cốt thép tối thiểu cần chọn là D20, với khoảng cách giữa các thanh cốt thép không vượt quá 300mm.

Hình 6.7 Quy đổi mặt cắt thân trụ

- Chọn D32 bố trí cho thép thân trụ As1 = .32 2

- Lớp bảo vệ dày ac = 100mm dc = 100 + 32

2 = 116mm + Chọn khoảng cách cốt dọc : s = 150mm

+ Số thanh D32 bố trí theo phương X: Nsx =2

150 + 1 = 34 thanh Diện tích cốt thép theo phương X: Asx = 34.804.24 = 27344.42mm 2

+ Số thanh D32 bố trí theo phương Y: Nsy = 2.

150 + 1 = 48 thanh Diện tích cốt thép theo phương Y: Asy = 48.804.24 = 38603.89mm 2

+ Tổng diện tích cốt thép bố trí :

6.5.4 Kiểm toán kết cấu thân trụ TTGH cường độ

Nội lực: Pu = 15394.15kN Mux = 4908.44kN.m Muy = 4312.32kN.m

6.5.4.1 Xét điều kiện kiểm toán

0.1..fc ’.Ag = 0.1 0.75 30 7017145.87 10 -3 = 15788.58kN > Pu = 15394.15kN

 Điều kiện kiểm toán : bx.Mux

6.5.4.2 Xét hiệu ứng độ mảnh

- Theo phương ngang cầu (X): rx = Ix

1350.41 = 14.07 < 22 Không xét hiệu ứng độ mảnh bx = 1

- Theo phương dọc cầu (Y): ry = Iy

433.01 = 43.88 > 22  Xét hiệu ứng độ mảnh

6.5.4.3 Kiểm toán sức kháng của thân trụ

Sức kháng uốn danh định theo phương X: Mnx = As.fy.

2 = 13672.21mm 2 ds = h – dc = 4678 – 116 = 4562mm a = As.fy

Sức kháng uốn danh định theo phương Y: Mnx = As.fy.

2 = 19704.07mm 2 ds = 1500 – 116 = 1384mm a = Asy.fy

2 10 -6 = 10944.37kN.m Điều kiện: bx.Mux

Tương tự với các tổ hợp TTGH, kết quả dưới bảng sau: r = bx.Mux

Bảng 6.13 Kết quả kiểm toán kết cấu thân trụ

TTGH bx.Mux by.Muy Mnx Mny bx.Mux

Mny r KT (kN.m) (kN.m) (kN.m) (kN.m)

6.5.5 Kiểm toán sức kháng cắt của thân trụ

6.5.5.1 Tính theo phương ngang cầu (Trục X):

Vux = 284.38kN ds = 4562mm a = 150.13mm h = 4678mm

Xác định chiều cao chịu cắt: dv = Max ds - a

2 = 4486.94mm 0.9.ds = 0.9 4562 = 4105.80mm  dv = 4486.94mm

Sức kháng cắt danh định của bê tông: Vc = 0.083..bv.dv fc ' bv = 1500mm

 Bố trí đai cấu tạo

0.1.fc ’.bv.dv = 0.1.30.1500.4486.94.10 -3 = 20191.22kN > Vu = 284.38kN s ≤ 0.4.dv = 0.4 4486.94= 1794.77mm ≤ 600mm

Sử dụng cốt đai làm thép co ngót nhiệt độ theo chiều cao trụ, nên :

Chọn s = 250mm, cốt đai chọn đường kính D20mm, 2 nhánh:

250 10 -3 = 4736.30kN Sức kháng cắt của thân trụ theo phương ngang cầu: Vux ≤ .Vn  = 0.9

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 6119.42 + 4736.30 = 10855.71kN

Vn2 = 0.25.fc ’.bv.dv = 0.25.30.1500.4486.94.10 -3 = 50478.04kN

 .Vn = 0.9.10855.71 = 9770.14kN > Vux = 284.38kN  OK

6.5.5.2 Tính toán theo phương dọc cầu (Trục Y)

Vuy = 6.70kN ds = 1384mm a = 67.96mm h = 1500mm

Xác định chiều cao chịu cắt : dv = Max ds - a

2 = 1350.02mm 0.9.ds = 0.9 1384 = 1245.6mm  dv = 1350.02mm

Sức kháng cắt danh định của bê tông: Vc = 0.083..dv.bv fc ' bv = 4478mm

0.1.fc ’.bv.dv = 0.1.30.4678.1350.02.10 -3 = 19216.93kN > Vuy = 6.70kN s ≤ 0.8.dv = 0.8.1369.31 = 1095.45mm < 600mm

Chọn s = 250mm, cốt đai chọn đường kính D20mm, 2 nhánh :

250 10 -3 = 1425.05kN Sức kháng cắt của thân trụ theo phương dọc cầu : Vu ≤ .Vn  = 0.9

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 5742.08 + 1425.05 = 7167.13kN

Vn2 = 0.25.fc ’.bv.dv = 0.25.30.4678.1350.02.10 -3 = 47365.46kN

.Vn = 0.9.7167.13 = 6450.41kN > Vuy = 6.70 kN  OK

Tương tự đối với các tổ hợp TTGH còn lại, kết quả cho trong bảng dưới đây:

Bảng 6.14 Kiểm toán khả năng kháng cắt của thân trụ

Vux .Vnx Kiểm toán Vuy .Vny Kiểm toán (kN) (kN) Vux Mmin = 133.26 kN.m  OK

7.4.5 Kiểm toán sức kháng cắt của tường đứng

Kiểm toán sức kháng cắt của tiết diện: Vu ≤ .Vn  = 0.9 Vu = 180.47kN dv = Max

2 = 519.35mm 0.9.ds = 0.9 540 = 486mm  dv = 519.35mm

Sức kháng cắt của bê tông trong mặt cắt : Vc = 0.083..bv.dv fc '

Vu = 199.01kN < 0.5..Vc = 0.5 0.9 5147.01 = 2316.16kN  Bố trí đai cấu tạo

Do đó cốt đai bố trí theo cấu tạo, sử dụng D16mm, cự ly ngang s = 200mm

Không cần kiểm tra lượng cốt thép ngang tối thiểu : Avmin = 0.083 fc ' b.s fy

Diện tích cốt đai chịu cắt trong cự ly s : Av = .16 2

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 5147.01 + 219.29 = 5366.30kN

Vn2 = 0.25.fc ’.bv.dv = 0.25.30.10900.519.35.10 -3 = 42456.86kN

Vn = 5366.30kN  .Vn = 0.9 5366.30 = 4829.67kN > Vu = 199.01kN OK

7.4.6 Kiểm tra nứt tường đỉnh Điều kiện : ss uSD d 0.6 y cr

2 b.x 2 – n.As.(ds – x) = 0 ds = 540mm As = 27331.86mm 2

7.4.7 Cốt thép co ngót và nhiệt độ AsT

Lượng cốt thép tối thiểu cho mỗi hướng, theo điều kiện [A5.10.8]:

Mỗi hướng cho 1 mặt chọn 16@200: AsT =  16 2

TÍNH TOÁN KẾT CẤU TƯỜNG THÂN

Bảng 7.14 Nội lực tại mặt cắt 2 – 2

STT Tổ hợp TTGH Tổ hợp nội lực tại mặt cắt 2-2 (Đỉnh bệ móng)

N (kN) Hx (kN) My (kN.m) Hy (kN) Mx (kN.m)

- Kích thước mặt cắt : b = 10.9m (phương y) h = 1.6m (phương x)

- Diện tích mặt cắt : A = 10900 1600 = 1.74.10 7 mm 2

- Mômen quán tính với trục x : Ix = 1

- Mômen quán tính với trục y : Iy = 1

- Chiều dày lớp bê tông bảo vệ : ac = 100mm

- Cường độ thép : fy = 420MPa

- Môđun đàn hồi của thép : Es = 200000MPa

- Cường độ bê tông : fc ’ = 30MPa

- Môđun đàn hồi của bê tông : Ec = 28561.32MPa

- Trọng lượng riêng của bê tông : c = 23.5kN/m 3

7.5.2 Ước tính và bố trí thép tường thân (thân mố)

- Diện tích cốt thép tối thiểu yêu cầu : Ước tính cốt thép theo hàm lượng Min: Asmin = Mcr

Mcr = γ1 γ3 Sc fr fr = 0.63 f'c = 0.63 30 = 3.45 MPa γ1 = 1.6 γ3 = 0.67

Thân mố bê tông khối lớn yêu cầu sử dụng cốt thép dọc với đường kính tối thiểu D20 để đảm bảo khả năng chống co ngót do nhiệt Khoảng cách giữa các thanh cốt thép cần được duy trì dưới 300mm.

Chọn D22 bố trí thép cho thân mố, dc = 100 + 22

2 = 111mm Chọn khoảng cách cốt dọc : s = 150mm

Số thanh D22 bố trí theo phương x :

150 + 1 = 20.37 thanh  Chọn 22 thanh bố trí

Số thanh D22 bố trí theo phương y :

Diện tích 1 thanh cốt thép dọc : As1 = .22 2

4 = 380.13mm 2 Diện tích cốt thép theo phương x : Asx = 22 380.13 = 8362.92mm 2

Diện tích cốt thép theo phương y : Asy = 146 380.13 = 55499.38mm 2

Tổng diện tích cốt thép bố trí :

7.5.3 Kiểm toán kết cấu thân mố TTGH cường độ

Nội lực : Pu = 8577.56kN Mux = 3313.90kN.m Muy = 9624.52kN.m

7.5.3.1 Xét điều kiện kiểm toán

0.1..fc ’.Ag = 0.1 0.75 30 1.74.10 7 10 -3 = 39240kN > Pu = 8577.56kN Điều kiện kiểm toán : bx.Mux

7.5.3.2 Xét hiểu ứng độ mảnh

− Theo phương ngang cầu (x) : rx = Ix

3146.56 = 2.69 < 22  Không xét hiệu ứng độ mảnh bx = 1

− Theo phương dọc cầu (y) : ry = Iy

461.88 = 18.31 < 22  Không xét hiệu ứng độ mảnh by = 1

7.5.3.3 Kiểm toán sức kháng thân mố

− Sức kháng uốn danh định theo phương x : Mnx = As.fy.

2 = 4181.46mm 2 ds = h – dc = 10900 – 111 = 10789mm a = As.fy

− Sức kháng uốn danh định theo phương y : Mny = As.fy.

2 = 27749.69mm 2 ds = h – dc = 1600 – 111 = 1454mm a = As.fy

Tương tự với các tổ hợp TTGH, kết quả như bảng sau : r = bx.Mux

Bảng 7.15 Kết quả kiểm toán kết cấu thân mố

7.5.4 Kiểm toán sức kháng cắt của thân mố

- Tính theo phương ngang cầu (trục x) : Vux = 2616.77kN ds = 10789mm a = 43.04mm h = 10900mm

2 = 10767.48mm 0.9.ds = 0.9 10789 = 9710.10mm  dv = 10767.48mm 0.72.h = 0.72 10900 = 7848mm

Sức kháng cắt danh định của bê tông: Vc = 0.083..bv.dv fc ' bv = 1600mm

0.1.fc ’.bv.dv = 0.1 30 1600 10767.48 10 -3 = 51683.89kN > Vux = 2616.77kN s ≤ 0.4dv = 0.4 10767.48 = 4306.99mm < 600mm

Chọn s = 200mm, cốt đai chọn D18mm, 2 nhánh : Av = 2..18 2

200 10 -3 = 11507.96kN Sức kháng cắt của thân mố theo phương ngang cầu : Vu ≤ .Vn  = 0.9

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 15664 + 11507.96 = 27171.96kN

Vn2 = 0.25.fc ’.bv.dv = 0.25.30.1600.10767.48.10 -3 = 129209.73kN

.Vn = 0.9 27171.96 = 24454.76kN > Vux = 2616.77kN  OK

- Tính toán theo phương dọc cầu (trục y) : Vuy = 0kN ds = 1454mm a = 41.93mm h = 1600mm

2 = 1433.03mm 0.9.ds = 0.9 1454 = 1308.60mm  dv = 1433.03mm

Sức kháng cắt danh định của bê tông : Vc = 0.083..bv.dv fc ' bv = 10900mm

0.5..Vc = 0.5.0.9.14202.07 = 6390.93kN > Vu = 0kN  Bố trí đai cấu tạo

0.1.fc ’.bv.dv = 0.1 30 10900 1433.03 10 -3 = 46860.22kN > Vu = 0kN s ≤ 0.4.dv = 0.4 1433.03 = 573.21mm < 600mm

Chọn s = 200mm, chọn cốt đai D18mm, 2 nhánh :Av = 2..18 2

Sức kháng cắt của thân mố theo phương dọc cầu : Vu ≤ .Vn  = 0.9

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 14202.07 + 1531.58 = 15733.66kN

Vn2 = 0.25.fc ’.bv.dv = 0.25.30.10900.1433.03.10 -3 = 117150.55kN

.Vn = 0.9 15733.66 = 14160.29kN > Vu = 0kN OK

Tương tự với các tổ hợp TTGH, kết quả cho trong bảng sau :

Bảng 7.16 Kiểm toán khả năng kháng cắt của thân mố

Vux Vnx Kiểm toán Vuy Vny Kiểm toán

(kN) (kN) Vux Mmin = 274.11 kN.m  OK

7.6.2.1.5 Kiểm toán sức kháng cắt của phần đuôi tường cánh Điều kiện kiểm toán : Vu ≤ .Vn Vu = 188.83kN = 0.9 dv = Max ds - a

2 = 383.05mm 0.9.ds = 0.9 392 = 352.80mm  dv = 383.05mm

Sức kháng cắt của bê tông trong mặt cắt :Vc = 0.083..bv.dv fc' bv = 3700mm

Cốt đai được bố trí cấu tạo, sử dụng D16mm, cự ly bố trí s = 200mm

Không cần kiểm tra lượng cốt thép đai tối thiểu : Avmin = 0.083 f'c b S fy

Diện tích cốt đai chịu cắt trong cự ly S: Av = .16 2

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 1288.62 + 161.74 = 1450.36kN

Vn2 = 0.25.fc’.bv.dv = 0.25 30 3700 383.05 10 -3 = 10629.63kN

Vn = 1450.36kN  .Vn = 0.9 1450.36 = 1305.32kN > Vu = 188.83k  OK

7.6.2.1.6 Kiểm tra nứt đuôi tường cánh

Nội lực : MuSD = 132.27kN.m Điều kiện: fss = n MuSD.yd

Ec = 200000 28842.62 = 6.93 = 7 ds = 392mm As = 4021.24mm 2 b = 3700mm

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 287 fss = 7.132.27 10 6 322

3.34.10 9 = 89.22MPa < 0.6.fy = 252 MPa  OK Kiểm tra cự ly cốt thép chống nứt: s = 200mm  Smax

7.6.2.2 Tường cánh phần 2 (mặt cắt C2 – C2)

− Bề rộng mặt cắt : b = 4228 – 2.5 = 1728mm

− Chiều cao mặt cắt : h = 500 mm

− Chiều dày lớp bảo vệ: ac = 100 mm

− Cường độ tính toán của thép : fy = 420 mm

− Môđun đàn hồi của thép : Es = 200000 MPa

− Cường độ tính toán của bê tông : fc ’ = 30 MPa

− Trọng lượng riêng của bê tông : c = 23.5 kN/m 3

− Môđun đàn hồi của bê tông : Ec = 28842.62 MPa

− Tổ hợp nội lực các TTGH tại mặt cắt C2 – C2:

Bảng 7.26 Nội lực tại mặt cắt C2 – C2

STT Tổ hợp TTGH Mặt cắt C2-C2

EH LS Hy (kN) Mx (kN.m)

7.6.2.2.2 Ước tính cốt thép tường cánh phần 2

- Mômen tính toán : Mu = Mx = 83.59kN.m Vu = Hy = 66.87kN

- Diện tích cốt thép tối thiểu yêu cầu : Ước tính cốt thép đuôi tường cánh theo hàm lượng Min:

.fy.(0.9.h) Mcr = γ1 γ3 Sc fr fr = 0.63 f'c = 0.63 30 = 3.45 MPa γ1 = 1.6 γ3 = 0.67

0.9 420 0.9 500 = 1565.76mm 2 > As = 578.15mm 2  Do đó, chọn thép theo hàm lượng min yêu cầu, chọn cốt thép D16 bố trí

= 1565.76 201.06 = 7.79 thanh Chọn 9D16mm bố trí  Asc = 9 201.06 = 1809.56mm 2 > 1565.76mm 2 OK

7.6.2.2.3 Bố trí cốt thép tường cánh phần 2

Lớp bê tông bảo vệ : ac = 100mm dc = 100 + 16

2 = 108mm Khoảng cách cốt dọc yêu cầu cấu tạo : s > smin = 1.5.D = 1.5 16 = 24mm s ≤ smax = 300mm

Khoảng cách các cốt dọc : s = As1.b

= 201.06 1728 1809.56 = 192mm > 24mm  OK Chọn s = 200mm  9D16mm_s = 200mm

7.6.2.2.4 Kiểm toán sức kháng mômen uốn tường cánh phần 2

- Kiểm toán sức kháng mômen uốn : Mu ≤ .Mn Mu = 83.59kN.m

Chiều cao làm việc của tiết diện : ds =h–yc = 500 -

.Mn = 0.9 291.37 = 262.23kN.m > Mu = 83.59kN.m  OK

- Kiểm tra hàm lượng cốt thép :

+ Hàm lượng cốt thép tối đa : c ds

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 289 c = a

392 = 0.05 < 0.6  OK + Hàm lượng cốt thép tối thiểu :

.Mn = 262.23 kN.m > Mmin = 111.18 kN.m  OK

7.6.2.2.5 Kiểm toán sức kháng cắt của tường cánh phần 2 Điều kiện kiểm toán : Vu ≤ .Vn Vu = 66.87kN = 0.9 dv = Max ds - a

2 = 383.38mm 0.9.ds = 0.9 392 = 352.80mm  dv = 383.38mm

Vu = 66.87kN < 0.5..Vc = 0.5 0.9 602.33 = 271.05kN  Bố trí đai cấu tạo Cốt đai được bố trí cấu tạo, sử dụng D16mm, cự ly bố trí s = 200mm

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 602.33 + 161.87 = 764.21kN

Vn2 = 0.25.fc’.bv.dv = 0.25 30 1728 383.38 10 -3 = 4968.55kN

Vn = 764.21kN  .Vn = 0.9 764.21 = 687.79kN > Vu = 66.87kN  OK

7.6.2.2.6 Kiểm tra nứt tường cánh phần 2

Ec = 200000 28842.62 = 6.93 = 7 ds = 392mm As = 1809.56mm 2 b = 1728mm

− Bề rộng mặt cắt : b = 2500mm

− Chiều cao mặt cắt : h = 500mm

− Chiều dày lớp bảo vệ: ac = 100mm

− Cường độ tính toán của thép : fy = 420mm

− Môđun đàn hồi của thép : Es = 200000MPa

− Cường độ tính toán của bê tông : fc ’ = 30MPa

− Trọng lượng riêng của bê tông : c = 23.5kN/m 3

− Môđun đàn hồi của bê tông : Ec = 28842.62MPa

= 201.06 2500 2613.81 = 192.31mm > 24mm  OK Chọn s = 200mm  13D16mm_s = 200mm

.Mn = 0.9 420.88 = 378.80kN.m > Mu = 89.36kN.m  OK

.Mn = 378.80 kN.m > Mmin = 118.85 kN.m  OK

7.6.2.3.5 Kiểm toán sức kháng cắt của tường cánh phần 3 Điều kiện kiểm toán : Vu ≤ .Vn Vu = 107.24kN = 0.9

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 293 dv = Max ds - a

2 = 383.39mm 0.9.ds = 0.9 392 = 352.80mm  dv = 383.39mm

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 871.46 + 161.88 = 1033.34kN

Vn2 = 0.25.fc’.bv.dv = 0.25 30 2500 383.39 10 -3 = 7188.56kN

Vn = 1033.34kN  .Vn = 0.9 1033.34 = 930.01kN > Vu = 107.24kN  OK

Ec = 200000 28842.62 = 6.93 = 7 ds = 392mm As = 2613.81mm 2 b = 2500mm

Kiểm tra cự ly cốt thép chống nứt: s = 200mm  Smax

− Bề rộng mặt cắt : b = 2500 mm

− Chiều cao mặt cắt : h = 500 mm

− Chiều dày lớp bảo vệ: ac = 100 mm

− Cường độ tính toán của thép : fy = 420 mm

− Môđun đàn hồi của bê tông : Ec = 28842.62 MPa

= 201.06 2500 2412.74 = 208.33mm > 24mm  OK Chọn s = 200mm  12D16mm_s = 200mm

.Mn = 0.9 389.18 = 350.26kN.m > Mu = 89.36kN.m  OK

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 296 c = a

.Mn = 350.26 kN.m > Mmin = 118.85 kN.m  OK

7.6.2.4.5 Kiểm toán sức kháng cắt của tường cánh phần 4 Điều kiện kiểm toán : Vu ≤ .Vn Vu = 107.24kN = 0.9 dv = Max ds - a

2 = 384.05mm 0.9.ds = 0.9 392 = 352.80mm  dv = 384.05mm

Vn = Min Vn1 = Vc + Vs = 872.97 + 162.16 = 1035.13kN

Vn2 = 0.25.fc’.bv.dv = 0.25 30 2500 384.05 10 -3 = 7200.98kN

Vn = 1035.13kN  .Vn = 0.9 1035.13 = 931.61kN > Vu = 107.24kN  OK

Ec = 200000 28842.62 = 6.93 = 7 ds = 392mm As = 2412.74mm 2 b = 2500mm

Hình 7.6 Bố trí thép tường cánh mố

TÍNH TOÁN NỀN MÓNG MỐ CẦU

Hình 7.8 Bố trí thép mặt cắt C-C

Hình 7 7 Bố trí thép mặt cắt C-C , D-D

7.7.1 Số liệu tính toán móng mố

7.7.1.1 Cấu tạo móng bệ móng

− Đường kính cọc khoan nhồi : D = 1 m

− Chiều dài tính toán cọc khoan nhồi : Lc = 50 m

Các kích thước và cao độ được trình bày trong hình dưới đây, theo bố trí cọc tham khảo chi tiết tại phần 1, chương 2, mục 2.5.3.5, trang 49 và 50 Bê tông cọc ngàm được thiết kế trong bệ chôn với kích thước 200mm.

Hình 7.9 Cấu tạo móng mố M1

Hình 7.10 Mặt bằng bố trí cọc mố M1

Hình 7.11 Chi tiết cọc mố M1

7.7.1.2 Đặc trưng cọc và bệ cọc

− Vật liệu làm cọc và bệ cọc chọn như nhau :

− Cường độ thép tính toán : fy = 420 MPa

Bảng 7.29 Chỉ tiêu cơ lý đất

Cường độ chống cắt Su

CH1 14 Sét dẻo trung bình 17.5 0.84 18 - 10 13

7.7.1.4 Nội lực tại đáy bệ móng

Bảng 7.30 Nội lực các TTGH tại mặt cắt 3 – 3 (đáy bệ móng)

STT Tổ hợp TTGH Tổ hợp nội lực tại mặt cắt 3-3 (Đáy bệ móng)

N (kN) Hx (kN) My (kN.m) Hy (kN) Mx (kN.m)

7.7.1.5 Kiểm tra độ sâu chôn bệ

− Điều kiện kiểm toán : Df ≥ 0.7.Dfmin  Móng cọc bệ thấp

− Kiểm toán theo phương X : Hx = 0kN

− Kiểm toán theo phương Y : Hy = 3806.23kN

 Vậy: kiểm toán theo móng cọc bệ cao

7.7.2 Xác định số lượng cọc và sức chịu tải của cọc

− Sơ lược kết quả tính số lượng cọc và sức chịu tải của cọc bố trí mố cầu :

(Tham khảo chi tiết phần 1, chương 2, mục 2.5.3)

Sức chịu tải cực hạng của cọc : Qu = 8548.42 kN

Sức chịu tải thiết kế của cọc : Qa = 4422.97 kN

Số lượng cọc : nc = 6 cọc

− Bố trí như trên hình mặt bằng bệ cọc

7.7.3 Xác định tải trọng tác dụng lên cọc và chuyển vị bệ cọc

− Tính toán với 1 hàng cọc (2 cọc) theo phương dọc cầu, trong tính toán hệ thống phẳng ta có :

Số lượng cọc : nc = 2 cọc

− Mômen uốn được tính bằng cách chuyển dời lực ngang đến khoảng cách q, cánh tay đòn lực ngang tương ứng bằng : q = M

Bảng 7.31 Nội lực trong hệ thống cọc các TTGH

7.7.3.1 Xác định các đặc trưng hình học và chiều dài tính toán của cọc

− Diện tích ngang của cọc : F = .1 2

− Mômen quán tính của tiết diện cọc : J = 1

− Chiều dài chịu nén tính toán của cọc : LN = 50m

− Chiều dài chịu uốn tính toán : LM = L0 + .d = 0 + 6 1 = 6m

7.7.3.2 Xác định các đặc trưng đàn tính của hệ thống m1 = F

7.7.3.3 Xác định các phản lực đơn vị nc = 2 cọc r ’ uu = nc.m2 = 2 0.06 = 0.11m -3 r ’ uw = nc.m3 = 2 0.17 = 0.33m -2

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 304 r ’ ww = m1  i = 1 nc xi 2 + nc.m4  i = 1 nc xi 2 = (-1.8) 2 + (1.8) 2 = 6.48m 2 r ’ ww = 0.29 6.48 + 2 0.67 = 3.22m -1 r ’ vv = nc.m1 = 2 0.29 = 0.58m 3

7.7.3.4 Xác định vị trí các điểm tâm đặc tính

− Điểm tâm đàn hồi C : c = r ' uw r ' uu

− Điểm chuyển vị không :  = r ' ww r ' uw

(9.66 - 3).0.11 = 13491.39kN.m 3 Tương tự cho các TTGH còn lại, ta có bảng sau :

7.7.3.5 Xác định nội lực tính toán trong cọc

Hình 7.12 Vị trí các cọc theo phương dọc cầu

− Tại cọc n có tọa độ : xn = -1.8m (Cọc số 1)

− Mômen uốn tại điểm ngàm ở bệ cọc :

− Mômen uốn tại điểm ngàm ở phía dưới :

Tương tự như trên, ta lập bảng sau:

Bảng 7.32 Nội lực các cọc trong bệ ở các TTGH

Tương tự các TTGH còn lại :

Bảng 7.33 Kiểm tra tính toán các TTGH

Nn.Xn Kiểm tra tính toán

7.7.3.6 Kiểm tra chuyển vị ngang đỉnh mố

Modun đàn hồi của bê tông: Ec = 28842.62 MPa

Chuyển vị ngang đỉnh trụ: Ux = 1

E.J (u’ + w’.z) z = -6.228m (Khoảng cách từ đỉnh tường đỉnh đến đáy bệ) u’ = 13491.39 kN.m 3 w’ = 1212.22 KN.m 3

Chuyển vị ngang cho phép của đỉnh trụ: Ltt = 37.5m

Ux = 4.20mm < Ugh = 30.6mm OK

7.7.4 Kiểm tra tải trọng công trình tác dụng lên cọc Điều kiện kiểm tra : Pc + Nn.max  Rr

7.7.4.1 Kiểm tra tải trọng tác dụng dọc trục

Trọng lượng bản thân cọc :

Cọc số 2 chịu tải trọng lớn nhất (TTGH cường độ 1): Nn.max = 3963.29kN

Tải trọng đứng tác dụng lên cọc là:

Nmax = Nn.max + Pc = 3963.29 + 865.17 = 4828.46kN

Nmax = 4828.46kN < Rr = 4922.97kN  OK

7.7.4.2 Sức chịu tải trọng ngang cho phép của cọc Điều kiện kiểm toán: Hng  Hng.gh

+  : Hệ số phụ thuộc vào độ chặt của đất trong phạm vi chiều sâu của cọc Đối với cọc BTCT và đất nền là cát trạng thái chặt vừa   = 1.2

+ ng : Chuyển vị của cọc trên mặt đất (cm), do thiết kế quy định ( ng = 1cm) + E : Modun đàn hồi của vật liệu làm cọc

+ I : Moment quán tính của tiết diện ngang của cọc (cm 4 )

Chiều sâu đoạn cọc trong đất dao động từ 4.5Dp đến 8Dp, trong đó Dp là đường kính của cọc Đối với cọc bê tông cốt thép (BTCT), loại đất nằm trong khoảng từ đáy bệ đến 1.5Lo là sét mềm, do đó cần chú ý khi thiết kế và thi công.

- Theo phương X: HngX = Hx nc = 3806.23

6 = 534.37kN < Hng.gh = 413 kN  OK

7.7.5 Kiểm toán tải trọng công trình tác dụng lên nhóm cọc

7.7.5.1 Kiểm toán sức chịu tải dọc trục của nhóm cọc

Tính toán sức kháng của khối trụ tương đương

Kích thước mặt bằng khối trụ:

Sức kháng danh định của nhóm cọc: Rgr.n = Rgr.s.n + Rgr.p.n

Sức kháng thiết kế của nhóm cọc: Rgr.r = s.sta.Rgr.s.n + p.sta.Rgr.p.n

+ U: Chu vi tiết diện cọc, U = 2 (4.6 + 10.6) = 30.40m

+ Lực ma sát danh định lớp 3: Rs.n3 = U.fs3.l3 = 30.40  100.80  6 = 18385.9kN

+ Áp lực ma sát của  lớp 5: N = 55 > 53

+Lực ma sát danh định lớp 5:Rs.n5 = U.fs5.l5 = 30.40  150.4  5.24#993.3 kN

- Thành phần kháng mũi danh định: Rp.n = 3.52  1000  48.76 = 171635 kN

- Sức kháng danh định của cọc:

- Sức kháng thiết kế của cọc: Rr = Rs.r + Rp.r = 29423.5 + 85817.6= 115241.05 kN

Rgr.r = Min(20168.77 , 115241.05) = 20168.77kN > N = 13314.10kN  OK

7.7.6 Kiểm toán cường độ đất nền

7.7.6.1 Xác định kích thước đáy móng khối quy ước Để kiểm tra cường độ dưới mũi cọc, người ta xem bệ cọc, cọc và phần đất giữa các cọc là một móng khối quy ước

- Móng khối quy ước này có chiều sâu đặt móng Df.eq bằng khoảng cách từ mặt đất đến cao trình mũi cọc

- Diện tích đáy móng khối quy ước Aeq được xác định:

+ Trường hợp đất trong phạm vi cọc xuyên (L) tốt bệ cọc xem như đặt tại 2L/3 tính từ đáy bệ cọc và mở rộng the độ dốc 1:2

Trong trường hợp cọc xuyên gặp lớp đất yếu ở phía trên, bệ cọc được coi là đặt tại vị trí 2L/3, trong đó L là chiều sâu của lớp đất tốt, và bệ cọc sẽ mở rộng theo độ dốc 1:2.

Bgr, Lgr : Kích thước nhóm cọc

L : Chiều dài cọc xuyên tính từ đáy bệ cọc đến mũi cọc hoặc chiều dày lớp đất tốt tính từ mặt lớp đất tốt đến mũi cọc

- Điều kiện kiểm toán : pmax ≤  qu

Trong đó, pmax : Áp lực tính toán dưới đáy móng quy ước qu : Sức kháng đỡ danh định của đất nền dưới móng quy ước

Chiều dài chịu lực của cọc L = 50m

- Kích thước đáy móng quy ước

Hình 7.13 Đất nền dưới mũi cọc

7.7.6.2 Xác định ứng suất đáy móng khối quy ước Áp lực đáy móng trong trường hợp đáy móng hình chữ nhật b.l (tính toán đối với móng khối quy ước) pmax = N

+ N : Tổng lực đứng tác dụng tại tâm đáy móng khối quy ước

+ Aeq : Diện tích đáy móng khối quy ước Aeq = 601.88m 2

N : Độ lệch tâm so với trục y

N : Độ lệch tâm so với trục x

+ Tổng trọng lượng của đất và cọc tại cao trình đáy móng khối quy ước (Mực nước ngầm tại cao trình mặt đất tự nhiên)

+ Trọng lượng riêng trung bình các lớp đất: γtb = 8.97 kN/m 3

+ P = nc.Qc + (Vđất – Vcọc).γtb = 6 1153.55 + (50 579.87 – 6 50 .1 2

+ Tổng tải trọng thẳng đứng tại cao trình đáy móng khối quy ước:

+ Lực ngang tại đáy móng khối quy ước:

+ Moment tại đáy móng khối quy ước:

Tính toán tương tự cho các TTGH, ta được kết quả như ở bảng sau:

Bảng 7.34 Ứng suất đáy móng quy ước ở các TTGH

7.7.6.3 Xác định cường độ đất nền

Nền dưới mũi cọc là đất cát trung chặt

Sức kháng đỡ danh định của cát được lấy như sau: qu = 0.5.γ.b.Cw1.Nγm + γ.Df.Cw2.Nqm

+ Df : Độ sâu chôn móng Df = 49.64 + 2.60 = 52.24m

+ Cw1, Cw2 : Các hệ số phụ thuộc vào mực nước ngầm Mức nước ngầm nằm tại mặt đất tự nhiên  Cw1 = 0.5 Cw2 = 0.5

+ Các hệ số Nγm, Nqm được tính như sau:

Nγm = Nγ.Sγ.cγ.iγ Nqm = Nq.sq.cq.iq.dq

+ Nγ, Nq, Nc : Các hệ số sức chịu tải

+ sγ, sq : Các hệ số hình dạng: l b = 2.24 ,  = 38 deg  sγ = 0.65 sq = 1.735

+ cγ, cq : Hệ số ép lún Cọc khoan nhồi  cγ = cq = 1

+ iγ, iq : Hệ số xét độ nghiêng của tải trọng Tải trọng thẳng đứng  iγ= iq = 1

+ dq : Hệ số độ sâu đối với đất rời Df b = 2.73 ,  = 38 deg  dq = 1.28

 qu = 0.5 21.5 21.27 0.5 3.83 + 21.5 52.24 0.5 6.15 = 3891.59 kN.m 2 Đất cát, phương pháp bán thực nghiệm dùng số liệu SPT   = 0.45

.qu = 0.45 3891.59 = 1751.21 kN.m 2 > Pmax = 92.48 kN.m 2  OK

7.7.7 Kiểm toán độ lún nền móng mố Điều kiện: S  Sgh

Độ lún tính toán của móng được xác định theo tiêu chuẩn thiết kế, trong khi độ lún cho phép (Sgh) phụ thuộc vào loại và cấp công trình Đối với mố và trụ cầu, Sgh được tính là 1.5 lần chiều dài, cụ thể là Sgh = 1.5 x 37.5 = 9.19 cm.

- Độ lún S của móng cọc trên nền đất không dính (đất cát)

Theo TCVN 11823-2017, được tính theo công thức:

+ p: Áp lực gây lún tại cao trình đáy móng quy ước (MPa)

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 315 p = 85.17 kN/m 2 (TTGH SD)

+ Aeq: Diện tích đáy móng quy ước Aeq = 579.87m 2

+ Es : Modun đàn hồi của đất

Cát chặt vừa  Es = 50 – 75MPa  Lấy Es = 60MPa

(2 - 1.28) ) = 1.07 +  : Hệ số poisson Cát chặt vừa   = 0.3 – 0.4  Lấy  = 0.35

7.7.8 Kiểm tra kết cấu cọc và bệ cọc

7.7.8.1 Kiểm tra sức kháng của kết cấu cọc trong giai đoạn khai thác

− Số liệu tính toán kết cấu cọc

 Đường kính tiết diện cọc : D = 1000 mm

 Diện tích tiết diện cọc : Ap = 0.785.10 6 mm 2

 Chiều dài cạnh tiết diện quy đổi : b = 0.785.10 6 = 886 mm

Hình 7.14 Quy đổi tiết diện cọc khoan nhồi

 Cường độ bê tông cọc : fc ’ = 30 MPa

 Trọng lượng riêng bê tông cọc : c = 23.5 kN/m 3

 Cường độ chịu kéo của thép : fy = 420 MPa

 Môđun đàn hồi của thép : Es = 200000 MPa

- Nội lực cọc TTGH SD:

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 316 Ước tính cốt thép theo hàm lượng Min:

 fy (0.9 H) Ast.min = 2 Asmin Mcr = γ1 γ3 Sc fr fr = 0.63 f'c = 0.63 30 = 3.45 Mpa γ1 = 1.6 γ3 = 0.67

Lớp bảo vệ ac = 100mm

Chọn 18 thanh D32 bố trí thép cọc khoan nhồi

Diện tích 1 thanh cốt thép dọc: As1 = .32 2

4 = 804.25mm 2 Diện tích cốt thép: As = 18 804.25 = 14476.46mm 2 > Ast.min = 2846.63 OK Cốt thép chịu cắt chọn D12

7.7.8.3 Kiểm tra kháng nén lệch tâm xiên

Pu = Nu = 3066.05kN > 0.1..f’c.Ap = 0.1 0.75 30 0.79 10 3 = 1767.15 kN

 Điều kiện kiểm toán: Pu  Prxy  .Pnxy

+ Prxy : Sức kháng nén tính toán khi nén 2 phương

.P0 + Prx , Pry : Lực nén danh định

+ a : Chiều cao vùng bê tông chịu nén quy đổi a = c 1

7 = 0.836 + f’s : Cường độ tính toán cốt thép vùng chịu nén, f’s = ’s Es

+ c : Chiều cao vùng bê tông chịu nén c = cb = c

c + y d + c : Biến dạng bê tông khi phá hoại cân bằng c = 0.003

+ y : Biến dạng thép khi phá hoại cân bằng y = fy

+ d : Chiều cao làm việc của mặt cắt ( Từ tâm cốt thép miền chịu kéo đến mép ngoài cùng của tiết diện miền chịu nén)

+ fs : Cường độ tính toán của cốt thép miền chịu kéo fs = s Es

s = c d - c c + P0 : Sức kháng nén danh định dọc trục P0 = 0.85.f’c.(Ap – Ast) + Ast.fy

Pu = Nu = 3066.05kN < Prxy = 3807.18kN  OK

7.7.8.4 Kiểm tra sức kháng cắt của cọc Điều kiện kiểm tra: Vu   Vn  = 0.9 Vu = 1474.43kN

Sức kháng danh định của bê tông: Vc = 0.083..dv.bv f'c

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 318 ds - a

2 = 571.86mm dv = Max 0.9.ds = 0.9 758.23 = 682.40mm dv = 682.40mm

Vn = Min Vc + Vs = 749.86 + 216.10 = 965.96 kN

.Vn = 0.9 965.96 = 869.36kN > Vu = 737.22kN  OK

7.8 THIẾT KẾ KẾT CẤU BỆ CỌC

Nội lực cọc tính toán tại mục 7.7.3.5

Bảng 7.35 Tóm tắt nội lực trong cọc các TTGH

Hình 7.15 Chi tiết cốt thép cọc khoan nhồi mố M1

Do lực nội theo phương dọc cầu (X) lớn hơn so với phương ngang cầu (Y), việc tính toán và bố trí thép cần được thực hiện chủ yếu theo phương dọc cầu Phương ngang cầu sẽ được bố trí tương tự để đảm bảo tính ổn định và an toàn cho công trình.

- Lấy trường hợp nội lực trong cọc lớn nhất để tính cho bệ cọc:

- Chiều cao bệ: h = 2000mm, ngàm cọc 150mm, d = 2000 – 150 = 1850mm

- Sơ đồ tính theo phương dọc cầu :

Hình 7.16 Sơ đồ tính theo phương dọc cầu

7.8.2 Nội lực tại các mặt cắt

- Xét mặt cắt E-E (mặt cắt sau thân mố):

 Chiều dài bản hẫng tính toán: d = 1.328 m

 Tổng phản lực hàng cọc số 1: 3.N1 = 3 3963.29 = 11889.87kN

 Moment tại mặt cắt: Mu = 1.328 11889.87 = 15789.74kN.m

- Xét mặt cắt F-F (mặt cắt trước thân mố):

 Chiều dài bản hẫng tính toán: d = 0.7 m

 Tổng phản lực hàng cọc số 1: 3.N2 = 3 2693.76 = 8081.29kN

 Moment tại mặt cắt: Mu = 0.7 8081.29 = 5656.90kN.m

 Nội lực tại mặt cắt E-E lớn hơn so với mặt cắt F-F nên chọn nội lực ở mặt cắt E-E để tính toán

Bảng 7.36 Nội lực tại mặt cắt E-E ở các TTGH

Thông số Đơn vị TTGH

Cường độ I Cường độ II Cường độ III Sử dụng

7.8.3 Kiểm toán sức kháng uốn ở TTGH cường độ:

+ Ước tính cốt thép sơ bộ: max

15789.74 0.85 420 0.9 1850 = 26563.95mm 2 + Bố trí cốt thép:

Chọn D32 bố trí theo phương X  As1 = .32 2

4 = 804.25mm 2 Chiều dày lớp bảo vệ: ac = 100mm

Khoảng cách cốt thép: sx = b.As1

Số thanh bố trí theo phương X: n = (6000 - 2 100)

- Kiểm toán sức kháng uốn theo phương X: M u   M r 0.9

2 = 1734mm Điều kiện chịu uốn:

.Mn = 0.9 22832.11 = 20548.90kN.m > Mumax = 15789.74kN.m  OK

- Kiểm tra hàm lượng thép

- Hàm lượng thép min: Điều kiện: .Mn  Min (Mcr, 1.33MuCD) Mcr = γ1 γ3.Sc.fr fr = 0.63 f'c = 0.63 30 = 3.45 MPa γ1 = 1.6 γ3 = 0.67

.Mn = 20548.90 kN.m > Min Mcr = 1.11 10 10 N.mm = 11120.19 kN.m 1.33.Mu = 1.33 15789.74 = 21000.36 kN.m  OK

7.8.4 Kiểm toán sức kháng cắt ở TTGH cường độ

7.8.4.1 Tính toán kháng cắt tác động 1 hướng (do bệ chịu uốn) Điều kiện : Vu  .Vn  = 0.9 Vu = 3N1 = 11889.87 kN dv = Max

Sức kháng cắt danh định của bê tông chống đỡ :

Vc = 9218.67kN < Vu = 15789.74kN  Cần bố trí cốt đai chống cắt

0.1.f’c.bv.dv = 0.1 30 6000 1689.85 = 30417.21kN > Vu 889.87kN

Diện tích cần thiết: Av = Vs.s dv.fy = 3992.30 10 3 150

1689.85 420 = 843.76mm 2 Chọn D28 , 2 nhánh bố trí

Vn = Min Vc + Vs = 9218.67 + 5826.94 = 15045.61kN

 Vn = 15045.61kN  .Vn = 0.9 15045.61 = 13541.05kN > Vu = 11889.87kN

7.8.4.2 Kiểm tra điều kiện xuyên thủng bệ cọc (kháng cắt tác động 2 phương)

Để tính toán bệ cọc theo điều kiện xuyên thủng, cần thực hiện các bước tương tự như khi tính toán móng trụ đặt trên nền thiên nhiên Tháp xuyên thủng được thiết kế xuất phát từ chân mố và nghiêng một góc 45 độ so với trục đứng.

 Q : Lực xuyên thủng, tổng phản lực của các cọc nằm ngoài tháp xuyên thủng

Xác định kích thước đáy tháp nén thủng tự do, α = 45 o ư

 Không xảy ra nén thủng tự do

 Bố trí cốt đai cấu tạo:28, 2 nhánh, s = 150mm

7.8.4.3 Kiểm toán sức kháng cắt ma sát của bệ cọc (do lực ngang)

Bảng 7.37 Tổ hợp nội lực tại mặt cắt 2-2 (mặt cắt đỉnh bệ)

STT TTGH CÁC TỔ HỢP TTGH TẠI MẶT CẮT 2-2

N (KN) Hx (KN) My (KN.m) Hy (KN) Mx (KN.m)

+ Để thuận tiện trong thi công, chọn cốt đai ngang theo phương X , Y giống nhau

+ Diện tích cốt đai ngang kháng cắt ma sát: vh vf 0.35 v y

+ Chọn khoảng cách cốt đai ngang : svh = 150 mm

+ Bề mặt tiếp xúc : bvx = 10900 mm bvy = 1600 mm

420 = 1362.50mm 2 Chọn 1020, 2 nhánh bố trí theo chiều cao bệ

7.8.4.4 Nội lực theo phương X, TTGH cường độ I

- Moment uốn do lực ngang : Mu = Nuc.(h – ds)

Nuc = 0.2.Ncd1 + Hx = 0.2 8577.56 + 2616.77 = 4332.28kN h = 1850mm ds = 1734mm

- Diện tích cốt thép chịu uốn:

- Chọn 32 làm cốt thép chịu uốn:

Số thanh cốt thép chịu uốn theo phương X :

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 324 nsx = 6000 - 2 100

7.8.4.5 Kiểm toán sức kháng uốn phương X: M u .M n

2 = 1734mm Điều kiện chịu uốn:

7.8.4.6 Kiểm tra sức kháng cắt theo phương X: V uc .V n

Vn = Vnf = c Avc + .(Avh.t fy) = (1 10900 1600 + 1.4 6283.19 420).10 -6

Với c = 1, μ = 1.4 , Acv là diện tích mặt cắt ngang thân mố

.Vn = 0.9 21134.5 = 19021.06kN > Vu = 4332.28kN  OK

7.8.5 Kiểm toán cốt thép chống co ngót và nhiệt độ

Diện tích cốt thép co ngót và nhiệt độ yêu cầu phân bố đều trên cả 2 mặt theo phương X:

2 (10900 + 1850) 420 = 1.41 mm 2 /mm Theo chu vi thân bệ cọc, thép dọc sử dụng D28, s = 150mm

150 = 4.11mm 2 /mm OK Theo chiều cao thân bệ cọc, thép đai cấu tạo D20, s = 150mm

7.8.6 Kiểm toán kháng nứt bệ cọc ở TTGH sử dụng

Tính toán theo phương X (mặt cắt E-E)

Nội lực tổ hợp TTGH sử dụng : Mux = 12215.13kN.m Điều kiện: fss  0.6 fy fss = n MuSD.yd

7.8.6.1 Tính toán theo phương X bx = 6000mm nsx = 40 thanh dsx = 1734mm Asx = 32169.91mm 2

Hình 7.17 Bố trí cốt thép bệ mố

Hình 7.18 Bố trí cốt thép mặt bằng bệ mố

PHẦN 3 THIẾT KẾ KỸ THUẬT THI CÔNG

CHƯƠNG 1 THIẾT KẾ BIỆN PHÁP THI CÔNG 1.1 TRÌNH TỰ CÁC BƯỚC CÔNG NGHỆ

- Bước 1: San lấp mặt bằng

- Bước 3: Cung cấp điện nước cho công trình

- Bước 4: Bố trí mặt bằng công trình

- Bước 1: Chuẩn bị mặt bằng

- Bước 2: Thi công cọc khoan nhồi

- Bước 3: Đào đất hố móng, đập đầu cọc, vệ sinh hố móng, đổ bê tông lót

- Bước 4: Thi công bệ móng

- Bước 5: Thi công các bộ phận mố

- Bước 1: Công tác chuẩn bị

- Bước 2: Thi công cọc khoan nhồi, đổ bê tông bịt đáy

- Bước 3: Đập đầu cọc, vệ sinh hố móng, bê tông lót Thi công bệ trụ

- Bước 4: Thi công thân trụ

- Bước 5: Thi công xà mũ trụ

1.1.4 Thi công kết cấu nhịp

- Bước 1: Công tác chuẩn bị

- Bước 3: Vận chuyển dầm đến công trường

- Bước 5: Thi công dầm ngang

- Bước 6: Thi công bản mặt cầu

- Bước 7: Hoàn thiện kết cấu nhịp

- Bước 1: Thi công lan can, lớp phủ mặt cầu, hệ thống chiếu sáng

- Bước 2: Thi công đường dẫn vào cầu

- Bước 3: Thi công các công trình phụ trợ

1.2 GIỚI THIỆU NĂNG LỰC MÁY THI CÔNG

+ Trọng lượng hoạt động 18400 kg

+ Lực ủi cực đại : 17490 kg

+ Độ phóng đại ống kính: 24x

+ Sai số trên 1km đo đi và đo về : 2,0mm

+ Khoảng cách nhìn ngắn nhất : 0.3m

+ Nhiệt độ làm việc: -200C đến +400C

+ Chiều dài ống kính : 193mm

+ Đường kính kính vật: 32mm

+ Góc hiển thị màn hình: 0.1 In

+ Độ chính xác đo góc : 5”

+ Ống kính: Độ phóng đại: 333X

Thời gian đo khoảng cách rất nhanh: 0.8 giây

Dung lượng bộ nhớ trong: 10000 điểm đo

+ Trọng lượng bản thân : 11690 kG

+ Tải trọng cho phép chở : 12400 kG

+ Trọng lượng toàn bộ : 24220 kG

5 Búa rung cừ Larsen PCF-330

+ Áp xuất làm việc: 320 kg/cm2

+ Chiều dài cừ tối đa: 13m

+ Trọng lượng xe mang búa: 30~40 tấn

6 Máy khoan Nippon Sharyo ED-5500

+ Đường kính khoan tối đa: 2.5m

+ Tải trọng nâng tối đa: 7.5 T

+ Tốc độ di chuyển: 1.4 Km/h

+ Độ sâu khoan tối đa:

+ Tốc độ quay của gầu (cao/thấp): 30/15 vòng/phút

+ Tốc độ quay to: 3.3 vòng/phút

7 Máy bơm vữa Bentonite BW-250

+ Đường kớnh hỳt - xả: ỉ75 mm – ỉ50 mm

Máy bơm vữa BW 250 là thiết bị lý tưởng cho việc bơm vữa cọc nhồi và gia công nền móng yếu, cũng như bơm vữa cho trụ cầu Với thiết kế hoạt động êm ái, máy không gây tiếng ồn, mang lại sự tiện lợi trong quá trình thi công.

8 Máy bơm bê tông HBT 60-13-90S

+ Áp lực bê tông tối đa:

9 Máy đào gầu nghịch liugong CLG225C

+ Bán kính đào lớn nhất: 9820mm

+ Chiều cao đổ vật liệu lớn nhất: 6720mm

+ Tốc độ vòng quay: 11.3 vòng/phút

10 Máy bơm nước Teco công suất 3.7KW

11 Máy cắt uốn thép liên hợp Gute GQW-40

+ Công suất động cơ(Kw): 4 (Kw)

+ Tốc độ quay trục chính (v/ph): 5(v/ph)

+ Đường kính cắt max(mm): 40 mm

+ Đường kính uốn max(mm): 40 mm

+ Đường kính mâm uốn (mm): 350 mm

+ Que hàn Có thể hàn que với các que hàn 5P hoặc 5p + (E6010)

13 Trạm trộn bê tông di động YHZS50

+ Tốc độ di chuyển: 15 km/h

+ Kiểu điều khiển: Tự động/vận hành tay

+ Hãng: KOBE Steel KOBE Steel

+ Công suất đóng: 2.5 tấn 2.5 tấn

+ Nước Sản xuất: Nhật Bản Nhật Bản

+ Lực ly tâm: 12KN (1.220kgf)

+ Tốc độ di chuyển tối đa: 25m/phút

+ Khả năng leo dốc hạn chế: 35%

+ Động cơ: Honda GX160, xăng

+ Trọng lượng hoạt động ( min): 13900 kg

+ Trọng lượng hoạt động ( max): 26000 kg

+ Tốc độ di chuyển: 0-20 Km/h

+ Loại: xà lan đặt cẩu

20 Xe chở bê tông Howo

+ Khối lượng không tải: 14.400 (kg)

+ Khối lượng chuyên chở cho phép: 9.470kg

+ Khối lượng toàn bộ cho phép: 24.000 kg

+ Công suất kW (HP) / rpm: 336 HP

+ Tốc độ quay (vòng/phút): 0~10

+ Tốc độ tối đa : 90km/h

21 Máy rải bê tông nhựa bánh xích RP951A

+ Độ rộng phủ cơ sở: 3m

+ Độ rộng phủ lớn nhất : 9.5m

+ Độ dày phủ lớn nhất : 350m

+ Tốc độ di chuyển : 0-2.4Km/h

+ Công suất động cơ: 137 kW

+ Kích thước ( Dài x Rộng x Cao): 6700×3000×3850mm

+ Tốc độ chuyển tốc rung : 0-1470 Vòng/phút

+ Khối lượng hàng bốc cho phép lớn nhất (tấn):

+ Kích thước gầu khi đóng (mm): 2700x990x1300mm

+ Kích thước gầu khi mở (mm): 2700x3950x4270mm

+ Trọng lượng gầu (tấn): 7,5 tấn

23 Kích thủy lực YDC240QX-200

+ Lực căng tối đa: 240 KN

+ Áp lực danh định: 50 MPa

+ Cần dài: 41mcầ chính, 25m cần phụ

1.3 TRÌNH TỰ CÁC BƯỚC THI CÔNG

1.4 CÁC QUY ĐỊNH KỸ THUẬT

1.4.1.1 Tiêu chuẩn về vật liệu

+ TCXDVN 7570:2006: Cốt thép cho bê tông và vữa - Yêu cầu kĩ thuật

+ TCVN7572-2:2006: Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử - Xác định thành phần hạt

+ TCVN7572-6:2006: Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử - Xác định khối lượng thể tích xốp

+ TCXDVN 7570:2006: Cốt thép cho bê tông và vữa - Yêu cầu kĩ thuật

+ TCVN 7572-10:2006: Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử - Xác định cường độ và hệ số hệ số hóa mềm của đa gốc

TCVN 7572-5:2006 quy định phương pháp thử nghiệm cốt liệu cho bê tông và vữa, bao gồm việc xác định khối lượng riêng, khối lượng thể tích và độ hút nước của đá gốc cũng như cốt liệu lớn Tiêu chuẩn này đóng vai trò quan trọng trong việc đảm bảo chất lượng và tính đồng nhất của vật liệu xây dựng, góp phần nâng cao độ bền và hiệu suất của bê tông.

+ TCVN7572-6:2006: Cốt liệu cho bê tông và vữa - Phương pháp thử - Xác định khối lượng thể tích xốp

+ TCVN 2682:2009: Xi măng pooc lăng

+ TCVN 2660:2009: Xi măng pooc lăng hỗn hợp

+ TCXDVN 302:2004: Nước trộng bê tông - yêu cầu kỹ thuật

+ TCVN 2671:1978: Nước thải Phương pháp xác định hàm lượng tạp chất hữu cơ + TCVN 4560:1988: Nước thải Phương pháp xác định hàm lượng cặn

+ TCVN 1651:2006: Tiêu chuẩn cốt liệu thép dùng cho bê tông

+ TCXDVN 325:2004: Phu gia hóa học cho bê tông

+ TCXDVN 311:2004: Phụ gia khoáng hoạt tính cao dùng cho bê tông và vữa

Lựa chọn khu vực bố trí công trường:

Bờ mố M1, nằm gần Thị Trấn Phong Điền, là khu vực lý tưởng để tập kết và bố trí công trường do ít dân cư, không gian thông thoáng và rộng rãi, thuận lợi cho việc sắp xếp mặt bằng thi công và lán trại.

+ Phía bớ mố M2 (phía bờ xã Nhơn Ái) chỉ cần làm bãi tập kết dầm phục vụ thi công cho nhịp bên bờ này

- Dọn dẹp mặt bằng: San lấp mặt bằng đến cao độ thiết kế, rải cấp phối đá dăm và lu lèn đến độ chặt yêu cầu

Do thời gian thi công kéo dài, việc tổ chức và xây dựng kho bãi, lán trại là rất cần thiết Vị trí của các kho bãi và lán trại cần được bố trí ở nơi khô ráo, an toàn và gần với công trình để thuận tiện cho công tác quản lý.

Sử dụng máy san và máy ủi kết hợp với nhân công để làm phẳng mặt bằng bãi thi công, nhằm tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình thi công và vận chuyển thiết bị.

+ Do là dầm Super T nên dầm được sản xuất tại nhà máy và được vận chuyển đến công trường bằng đường thủy

Bãi tập kết dầm bao gồm hai khu vực: một khu vực bên bờ mố M1 với 10 dầm phục vụ cho việc thi công một nhịp dẫn và một nhịp thông thuyền, và một khu vực bên bờ mố M2 chứa 5 dầm để thi công nhịp.

SVTH: Bùi Văn Thanh MSSV: B1806461 Trang 336 dẫn còn lại)

+ Trong thời gian thi công, dầm được tập kết ở bãi tập kết dầm

+ Dầm được vận chuyển đến chổ tập kết bằng xà lan, sau đó được 2 cẩu đứng trên bờ cẩu dầm từ xà lan vào bãi tập kết

- Nguồn nhân lực và máy móc:

+ Nguồn nhân lực và trang thiết bị máy móc được huy động và tập kết đầy đủ để đảm bảo cho công đúng tiến độ xây dựng

Để nâng cao hiệu quả thi công, đơn vị thi công không chỉ sở hữu đội ngũ kỹ sư chuyên môn cao và công nhân lành nghề, mà còn có thể tuyển dụng thêm nguồn nhân lực từ địa phương nhằm đẩy nhanh tiến độ thực hiện dự án.

+ Về máy móc: đơn vị thi công có đầy đủ các trang thiết bị thi công: máy hàn, máy cắt, máy phát điện, cẩu, máy khoan,…

- Làm đường ray vận chuyển dầm (sau khi thi công mố và trụ)

1.4.1.3 Công tác cốt thép, ván khuôn và đổ bê tông

+ Cắt và uốn cốt thép

 Cốt thép được gia công cắt và uốn bằng phương pháp làm nguội

 Kích thước thanh được cắt đúng theo sơ đồ mối nối thiết kế

 Nối buộc cốt thép: chiều dài nối buộc vốt thép giữa 2 thanh thép chồng lên nhau tối thiểu là 30d (với d là đường kính thanh cốt thép)

Tiêu đề	Thiết Kế Cầu Hòn Đất Tỉnh Kiên Giang
Tác giả	Bùi Văn Thanh
Người hướng dẫn	Th.S. Võ Văn Đấu
Trường học	Trường Đại Học Cần Thơ
Chuyên ngành	Kỹ Thuật Công Trình Giao Thông
Thể loại	luận văn tốt nghiệp
Năm xuất bản	2022
Thành phố	Cần Thơ

Định dạng
Số trang	382
Dung lượng	7,19 MB
File đính kèm	THUYẾT MINH.rar (11 MB)